Diseño de Facilidades de Superficie

DISEÑO DE FACILIDADES DE SUPERFICIE PARA ESTACIONES DE PRODUCCION DE PETROLEO Y GAS. I.- INTRODUCCION Las facilidades de superficie de un campo productor de hidrocarburos, están constituidas por los equipos, tanques, tuberías, accesorios y demás instalaciones de medición, supervisión, control y seguridad, que permiten que las operaciones de producción, recolección, transporte, separación, almacenamiento y bombeo de los hidrocarburos producidos, se realice de una manera optima y segura. Algunas de las funciones de estas facilidades son: •

•

•

Abrir y cerrar el flujo de los pozos y regular su volumen. Dirigir la producción de pozos individuales a un determinado equipo o facilidad de almacenamiento. Dirigir una corriente de flujo a través de múltiples de producción, de volumen de gas, la razón gas-petróleo, la producción de agua individuales del pozo puedan ser registrados para llevar un buen parámetros de producción del mismo y tomar decisiones ante reparación.

•

Almacenamiento de fluidos.

•

Control y seguridad.

manera que el y otros datos control de los una eventual

Este curso cubrirá el diseño de los equipos mayores utilizados en estas operaciones, tales como tuberías, separadores, tanques, piscinas API, mecheros y calentadores. 1.1.- DESCRIPCION GENERAL DE LAS LAS OPERACIONES OPERACIONES DE PRODUCCION DE PETROLEO EN SUPERFICIE. En la figura 1 pueden visualizarse las principales operaciones desarrolladas en superficie, a causa del manejo, recolección, separación, medición, tratamiento y almacenamiento, de los hidrocarburos presentes en el yacimiento 1, los cuales son producidos por el pozo 2 y conducidos por sendas líneas de tuberías bajo dos posibles opciones: al separador de pruebas 3 o al separador general de producción 4.

1

Capítulo I. Introducción

Flowing Oil Oi l Production Production

Figura 1.

Well and Flow Lines

•

Separation and Storage

•

Salt Water Disposal

2


A continuación, los diferentes fluidos se dirigen en la forma siguiente: el crudo, aún con pequeños volúmenes de agua y gas descargan a los tanques de almacenamiento 6, mediante las líneas de tuberías 7,donde finaliza la separación de agua y gas, hasta un mínimo mínimo permisible, regulado por normas y por los clientes, el gas se envía por la línea 8 a la planta de gas, para la extracción de líquidos, para su compresión y uso en operaciones de recuperación secundaria, para gas lift, para su venta u otras operaciones. TOMADO DE API, Book 1 of Training Series El agua separada de los tanques se dirige al tanque de tratamiento 5 y de aquí al tanque “disposal” de agua 9 o a la piscina de emergencia de desechos o PIT 17.Una vez que el agua es filtrada en 10, es inyectada , utilizando el pozo “disposal” 11. En el gráfico también puede observarse la bomba de recirculación 14, los medidores de gas 15, el depósito de inyección de química 16 y el personal


Flowing Oil Oi l Production Production

Figura 1.

Well and Flow Lines

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Separation and Storage

•

Salt Water Disposal

2


A continuación, los diferentes fluidos se dirigen en la forma siguiente: el crudo, aún con pequeños volúmenes de agua y gas descargan a los tanques de almacenamiento 6, mediante las líneas de tuberías 7,donde finaliza la separación de agua y gas, hasta un mínimo mínimo permisible, regulado por normas y por los clientes, el gas se envía por la línea 8 a la planta de gas, para la extracción de líquidos, para su compresión y uso en operaciones de recuperación secundaria, para gas lift, para su venta u otras operaciones. TOMADO DE API, Book 1 of Training Series El agua separada de los tanques se dirige al tanque de tratamiento 5 y de aquí al tanque “disposal” de agua 9 o a la piscina de emergencia de desechos o PIT 17.Una vez que el agua es filtrada en 10, es inyectada , utilizando el pozo “disposal” 11. En el gráfico también puede observarse la bomba de recirculación 14, los medidores de gas 15, el depósito de inyección de química 16 y el personal


A continuación, los diferentes fluidos se dirigen en la forma siguiente: el crudo, aún con pequeños volúmenes de agua y gas descargan a los tanques de almacenamiento 6, mediante las líneas de tuberías 7,donde finaliza la separación de agua y gas, hasta un mínimo mínimo permisible, regulado por normas y por los clientes, el gas se envía por la línea 8 a la planta de gas, para la extracción de líquidos, para su compresión y uso en operaciones de recuperación secundaria, para gas lift, para su venta u otras operaciones. TOMADO DE API, Book 1 of Training Series El agua separada de los tanques se dirige al tanque de tratamiento 5 y de aquí al tanque “disposal” de agua 9 o a la piscina de emergencia de desechos o PIT 17.Una vez que el agua es filtrada en 10, es inyectada , utilizando el pozo “disposal” 11. En el gráfico también puede observarse la bomba de recirculación 14, los medidores de gas 15, el depósito de inyección de química 16 y el personal encargado de certificar, muestrear y aforar (medir) el tanque 12 y el “certificador” de bombeo 13. 1.2.- ESTACION DE PRODUCCION TIPICA Una estación de producción típica está compuesta por los siguientes elementos básicos: a.- UN MULTIPLE O CABEZAL DE ENTRADA Este es el lugar de recolección de fluidos, donde todas las líneas entran a la estación. Cada línea de entrada es instalada con una válvula de retención, para evitar el retroflujo, pudiendo ser enviado el flujo a uno de tres cabezales: cabezal de prueba, un cabezal de alta presión y uno de baja presión. Los registros de presión de cada pozo son monitoreados diariamente a la entrada del múltiple, despues de la válvula de retención. También puede inyectarse en este punto, química desmulsificante o antiespumante, aprovechando la máxima agitación del fluido. b.-JUEGO DE VALVULAS OPERADAS NEUMATICAMENTE INSTALADAS EN CADA UNO DE LOS CABEZALES. Al ocurrir una falla o sobrecarga de alguna parte de la instalación, es decir que si suceden condiciones de presión o de nivel anormales, es enviada una señal a estas válvulas y las mismas cierran. De esta forma la estación queda cerrada y se dice que está “shut in”. 5


El cierre de estas válvulas, se reflejará como una sobrepresión en cada uno de los pozos, lo cual accionará las válvulas de seguridad de cada pozo, cerrándose también la producción de los mismos. c.- LINEA PRINCIPAL MULTIFASICA Esta línea es la que conduce la mezcla multifásica hasta los diferentes separadores. d.- SEPARADOR DE PRUEBA Mediante la manipulación de válvulas, puede enviarse el flujo de un pozo determinado al separador de prueba, permitiéndose de esta forma, contabilizar la producción individual de petróleo y gas de cada uno de los pozos. e.- SEPARADOR GENERAL DE ALTA PRESION Aproximadamente un 80% del gas es separado en este lugar y la descarga líquida de este separador, se dirige al separador de baja presión. El gas pasa al “scrubber” de alta, en el cual las últimas gotas de petróleo entrampadas en el gas son removidas. f.- SEPARADOR GENERAL DE BAJA PRESION La mezcla de gas y líquido es recibida del separador de alta y se remueve gran parte del resto del gas mezclado con el líquido. La mezcla de líquido y gas puede ser también recibida del múltiple de producción de baja, sin pasar por el separador de alta, ya que los pozos alineados a este separador de baja, normalmente no tienen suficiente presión para fluir al separador de alta. g.- “SCRUBBER” DE ALTA Y BAJA Estos recipientes, instalados a la descarga de gas de los separadores de alta y baja presión respectivamente, actuan como separadores o depuradores de las últimas gotas de líquido que pudiesen ir entrampadas en la corriente de gas, antes de entrar esta corriente ,a los gasoductos que llevarán este caudal de gas a las plantas compresoras.

6


h.- TANQUES DE ALMACENAMIENTO Y BOMBEO La descarga de los separadores de baja estan direccionadas a los tanques de almacenamiento, cuya cantidad depende de la magnitud de la producción manejada por la estación. Estos tanques también se clasifican como tanques de producción o de bombeo, en los casos que están recibiendo la producción de los separadores de baja o están alimentando las bombas que manejan el crudo a la estación principal o a los terminales o patios de tanques. i.- BOMBAS DE CRUDO Estas bombas, instaladas en paralelo y alimentadas por el tanque de bombeo, mediante el cabezal respectivo, envían la producción de la estación a su estación principal o los terminales de embarque o patio de tanques. Las bombas pueden ser movidas a gas, mediante motores diesel o eléctricos. j.- MECHEROS O VENTEOS Los mecheros o venteos constituyen sistemas de seguridad para aliviar o descargar el gas no utilizado por la estación por razones de emergencia u operacionales y debe estar colocado a cierta distancia reglamentaria de la estación por razones de seguridad. También,por razones de seguridad los venteos no deben poseer dispositivos mecánicos o llamas piloto para su encendido, por lo que es necesario encenderlos manualmente. k.- SISTEMAS DE SEGURIDAD Y CONTROL Las estaciones de flujo son diseñadas para operar en forma semiautomática. Esto significa que bajo circunstancias normales deberá: 1. Controlar la presión y los niveles de cada recipiente. 2. Registrar y muestrear donde sea necesario. 3. Bombear los fluidos a las líneas principales de transporte. 4. Cerrar la estación bajo condiciones anormales. 5. Quemar gas no utilizado o no manejado por la estación.

7


En otras palabras, deberá operar continuamente bajo condiciones normales y manejar las condiciones anormales o de emergencia. Si cualquier instrumento de la estación falla, la estación se cerrará, excepto 2 circunstancias: - El separador de prueba tiene una alarma por alto nivel y el sistema cerrará

sólo el separador de prueba.

- Alta presión en el sistema de gas de alta, cierra solamente el cabezal de

alta.

Las alarmas estandares de una estación de flujo son las siguientes: - Alta presión en la línea de gas de alta presión (cierra el separador de alta) - Alta presión en la línea de gas de baja presión. - Alto nivel en el separador de alta presión, - Alto nivel en el separador de baja presión. - Alto nivel en el depurador de alta presión. - Alta presión en la línea de bombeo. - Baja presión en el sistema de instrumentación. - Alto nivel en el separador de prueba (cierra este separador).

1.3.- SIMBOLOGIA DE EQUIPOS Y CODIGOS DE LETRAS Los diagramas de flujo de intrumentación y procesos (P & I diagrams), también llamados DIT, definen esencialmente la lógica de control y operación de un proceso y provee una ayuda visual para gerenciar y guía para potenciales usuarios. Adicionalmente, estos diagramas, son muy utiles en varias etapas de desarrollo del proyecto para: Analizar la seguridad de la instalación antes de comenzar su construcción. Tabular equipos e instrumentación, para propósitos de estimación de costos. Guía para el personal de construcción y mecánicos durante la etapa de ensamblaje de la planta. Guía para analizar problemas durante la etapa de arranque. Adiestramiento al personal de operaciones. Ayuda para resolver los problemas diarios de operación y de emergencia. •

•

•

•

•

•

8


Los diagramas PI contienen cuatro tipos importantes de información, tales como: Breve descripción y especificaciones de todos los recipientes, válvulas y tuberías. Breve descripción de todos los sensores, instrumentos y dispositivos de control. La lógica de control utilizada en el proceso. Referencia adicional donde pueda encontrarse mayor información. •

•

•

•

La información normalmente excluida de un diagram PI es la relacionada con el cableado eléctrico (normalmente debe ser consultado en un diagrama eléctrico separado) y equipos no incluidos en el proceso ( estructuras de soporte, fundaciones,etc) . Normalmente existen 2 partes del diagrama: el primero suministra un esquema de los equipos y el segundo detalla los dispositivos de control e intrumentación. Los diagrama PI suministran un cuadro claro de cada pieza del equipo, incluyendo la identificación de las especificaciones, el tamaño de varios equipos, materiales de construcción y número y rango de los recipientes de presión. Los equipos y la instrumentación son definidos en términos de un código que consiste de símbolos, letras y una numeración del sistema. Esto es, cada pieza del equipo es asignada con un símbolo propio; una letra es usada para identificar cada tipo de equipo y asesorar en clarificar el símbolo y además se usan números para identificar individualmente cada pieza del equipo dentro de un tipo de equipo dado. Las tablas 1.2 y 1.3 anexas, ilustran este tipo de diagramas Cuando describimos la instrumentación es importante entender claramente lo que se define como tal. Los términos de instrumentación y control frecuentemente incluidos en un diagrama PI son los siguientes: Lazo de intrumentación (Instrument Loop) : es una combinación de uno o mas instrumentos interconectados para medir o controlar una variable del proceso. Elemento final de control: Es un dispositivo que cambia directamente el valor de la variable usada para controlar la condición del proceso. Transductor (Transducer or Converter): Es un dispositivo que recibe una señal de una fuente de potencia y envía una señal proporcional en otro sistema de potencia. Un transductor puede actuar como un elemento primario, transmisor u otro dispositivo. Fail closed: Es un instrumento que se cerrará ante una pérdida de potencia (neumática, eléctrica, etc). Fail open: Es un instrumento que se abrirá ante una pérdida de potencia (neumática, eléctrica, etc). 9


Fail safe: Es un instrumento que ante una pérdida de potencia (neumática, eléctrica, etc) se posicionará de tal forma que no pueda crear un riesgo. Variable del proceso: Es una propiedad física o condición en un fluido o sistema. Instrumento: Es un dispositivo que mide o controla una variable. Local: Es un instrumento localizado sobre el equipo. Remoto: Es un instrumento localizado lejos del equipo (normalmente en una central de control). Elemento primario: Es un dispositivo que mide una variable del proceso. Indicador: Es un dispositivo que mide una variable del proceso y muestra la variable en el punto de la medida. Transmisor: Es un dispositivo que detecta una variable del proceso a través de un elemento primario y envía una señal proporcional a la variable, a un instrumento localizado remotamente. Controlador: Es un dispositivo que varía su salida automáticamente en respuesta a cambios en la medición de la variable del proceso, para mantener el valor de la variable en el punto deseado (setpoint). La instrumentación normalmente se denota por un círculo en el cual la variable a ser medida o controlada se escribe con un símbolo apropiado dentro del círculo. Cuando el dispositivo de control es localizado remotamente, el círculo se divide por la mitad con una línea horizontal. Las tuberías son denotadas por líneas sólidas. Las tuberías presentes en un diagrama PI deben ser acompañadas por la siguiente información de identificación: - Número de la línea. -

Diámetro nominal y espesor (o Schedule). Comienzo y final Presión y temperatura de diseño Corrosión específica permisible Acondicionamiento o requerimiento de protección del proceso . Espesor y tipo del aislante Presión de prueba (hidrostática o neumática) Rango de flexibilidad de la tubería (esto es la temperatura máxima o mínima de operación).

10


Tabla 1-2

(Tomadas de CHEMICAL AND PROCESS EQUIMENT DESIGN, David Azbel, Nicolas P. Cheremisinoff, ANN ARBOR SCIENCE).

11


Figura 1-3

(Tomadas de CHEMICAL AND PROCESS EQUIMENT DESIGN, David Azbel, Nicolas P. Cheremisinoff, ANN ARBOR SCIENCE).

12

II.- CRITERIOS DE DISEÑO 2.1.- TÉCNICOS. En la ingeniería de diseño se aplican diferentes criterios técnicos, unos de carácter general obligatorios, dependiendo del material del equipo a diseñar y otros optativos, dependiendo si el fluido es monofásico o bifásico. Tamaño y espesor Separación entre equipos Disponibilidad de recursos energéticos Composición de los fluidos o productos a procesar Instalación asistida o desasistida. Velocidad de los fluidos Temperatura de operación Composición del material Forma geométrica Cargas estáticas y cíclicas Configuración de la superficie y textura. Métodos y técnicas especiales de protección. Mantenimiento Compatibilidad con materiales adyacentes. •

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

•

1

Capítulo II. Criterios de Diseño

CRITERIOS DE DISEÑO GENERAL OBLIGATORIOS PARA ACERO AL CARBONO. CAIDA CAIDA MAXIMA CAIDA MAXIMA PROMEDIO DE DE PRESION TOTAL DE PRESION PRESION PSI TIPO DE LÌNEA PSI/100 PIES PSI/100 PIES (APROX.) Líneas de succiòn de Bombas y de descarga Por gravedad

0.25

0.4

-

Líneas de descarga de De bombas (excepto Alta presión)

1.25

2.0

-

Líneas de descarga de Bombas de alta presión (700 psig ò mas)

3.0

4.0

-

Líneas de vapor (líneas 0.2 Aéreas de torres, atmosférica y de presión).

0.5

Líneas de gas (dentro de los límites de batería) 0.2

0.5

0.5 a 1.0

4.5

Líneas de gas (en puntos De conexión a líneas de Empalme). -

-

De 5 a 10% de la presión disponible.

Líneas de succión de Compresores.

0.3

De 0.5 a 1.0

0.1

Líneas de descarga De compresores. 0.2 Líneas de vapor de Agua de alta presión (corta) 0.5

1.0

2

Líneas de vapor de Agua de alta presión (larga) 0.1

0.4

5

0.5

2

Líneas de descarga 2


TIPO DE LÌNEA

CAIDA PROMEDIO DE PRESION PSI/100 PIES

De vapor de agua (corta)

0.2

CAIDA MAXIMA CAIDA MAXIMA DE PRESION TOTAL DE PRESION PSI PSI/100 PIES (APROX.) 0.4

1

Líneas de descarga De vapor de agua (larga) 0.05

0.1

1.5 a 2

Líneas de agua (larga)

0.5

5

0.25

Líneas de transferencia de líquidos Y líneas de empalme.

-

-

25

2.2.- ECONÓMICOS. En cuanto al aspecto económico deben ser analizadas las siguientes categorías: •

Disponibilidad

•

Cantidades requeridas

•

Formas diferentes (barras, moldes determinados etc.)

•

Formas metalizadas y pretratadas (galvanizadas, tratamiento de prefabricación, plateado, etc)

•

Formas revestidas (revestimiento de acero inoxidable)

•

Uniformidad del material.

•

Libre de defectos.

•

Tiempos de entrega.

•

Costo en formas diferentes - Barras, Hojas, esféricas,etc. - Fundición.

3


•

Extrusión. Forja

Limitaciones de tamaño y tolerancias en formas diferentes - Longitud - Peso - Medida - Ancho

CRITERIOS PARTICULARES Con frecuencia, aparatos y sistemas complejos, tuberías de proceso y otras estructuras de soporte utilizan diferentes metales, aleaciones y otros materiales.Son con frecuencia empleados en ambientes corrosivos o conductivos y, en la práctica, el contacto de materiales disímiles no puede evitarse totalmente. Es importante que el diseño minimize los efectos de daño por corrosión, optimizando la compatibilidad de los materiales, por selección o por su distribución en el diseño total. Los materiales compatible son aquellos que no puedan causar una falla del sistema, pensando siempre en seleccionar aquellos que se desempeñarán eficientemente en un medio apropiado, con el tamaño y la composición optima. Adicionalmente a la influencia de unos materiales sobre otro debido asu diferente potencial eléctrico, deben considerarse en el diseño, las posibles reacciones químicas adversas., como resultado de cambios en los materiales originados por variaciones del ambiente. Las siguientes consideraciones generales deben ser seguidas en el diseño de todos los tipos de equipos de procesos: !

!

!

!

Metales disímiles deberán estar en contacto (directamente o a traves de un medio conductivo como agua, condensación, etc), solamente cuando funcionalmente, el diseño así lo recomiende. Escalas de potenciales galvánicos son usualmente indicadores de corrosión galvánica, sin embargo, se necesita conocer la cantidad de corriente que fluirá entre metales disímiles. Para asegurar compatibilidad, se requiere en la descripción en la ingeniería de detalles, la descripción de todos los materiales y sus propiedades metalúrgicas. Información general (esto es acero suave), no suministra suficiente información para establecer la compatibilidad en medios conductivos o corrosivos. La corrosión galvánica de metales disímiles puede ser minimizada controlando la humedad cercana a la conexión bimetálica. En general, si la junta bimetálica se mantiene seca, no ocurrirá corrosión.

4

Capítulo II. Criterios de Diseño !

!

!

!

!

!

!

!

!

Evite el contacto de la superficie de metales disímiles, separándolos completamente. Esto puede lograrse mediante separaciones dieléctricas provistas de varias formas, mediante aislantes de goma, sellantes o recubrimientos. La formación de grietas o hendiduras entre metales disímiles debe ser evitada. La corrosión en tales contactos es generalmente mas severa que la corrosión galvánica sola. También, las grietas entre metales y ciertos tipos de plásticos o elastómeros pueden inducir tasas aceleradas por la combinación de ataques químicos y la grieta.. El muestreo es recomendado para establecer las especificaciones finales de diseño. Los metales revestidos son candidatos para la corrosión galvánica a lo largo de los bordes expuestos. Un ejemplo es cobre/aluminio revestido de aluminio. Secuencia y sistemas apropiados de soldadura de partes bimetálicas de estructuras y de equipos ,deben ser especificados para evitar distorsión y esfuerzos internos de los metales involucrados. En fundiciones de aluminio, pueden insertarse sin problemas aceros resistentes. Fuentes de mercurio (ejemplo, termómetros) deben evitarse en la vecindad de equipos con aleaciones de cobre y aluminio. Se debe evitar componentes de carbón o grafito con otros metales en ambientes conductivos. Se deben evitar diseños que establezcan grandes gradiente de temperatura en equipos, ya que ocasionan una polarización adversa en los metales componentes. Si una separación dieléctrica de conexiones o sujetadores no puede ser implementada facilmente, los sujetadores deben ser recubiertos con una pintura de cromato de zinc y sus extremos deben ser encapsulados.

5

III.- DISEÑO DE LÍNEAS DE FLUJO DE LÍQUIDO Y GAS 3.1.- GUIA GENERAL PARA EL DISEÑO DE SISTEMAS DE TUBERÍAS a. Asegure una separación efectiva entre secciones o conexiones de metales diferentes, instalando medios aislantes. b. La tubería no debe estar en contacto directo con estructuras metálicas conductivas. c. En calentadores y otros equipos críticos, situados aguas arriba de sistemas de tubería conteniendo un medio conductivo, no deben utilizarse empaques de carbón o grafito. Las partículas de carbón pueden depositarse sobre los tubos de los intercambiadores de calor y provocar corrosión galvánica d. TAMAÑOS UTILIZADOS FRECUENTEMENTE: en los Estados Unidos, durante la época de control de producción fueron instaladas tuberías de 2 y 2 ½ pulgadas de diámetro. En otros países sin restricciones de producción, las líneas individuales de los pozos son usualmente de 2 ½ a 4 pulgadas de diámetro. En algunos pozos donde no se instala tubería de producción (ejemplo, en el oriente medio), se utilizan diámetros de hasta 6 pulgadas para el flujo de pozos individuales. En operaciones de producción costafuera, también se utilizan líneas de gran tamaño. e. MATERIALES: Línea de acero API o su equivalente se usa normalmente como tubería de flujo. Esta tubería usualmente está especificada por la norma API Standars 5L (API Spec. 5L, Specification for line Pipe) para tuberías de baja presión (menores de 1000 psi) o API Standard 5LX API Spec. 5LX, Specification for High Test Line Pipe) para alta presión, hasta aproximadamente 7500 psi. El punto cedente (yield strength) de los aceros recomendados por estas 2 normas pueden observarse en la Tabla I.

1

Capítulo III. Diseño de Líneas de Flujo de Líquido y Gas

TABLA I MINIMUM SPECIFIED YIELD STRENGTHS – “S” - PSI LINE PIPE – API STD, 5L

HI-TEST LINE PIPE – API STD, 5LX

BUTTWELD SEAMLESS ELECTRICWELD

OR SEAMLESS OR ELECTRICAL WELD

OH CLASS GRADE A GRADE B I

GRADEX42 GRADEX46 GRADEX52

25000

42000

30000

35000

46000

52000

f. PRESION: La Tabla II presenta los valores de la presión de diseño límite para varios grados de tubería de línea desde 1 ¼ hasta 8”, usadas para el transporte de petróleo, los cuales son derivados de la ecuación: P = (2st/D)xFET En la cual: P = presión de diseño, psi t = espesor de pared, pulgadas s = mínimo punto cedente específico (yield strength), psi F = 0.72 E = 1.00 (tubería sin costura) 0.60 (tubería con costura) T = 1.00 (temperaturas desde –20 hasta 250 grados Fahrenheit) Los requerimientos para instalaciones de líneas de gas se dividen en 4 clases basadas en la densidad de población de las áreas donde se instalará, proximidad de instalaciones industriales, edificios, tráfico pesado y otras consideraciones públicas, lo cual pudiese contribuir a desastres en caso de fallar la tubería. Estas clasificaciones son: Clase 1: Áreas abiertas o rurales con una densidad de población menor a 12 personas por milla cuadrada, medida en cualquiera milla lineal del área. Clase 2: Franjas de áreas alrededor de ciudades o pueblos donde la densidad de población excede a 12 personas por milla cuadrada.

2


Clase 3: Áreas subdivididas para uso industrial o comercial, en las cuales el 10% de los lotes adyacentes al derecho de paso de la tubería son ocupados por casas o edificios industriales. Clase 4: Áreas en las cuales existen 4 o mas edificios comerciales, tráfico pesado y otras instalaciones subterráneas. Las tasas de presión son calculadas aplicando la ecuación anterior, ajustando el factor F en la forma siguiente: Clase 1 Clase 2 Clase 3 Clase 4

F = 0.72 F = 0.60 F = 0.50 F = 0.40

Las presiones de líneas de gas para varias condiciones de áreas (clases) y grados de tubería son mostradas en la Tabla IV.

3


Tabla II

4


Tabla III

5


Tabla IV


Tabla IV

6


3.2.- CAPACIDAD DE LINEAS DE FLUJO MONOFÁSICO Y MULTIFÁSICO FLUJO DE LIQUIDOS a.- Ecuación Básica:

∫ ∫ Vdp + ∆X +

2 2 v 2 − v1

2g

=−

2flv gD

2

−W

Para un cambio de velocidad despreciable: ∆Pf =

2fLv 2ρ gcD

= Caída

de presión debido a fricción

Esta es la Ecuación de Fanning: f es

el factor de fricción de Fanning

f =

16 (Para Flujo Laminar) Re

∆P f = Psi L = pies

v = pies/seg ρ = Lb/pies

D =

3

pies

b.- Fórmula de Darcy-Weisbach f ' = 4 f = Factor '

∆P f =

de fricción de Moody o de Darcy-Weisbach

2

f Lv ρ

2 g c D Fórmula de Darcy-Weisbach

f ' = f Moody = f Darcy =

Para

g c = 32.17 y

64 Re (Flujo Laminar)

usando otras unidades convenientes: ∆Pf =

∆P = Caída

(0.00129)f 'Lv 2ρ d

de pesión, psi

L =

Longitud de la tubería, pies

ρ =

Densidad del Líquido, lb/pies3

7

Capítulo III. Diseño de Líneas de Flujo de Líquido y Gas v = Velocidad

del Flujo, pies/seg

d = Diámetro

de la tubería, pulgadas

' f = Factor

de fricción de Moody

También podemos escribir: ∆Pf =

43.76f 'LρV 2 d5

∆P = psi L = Pies ρ =

Lb/pies3

V = Pies3/seg d = Pulgadas

f ' = Factor

de fricción de Moody

Nota: La ecuación de Fanning aplica tanto para flujo laminar como para flujo turbulento. Para R e < 2.000 : (Laminar) f = 16 Re Para

R e > 4.000

: (Turbulento)

f = 0.04

Re 0.194 (Tubería lisa)

f = 0.04

Re 0.172 (Tubería comercial)

c.- Fórmula de Hazen-Williams Q=

P 0.54Cd 2.63 1.62.04g 0.54

P = pérdida Q = Tasa,

de fricción PSI/mile

BBL/hora

g = gravedad

específica

d = I.D.,

pulgadas c = coeficiente de aspereza c = 100 para tuberías mas viejas (normales)

8

Capítulo III. Diseño de Líneas de Flujo de Líquido y Gas c = 120 para

tuberías nuevas c < 100 para tuberías viejas en mal estado

d.- Ecuación de Miller P= P = caída f m =

fmQ 2S d5

de presión, psi/milla

factor de fricción de Miller

Q = tasa

de flujo, Bbl/hora

S = gravedad d = I.D.

específica

de la tubería, pulgadas     1 f m = 34.94    1.8Log10 24Q + 2.01    dZ

Z = Viscosidad,

2

centistokes

Vis cos idad cinemática =

Vis. Absoluta Densidad

ó, Stoke =

Poise Gravedad Específica

ó, Centistokes =

Centipoise Gravedad específica

3.3.- LÍNEAS COMPLEJAS a.- Cálculo de diámetros y longitudes equivalentes para la misma

∆P .

9


Para la misma caída de presión, ∆Pf =

∆P f :

f 1'L1 v12ρ1 2gd1

=

f 2' L 2 v 22ρ 2 2gd 2

ρ1 = ρ 2

v1 =

v2 =

Q1 A1 Q2 A2

=

=

Q1 0.785d12 Q2 0.785d 22

Q1 = Q 2

  f 1'   d  ∴ L 2 = L1  '  2    d1   f 2 

5

15

  f 2' L 2  d 2 = d1  '    f 1L1 

Si

f 1' = f 2' ;

b.- Para líneas en serie 1 / 5

  L  d2 = d1  2    L1 

  d  L2 = L1  2    d1 

5

c.-. Líneas Paralelas

EQUIVALENTE

10


1.

∆P0 = ∆P1 = ∆P2

2. Q0 = Q1 + Q2 3. L0 = L1 = L2 ∆Pf =

f 'LQ 2ρ 2

2g(0.785 ) d 5

Resolver para cada

Q,

sustituir en (2.) y simplificar:

 5 / 2 d 2 5 / 2  ' 1 / 5 d1 d 0 = (f 0 )  1 / 2 +  ' ' 1 / 2 (f 2 )   (f 1 ) Omitiendo la diferencia en d 0 = [d 1

5 /"

2 / 5

+ d 25 / 2 ]

f

'

2 / 5

: PARA LONGITUDES IGUALES

EJEMPLO Para dos líneas paralelas:

d 0 = [d15 / 2 + d 52 / 2 ]

2 / 5

∴

d 0 = 8

[

5 / 2

= (6.065 )

]

5 / 2 2 / 5

+ (6.065 )

pulgadas

Ahora, tenemos:

Expresar como una tubería equivalente de 10.02 '' : (ARBITRARIO) 11

Capítulo III. Diseño de Líneas de Flujo de Líquido y Gas 5

  d    10.02  L 2 = L1  2  = 500    8    d1  ∴ L2 = 1542 pies

5

de una tubería equivalente de 10.02 '' . Entonces tenemos:

La longitud total, LT = 4000 + 1542 = 5542 pies de una tubería equivalente de 10.02 '' . 3.4.- ECUACIÓN GENERAL DE FLUJO DE GAS Q=K

T0  (P12 − P22 )d 5 



P0 

GTfL

1 / 2

 

o en terminología general de tuberías: Q = 38.77

T0  (P12 − P22 )d 5 



P0 

1 / 2

 

GTfL

Donde: Q = Tasa

de gas, pies3 /día @

f = factor

de fricción

T 0 , P0

temperatura del flujo de gas, G = Gravedad específica del gas L = Longitud de la tubería, millas d = I.D. de la tubería, pulgadas P1 = Presión de entrada, psia T =

P2 = Presión

de salida, psia

T 0 = Temperatura P0 = Presión

° R = ° F + 460

base,

° R

base, psia

12


a. CLASES DE ECUACIONES DE FLUJO DE GAS 1. Fórmulas donde el factor de fricción es constante. (Para sistemas de gas a baja presión). 2. Fórmulas donde el factor de fricción es expresado como una función del diámetro. (El más usado). 3. Fórmulas donde el factor de fricción es expresado como una función del número de Reynolds. Ejemplos de las fórmulas clase 2: Ecuación de Weymouth Ecuación de Panhandle Panhandle modificado Estas son las mas extensamente usadas por la industria del gas. ECUACIÓN DE WEYMOUTH ( d < 12 '' , f = 0.008 d

P < 500 PSI)

0.33

0.5

  T0   P12 − P22  8 / 3 Q = 433.49    (d ) (E)   P0   GTLZ a 

Podemos extender la aplicación incluyendo la compresibilidad del gas. También, podemos incluir un factor de eficiencia de la tubería, E , (a veces llamado factor de experiencia – que usualmente varía de 0.8 a 0.95 ). Q = pies /día a T 0

3

& P0

P1 & P2 = Presión,

psia

T f = Temperatura

promedio en el segmento de línea,

° R .

d = I.D. de la tubería, millas L = Longitud Z a = Factor

del segmento de tubería, millas

de compresibilidad promedio evaluado a

Pm

& T f

13


Pm =

2  P13 − P23 





3  P12 − P22 

ECUACIÓN DE PANHANDLE ( d > 12 ''

P > 500 psi)

0.1461

1 f = 52(QG d )

1.0788

  T  Q = 435.87 0    P0 

  P12 − P22    T LZ   f a 

0.5394

  1      G 

0.4606

d 2.6182 (E)

PANHANDLE MODIFICADA (1 f )0.5 = (QG

d )

1.02

  T  Q = 737 0    P0 

0.01961

  P12 − P22    0.961  T LZ G    f a

0.510

d 2.530 (E)

Con las mismas unidades que antes. En la mayor parte de las aplicaciones de tuberías, el factor 0.85 a 0.95 en una línea “limpia”.

E

varía de

CORRECCIÓN POR ALTURA  P12 − es P22  Q = A   Le 

1 /"

Donde:   T  1  A = 38.77 0      P0  GTf fZa  e = Base

s=

1 / 2

d 5 /"

del logaritmo natural = 2.718

0.0375GH Tf Za

H = Altura

de salida menos altura de entrada, pies

Y en lo que respecta al factor de fricción?

14


PARA PENDIENTE UNIFORME Le

(e =

s

− 1)L

S

PARA PENDIENTE NO-UNIFORME Le

(e =

S1 =

S1 =

S1 =

S1 =

s1

− 1)L1

S1

e 1 (e 2 − 1)L 2 s

+

s

S2

+

e

s1 + s 2

(e

s3

− 1)L 3

S3

∑ n sn −1

+ ... +

e∑1

(e

sn

− 1)L n

Sn

0.0375GH 1 T f Z a

0.0375GH 2 T f Z a

0.0375GH 3 T f Z a

0.0375GH n T f Z a

S = S1 + S 2 + S 3 + ... + S n CORRECCIÓN POR ALTURA APLICADO A LA ECUACIÓN DE WEYMOUTH   T0   (P12 − P22es )S  Q = 433.49   s  ( − ) P e 1 LGT Z 0 f a      

1 / 2

d 8 / 3E

b. APLICACIÓN A LÍNEAS DE GAS COMPLEJAS LÍNEAS EN SERIE     WEYMOUTH 3 / 16   L   D1 = D2  1     L 2   16 / 3

  D  L1 = L 2  1    D2 

15


    PANHANDLE 0.2060    L  D1 = D 2  1     L2  

  D  L1 = L 2  1    D 2 

4.854

LÍNEAS EN PARALELO (WEYMOUTH) D80 / 3 L10 / 2

=

D18 / 3 L11 / 2

+

D82 / 3 L12 / 2

+ ... +

Dn8 / 3 L1n / 2

o si las longitudes de cada línea paralela son iguales: D0 = (D18 / 3 + D82 / 3 + ... + D8n / 3 )

3 / 8

Cuando la línea forma un lazo en toda su longitud: 8 / 3    D1   = 1 +    Q D     

Q1 Q = Tasa

en la línea original

D = Diámetro

de la línea original Q1 = Nueva tasa en el sistema de lazos

D1 = Diámetro

de la línea en lazo

Cuando solo una porción de la línea forma un lazo: 2

X = fracción

de la línea original =

1 − (Q Q1 )

 D8 / 3  1 −  8 / 3 8 / 3   D + D1 

2

EJEMPLO 1: - Sistema en Serie

16

Capítulo III. Diseño de Líneas de Flujo de Líquido y Gas L1 = 10 millas D1 = 15.5 '' I.D.

L2 = 15 millas '' D 2 = 17.5

I.D.

L3 = 25 millas D3 = 19.4

''

I.D.

Expresar como una tubería I.D. equivalente de 17.5 '' . (Esto es arbitrario) 16 / 3

  D  L e = L1  e    D1  1

16 / 3

  17.5  = 10    15.5 

= 19.10 millas

Le2 = 15 millas 16 / 3

Le 3

  D  = L 3  e    D 3 

16 / 3

  17.5  = 25    19.4 

= 14.43 millas

Lt = Le1 + Le2 + Le3 = 19.1 + 15 + 14.43 X =

de una tuebría equivalente de 17.5 '' .

Lt = 48.53 millas

Entonces,   T0  P12 − P21  Q = 433.49      P0  GTZ a (48.59) 

1 / 2

(17.85)8 / 3

Si deseamos reemplazar la línea por una línea de diámetro simple, cuando Lt es conocida, podríamos calcular el diámetro equivalente correspondiente a aquella longitud total. 16 / 3

  D  L t = L1  e    D1 

16 / 3

  D  + L 2  e    D2 

16 / 3

  D  + L 3  e    D 3 

Ó 16 / 3

L t = De

 L1 L2 L3  + +  16 / 3 / 3 / 3  D16 D16 2 3  D1 

17


ENTONCES,   Lt De =  16 / 3 16 / 3 16 / 3   (L1 D1 ) + (L 2 D2 ) + (L 3 D3 )

3 / 16

El alcance de este curso no permite la revisión de toda la hidraúlica, leyes de los gases o problemas de flujo multifásico envueltos en cada problema de flujo encontrado en el campo de operaciones. Sin embargo, además de los ejercicios prácticos de flujo monofásico y multifásicos realizados a mano en clase, se realizarán ejercicios de flujo monofásico y multifásico utilizando modernas herramientas de computación, además de comprobar igualmente mediante el computador, los ejercicios hechos a mano. La Tabla V presenta los principios fundamentales y fórmulas necesarias para calcular caidas de presión a traves de líneas de flujo y potencia de bombeo requerido para mover un volúmen de petróleo o agua a traves de la línea, dada una caida de presión. La figura 2 es un nomograma basado en la fórmula de Hazen-Williams para la cantidad de flujo de gas a traves de líneas hasta 10 pulgadas. La Tabla VI es un ajemplo de valores calculados de caida de presión (y HP) por cada 1000 pies de tubería para petróleo de 30 grados API (SG = 0.876) fluyendo a través de líneas desde 2 hasta 6 pulgadas. Tabla similares están disponibles en la literatura para otras gravedades y agua fresca. El volúmen de gas que puede ser manejado a traves de varios tamaños de tuberías puede ser calculado por la fórmula de Weymouth. Esta formula esta asociada con los factores mostrados en la Tabla VII, para tubería nueva. Las Tablas VIII presenta valores de flujo de gas y caida de presión por el método de Weymouth para longitudes de líneas hasta 10 millas. Volúmenes y caidas de presión para longitudes intermedias pueden aproximarse por extrapolación, descrito en la esquina inferior derecha de la Tabla III. La figura 2 es un nomograma que facilita rápida y facilmente el cálculo del manejo de un volúmen de gas por cada 1000 psi de caida de presión, para diámetros de tubería hasta 12 pulgadas.

18


Figura 2 19


Tabla VI

20


Tabla VII

21


Tabla VIII - IX

22


Tabla VIII – 1B

23


Tabla VIII - 2

24


25


EJEMPLO 2:

L1 = 20 millas '' D1 = 19.4 I.D.

L2 = 20 millas '' D 2 = 15.5 I.D.

L3 = 30 millas D3 = 19.4

''

I.D.

De la misma forma para lazos de línea:

Primero reducir las líneas paralelas: D0 = (D18 / 3 + D82 / 3 )

3 / 8

[

8 / 3

= (19.4 )

]

8 / 3 3 / 8

+ (15.5 )

∴ D 0 = 22.86 '' Diámetro equivalent e − 20 millas de longitud

26


Entonces tenemos: ''

Expresar como una tubería equivalente de 19.4 : (ARBITRARIO) 16 / 3

  D  L 2 = L1  2    D1 

16 / 3

  19.4  = 20  22 . 86   

= 8.33 millas de la equivalente de 19.4'' .

De esta manera,

L t = 8.33 + 30 = 38.33 millas de

19.4''

Entonces entramos en la ecuación de Weymouth. PROBLEMAS CLASE -A Calcular los hp de la bomba requeridos para enviar 1000 barriles por hora a través del siguiente sistema de petróleo. La gravedad del petróleo es 35 ° API y la viscosidad es de 20 centipoise. La altura de salida esta 100 pies por debajo de la entrada. La eficiencia de la bomba es de 88 por ciento.

PROBLEMA CLASE -B 1. Considere el siguiente sistema de gas:

Se desea incrementar la capacidad del sistema en un 25 por ciento enlazando toda la distancia (24 millas de lazo). ¿Qué diámetro de línea en lazo, en pulgadas, se requiere?. La altura de salida es de 2000 pies por debajo de la entrada. Use la Ecuación de Weymouth.

27


2. Calcule la tasa de flujo de gas, en MMCFD, a condiciones bases de 60°F y 14.4 PSIA para el sistema en lazo de la parte I. La presión de entrada es de 900 PSIA, y la presión de salida es de 700 de PSIA. La temperatura de flujo de gas es de 70 °F. La gravedad específica del gas es de 0.63. Use la Ecuación de Weymouth. Asuma la eficiencia de la tubería de 90 porciento. SOLUCIÓN DE PROBLEMA DE CLASE -A

Primero, reducir las líneas paralelas: d 50 / 2 L10 / 2 Seleccionar

d 0 = 6.065 pulgadas 1 / 2 0

L

=

L0 = 0.927 millas de

=

d15 / 2 L11 / 2

+

d 52 / 2 L12 /"

y encontrar L0 :

d 50 / 2

 d15 / 2 d52 / 2   1 / 2 + 1 / 2  L2   L1

=

(6.065)5 / 2  (8.071)5 / 2 (6.065)5 / 2  +   1 / 2 ( 8 ) (10)1 / 2  

6.065 ''

Entonces tenemos:

ó, Le

t

= 20.927 millas

de tubería de 6.065 ''

ó, equivalente al sistema original

28


Calcular el número de Reynolds: Re =

S. G . = ρ 0

=

ρvd

141.5 131.5 + ° API

µ =

141.5 131.5 + 35

= 0.85

Densidad de crudo = 0.85(62.4) = 53.04 LB/PIES3

µ = (20cp )(0.000672 LB

PIES − SEG CP ) = 0.01344 LB/PIE-SEG

  HR  BBL  pies 3      5.62 Q =  1000  HR 3600 SEG BBL        Q = 1.561 PIES3/SEG

A=

entonces,

π

4

v=Q A=

De esta manera,

2

(d 0 )

π   6.065 



=

 = 0.2006 pies2

4   12 

1.561 PIES 3 SEG

Re =

0.2006 PIES 2 ρvd µ

2

= 7.782 PIES/SEG

(53.04)(7.782)(6.065 12)

=

0.01344

R e = 15.522 0.172

f = 0.04 R e0.172 = 0.04 (15,522) f = 0.076

(para tuberías comerciales)

29


∆Pf =

2fLv 2ρ g cd 2

∆Pf =

2(0.0076)(20.927 )(5280)(7.782) (53.04)

(32.2)(6.065 12)

∆Pf = 331,485 PSF − ∆Pf = ∆Pt + ∆PHEAD

ó

∆Pt = − ∆Pf − ∆PHEAD

   

PHEAD =  53.04

Entonces, ó

LB  (− 100 PIES ) = −5304 PIES 3 

LB/PIES2

∆Pt = −331,485 − (− 5304) = −326,181 PSF = P2 − P1

P1 − P2 = 326,181 PSF

 LB  BBL  PIES 3     326,181  1000  5.62  HR  BBL  PIES 2      Entonces, HP = PIES − LB     1.98 × 106 (0.88) HP HR −    HP = 1052 HP

SOLUCIÓN PROBLEMA DE CLASE -B 1.-

24 mi., d=? Encontrar

d 0 de

la línea en serie para Le 16 / 3

  D  Le = Le + Le + Le = L1  e    D1  t

1

2

3

t

= 24 millas 16 / 3

  D  + L 2  e    D2 

16 / 3

  D  + L 3  e    D3 

30


Resolver para De :     Le   De = L L L  1 + 2 + 3   D16 / 3 D16 / 3 D16 / 3  2 3  1 

3 / 16

r

    24  De =   5 7 12   16 / 3 + 16 / 3 + 16 / 3  (8) (7 )   (9 ) De =

3 / 16

7.489 pulgadas para 24 millas

Ahora tenemos:

8 / 3    D1   = 1 +    Q D      

Q1

1.25Q Q

   D18 / 3   = 1 +   (7.489)8 / 3      

Resolver para D1 (diámetro del lazo) D1 = 4.453 pulgadas

31


2.-

Pm =

2

P1P2 

3

P1 + P2 

 P1 + P2 −



Pm =

2

(900)(700)  900 + 700 −  (900 + 700)  3

Pm = 804.2 PSIA

Para

'

G = 0.63,

'

T c = 368° R

P R' = Pm Pc' = 804.2

Pc = 670 PSIA

670 = 1.20

' ' T R = T f T c = (10 + 460)

368 = 1.44

Entonces, del cuadro, Z A = 0.865 0.0375hG

S=

Z A Tf

=

(0.0375)(− 2000)(0.63) (0.865)(530)

S = 0.1031 e S = (2.71828 )

−0.1031

= 0.902

e − 1 = 0.902 − 1.0 = −0.098 S

Ahora convertir el sistema en lazo de la parte 1 en una línea simple equivalente. De la Parte 1, tenemos:

[

8 / 3

d 0 = D1

d 0 =

+ D28 / 3 ]

3 / 8

[(7.489)8 / 3 + (4.453)8 / 3 ]3 / 8

d 0 = 8.145

pulgadas para 24 millas equivalentes al sistema en lazo 32


  T0   (P12 − P22eS )d16 / 3S  Q = 433.49   S    P0   (e − 1)GTf LZ A 

1 / 2

⋅E

2 2 16 / 3   520   [(900) − (700) (0.902)](8.145) (− 0.1031) Q = 433.49   (− 0.098)(0.63 )(530)(24)(0.865)   14.4   

Q = 28.27 MMCFD a 60°F

1 / 2

⋅ (0.90)

& 14.4 PSIA

APENDICE: LABORATORIO DE COMPUTACION

A.- PRESENTACION DEL PROGRAMA FEP (FACILITY ENGINEERING PROGRAM) 1.1 CARGA DEL PROGRAMA: ARCHIVO FEP.bat B.- DISEÑO DE LÍNEAS DE LÍQUIDO 1.1 ECUACION DE DARCY 1.2 ECUACION DE HAZEN-WILLIAMS 1.3 DISCUCIÓN DEL PROGRAMA 1.4 SELECCIÓN DE LA ECUACION ADECUADA. 1.5 SOLUCION DE PROBLEMAS CON AYUDA DEL COMPUTADOR. C.- DISEÑO DE LÍNEAS DE GAS 1.1 ECUACION DE OLIPHANT 1.2 ECUACION DE WEYMOUTH CON P1 Y P2 1.3 ECUACION DE WEYMOUTH CON CAIDA DE PRESION 1.4 ECUACION DE PANHANDLE 1.5 ECUACION DE AGA (EXXON) 1.6 DISCUSIÓN DEL PROGRAMA 33


1.7 SELECCIÓN DE LA ECUACIÓN ADECUADA. 1.8 SOLUCION DE PROBLEMAS CON AYUDA DEL COMPUTADOR.

34

IV. DISEÑO DE SEPARADORES 4.1.- SEPARADORES. a. PRINCIPIOS DE SEPARACIÓN DE MEZCLAS DE HIDROCARBUROS Los principios básicos, leyes físicas y accesorios utilizados para separar el gas del líquido son la gravedad, las fuerzas centrífugas, el efecto de deflectores y platos perforados o mallas. Otro efecto aprovechado para separar el líquido del gas, es el efecto de mojamiento, el cual consiste en la propiedad que poseen las pequeñas gotas del líquido de adherirse a deflectores y platos por adhesión y capilaridad. También, las caídas de presión a través de pequeños orificios de coladores ocasiona que el líquido caiga. Los separadores son construidos de tal forma que el fluido entre produciendo un movimiento rotacional, impartiendo al fluido un movimiento centrífugo que ocasiona que el líquido choque con las paredes del recipiente y caiga por gravedad. A medida que el líquido cae, choca con los deflectores y platos, produciéndose por agitación separaciones ulteriores. El gas sale por el tope y el líquido por el fondo. El nivel de líquido del separador es controlado por una válvula flotante y una válvula tipo “back pressure” a la salida del separador, controla la presión de salida del mismo. b. DIAGRAMA DE FASES Y FACTORES QUE AFECTAN EL PROCESO DE SEPARACION. La presión de operación de un separador depende tanto de la presión fluyente del tubing del pozo (THP), como de la relativa cantidad de gas natural presente en la fase líquida. De acuerdo con el diagrama de fases, un cambio en esta presión, afecta las densidades de gas y de líquido, la velocidad de los fluidos y el volumen actual de la mezcla. El efecto neto de un incremento en la presión, es un incremento en la capacidad de gas del separador. La temperatura afecta la capacidad del separador, solamente si afecta el volumen actual de la mezcla y las densidades del gas y el líquido. El efecto neto de un incremento de la temperatura, es una disminución en la capacidad de separación. Los controles de temperatura generalmente involucran sistemas de enfriamiento, los cuales generalmente van acompañados de intercambiadores de calor, torres de enfriamiento, etc. La composición de las mezcla multifásica, la tasa de flujo, las propiedades físicas de la mezcla, diseño del equipo, extractores de neblina, grado de agitación del fluido, área de la interfase gas-líquido, volúmenes de gas y petróleo, cantidad y 1

Diseño de Separadores Gas Líquido

tipo de agua y grado de emulsión de la mezcla, son en general los factores a considerar en un proceso de separación gas-petróleo.

c. NIVELES Y ETAPAS DE SEPARACION Para obtener una separación mas eficiente y completa, 2 o mas separadores se conectan en serie, reduciéndose la presión en cada etapa, lo que se conoce como etapas o niveles de separación o separación en múltiples etapas. El líquido saliendo de cada separador, experimenta una separación de gas, cada vez que se reduce la presión en la etapa subsiguiente. Este sistema es usado en aquellos lugares donde es preferible tener pequeñas cantidades de gas en solución en la fase de petróleo o un pequeño destilado en la corriente de gas. Estas separaciones múltiples, operacionalmente eficientes, dan como resultado productos líquidos de calidad y gas seco.

2


Para mejorar la separación y recuperación máxima de líquidos, puede combinarse con las etapas de separación, la instalación de depuradores de gas o “scrubber” y el enfriamiento del gas. 4.2.- DISEÑO GENERAL DE SEPARADORES GAS-LÍQUIDO. a. SEPARACIÓN VAPOR LÍQUIDO b. ALCANCE Presentar los conceptos requeridos en el diseño de recipientes separadores de mezclas de vapor–líquido, líquido–líquido y líquido–líquido–vapor; tales como: principios básicos de la separación de mezclas, descripción de los diferentes tipos de separadores e internos que lo conforman, y los fundamentos teóricos que rigen el diseño de los mismos, haciendo énfasis en la separación vapor-líquido. c. CONSIDERACIONES BÁSICAS d. SEPARADORES FÍSICOS Prácticamente cada proceso en la industria petrolera requiere de algún tipo de separación de fases. El término separador es aplicado a una gran variedad de equipos usados para separar mezclas de dos o más fases. Estas mezclas pueden estar formadas por: una fase vapor y una líquida; una fase vapor y una sólida; dos fases líquidas inmiscibles (aceite/agua); una fase vapor y dos líquidas o alguna otra combinación de las anteriores. El diseño apropiado de los separadores es de suma importancia, debido a que estos tipos de recipientes son normalmente los equipos iniciales en muchos procesos. Un diseño inadecuado puede crear un cuello de botella que reduzca la capacidad de producción de la instalación completa.

3


e. PRINCIPIOS DE SEPARACIÓN En el diseño de separadores es necesario tomar en cuenta los diferentes estados en que pueden encontrarse los fluidos y el efecto que sobre éstos puedan tener las diferentes fuerzas o principios físicos. Los principios fundamentalmente considerados para realizar la separación física de vapor, líquidos o sólidos son: el momentum ó cantidad de movimiento, la fuerza de gravedad y la coalescencia. Toda separación puede emplear uno o más de estos principios, pero siempre las fases de los fluidos deben ser inmiscibles y de diferentes densidades para que ocurra la separación. 1.- Momentum (Cantidad de Movimiento): Fluidos con diferentes densidades tienen diferentes momentum. Si una corriente de dos fases cambian bruscamente de dirección, el fuerte momentum o la gran velocidad adquirida por las fases, no permiten que la partículas de la fase pesada se muevan tan rápidamente como las de la fase liviana, este fenómeno provoca la separación. 2.- Fuerza de Gravedad: Las gotas de líquido se separan de la fase gaseosa, cuando la fuerza gravitacional que actúa sobre las gotas de líquido es mayor que la fuerza de arrastre del fluido de gas sobre la gota. Estas fuerzas definen la velocidad terminal, la cual matemáticamente se presenta usando la ecuación siguiente:

Vt =

4 g d g (ρ l − ρ g ) (Ec. 1)

3ρ g C´

donde: En unidades SI

En unidades Inglesas

Vt = Velocidad terminal de la gota de Líquido

m/s

pies/s

g = Aceleración de la gravedad

9.807 m/s2

32.174 pie/s2

m

pies

dg

=Diámetro de la gota

4


En unidades SI ρg ρl


= Densidad del gas

kg/m3

lb/pie3

= Densidad del líquido

kg/m3

lb/pie3

C´ = Coeficiente de arrastre que depende del Número de Reynolds

Adimensional

Para caso de decantación de una fase pesada líquida discontinua en una fase liviana líquida continua, aplica la ley de Stokes (Ec. 2). 2

Vt =

F1 gd g (ρ P − ρ L ) (Ec.2)

18µ



m/s

pies/s

m

pies

1000

1

g = Aceleración de la gravedad

9.807 m/s2

32.174 pie/s2

ρp

= Densidad de fase pesada

kg/m3

lb/pie3

ρL

= Densidad de fase liviana

kg/m3

lb/pie3

mPas

lb/pie/s

Vt = Velocidad terminal de decantación dg =Diámetro de la gota F1 = Factor cuyo valor depende de las unidades usadas

µ

= Viscosidad de la fase continua

Vc = F2

ρl − ρg ρg

(Ec. 3)

donde:

5


En unidades SI Vc = Velocidad critica


m/s

pies/s

ρl

= Densidad del líquido a condiciones de operación

kg/m3

lb/pie3

ρg

= Densidad del vapor a condiciones de operación

kg/m3

lb/pie3

0.048

0.157

F2 = Factor cuyo valor depende de las unidades usadas

3.- Flujo Normal de Vapor: El flujo normal de vapor (o gas), es la cantidad máxima de vapor alimentada a un separador a condiciones típicas de operación (es decir, en ausencia de perturbaciones tales como las que aparecen a consecuencia de inestabilidades del proceso o a pérdidas de la capacidad de condensación aguas arriba del mismo). Los separadores son altamente efectivos para flujos de vapor del orden de 150% del flujo normal y, por lo tanto, no es necesario considerar un sobrediseño en el dimensionamiento de tales tambores. Si se predicen flujos mayores al 150%,el diseño del tambor debe considerar dicho aumento. f. EFICIENCIA DE LA SEPARACIÓN La eficiencia de separación del líquido se define según la Ec.(4).

E = 100

(F − C)

(Ec. 4)

F



F = Flujo del líquido alimentado al tambor

kg/s

lb/h

C = Líquido arrastrado hacia la cabecera del tambor

kg/s

lb/h

E = Eficiencia de separación, %

6


g. INTERNOS Para ayudar al proceso de separación y/ó impedir problemas de operación aguas abajo del equipo separador, dentro del tambor se incluyen ciertos aparatos, los cuales serán conocidos genéricamente como “Internos”. Entre los internos más usados se tienen: – Deflectores / Distribuidores / Ciclones de entrada: Estos aditamentos internos adosados a la(s) boquilla(s) de entrada, se emplean para producir un cambio de cantidad de movimiento o de dirección de flujo de la corriente de entrada, y así producir la primera separación mecánica de las fases, además de generar (en el caso de los distribuidores), un patrón de flujo dentro del recipiente que facilite la separación final de las fases, reduciendo posiblemente el tamaño de la boquilla de entrada y, en cierta medida, las dimensiones del equipo mismo. – Eliminadores de Niebla: Los eliminadores de niebla son aditamentos para eliminar pequeñas gotas de líquido que no pueden ser separadas por la simple acción de la gravedad en separadores vapor–líquido. Entre los diferentes tipos existentes, destacan las mallas de alambre ó plástico, conocidos popularmente como “demisters” ó “Mallas” – Rompe vórtices: Están adosados internamente a las boquillas de líquido, y su función es evitar el arrastre de burbujas de vapor/gas en la corriente líquida que deja el tambor. h. CLASIFICACIÓN Y DESCRIPCIÓN DE LOS SEPARADORES

Los separadores pueden clasificarse, según su forma en: – Separadores cilíndricos – Separadores esféricos – Separadores de dos barriles También los separadores cilíndricos pueden clasificarse según su orientación en: – Separadores verticales - Separadores horizontales Otra clasificación sería de acuerdo a la manera de inducir físicamente la separación: – Separadores por gravedad (típico separador vertical gas–líquido)

7


– Separadores por impacto (separadores de filtro) - Separadores por fuerza centrífuga (separadores centrífugos) A continuación se hace una breve descripción de algunos de estos tipos de separadores y, en el caso de los separadores más usados (verticales y horizontales), se presentan algunas ventajas y desventajas. - Separadores Verticales (fig. 1) En estos equipos, la fase pesada decanta en dirección opuesta al flujo vertical de la fase liviana. Por consiguiente, si la velocidad de flujo de la fase liviana excede levemente la velocidad de decantación de la fase pesada, no se producirá la separación de fases, a menos que esta fase pesada coalesca en una gota más grande. Entre las ventajas y desventajas del separador vertical están: Ventajas Normalmente empleados cuando la relación gas o vapor–líquido es alta y/o cuando se esperan grandes variaciones en el flujo de vapor/gas. Mayor facilidad, que un tambor horizontal, para el control del nivel del líquido, y para la instalación física de la instrumentación de control, alarmas e interruptores. Ocupa poco espacio horizontal La capacidad de separación de la fase liviana no se afecta por variaciones en el nivel de la fase pesada. Facilidad en remoción de sólidos acumulados. !

!

!

!

!

Desventajas El manejo de grandes cantidades de líquido, fuertes variaciones en la entrada de líquido, ó separación líquido–líquido, obliga a tener excesivos tamaños de recipientes, cuando se selecciona esta configuración. Requieren mayor diámetro, que un tambor horizontal, para una capacidad dada de gas. Requieren de mucho espacio vertical para su instalación Fundaciones más costosas cuando se comparan con tambores horizontales equivalentes. !

!

!

!

8


Cuando hay formación de espuma, o quiere desgasificarse líquido ya recolectado, se requieren grandes volúmenes de líquido y, por lo tanto, tamaños grandes de tambores verticales. !

Como ejemplos de separadores verticales, tenemos: !

!

Tambor de succión de compresor: Se requiere una separación líquido–vapor muy eficiente, especialmente para tambores asociados a compresores reciprocantes. Estos tambores KO se diseñan para incluir malla separadora de gotas y, algunas veces, se incluye calentamiento por trazas de la salida vapor para evitar condensación en la línea Tambor de la alimentación al Absorbedor de Gas Ácido: Se requiere una separación líquido–vapor muy eficiente, para evitar la formación de espuma en el absorbedor.

- Separador horizontal (fig. 1 y 3) En estos equipos, la fase pesada decanta perpendicularmente a la dirección horizontal de flujo de la fase liviana, permitiendo que la fase liviana continua pueda viajar a una velocidad superior a la velocidad de decantación de la fase pesada discontinua (hasta un cierto límite). Entre las ventajas y desventajas de este tipo de separadores están: Ventajas Normalmente empleados cuando la relación gas ó vapor–líquido es baja. Requieren de poco espacio vertical para su instalación. Fundaciones más económicas que las de un tambor vertical equivalente. Por lo general, son más económicos. Requieren menor diámetro, que un tambor vertical, para una capacidad dada de gas. Manejan grandes cantidades de líquido, fuertes variaciones en la entrada de líquido, ó separación líquido–líquido, optimizando el volumen de operación requerido. Los volúmenes de retención facilitan la desgasificación de líquido y el manejo de espuma, si se forma. !

!

!

!

!

!

!

9


Desventajas Variaciones de nivel de la fase pesada afectan la separación de la fase liviana. Ocupan mucho espacio horizontal. Difícil remoción de sólidos acumulados (Necesidad de inclinar el recipiente ó añadir internos como tuberías de lavado) !

!

!

Como ejemplo de separadores horizontales, tenemos: !

!

Separadores de producción: (también conocidos como Tambores “Free Water Knock Out” (FWKO)); se requiere de un separación vapor–líquido eficiente, especialmente cuando el gas fluye hacia un compresor. Además la separación del aceite o petróleo de la fase acuosa (Separador líquido–líquido–vapor), debe ser razonablemente buena para evitar sobrecargar los equipos aguas abajo de tratamiento de agua. Muy a menudo, se requiere de inyección de químicos desemulsificantes y rompedores de espuma. Tambores de alivio: .Se requiere de una separación vapor–líquido razonablemente buena, para así evitar arrastre de gotas de material hidrocarburo que arderían en el mechurrio asociado, ya que dichas gotas producirían una excesiva radiación en el mechurrio, además que podrían caer gotas de material ardiendo desde el mechurrio, generando posibles emergencias.

- Separador Centrífugo (Fig. 4.) Ofrecen un espacio eficiente, pero son muy sensibles a la tasa de flujo y requieren una mayor caída de presión que la configuración estándar de un separador. - Separador de filtro (Fig. 5.) Los separadores de filtro usan el principio de aglomeramiento de goticas de líquido en un medio filtrante seguido por un elemento eliminador de niebla. El aglomeramiento más común y eficiente está compuesto de un medio filtrante tubular de fibra de vidrio, el cual es capaz de retener partículas de líquido hasta tamaños de submicrones. El gas fluye dentro de la parte superior del empaque del filtro, pasa a través de los elementos y luego viaja hacia afuera por medio de los tubos. Las partículas pequeñas secas (si las hay, por arrastres de sólidos ó productos de corrosión), son retenidas en los elementos filtrantes y el líquido se aglutina para formar gotas más grandes.

10


La eficiencia de un separador de filtro depende mayormente del diseño apropiado del empaque del filtro y que este produzca una caída de presión mínima, mientras retiene una eficiencia de extracción. Los separadores filtro son utilizados en aplicaciones de alto flujo de gas / bajo flujo de líquido y pueden tener ambas configuraciones horizontal o vertical. Son utilizados comúnmente a la entrada de los compresores en las estaciones compresoras, como un despojador final aguas arriba de la torre contractora de glicol y en aplicaciones de gas de instrumentación / combustible. i. DESCRIPCIÓN DE LOS INTERNOS DE UN SEPARADOR Los internos de un separador prestan una gran variedad de funciones, todas con el objetivo de mejorar la separación de las fases y/o garantizar una operación confiable y segura de los equipos aguas abajo. Entre tales funciones están: !

!

!

!

!

!

!

Separación primaria de las fases: Reducción del momentum de las fases o cambio en la dirección del flujo de las mismas (deflectores, distribuidores de entrada). Reducción en oleaje o salpicaduras: evita o reduce el “re–arrastre” de gotas de líquido por la corriente de vapor o reduce la turbulencia en separaciones líquido–líquido (planchas rompe olas). Coalescencia de gotas muy pequeñas: Para separaciones vapor– líquido, los eliminadores de niebla (mallas de alambre, laberinto de aletas, etc). Para separación líquido–líquido, los platos o esponjas coalescedoras Reducción del arrastre de burbujas de vapor/gas en la salida de líquido: rompe vórtices. Reducción mecánica de formación de espuma: placas rompe espuma. Limpieza interna de recipientes: Cuando se espera una deposición continua de sólidos que no pueden ser fácilmente removibles Reducción del tiempo de decantación: en el caso de separaciones líquido–líquido, se busca reducir el tiempo en que una gota de la fase pesada discontinua alcance la interfase pesada–liviana (placas de decantación).

A continuación se presenta una breve descripción de algunos ejemplos de internos:

11


1.- Deflectores (Fig 6.) Los deflectores tienen una gran variedad de formas; pueden ser de placa, ángulo, cono, codo de 90 , o semiesfera. El diseño y forma del deflector depende principalmente del soporte requerido para resistir la carga de impacto a la cual es sometido. Estas fuerzas de impacto pueden llegar a desprender el elemento y ocasionar serios problemas de arrastre. Para efectos prácticos, el tipo de deflector a usar (cuando no se empleen distribuidores) es el codo de 90 . 2.- Distribuidores de entrada (Fig 6.) Los distribuidores son aditamentos de tubería internamente colocados perpendicularmente a la boquilla de entrada, los cuales tienen ranuras ú orificios, por los cuales salen las dos fases a una baja velocidad. Estos aparatos, además, ayudan a una distribución pareja de las fases en el área disponible de flujo, que favorece la separación de la mismas. 3.- Ciclones (Fig 7.) Los ciclones funcionan de forma que la separación mecánica se efectúa por la fuerza centrífuga que actúa sobre las partículas al provocar el movimiento giratorio sobre la corriente de alimentación. Para lograr este efecto se coloca una chimenea ciclónica cerca de la boquilla de alimentación. Esta chimenea produce una alta velocidad y una gran caída de presión. Estos dispositivos producen la separación debido a un cambio en la cantidad angular de movimiento de la corriente bifásica. Estos elementos tienen forma de ciclón, es decir, un cilindro hueco con aberturas que permiten la entrada de la corriente en forma tangencial. El gas gira en torno al eje del cilindro y abandona la parte superior, mientras que las partículas líquidas por efecto de la diferencia de densidades salen desprendidas de la corriente la fuerza centrífuga aplicada sobre ellas debido a la rotación, golpeando las paredes del elemento y goteando por la parte inferior. Su principal uso se limita a corrientes formadas básicamente por gas o cuando la diferencia de densidad relativa entre las fases es pequeña. Un aspecto importante respecto a estos eliminadores es que la eficiencia de separación depende mucho de la velocidad del gas y por lo tanto del caudal manejado. Cuando este cae por debajo de los valores recomendados por el fabricante, la eficiencia de separación disminuye drásticamente, por esta razón no son recomendados cuando el flujo de alimentación es variable, como por ejemplo en los separadores de estaciones de flujo. Por otra parte, cuando la velocidad es muy alta se

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produce abrasión y desgaste excesivo, obligando al cambio frecuente del mismo y generando caídas de presión de hasta 140 pulg de agua. 4.- Eliminador de niebla tipo malla (“Mallas”) (Fig 7.) Descrito en general como “demister” ó “Malla de Alambre”, consiste en un filtro trenzado de alambre, normalmente de acero inoxidable empacado en forma de esponja cilíndrica, con un espesor entre 3 y 7 pulgadas y densidad entre 10 y 12 lb/pie3. Este elemento retiene las partículas líquidas hasta que adquieren un tamaño suficientemente grande como para que el peso supere tanto la tensión superficial como la acción de arrastre producida por el gas. Posee una de las más altas eficiencias de remoción y es preferido debido a su bajo costo de instalación. Estos eliminadores tienen la ventaja de que producen una baja caída de presión, y son altamente efectivos si la velocidad del vapor puede mantenerse dentro de un rango apropiado. La desventaja principal respecto a los otros tipos de eliminadores radica en el hecho que el gas es forzado a pasar a través de éstos por los mismos canales por los que el líquido es drenado bajo la influencia de la gravedad, es decir, en el área libre del eliminador existe flujo en dos sentidos. Si no son especificados apropiadamente, puede suceder que: !

!

!

!

El líquido no pueda abandonar el elemento y se acumule en éste. El flujo de gas sea restringido como consecuencia de esta acumulación. La caída de presión llegue a tal valor que el líquido sea expulsado aguas abajo del separador, ocasionando arrastre. La desventaja con respecto a otros eliminadores de niebla, es que si hay sólidos pegajosos en la corriente de gas ó es un servicio sucio, el sistema es más propenso a obstruirse.

5.- Eliminador de niebla tipo aleta (Fig 7.) Los eliminadores tipo aleta consisten en un laberinto formado por láminas de metal colocadas paralelamente, con una series de bolsillos recolectores de líquido. El gas es conducido entre las placas, sometido a sucesivos cambios de dirección, mientras que las partículas líquidas tienden a seguir en línea recta y son atrapadas en los bolsillos del eliminador. Una vez allí, coalescen y son conducidas en dirección perpendicular al flujo de gas hasta el fondo del recipiente. Una característica de este elemento es que el líquido recolectado no es drenado en contracorriente al flujo de gas; en

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consecuencia la eficiencia de separación con respecto al eliminador tipo malla aumenta considerablemente. Las ventajas de este eliminador son su alta eficiencia y durabilidad. Adicionalmente, debido a que se construyen en forma compacta no son propensos a desarmarse. Las desventajas son su susceptibilidad a taponarse cuando manejan crudos parafinosos o asfalténicos, además su alto costo en relación a los otros tipos de eliminadores. 6.- Rompe – vórtices (Fig. 8.) Cuando un liquido es drenado de un recipiente, se pueden producir condiciones que originen la formación de un remolino. Este efecto en separadores ocasiona el escape de la fase de vapor por la boquilla de desalojo de líquido, lo cual es indeseable sobre todo desde el punto de vista de seguridad. Para solventar este problema es usual dotar a los recipientes de elementos que obstruyan o dificulten la formación de remolinos. 7.- Placas rompe – espumas (Fig. 8.) Consiste en una serie de placas paralelas longitudinales direccionadoras del flujo, colocadas en la zona de retención de líquidos de los separadores horizontales. Estas placas evitan que las burbujas de gas que ascienden a través del líquido colapsen y produzcan la agitación necesaria para formar la espuma. 8.- Rompe – olas (Fig. 8.) Cuando se tienen separadores horizontales muy largos, se debe evitar la propagación de las ondulaciones y los cambios de nivel en dirección longitudinal que son producidos por la entrada súbita de tapones de líquido dentro del separador. Para eliminar dichas ondulaciones es usual colocar placas en sentido transversal al separador, conocidas como rompe–olas. Dichas placas son de gran utilidad para las labores de control de nivel, evitando medidas erróneas producto del oleaje interno. 9.- Tuberías internas (Fig. 8.) Cuando se manejan crudos y productos sucios, es recomendable adecuar tanto el separador horizontal como el vertical, con un sistema interno de

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tuberías que permitan la inyección de agua, vapor o solventes para eliminar las impurezas que se depositan en el equipo durante su operación o para desplazar a los hidrocarburos antes de proceder a la apertura del recipiente, por lo cual estos equipos son muy útiles cuando se efectúan paradas por mantenimiento. j. Problemas Operacionales Típicos a Tomar en Cuenta en el Diseño - Formación de espuma La tendencia a formar espuma de una mezcla vapor–líquido o vapor– líquido–líquido afectará severamente el desempeño del separador. Generalmente, si se sabe que la espuma es un problema antes de instalar el recipiente, pueden incorporarse deflectores de espuma como el método más económico de eliminar el problema. Sin embargo en algunos casos puede ser necesario resolver un problema en particular, usando soluciones más efectivas como agregar longitud extra al recipiente o usar aditivos químicos. Cualquier información que pueda obtenerse sobre la dispersión de espuma por análisis de laboratorio, antes del diseño del separador es de mucha ayuda. Un caso específico de esta situación son los separadores de Producción (gas–petróleo o gas–petróleo–agua). - Flujo de avance Algunas líneas de flujo bifásico muestran la tendencia a un tipo de flujo inestable, de oleaje, que se denomina flujo de avance. Obviamente la presencia del flujo avance requiere incluir placas rompe olas en el separador. - Materiales pegajosos Alimentaciones con materiales pegajosos, como es el caso de crudos parafinosos, pueden presentar problemas operativos, debido al ensuciamiento o incrustación de los elementos internos. - Rompe – olas (Fig. 8.) Cuando se tienen separadores horizontales muy largos, se debe evitar la propagación de las ondulaciones y los cambios de nivel en dirección longitudinal que son producidos por la entrada súbita de tapones de líquido dentro de separador. Para eliminar dichas ondulaciones es usual colocar placas en sentido transversal al separador, conocidas como rompe–olas. Dichas placas son de gran utilidad para las labores de control de nivel, evitando medidas erróneas producto del oleaje interno

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- Tuberías internas (Fig. 8.) Cuando se manejan crudos y productos sucios, es recomendable adecuar tanto el separador horizontal como el vertical, con un sistema interno de tuberías que permitan la inyección de agua, vapor o solventes para eliminar las impurezas que se depositan en el equipo durante su operación o para desplazar a los hidrocarburos antes de proceder a la apertura del recipiente, por lo cual estos equipos son muy útiles cuando se efectúan paradas por mantenimiento. - Guía a Seguir para todo Tipo de Separadores La siguiente metodología es con la finalidad de ser utilizada como una guía general para el diseño de separadores. Paso 1.– Obtención de la información de proceso (propiedades de las corrientes) y de la función que se espera realizar. De acuerdo a los procedimientos que se presentarán en los documentos siguientes, se requiere obtener la siguiente información: Información

Vapor/gas

Líquido(s)

Densidad

X

X

Viscosidad

X

X

Tensión superficial Flujo (másico o volumétrico)

General

X X

X

Presión de operación

X

Temperatura de operación

X

Material pegajoso?

X

Arrastre de sólidos?

X

Variaciones fuertes en el flujo de vapor/gas?

X

Variaciones fuertes en el flujo de líquido(s)

x

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Paso 2.– Definición del tipo de separador y de servicio Recomendación de Tipo de Separador Situación

Vertical sin Malla

Vertical con Malla

Horizontal sin Malla

Horizontal con Malla

Alta relación Vapor/líquido

Muy recomendable

Muy recomendable

Moderado

Moderado

Alto “tumdown” de flujo de gas

Muy recomendable

Muy recomendable

Moderado

Moderado

Baja relación vapor/líquido

Moderado

Moderado

Muy recomendable

Muy recomendable

Alto “tumdown” de flujo líquido

Moderado

Moderado

Muy recomendable

Muy recomendable

Presencia de sólidos, materiales pegagosos

Recomendable

Moderado: considerar internos especiales

Moderado: Considerar internos especiales/ inclinación

Moderado: Considerar internos especiales/ inclinación

Separación líquido-líquido solamente Separación líquido-líquidovapor Limitaciones en área de planta

No recomendable

No recomendable

Recomendable

No aplica

Moderado

Moderado

Muy recomendable

Muy recomendable

Recomendable Recomendable

No recomendable

No recomendable

No recomendable

Recomendable Recomendable

Limitaciones en espacio vertical o altura

No recomendable

Paso 3.– Localización de los criterios de diseño típicos para el servicio en cuestión, criterios y consideraciones adicionales y la configuración del tambor: Paso 4.– Dimensionamiento del tambor a través del calculo de: • Velocidad crítica del vapor • Área de flujo de vapor requerida disponible • Relación L/D • Volumen de retención de líquido en el tambor • Niveles bajo–bajo, bajo, alto, alto–alto del líquido, cuando se trate de separadores vapor líquido. Para separación vapor–líquido– líquido, añadir nivel bajo y nivel alto de interfase. • Diseño/especificación de Internos que afecten el diseño de Proceso del recipiente

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Diseño de Separadores Gas Líquido •

–Volumen del tambor

Paso 5.– Definición y dimensionamiento de las boquillas de entrada y de salida Paso 6.– Especificación de los internos faltantes del separador Paso 7.– Cálculo de la caída de presión del equipo: como la suma de la caída de presión de la boquilla de entrada, de salida de gas y de los internos (cuando aplique) k. Nomenclatura

C = Líquido arrastrado hacia la cabecera del tambor C´ = Coeficiente de arrastre que depende del Número de Reynolds. = Diámetro de gota.

En unidades SI


kg/s

lb/s

Adimensional m

pie

F = Flujo de líquido alimentado al tambor.

kg/s

lb/s

F1 = Factor cuyo valor depende de las unidades usadas (Ec. 2)

1000

1

F2 = Factor cuyo valor depende de las unidades usadas (Ec. 3).

0.048

0.157

g = Aceleración debido a la gravedad

0.807m/s2

32.174 pie/s2

Vc = Velocidad crítica

m/s

pie/s

Vt = Velocidad terminal de la gota del líquido, velocidad terminal de decantación.

m/s

pie/s


mPas/s

dg

E = Eficiencia de separación, %

µ

lb/pie/s

ρg

= Densidad del gas

kg/m3

lb/pie3

ρl

= Densidad del líquido

kg/m3

lb/pie3

ρp

= Densidad de la fase pesada

kg/m3

lb/pie3

ρL

= Densidad de la fase liviana

kg/m3

lb/pie3

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4.12.- APENDICE Figura 1 Separadores gas–liquido Figura 2 Separador vertical Figura 3 Separador horizontal Figura 4 Separador centrifugo Figura 5 Separador filtro Figura 6 Tipos de deflectores y distribuidores Figura 7 Tipos de eliminadores de niebla Figura 8 Otros internos

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Fig. 1 Separadores de Gas-Líquido

20


Fig. 2. Separador Vertical

NAAL: NIVEL ALTO-ALTO DE LÍQUIDO NAL : NIVEL ALTO DE LÍQUIDO NBL : NIVEL BAJO DE LÍQUIDO NBBL: NIVEL BAJO-BAJO DE LÍQUIDO

21


Fig. 3. Separador Horizontal

22


Fig. 4. Separador Centrífugo

23


Fig. 5 Separador Filtro

24


Fig. 6. Tipos de deflectores y distribuidores

25


Fig. 7. Tipos de Eliminadores de Niebla

26


Fig. 8. Otros Internos

27


4.3.- SEPARADORES VERTICALES LÍQUIDO VAPOR CILÍNDRICOS El objetivo de este punto es entregar suficiente información para el Diseño de procesos completo de Separadores Líquido–Vapor cilíndricos, ya sean verticales u horizontales.

a. ALCANCE Se cubrirá el cálculo de proceso de tambores separadores vapor líquido horizontales y verticales, principalmente para operaciones de Refinación y manejo de Gas en la INDUSTRIA, incluyendo el diseño/especificación de boquillas de proceso de internos necesarios para una operación confiable del equipo con respecto a la instalación donde está presente. Además, para ciertos servicios específicos, se presentarán lineamientos precisos para fijar el tiempo de residencia y/o volumen de operación por requerimientos de proceso, y tiempos de retención necesarios para el funcionamiento de alarmas y/o interruptores de nivel para proteger equipos y/o instalaciones aguas abajo del separador.

b.CONSIDERACIONES DE DISEÑO 1.- Servicio a prestar La necesidad de un tambor separador aparece para cumplir una etapa dentro de un proceso de refinación de petróleo, o de producción, etc. Para facilitar el uso de este procedimiento, se han identificado ciertos servicios normalmente requeridos en plantas de refinerías, que representan la mayoría de operaciones de separación vapor–líquido en la INDUSTRIA. Tales servicios son: Tambores de abastecimiento de líquido y tambores de destilado. Tambores separadores para la succión e interetapas de compresores. Separadores de aceite lubricantes para la descarga de compresores. Tambores separadores de gas combustible localizados aguas arriba de hornos. Tambores de recolección central de gases combustibles. Tambores de vapor para servicios de calderas. Tambores de separación de agua. Tambores de descarga. Tambores separadores de alimentación para depuradores de MEA. !

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!

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!

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28


!

!

Separadores de alta presión. Tambores alimentados solamente de descargas de válvulas de alivio.

Si el caso bajo estudio cae dentro de alguna de las descripciones ya presentadas, este documento ofrece un resumen de los criterios de diseño a aplicar en la Tabla (Criterios de Diseño típicos para algunos servicios específicos), tales como: Orientación del tambor, tiempo de residencia de operación, velocidad de diseño dela zona del vapor/gas, etc. Sin embargo, puede que el caso bajo estudio no esté dentro de los servicios específicos: a lo largo de este documento, se presentarán criterios, recomendaciones, figuras ilustrativas, etc., que permitirán el desarrollo de los criterios de diseño para el caso particular bajo escrutinio.

2.- Área de flujo de vapor La velocidad crítica es una velocidad de vapor calculada empíricamente que se utiliza para asegurar que la velocidad superficial de vapor, a través del tambor separador, sea lo suficientemente baja para prevenir un arrastre excesivo de líquido. Tal velocidad no está relacionada con la velocidad sónica. La velocidad crítica viene definida por la Ec. (11). Vc = F21

ρ l − ρg

(Ec. 11)

ρg

donde:

En unidades SI


m/s

pie/s

ρL = Densidad del líquido a condiciones

kg/m3

lb/pie3

Dp = Diámetro de gota.

kg/m 3

lb/pie3

ρg = Densidad del vapor a condiciones

kg/m3

lb/pie3

F21 = Factor cuyo valor depende de las unidades usadas.

0.048

0.157

VC = Velocidad critica de operación.

de operación

La velocidad de vapor permisible en el recipiente (V v), será un porcentaje de la velocidad critica de acuerdo a lo indicado en la Tabla 1 en combinación con el punto (d, pag. 41)). Si el caso bajo estudio no está cubierto en dicha tabla, consultar(punto (d, pag. 41) 29


El área de flujo de vapor será calculada por la expresión (12):

A v = Q v /(Vv )

(Ec. 12)

En unidades SI


m2

pie2

m3/s

pie3/s

m/s

pie/s

Av = Área de sección transversal para el flujo de vapor. Qv = Flujo de descarga de vapor. Vv = Velocidad de vapor permisible en el recipiente.

3.- Niveles/tiempos de residencia A continuación se presentarán definiciones y comentarios sobre niveles de líquido, tiempos de residencia y temas relacionados, con el objetivo de justificar criterios de diseño que posteriormente serán presentados. -

Identificación de los niveles en un recipiente De acuerdo a lo normalmente empleado en la INDUSTRIA para hablar de niveles en un recipiente líquido–vapor, tenemos la siguiente tabla (Ver Fig. 11.) Siglas típicas en español

Descripción típica

Siglas típicas en inglés

NAAL

Nivel alto-alto de líquido

HHLL

NAL

Nivel alto de líquido

HLL

NNL

Nivel normal de líquido

NLL

NBL

Nivel bajo de líquido

LLL

NBBL

Nivel bajo-bajo de líquido

LLLL

30


-

Volumen de operación Es el volumen de líquido existente entre NAL y NBL. Este volumen, también conocido como volumen retenido de líquido, y en inglés como “surge volumen” o “liquid holdup”, se fija de acuerdo a los requerimientos del proceso, para asegurar un control adecuado, continuidad de las operaciones durante perturbaciones operacionales, y para proveer suficiente volumen de líquido para una parada ordenada y segura cuando se suceden perturbaciones mayores de operación.

-

Tiempo de residencia de operación Es el tiempo correspondiente en el cual el flujo de líquido puede llenar el volumen de operación en el recipiente bajo estudio. La mayoría de las veces, cuando se quiere especificar el volumen de operación, lo que realmente se indica es cuantos minutos deben transcurrir entre NAL y NBL. También es conocido en inglés como “surge time”.

-

Tiempo de respuesta o de intervención del operador Es el tiempo que tarda el operador (o grupo de operadores), en responder cuando originó la alarma, antes que otros sistemas automatizados (interruptores o “switches” de nivel), originen paradas seguras de equipos aguas abajo y/o de la planta completa. Si de un tambor separador estamos alimentando a una bomba, sería muy engorroso que la bomba se quedara “seca”, es decir, que no tuviera líquido que bombear, ya que eso podría dañar al equipo; y si, a su vez, la bomba alimenta a un horno, se podría generar una emergencia mayor en la planta por rotura de un tubo del horno, ya que éste, a su vez, ha quedado “seco”. Por esa razón, el tambor alimentador de la bomba se equipa con alarmas de nivel de NAL y NBL, y con interruptores y/o alarmas de NAAL y NBBL: al sonar la alarma de NBL, los operadores investigarían y resolverían, en menos del llamado “tiempo de respuesta del operador”, el problema que originó la reducción de nivel; en el caso que no pudieran resolver el problema en el tiempo indicado, el interruptor de NBBL activaría una parada segura de la bomba y, seguramente, una parada segura del horno y de toda la planta. Debido a las diferentes tradiciones operativas que existen en la INDUSTRIA, es difícil establecer un criterio uniforme acerca de cuál es el “tiempo promedio de respuesta del operador”; sin embargo, se usará, como criterio general, que el tiempo de respuesta de un operador es de cinco minutos: esto significa que el tiempo de retención de líquido entre NAL y NAAL (o entre NBL y NBBL), será de cinco minutos.

31


-

Volumen de emergencia Es el volumen adicional que corresponde al líquido que debe satisfacer el llamado “tiempo de respuesta o de intervención del operador”: de acuerdo a lo expresado en el punto pag. 31( Intervención del Operador), cuando se tengan interruptores y/o alarmas de NAAL o NBBL, se tendrán cinco minutos adicionales de tiempo de residencia de líquido por interruptor/alarma, lo que indica que, cuando se tiene NAAL y NBBL, se añaden 10 minutos de tiempo de residencia, a lo cual corresponde un volumen de líquido de emergencia de 10 minutos del máximo flujo de líquido.

-

Nivel bajo–bajo de líquido (o bajo, cuando aplique) La distancia mínima desde el nivel bajo–bajo de líquido, si se tiene un Interruptor y/o alarma de nivel bajo–bajo de líquido, (o nivel bajo, si no se tiene un interruptor y/o alarma de nivel bajo–bajo), hasta la boquilla de salida del líquido es 230 mm mínimo (9 pulg). Este criterio aplicará tanto para tambores verticales como horizontales.

-

Criterios para fijar el volumen de operación/tiempo de residencia La Tabla 1 (anexa), presenta criterios para fijar el volumen de operación o volumen retenido de líquido, para ciertos servicios específicos plenamente identificados. Si el servicio escogido no coincide con lo presentado en la Tabla 1, usar como guía lo presentado en la lista anexa:

Descripción

Tambores de Alimentación a Unidades Alimentación desde otra unidad (diferente cuarto de control). Alimentación desde otra unidad (mismo cuarto de control) Alimentación desde tanquería lejos del área de operación.

Tiempo de Residencia de Operación, min 20 15 15-20

32


Descripción

Otros tambores Alimentación de una columna (diferente cuarto de control) Alimentación a una columna (mismo cuarto de control) Producto de tanquería lejos del área operativa o a otro tambor de alimentación, directo, sin bomba. Producto a tanquería lejos del área operativa o a otro tambor de alimentación, directo, con bomba. Producto a tanquería lejos del área operativa o a otro tambor de alimentación, con bomba, que pasa a través de un sistema de intercambio calórico. Única carga a un horno de fuego directo. -

Tiempo de Residencia de Operación, min

7 6 2

5

3-5

10

Longitud efectiva de operación (Leff ) Es la longitud (altura), de tambor requerida para que se suceda la separación vapor operación como de emergencia. Esta es la longitud que normalmente se obtiene por puros cálculos de proceso. En el caso de tambores horizontales de una sola boquilla de alimentación, corresponde a la distancia entre la boquilla de entrada y la de salida de gas, la cuales es la distancia horizontal que viaja una gota de líquido desde la boquilla de entrada, hasta que se decanta totalmente y se une al líquido retenido en el recipiente, sin ser arrastrada por la fase vapor que sale por la boquilla de salida de gas. Sin embargo, para obtener la longitud tangente–tangente del tambor horizontal, es necesario sumar los tamaños de las boquillas antes mencionadas, las tolerancias de construcción necesarias para soldar dichas boquillas, soldar los cabezales o extremos del tambor y cualquier otra cosa que obligue a aumentar la longitud del tambor. A criterio del diseñador de procesos, éste puede aproximar la longitud efectiva a la longitud tangente–tangente, y esperar que la especialidad 33


mecánica complete el diseño del tambor, para luego verificar si se cumple la separación. Comentarios semejantes aplican para tambores verticales, excepto que los volúmenes a retener influyen sobre la altura (longitud) tangente– tangente de dichos equipos.

4.- Arrastre en la superficie del líquido En muchas operaciones, especialmente a altas presiones y temperaturas, el líquido puede ser arrastrado de la superficie líquida y llevado hacia arriba. La proporción de arrastre depende de la velocidad del gas en la tubería de entrada, del tipo de boquilla de entrada, de la distancia entre la boquilla de entrada y el nivel de líquido o la superficie de choque, de la tensión superficial del líquido y de las densidades y viscosidades del líquido y del gas. A continuación se presentan los criterios para estimar la velocidad máxima de mezclas a la salida de la boquilla de entrada, de manera tal que no ocurra arrastre desde la superficie del líquido: a. Tambores verticales !

Boquillas de Entrada simples (Flush Inlet Nozzles), Ec (2a) y (2b): VE =

F2 σ

ρG    ρL 

para h ≤ 2.5 dp

0.5

(Ec. 2a)

f µ G 

VE =

F3 σ



   h − 0.5 d p 

f µ G 

!

dp

0.5

 ρG   ρL 

0.5

para h > dp (Ec.2b)

−

Boquilla de Entrada con codo de 90º, Ec(2c): VE =

F2 σ

ρG    ρL 

0.5

(Ec. 2c)

f µ G 

34


!

Distribuidores con Ranuras, Ec (2d) y (2e): VE =

F2 σ

ρG   ρL 

para

0.5

µG 

VE =

S ran

F2 σ

ρG    ρL 

0.5

µG  !

X

 S ran   X   

0.5

(Ec. 2d)

≤5

para

X S ran

(Ec. 2e)

>5

Distribuidor con orificios: Use la ecuación (2d) para

X dh

≤5

Y VE =

F5 σ 0.5

 ρG  dh     ρL   X 

0.5

para

µG 

X dh

(Ec. 2f)

>5

donde la nomenclatura de (2a) a (2f) es:

En unidades En unidades inglesas SI VE= Velocidad máxima de la mezcla a la salida de la boquilla de entrada, tal que no ocurra arrastre en la superficie del líquido

M/s

f = Factor de disipación de la velocidad del chorro (jet). Como se muestra en la figura 6, “f” es una función de la distancia “X” (la cual es la distancia entre la boquilla de entrada y la superficie de choque), y del diámetro de la boquilla de entrada dp.

pies/s

Adimensional

h = Distancia desde la parte inferior de la boquilla de entrada al nivel alto – alto de líquido (NAAL)

mm

pulg

dp= Diámetro de la boquilla de entrada

mm

pulg

dh= Diámetro del orificio

mm

pulg

35


En unidades En unidades inglesas SI Sran= Altura de la ranura. Usualmente, las ranuras son estrechas y largas. La altura de la ranura es la dimensión más estrecha.

mm

Pulg

X = Distancia desde la boquilla de entrada, hasta la superficie de choque (ver figura 6). Para tambores verticales con boquillas de entrada simple, X es el diámetro del tambor, X es igual a h para tambores verticales con distribuidores ranurados (o con orificios), o codos de 90°.

mm

Pulg

µG= Viscosidad del vapor a condiciones de

MPa.s

cP

ρG= Densidad del vapor a condiciones de operación

kg/m3

lb/pie3

ρL= Densidad del líquido a condiciones de operación

kg/m3

lb/pie3

operación

mN/m

mN/m

F2 = Factor que depende de las unidades usadas

1.62x10-4

5.3x10-4


1.1x10-4

3.6x10-4


7.0x10-4

2.3x10-4


3.05x10-4

1.0x10-4

σ = Tensión superficial del líquido a

condiciones de operación

b. Tambores horizontales -

Boquilla de entrada con codo de 90° - Use la ecuación (2c). Sin embargo, para este caso, X (en la figura6) es la distancia desde la boquilla hasta la tapa más cercana del tambor. Con una combinación de malla vertical y horizontal, la velocidad máxima permisible de la mezcla es cinco veces el valor calculado usando la ecuación (2c). Sin malla vertical (con o sin malla horizontal), la velocidad de la mezcla máxima permisible es dos veces el valor calculado usando la ecuación (3c).

36


-

Distribuidores con ranuras u orificios – Use la ecuación que aplica entre las (2d), (2e) o (2f). Sin embargo, en este caso, X es la distancia desde el distribuidor hasta la tapa más cercana del tambor. Con una combinación de malla vertical y horizontal, la velocidad de la mezcla máxima permisible es cinco veces el valor calculado usando la ecuación apropiada. Sin malla vertical (con o sin malla horizontal), la velocidad de la mezcla máxima permisible es dos veces el valor calculado usando la ecuación apropiada.

c. Tambores separadores verticales con entradas tangenciales

horizontales

Para estos tambores se debería usar los siguientes criterios de diseño: -

Área de la sección transversal – El área de la sección transversal se debería dimensionar para 170% de la velocidad crítica, al flujo máximo de gas.

-

Tamaño de la entrada – Para prevenir el arrastre de la película de líquido que se acumula en la pared del separador, la velocidad de la mezcla en la tubería de entrada no debería exceder el valor dado por la ecuación (3): F  VS =  6  ρG 

0.5

Donde:

-

(Ec. 3)

En unidades En unidades inglesas SI

VS = Velocidad superficial de la mezcla en la tubería de entrada.

m/s

pies/s

ρG= Densidad del vapor a condiciones de operación

kg/m3

lb/pie3


3720

2500

Otras características – El resto de los factores de diseño se muestra en la figura 7. La placa deflectora localizada encima del nivel de líquido limita la región de vórtices del gas y evita el arrastre en la superficie del líquido. La distancia mínima desde la parte inferior de la boquilla de entrada a la placa deflectora o parrilla debería estar

37


entre 0.5 y 1.0 veces el diámetro del tambor, preferiblemente, una vez el diámetro. Las placas anti-vórtices localizadas encima de la boquilla de salida del líquido previenen el arrastre de gas en la corriente de líquido debido a la formación de vórtices y se deberían diseñar de acuerdo con los criterios dados en esta subsección. Debido a los efectos de los flujos secundarios de gas, el líquido acumulado en las paredes del separador puede deslizarse hacia arriba por las paredes y dirigirse a la boquilla de salida del gas y ser arrastrado con la corriente de salida. Esto puede prevenirse o minimizarse fijando una falda (Skirt) en la boquilla de salida de gas, como se muestra en la Figura 7. El tamaño de gota más pequeño que puede ser separado en un tambor con una boquilla de entrada tangencial horizontal se puede estimar usando la ecuación (4): 3  dp    µG      F8   d = F7   V DH ρ L S e      

0.5

Donde:

(Ec. 4)

En unidades SI

En unidades inglesas

d = Diámetro de la gota

mm

pulg

D = Diámetro del tambor

mm

pulg

He= Altura del ciclón: Esta es la distancia desde la parte superior de la boquilla de entrada hasta la superficie del líquido

mm

pie


3.009

0.936


1

12

Los otros términos ya han sido definidos con anterioridad. La caída de presión para un tambor separador vertical diseñado con una boquilla de entrada tangencial horizontal, se puede estimar usando la expresión dada, para los ciclones primarios con el término de aceleración igual a cero.

38


c. BOQUILLAS DE PROCESO !

Boquilla de entrada. Se pueden presentar regímenes de flujo en las tuberías de entrada de los tambores separadores. Estos regímenes de flujo se definen en la Norma en la sección 14D. Los tambores separadores se diseñan normalmente con régimen de flujo anular/ rocío o flujo tipo rocío en la tubería de entrada. Con este tipo de flujo, el arrastre de líquido aumenta al incrementar la velocidad del gas en la tubería de entrada. La presencia de flujo estratificado, flujo anular por debajo del comienzo inminente de arrastre de líquido, o de flujo ondulado en la tubería de entrada de los tambores separadores, incrementa la eficiencia de separación de líquido del tambor hasta 99.8%. Sin embargo, estos tipos de flujo no se encuentran usualmente en las operaciones de proceso, debido a que se requerirían diámetros de tubería relativamente grandes para lograrlos. A pesar de lo anterior, el diseño de la tubería de entrada para obtener estos regímenes de flujo se debe considerar para aquellos servicios especiales en los que es esencial minimizar el arrastre de líquido y el uso de malla u otros internos no se permite debido a que se trata de un servicio con ensuciamiento. Se debe evitar el flujo tipo tapón o el flujo tipo burbuja en la tubería de entrada de tambores separadores verticales. Estos regímenes de flujo resultan en arrastre excesivo de líquido y vibraciones. Si estos regímenes de flujo no se pueden evitar a la entrada del tambor, el arrastre de líquido se puede minimizar con un distribuidor con ranuras. En el caso que el flujo tipo tapón o el flujo tipo burbuja en la tubería de entrada, aparezca para tambores horizontales, se recomienda usar flujo dividido de alimentación, con dos boquillas de entrada en los extremos del tambor, y una boquilla central de salida de vapor/gas. Para prevenir la inundación de un tambor con corrientes líquidas, se deben evitar puntos bajos en la línea de entrada del tambor (drenaje libre hacia el tambor).

!

Boquillas de proceso en general Son muchos los casos donde la información de las tuberías de interconexión no está disponible al momento de preparar la especificación de procesos del tambor, por lo que es necesario presentar un tamaño preliminar de boquillas para que sea considerado en la cotización del fabricante del tambor. Para todos los efectos, se presenta una tabla con 39


recomendaciones para diseñar las boquillas de proceso:

Descripción del Caso

En unidades SI


Alimentación líquida: Velocidad menor o igual que:

3.0 m/s

10 pie/s

Salida de líquido: Seguir los criterios indicados las secciones 10D – Cabezal Neto de succión positiva - , y 14B – Flujo en fase líquida), para la succión de bombas, drenajes por gravedad, etc.

(Pendiente)

(Pendiente)

Salida de vapor: Velocidad menor que:

73.2/(ρG)1/2, m/s

60/(ρG)1/2, pie/s

Alimentación bifásica en tambores sin malla: Velocidad de la mezcla menor o igual que:

54.9/(ρL)1/2, m/s

45/(ρL)1/2, pie/s

Alimentación bifásica en tambores con malla : Velocidad de la mezcla menor o igual que:

73.2/(ρM)1/2, m/s

60/(ρM)1/2, pie/s

Donde (Ec. 7): λ = Q L /(Q L + Q V )

(Ec. 7)

ρ M = (1 − λ )ρ G + λρ L

(Ec. 8)

Donde (Ec. 8):

y donde:

En unidades SI


alimentado al tambor. ρG = Densidad del vapor a condiciones de operación

kg/m3

lb/pie3

ρL = Densidad del líquido a condiciones de

kg/m3

lb/pie3

kg/m3

lb/pie3

λ = Fracción volumétrica de líquido

operación ρM = Densidad de la mezcla a condiciones

de operación, promediada en volumen.

40


A menos que se indique lo contrario, las recomendaciones presentadas en la tabla anterior se consideran firmes, excepto cuando: - Se tienen tambores verticales con entradas tangenciales horizontales: en este caso usar la ecuación (3) del punto (4, pag. 34),para el cálculo de la boquilla de entrada. - Se tienen los tamaños de la tubería de interconexión, y estos son más grandes que los obtenidos por estas recomendaciones. - Debido a limitaciones en los internos que se puedan usar en el tambor, y debido al tipo de fluido alimentado, se requiera de tener flujo bifásico anular en la entrada.

d.- CONSIDERACIONES PARA EL DISEÑO Y USO DE MALLAS !

Tambores separadores verticales con y sin malla Para servicios en los cuales se permite un arrastre moderado de líquido de hasta 5 kg de líquido por 100 kg de gas (5 lb por cada 100 lb de gas), las mallas no son necesarias y el espacio de vapor en el tambor debería ser dimensionado para 100% de la velocidad crítica, a caudales normales de flujo de gas. Para servicios críticos en los que el arrastre de líquido se debe reducir a menos de 1 kg de líquido por 100 kg de gas (1 lb por cada 100 lb de gas), se recomienda una Malla de 80 kg/m 3 (5 lb/pie 3 ), con espesor de 150 mm (6 pulg). Los criterios de diseño para el uso de una malla de 80 kg/m 3 (5 lb/pie 3 ) son una función de la carga del líquido, según se muestra a continuación: - Para cargas líquidas (flujo de alimentación líquida dividido por el área de sección transversal del tambor) menores de 0.34 E–3 m 3 /s.m 2 (30 gal/h.pie 2 ) de área horizontal del tambor, el área de la sección transversal horizontal del tambor y de la malla se debería dimensionar para 150% de la velocidad crítica, al caudal normal de flujo de gas. - Para cargas líquidas comprendidas entre 0.34 y 0.68 E–3 m 3 /s.m 2 (30 a 60 gal/h.pie 2 ) de área horizontal del tambor, éste y la malla se deberían dimensionar para 120% de la velocidad crítica, al caudal normal de flujo de gas. - Para cargas líquidas mayores de 0.68 E–3 m 3 /s.m 2 (60 gal/h.pie 2) de área horizontal del tambor, éste y la malla se deberían dimensionar para 100% de velocidad crítica al caudal normal de flujo de gas. - Para los casos en los que la relación de reducción de alimentación (Turndown ratio) esté entre tres y seis, se deberían usar dos mallas en serie. El área de sección transversal de la malla localizada en el fondo del tambor se debería basar en el porcentaje de la velocidad 41


crítica especificada anteriormente y en el caudal normal de flujo de gas. El área de sección transversal de la malla localizada en el tope se debería basar en el porcentaje de la velocidad crítica especificada anteriormente y usando un tercio de la tasa de flujo normal de gas. La distancia crítica entre las dos malla debería ser de 600 mm (2 pie) aproximadamente. Algunos criterios adicionales de diseño se presentan en la Figura 2. !

Tambores separadores horizontales con y sin malla horizontal Para servicios en los que se permite una cantidad moderada de arrastre (es decir, hasta 5 kg de líquido por 100 kg de gas (5 lb por cada 100 lb de gas)), no se requieren malla y el espacio de vapor en el tambor debería ser dimensionado para 100% de velocidad crítica, al caudal normal de flujo de gas. La(s) boquilla(s) de entrada debería(n) terminar en un codo de 90 o  en un distribuidor con ranuras, orientado direccionalmente hacia la tapa del cabezal más cercano del tambor. Para servicios limpios y críticos, se debería instalar en el espacio de vapor una malla horizontal de 150 mm de espesor (6 pulg), con 80 kg/m 3 (5 lb/pie 3 ) de densidad aparente, para reducir el arrastre líquido a menos de 1 kg de líquido por 100 kg de gas (1 lb por cada 100 lb de gas). Además, para los tambores de diámetros mayores de 900 mm (3 pie), se debería tener una boquilla de entrada en cada extremo y una sola boquilla de salida central. El área del tambor y de la malla para flujo de vapor se debería dimensionar usando el 100% de la velocidad crítica, a un caudal normal de flujo de gas. Algunos criterios de diseño adicionales se presentan en la Figura 3.

!

Tambores separadores horizontales con mallas verticales y horizontales Para servicios limpios en los que el arrastre de líquido debería ser reducido a menos de 1 kg de líquido por 100 kg de gas (1 lb por cada 100 lb de gas), la velocidad del vapor en el espacio de vapor del tambor se puede incrementar en 25% (hasta 125% de Vc), si se instalan dos malla verticales y uno horizontal en el espacio de vapor (Ver Figura 4.). El tambor debería tener una boquilla de entrada en cada extremo, terminando en un codo de 90 o un distribuidor ranurado, y una sola boquilla central de salida. Se debería colocar una malla vertical de 150 mm (6 pulg) de espesor y 80 kg/m 3 (5 lb/pie 3 ), en la mitad del espacio existente entre cada boquilla de entrada y la malla horizontal de 150 mm (6 pulg) de espesor y 80 kg/m 3 (5 lb/pie 3 ). La malla vertical debería cubrir el área para el flujo de vapor y se debería extender por lo menos 150 mm (6 pulg) por debajo del nivel de líquido bajo. El área del flujo de vapor (en el tambor y a través del malla) se

42


debería dimensionar para el 125% de la velocidad crítica, a un caudal normal flujo de gas. Los tambores horizontales con mallas verticales y horizontales son más pequeños que los tambores horizontales con malla horizontales. Sin embargo, para tambores pequeños de baja presión, los ahorros logrados al usar un diámetro menor podrían ser compensados por el costo adicional de usar una malla vertical. !

Distancia del tope de la malla a la boquilla de salida del gas/vapor Para tambores horizontales, la distancia del tope de la malla a la boquilla de salida del gas debería ser adecuada para prevenir una mala distribución del flujo a través de la malla. La distancia mínima para este propósito se presenta en la ecuación (5a): h0 =

F8 D Malla − d 0

(Ec. 5a)

2

Donde: h0= Distancia mínima del tope de la malla a la boquilla de salida del gas Dmalla= Lado más largo de una malla rectangular d0= Diámetro de boquilla de salida F8= Factor cuyo valor depende de las unidades usadas

En unidades SI mm

En unidades inglesas pulg

mm

pie

mm 1

pulg 12

Si la distancia es impráctica, se debería usar un recolector de gas con ranuras. Con un recolector de gas con ranuras, se debería usar una malla rectangular (Figura 8.). Las ranuras se dimensionarán usando la ecuación de caída de presión (con un coeficiente de descarga de 0.6, con una caída de presión permisible de 1 a 7 plg de agua (3.4 a 23.7 kPa). La distancia vertical mínima permisible entre el tope de la malla y la abertura de la ranura más cercana a la malla viene dada por el valor mayor entre los dos calculados por las ecuaciones (5b) y (5c): h0 =

h0 =

(F8 L Malla / N S ) − S ran 2

F8 L Malla − ( L ran N r ) 2

(Ec. 5b) (Ec. 5c)

43




h0= Distancia mínima desde el tope de la malla hasta el borde más cercano de la ranura en el recolector externo

mm

pulg

Lmalla= Lado más largo de una malla rectangular

mm

pie

NS = Número de ranuras por fila Smalla= Lado más corto de una malla rectangular

mm

Lran= Lado más largo de la ranura rectangular

mm

Pulg

Sran= Lado más corto de la ranura rectangular

mm

Pulg

Nr = Número de filas de ranuras en el recolector de gas !

Detalles de Instalación de las Mallas

e.- OTROS INTERNOS 1. Codos de 90º como deflectores de entrada De acuerdo a las recomendaciones que se presentan a lo largo de este documento, pueden usarse codos de 90º como deflectores de entrada de la mezcla bifásica al tambor separador. La Tabla 1 presenta criterios de utilización de codos de 90º para ciertos servicios específicos. La Tabla 3 presenta criterios más generalizados, basados en la orientación del tambor (vertical u horizontal), y otras características del tambor bajo estudio. La información de medidas de los codos de 90º, se encuentra en la Tabla 4. En la pag. 34, ecuación (2c), se presenta el criterio de máxima velocidad permisible para que no exista arrastre en la superficie de líquido: si, al aplicar la ecuación, se tiene que la velocidad de flujo es mayor que la máxima velocidad permisible, se tendrá que usar un distribuidor en la boquilla de entrada. 2. Distribuidores en forma de “T” (Fig. 9.) De acuerdo a las recomendaciones que se presentan a lo largo de este documento, pueden usarse distribuidores de flujo, en forma de “T”, como deflectores de entrada de la mezcla bifásica al tambor separador. La Tabla 1 presenta criterios de utilización de distribuidores de flujo para

44


ciertos servicios específicos. La Tabla 3 presenta criterios más generalizados, basados en la orientación del tambor (vertical u horizontal), y otras características del tambor bajo estudio. Los distribuidores pueden ser de ranuras o de orificios; siempre serán más costosos que un codo de 90º en la boquilla de entrada, pero pueden soportar velocidades más altas sin que se suceda arrastre en la superficie de líquido. Para efectos de especificación de un distribuidor ranurado se tiene (Fig. 9.) (Ver nomenclatura en sección 6): – Se construirán del mismo diámetro que la boquilla de entrada. – El ancho de la ranura (S ran ), será de 15 mm (0.6”). – La separación entre ranuras será de 25 mm mínimo (1” min). – Sólo se tendrá una fila de ranuras en el distribuidor. – Los lados de la “T” del distribuidor serán simétricos. De acuerdo al detalle señalado en la Fig. 9., la longitud o altura de la ranura corresponde a un tercio de la longitud de la circunferencia interna del tubo distribuidor, es decir (Ec. (13)): I ran = λ d ρ / 3

(Ec. 13)

donde dρ es el diámetro interno de la boquilla de entrada. El área de una ranura es (Ec. 14):

a ran = I ran xSran

(EC. 14)

El número de ranuras en el distribuidor se calculará por (Ec. 15):

N S = F20 Q M / (a ran xVE )

(Ec. 15)

(para cálculo de VE referirse al punto 4, pag. 34, ecuaciones (2d) y (2e). La longitud requerida del distribuidor será (Ec. 16): I ran = N S S ran + F23 + 2F3 + d ρ

(Ec. 16)

Otros detalles se presentan en la figura 9.

45


3. Rompe–vórtices Los estándares a seguir para la inclusión de rompe–vórtices en los recipientes, son los siguientes (Ver Fig. 10.):

Placa rompe vórtice : Es una placa circular plana horizontal, que se instala sobre la boquilla de salida de líquido, según lo mostrado en la Figura 10. Deberá localizarse, al menos, medio diámetro de boquilla de salida por debajo del mínimo nivel de líquido (NBL o NBBL, cuando aplique), y la altura desde el fondo del recipiente deberá ser un tercio del diámetro de boquilla de salida. Cuando el diámetro de la boquilla de salida de líquido es más grande que un 15–20% del diámetro del recipiente, o cuando se tienen salidas múltiples de líquido, la placa rompe vórtice puede no ser práctica, y se recomienda usar el rompe–vórtice tipo rejilla.

Rompe–vórtice tipo rejilla El rompe–vórtice tipo rejilla, consiste en tres láminas horizontales cuadradas de rejilla, del mismo tipo que se usa en plataformas de acceso en plantas, y es el más efectivo disponible: se recomienda cuando es difícil colocar una placa rompe–vórtice (boquilla muy grande de salida de líquido), o cuando se tienen salidas múltiples de líquido. Es más costoso que el rompe–vórtice tipo placa, y sus dimensiones típicas se presentan en la Fig. 10. 4 Recolectores de Gas (Fig. 8.) De acuerdo a lo mencionado, los recolectores de gas pueden requerirse cuando el resultado de la Ec (5a) indica que la separación entre la malla y la boquilla de salida es impráctica. El brazo lateral del recolector deberá tener el mismo diámetro que el de la boquilla de salida, y se deberá extender sobre el lado más largo de la malla. Como se muestra en la Figura 8., las ranuras se deberán localizar en la sección de tope del tubo recolector, por lo menos a 30º por encima de la horizontal. Las ranuras se deberán dimensionar usando la ecuación de caída de presión en orificios, presentada en el documento de la sección 14C, con un coeficiente de descarga de 0.6. La caída normal de presión a través de las ranuras está en el rango de 3.4 a 23.7 kPa (1 a 7 pulg. De agua). En las Ecs. (5b) y (5c) presentan la distancia vertical mínima permisible entre el tope de la malla y la abertura de la ranura más cercana del recolector. 46


f.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO PARA ALGUNOS SERVICIOS TÍPICOS !

Tambores de abastecimiento de líquido y tambores de destilado Los tambores separadores horizontales con malla se usan para servicios limpios; los filtro/separadores o los ciclones múltiples patentados son recomendados para servicios en los que están presentes sólidos o materiales que forman depósitos sólidos.

!

Tambores de succión de compresores y tambores separadores entre etapas de compresión Tambores separadores verticales con malla se usan para servicios limpios; los filtros/separadores o los ciclones múltiples patentados son recomendados para servicios en los que están presentes sólidos o materiales que forman depósitos sólidos. A veces es económico combinar el servicio del tambor de succión del compresor con otro servicio para el tambor, tal como sucede en el tambor de destilado del fraccionador primario de una unidad de craqueo catalítico. En estos casos, los requerimientos de abastecimiento de líquido de emergencia para el servicio de succión del compresor se suman a los requerimientos del otro servicio. Tambores horizontales con malla son comunes en este tipo de servicio combinado.

!

Separadores de aceite lubricante para la descarga de compresores Los aceites que lubrican los compresores reciprocantes y los compresores de alabes deslizantes pueden ser transportados en la corriente gaseosa de descarga del compresor, en la forma de gotas extremadamente pequeñas. Separadores de aceites lubricantes se deben especificar para aire de instrumentos y para procesos que no puedan tolerar la presencia de este aceite.

!

Tambores separadores de gas combustible localizados aguas arriba de hornos Se deberían colocar tambores separadores en el gas combustible antes de los hornos, a fin de recolectar las porciones condensadas durante las perturbaciones del proceso y para prevenir un arrastre excesivo de líquido en el gas combustible. Para servicio de gas combustible limpio, se debería usar un tambor separador vertical con malla y dimensionado para 100% de la velocidad crítica a un caudal normal de flujo de gas. Para servicios de gases combustibles agrios y corrosivos, se recomienda el uso de tambores separadores con ciclones múltiples patentados, como el depurador seco Peerless o los multiciciones U.O.P., con la finalidad de minimizar el 47


ensuciamiento y el taponamiento de los quemadores. !

Tambores de recolección central de gases combustibles Un tambor central de recolección del sistema de gas combustible, se diseña para remover el líquido arrastrado. Para este servicio se recomienda un tambor separador vertical u horizontal sin malla. La velocidad permisible de vapor en el tambor es el 100% de la velocidad crítica a caudales normales de flujo de gas. Se estipula que el volumen retenido de líquido tarde 5 minutos en ser desalojado, al flujo máximo de líquido.

!

Tambores de vapor para servicios de calderas Cuando el vapor es alimentado a una turbina de vapor sobrecalentado, o a un reformador, los tambores de vapor se deberían diseñar como sigue:

Calderas recuperadoras de calor de desecho (Waste Heat Boilers) 1. Para calderas recuperadoras de calor de desecho del tipo de rehervidor tubo y carcaza, o marmitas (Kettle Reboiler) con presión del vapor inferiores a 4800 kPa man. (700 psig), se deberían usar tambores separadores verticales u horizontales con malla. a. Para tambores separadores verticales, la malla y el espacio de vapor del tambor se dimensionan para 100% de la velocidad crítica a un caudal normal de flujo de vapor. La malla debería estar compuesta de dos capas de 150 mm (6 pulg) de espesor de un material de 160 kg/m 3 (10 lb/pie 3 ) en la capa superior y de 80 kg/m 3 (5 lb/pie 3 ) en la capa inferior. b. Para tambores horizontales, se prefiere una combinación de malla vertical y horizontal como se muestra en la Figura 4. Sin embargo, las áreas del espacio de vapor y de la malla se deberían basar en 100% de la velocidad crítica a flujo normal de vapor. La densidad de las mallas vertical y horizontal debería ser 80 kg/m 3 (5 lb/pie 3 ) y 160 kg/m 3 (10 lb/pie 3 ), respectivamente. Debido al potencial de formación de espuma del agua de la caldera, la distancia mínima permisible entre la parte inferior de la malla y el nivel de agua es 450 mm (18 pulg). Cuando estos criterios se satisfacen en la ausencia de espuma, el arrastre de líquido en el tope del tambor debería ser menor que 150–300 mg/kg (150–300 ppm en peso). c. Para ambos tambores separadores, el horizontal y el vertical, la velocidad máxima permisible en la tubería de entrada depende de la presión del vapor como se muestra a continuación:

48


Presión del vapor

Velocid ad de mezcla en la tubería de entrada

KPa man.

psig

m/s

pie/s

600

87

10

33

1200

174

6.5

21

2400

348

5.0

16

3600

522

2.3

8

2. Los tambores de vapor para cualquier otro tipo de caldera, por ejemplo, calderas de llama, o para otras condiciones de operación, es decir, generación de vapor a presiones superiores a los 4800 kPa man. (700 psig), debería diseñarlos el suplidor de las calderas. !

Tambores de separación de agua Los tambores separadores de agua se instalan para remover los hidrocarburos líquidos y los vapores contaminantes, de los efluentes acuosos de las plantas. Esto permite descargar estos efluentes acuosos al desagüe sin ningún problema de seguridad. El espacio de vapor del tambor se debería dimensionar para no exceder el 100% de la velocidad crítica, basada en la cantidad más grande de vapor resultante de una sola contingencia.

!

Tambores de descarga (Blowdown Drums) El propósito principal de un tambor de descarga es separar las corrientes de fluido provenientes de la abertura de válvulas de seguridad y de drenajes de descargas, y convertirlos en corrientes líquidas y vapor que puedan ser enviadas con seguridad a los almacenamientos apropiados y a los sistemas de mechurrios.

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Tambores de descarga de no–condensables Para servicios de gases no–condensables se recomienda el uso de un tambor separador horizontal sin malla, ya que no se permiten internos en estos tambores porque podrían taponar el sistema. La velocidad en el espacio de vapor no debería exceder el 100% de la velocidad crítica basada en la mayor descarga que emitirían las válvulas de seguridad como resultado de una sola contingencia.

!

Tambores de descarga de condensables Los tambores de descarga de gases condensables se utilizan como un método de prevención de condensación de hidrocarburos en los sistemas

49


de mechurrios, con la finalidad de reducir los requerimientos de capacidad de los mechurrios, o para prevenir la descarga de hidrocarburos condensables a la atmósfera. Para este tipo de servicio se recomienda un tambor separador vertical sin malla. La velocidad del espacio de vapor no debería exceder 100% de la velocidad crítica basada en la mayor descarga de las válvulas de seguridad como resultado de una sola contingencia.. El cabezal de la válvula de seguridad que contiene los hidrocarburos condensables entra al tambor lateralmente por encima del nivel del agua y termina en un codo de 90º que descarga el fluido por debajo del nivel del agua. También se colocan ranuras verticales equidistantemente espaciadas y con un área total equivalente a aquélla correspondiente a la tubería de entrada. La parte superior de las ranuras deberían sumergirse dentro del líquido, de manera tal que el volumen de agua localizado entre el nivel del agua y la parte superior de las ranuras sea igual al volumen de 3 m (10 pies) de tubería de entrada. Cuando por razones de proceso los tambores que operan a presión atmosférica deben ser continuamente ventilados al tambor de descarga, se coloca una boquilla de entrada adicional para la línea de ventilación. Esta es una boquilla simple (flush nozzle) localizada lateralmente en el tambor vertical, entre el tope del nivel de agua y la placa anti–vórtice del fondo. La velocidad del agua más allá de la placa de rebose del líquido no debería exceder 0.1 m/s (0.33 pie/s). !

Tambores separadores de alimentación para depuradores de MEA El arrastre de hidrocarburos en la alimentación gaseosa a los depuradores de MEA puede causar espuma, con el subsiguiente arrastre excesivo hacia el tope de los depuradores. En las refinerías se usa un tambor separador integral en el fondo de los depuradores de MEA, para retirar gran parte del arrastre de líquido debido a condensación que ocurre en la línea. Un diagrama esquemático de este tambor se presenta en la Figura 5. Este separador debería contener una malla en su espacio de vapor y la velocidad del gas en el tambor y en la malla debería ser el 100% de la velocidad crítica a un flujo normal de gas. En las plantas químicas (craqueadores con vapor), se usa un sobrecalentador en lugar de un tambor separador para prevenir condensación en el depurador.

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Separadores de alta presión Los separadores de alta presión, como por ejemplo, los separadores calientes de alta presión en las unidades de hidrodesulfurización, se diseñan para minimizar, tanto el arrastre de gas en la corriente de líquido, 50


como el volumen de líquido retenido. Esto se justifica por las pérdidas económicas que acarrea el arrastre de gas y por el alto costo del tambor, respectivamente. Un tambor separador horizontal con una malla horizontal o una combinación de dos malla verticales y uno horizontal debería ser usado para servicios limpios (Ver Figura 4.). Cuando se deba reducir el arrastre de líquido a un valor igual a, o menor que 1 kilogramo de líquido por 100 kilogramos de gas (1 lb por cada 100 de lb de gas), no se puede usar una malla debido a la posibilidad de taponamiento por coque. La velocidad de la mezcla en la tubería de entrada no debería exceder 6 m/s (20 pies/s) a fin de prevenir la formación de gotas demasiado pequeñas. Además, el espacio de vapor se debería dimensionar para 100% de la velocidad crítica a flujo normal de gas, se debería instalar un distribuidor con ranuras en cada extremo del tambor, y el tambor debería tener una sola boquilla de salida. Los criterios de diseño para prevenir arrastre de gas en el flujo de la corriente de fondo de estos tambores se presentan en la Tabla 1 en “Separadores de Alta Presión”. Los siguientes criterios, los cuales dan un margen de permisibilidad para la formación potencial de espuma en líquidos, se recomiendan para el diseño de tambores separadores de plantas de tratamiento de residuos: !

!

!

!

!

!

!

Se debería usar un tambor separador horizontal con dos boquillas de entrada y una boquilla de salida. El área de espacio de vapor se debería dimensionar para 100% de velocidad crítica, a flujo normal de gas. Se debería prevenir el arrastre en la superficie del líquido, utilizando las ecuaciones apropiadas dadas en el punto b, pag. 36. La velocidad máxima de la mezcla en la tubería de entrada debería ser de 5 m/s (16.4 pies/s). El tiempo mínimo de residencia del líquido, por debajo del nivel bajo de líquido, debería ser de dos minutos y la altura vertical mínima, por debajo del nivel bajo de líquido, debería ser de 450 mm (18 pulg). Se deberían suministrar equipos para la inyección de agentes antiespumantes en las alimentaciones a los tambores separadores. Se debería instalar en el tambor un visor para la observación de la altura y el nivel de la espuma.

51


g.- METODOLOGÍA DE DISEÑO !

Procedimiento de diseño para tambores separadores horizontales Para refrescar conocimientos básicos consultar (Tambores separadores: principios básicos) en especial. Ver figura 3 y/o 4., para orientación y seguimiento de ciertas tolerancias de diseño, figura 11, para identificación de áreas, alturas y niveles. (Ver nomenclatura en sección 6).

Paso 1. Información mínima requerida Ubicar la información mínima requerida según la siguiente tabla.

Información

Vapor/gas

Líquido (s)

Densidad

X

X

Viscosidad

X

X

Tensión Superficial Flujo (másico o volumétrico)

General

X X

X

Presión de Operación

X

Temperatura de Operación

X

Material pegajoso?

X


X


X

Variaciones fuertes en el flujo de líquido(s)?

X

Paso 2. Defina el tipo de servicio De acuerdo a lo presentado en el punto (1, pag. 28), identificar el tipo de servicio específico según lo presentado en la tabla 1; si allí se localiza el equipo, se tienen todos los criterios necesarios para ejecutar el diseño. En caso que no sea así, consultar detalladamente la información contenida en este documento.

Paso 3. Definición de los criterios de diseño Si el servicio se encuentra entre los listados en la tabla 1, localice en la misma los criterios de diseño para el servicio en cuestión, los criterios 52


adicionales de diseño, la configuración del tambor, el tiempo de residencia, el número de boquillas de entrada, la relación F 24 L/D. En caso que no sea así, consultar detalladamente la información contenida en este documento.

Paso 4. Obtenga la distancia mínima permisible entre NBBL y el fondo del tambor Se supone que el tambor tendrá un interruptor y/o alarma de nivel bajo – bajo. Si no es el caso, estaríamos hablando de h NBL. Esta distancia, h NBBL, se obtiene con la información (pag. 32, Nivel bajo–bajo de líquido).

Paso 5. Calcule la velocidad permisible del flujo de vapor Usar la ecuación (11) (pag. 29, punto 2).

Paso 6. Calcule el área vertical requerida (AV), para el flujo de vapor por encima de NAAL El área vertical para el flujo de vapor A V, por encima del NAAL. Requerida para satisfacer los criterios de velocidad permisible, se calcula con la ecuación (12) (pag. 30, punto 2). Debe tomarse en cuenta que, si se tiene flujo dividido de la alimentación, el flujo volumétrico de gas a usar será la mitad del alimentado.

Paso 7. Dimensionamiento del tambor separador horizontal El estimado del tamaño óptimo del tambor es un procedimiento de tanteo para tambores horizontales. Primero, se supone un tamaño de tambor, luego se verifica si el tambor es adecuado para el servicio. Este procedimiento se debería repetir hasta que se optimice el tamaño del tambor, ya que el objetivo es diseñar el tambor más pequeño adecuado para el servicio. a.

Calcular el volumen de retención entre el NAAL y el NBBL (V r ) a.1 El volumen de retención de operación de líquido, entre NAL y el NBL, se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida por el tiempo de retención (Ec. 17): Vrt = Q L x t r

(Ec. 17)

a.2 El volumen de retención de líquido por tiempo de respuesta del operador al accionarse una alarma (sea de alta o sea de baja), entre el NAAL y el NAL (o entre NBBL y NBL) se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida por el tiempo de respuesta supuesto, el cual es 5 min. (300 s.) desde NAL hasta

53


NAAL., y 5 min. Más (300 s.) desde NBL hasta NBBL (ver fig. 11) Ec. 18): Vr 2 = Q L x( 600s )

(Ec. 18)

En el caso que no se tengan interruptores y/o alarmas de NBBL y NAAL, este volumen adicional es nulo. a.3 El volumen de retención máximo de líquido (V r ) entre el NAAL y el NBBL, se obtiene sumando los dos volúmenes anteriores (Ec.19):

Vr = Vr1 + Vr 2

(Ec. 19)

Primer Tanteo b. Asumir un valor inicial de la relación F24 Left/D, donde L eft es la longitud efectiva de operación, es decir, la requerida para que el proceso de separación se cumpla, la cual varía según la presión de operación en los siguientes rangos. De acuerdo al criterio del diseñador, éste puede aproximar la longitud efectiva a la longitud tangente – tangente.

P<250 psig

1.5
250
3.0
P>500

4.0
c. Asumir un diámetro y a partir de la relación F 24Left/D calcular la vertical. d. Calcule el área vertical entre NBBL y el NAAL (A NBBL-NAAL) d.1. El área vertical entre el NBBL y el NAAL se obtiene dividiendo el volumen de retención (V r ) en la longitud (L eft) (Ec. 20): A NBBL − NAAL = Vr / L eft

(Ec. 20)

e. Calcule el área fraccional (A 1*) de la sección transversal localizada entre el fondo del tambor y el NBBL(A fon-NBBL) a la altura del NBBL (h NBBL). b.3 El término “área fraccional” se usará genéricamente como la razón de un área transversal sobre el área transversal total del tambor horizontal. e.2 Para calcular el área fraccional de la sección transversal (A 1*) se utiliza la tabla 5 en donde con el valor de R 1*=hNBBL/D se lee el valor correspondiente a (A1*). e.3 Nota: La tabla 5 se usará para todos los cálculos subsiguientes del diámetro de tambor y del área de la sección transversal. 54


e.4 El término “altura fraccional” se usará genéricamente como la razón de una altura sobre el diámetro del tambor horizontal. f. Calcule el área vertical entre el NBBL y el fondo del tambor (A fon-NBBL). Esta área se calcula multiplicando el área fraccional de la sección transversal A1* por el área del tambor (Ecs. 21, 22): 2

A TAMB = λ / 4x(D / F24 )

(Ec. 21)

A ton − NBBL = A *1 xA TAMB

(Ec. 22)

g. Calcule el área vertical disponible para el flujo de vapor. El área de sección transversal vertical disponible para este flujo, A VD es (Ec. 23): A VD = A TAMB − (A fon − NBBL + A NBBL − NAAL )

(Ec. 23)

h. Comparar el valor obtenido del área requerida (A V) con el área disponible para el flujo de vapor (A VD). Si AV es igual a A VD, el diámetro asumido en el paso 7b es correcto. Si AVD es significativamente mayor que A V, el tamaño del tambor que se supuso es demasiado grande para el servicio, y si A VD es significativamente menor que A V, el tamaño del tambor que se puso es demasiado pequeño.

Siguientes tanteos De acuerdo a lo expresado en el aparte h, se debe repetir el procedimiento desde 7b con un valor de diámetro mayor o menor según sea el caso, hasta encontrar el valor para el diámetro óptimo, cuando se obtenga tal diámetro, redondear al diámetro comercial, por arriba, más cercano. Al lograr esto, se obtendrá la longitud de operación o longitud efectiva del tambor (L eft)

Paso 8.- Calcule el área vertical real de líquido entre NAAL y NBBL El área vertical real dividiendo el volumen de retención máximo (V r ) por la longitud efectiva del tambor (L eft)

55


A NBBL− NAAL = Vr / L eft

(Ec. 24)

Debe recordarse que Vr fue calculado en el paso 7.

Paso 9.- Calcule el área vertical de líquido requerida entre el fondo del recipiente y NAAL (Afon-NALL). Esta área se obtiene sumando el área vertical entre el NBBL y el fondo (Afon-NBBL) y el área vertical entre NBBL y el NAAL (A NBBL-NAAL) (EC (25)):

AFOM-NAAL= AFOM-NBBL + ANBBL-NAAL

(Ec. 25)

Además, se puede calcular el área fraccional correspondiente (A 2*) (Ec. (41))

A2* = Afon-NAAL/ ATAMB

(EC. 41)

Debe recordarse que Afon-NBBL fue calculado dentro de los tanteos realizados en el paso 7, y actualizado cuando se obtuvo el diámetro correcto.

Paso 10.- Calcule la distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAAL (AFON-NALL) La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAAL es (EC (26)):

HFON-NALL = R*2 XD

(Ec.26)

Donde R*2 se calcula a partir de la tabla 5 con el valor A* 2, calculado en el paso 9.

Nota: Si A2* es mayor que 0.5. la tabla deberá usarse de la siguiente manera): a.- Sea A* = 1-A 2* b.- Leer en la tabla 5. R* como valor correspondiente a A* c.- R2* = 1-R* Ejemplo: d.- A2*= 0.74B e.- A*= 1-0.748-0.252 f.- R*= 0.3 g.- R2* = 1-0.3= 0.7

56


Paso 11.- Calcule otras áreas y distancias verticales dentro del tambor El área vertical entre el NBBL y NBL (A NBBL-NBL ), Corresponden al volumen de líquido de cinco minutos (300s), tiempo de residencia del liquido ¿, dividido por Left (Ec (46)):

A NBBL-NBL= 0L X (300) / LEFt

(Ec. 46)

El área vertical entre NAAL y NAL (A NAAL-NAL), es igual a A NBBL-NBL ( 47):

ANAAL-NAL = ANBBL-NBL

(Ec. 47)

El área vertical entre el NAL y NBL(A NAL-NBL), corresponde al volumen de operación (Vr1) del líquido (calculado por la ecuación (17), en el paso 7, dividido por Left (Ec. 48)):

ANAAL-NBL= Vr1 / Left

(Ec. 48)

El área vertical entre el fondo y NBL(A FON-NBL) sé obtiene por Ec (49):

Afon-NBL = Afon-NBBL + ANBBL-NBL

(EC. 49)

El área vertical entre el fondo y NAL(A FON-NAL) sé obtiene por Ec (50):

Afon-NAL = Afon-NBL + ANAL-NBL

(EC. 50)

La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NBL es Ec.(51):

hfon-NBL = R3* x D

(Ec. 51)

Donde R3 * se calcula a partir de la tabla 5 con el valor de A *3 = A fon - NBL /A TAMB

La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAL es Ec. (51):

hfon-NBL = R4* x D

(Ec. 51)

Donde R4 * se calcula a partir de la tabla 5 con el valor de A *4 = A fon - NAL /A TAMB

Paso 12.- Dimensionamiento de la boquilla de entrada a. Estimación del diámetro de la boquilla (dp). Si no se tiene el diámetro de la tubería de entrada, y la aplicación exige tener flujo bifásico anular, de acuerdo a lo expresado en el punto (c, 57


pag. 39), seguir lo indicado en la sección 14D, para obtener un diámetro que produzca flujo anular a la entrada del recipiente. En la especificación de proceso del recipiente, se deberá exigir que la tubería de entrada a este tambor tenga el diámetro aquí obtenido, en una distancia al menos cinco diámetros de boquilla medidos desde la brida de la boquilla de entrada. Si no tiene el diámetro de la tubería de entrada y la aplicación no exige tener flujo bifásico anular, de acuerdo a lo expresado en el punto (c, pag. 39), usar la tabla mostrada en dicho aparte para estimar el diámetro de la boquilla de entrada. b. Calcule la velocidad real de la mezcla a la entrada V S (en el caso que aún no se conozca) (Ec. 27): VS =

F20 4Q M

πd p2

(Ec. 27)

c. Cheque el criterio de máxima velocidad en la boquilla, de acuerdo a lo presentado en el aparte 4.4, ecuaciones (2a) hasta la (2f) En caso que la boquilla seleccionada requiera de un distribuidor en “T” con ranuras, diseñe el distribuidor de acuerdo a lo presentado en el punto 2, pag. 44.

Paso 13.- Dimensionamiento de las boquillas de salida del gas y líquido Usar las recomendaciones de la tabla presentada en el punto c, pag. 39. Paso 14.- Cálculo de la longitud tangente a tangente del tambor Conociendo el tamaño de la (s) boquilla (s) de entrada y de salida de gas, se tiene que la longitud tangente a tangente del tambor (L) es la suma, en unidades consistentes, de L eft y todos los tamaños nominales de las boquillas de entrada y de salida de gas, más tolerancias mecánicas de construcción. Paso 15.- diseño de la malla separadora de gotas a. Cálculo del área de la malla. Si el caso bajo estudio pertenece a alguno de los servicios específicos presentados en la tabla 1 (junto con las recomendaciones de los puntos Tambores separadores horizontales con y sin malla horizontal y Tambores separadores horizontales con y sin malla horizontal (pag. 42), tomar de allí el valor de la velocidad permisible del vapor. Si este no es el caso, seguir las recomendaciones

58


presentadas en los puntos (Tambores separadores horizontales con y sin malla horizontal y Tambores separadores horizontales con y sin malla horizontal (pag. 42)). Conociendo el criterio a emplear, calcular la velocidad permisible de gas, V V, como un porcentaje de la velocidad crítica. Luego, obtener el área requerida de malla con la (Ec. 28): (Ec. 28)

A Malla = Q V / VV

b. Seleccione el espesor y densidad de la malla, según los criterios de diseño ya seleccionados. c. Cálculo del ancho de la malla cuadrada (a Malla) (Ec. 29): a Malla = F25 (A Malla )

1

2

(Ec. 29)

d. Cálculo de la distancia mínima h 0 entre el tope de la malla y la boquilla de salida del gas; usar la ecuación (5a), en el punto ( Distancia del tope de la malla a la boquilla de salida del gas/vapor (pag. 43)). e. Calcule la distancia vertical disponible entre el fondo de la malla y NAAL (hMalla-NAAL) (ec. 30): h Malla− NAAL = D − (h fon− NAAL ) − h 0 − e Malla

(Ec. 30)

Nota: El hMALLA-NALL mínimo requerido en de 300 mm (12 pulg), para prevenir un salpiqueo en la malla. f. Verifique si el espacio de vapor es adecuado para montar una malla: Calcule la distancia de la entrada disponible para instalar la malla, usando la tabla 5 o directamente por medio de la siguiente ecuación (Ec. 31): 

   

h = Dxsencos −1  1 −



  x(D − h Malla − NAAL − h fon − NAAL ) D   2 

(Ec. 31)

Paso 16.- Especificación de rompe - vórtices Siguiendo las recomendaciones del punto 3, pag. 46, escoger el tipo de rompe – vórtice.

2.- Procedimiento de diseño para tambores separadores verticales Favor ver figuras 2. y/o 7., para orientación y seguimiento de ciertas tolerancias de diseño, figura 11, para identificación de áreas, alturas y niveles (ver nomenclatura). 59


Paso 1. Información mínima requerida Ubicar la información mínima requerida según la siguiente tabla. Informaci ón Densidad Viscosidad Tensión Superficial Flujo (másico o volumétrico)

Vapor/gas

Líquido (s)

X X

X X X X

X

Presión de Operación Temperatura de Operación Material pegajoso? Arrastre de sólidos? Variaciones fuertes en el flujo de vapor/gas? Variaciones fuertes en el flujo de líquido(s)?

General

X X X X X X

Paso 2. Defina el tipo de servicio De acuerdo a lo presentado en el punto 1, pag. 28, identificar el tipo de servicio específico según lo presentado en la tabla 1; si allí se localiza el equipo, se tienen todos los criterios necesarios para ejecutar el diseño. En caso que no sea así, consultar detalladamente la información contenida en este documento.

Paso 3. Definición de los criterios de diseño Si el servicio se encuentra entre los listados en la tabla 1, localice en la misma los criterios de diseño para el servicio en cuestión, los criterios adicionales de diseño, la configuración del tambor, el tiempo de residencia, el número de boquillas de entrada, la relación L/D. En caso que no sea así, consultar detalladamente la información contenida en este documento de las Pags. 41-43.

Paso 4. Calcule la altura mínima permisible entre NBBL y el fondo del tambor Se supone que el tambor tendrá un interruptor y/o alarma de nivel bajo – bajo. Si no es el caso, estaríamos hablando de h NBL. Esta distancia, h NBL, se calcula con la información de la pag. 32 ( Nivel bajo-bajo).

Paso 5. Calcule la velocidad permisible del flujo de vapor Usar la ecuación (11) punto 2 (pag. 29).

60


Paso 6. Calcule el área transversal requerida (AV), para el flujo de vapor y el diámetro del recipiente El área transversal para el flujo de vapor A V, requerida para satisfacer los criterios de velocidad permisible, se calcula con la ecuación (12) punto 2 (pag. 30). El diámetro se obtiene del valor A V de (Ec. 32):   4xA V  D' = F24     π 

1

2

(Ec. 32)

y luego se redondea al diámetro comercial, por arriba, más cercano (D). En el caso que el tambor tenga una malla separadora de gotas, el diámetro (D’), aquí calculado, corresponde realmente al área libre para flujo de vapor/gas que tiene la malla. Como es bien sabido, la malla será soportada por un anillo que obstruye los bordes de la malla para efectos del flujo de vapor/gas. Por tanto, el diámetro del tambor con malla será el valor calculado más dos veces el ancho del anillo soporte, todo esto redondeado al tamaño comercial, por arriba, más cercano (D). Para información de el ancho de dicho anillo de soporte, consultar (Separadores de malla metálica y soportes).

Paso 7. Calcule los volúmenes de operación y de emergencia Si el caso analizado está descrito en la tabla 1, seguir las indicaciones sobre el volumen de operación o tiempo de residencia; si no es el caso, seguir las recomendaciones del punto (Criterios para fijar el volumen de operación/tiempo de residencia, pag. 32). Si el tambor tiene NAAL y NBBL, usar 5 minutos de volumen de líquido entre NAL y NAAL, y 5 minutos más entre NBL y NBBL. El volumen de retención de operación de líquido, entre NAL y el NBL, se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida por el tiempo de retención (Ec. 43): Vr 1 =Q L x t r

(Ec. 43)

El volumen de retención de líquido por tiempo de respuesta del operador al accionarse una alarma (sea de alta o de baja), entre el NAAL y el NBBL, se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida por el tiempo de respuesta supuesto, el cual es 5 min (300 s) desde NAL hasta NAAL y 5 min. más (300 s) desde NBL hasta NBBL (ver fig. 11) (Ec. 44): Vr 2 = Q L x(600s )

(Ec. 44)

61


En el caso que no se tengan interruptores y/o alarmas de NBBL y NAAL, este volumen adicional es nulo. El volumen de retención máximo de líquido, (V r ), entre el NAAL y el NBBL, se obtiene sumando los dos volúmenes anteriores (Ec. 45): (Ec. 45)

Vr = Vr1 + Vr 2

Paso 8. Calcule la altura de líquido entre NAAL y NBBL Conocido Vr , la altura de líquido entre NAAL y NBBL (h NBBL-NAAL), es (Ec. 33):

(

2

h NBBL − NAAL = Vr / π(D / F25 ) / 4

)

(Ec. 33)

Paso 9. Calcule la altura desde el fondo del tambor y el NAAL (hfonNAAL) La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAAL es (Ec. 34): h fon− NAAL = h NBBL− NAAL + h NBBL

(Ec. 34)

Paso 10. Fije la altura desde NAAL hasta la boquilla de entrada (h NAALboq) En el caso de tambores verticales con entrada tangencial (ver fig. 7) (Ec. 35): h NAAL − boq = D + 150mm(6" )

(Ec. 35)

En el caso de tambores verticales sin entrada tangencial (ver fig. 2) (Ec. 36): h NAAL−boq = d p

(Ec. 36)

Ver paso siguiente para cálculo de d p.

Paso 11. Calcule la boquilla de entrada (dp) Si un tambor vertical con entrada tangencial, usar la ecuación (3) (pag. 37), para calcular VS, de aquí se obtendría el tamaño de la boquilla de entrada. Lo siguiente aplica solamente a tambores verticales sin entrada tangencial. a. Si no se tiene el diámetro de entrada, y la aplicación exige tener flujo 62


bifásico anular, seguir lo indicado en la sección c, pag. 39, para obtener un diámetro que produzca flujo anular a la entrada del recipiente. En la especificación de proceso del recipiente, se deberá exigir que la tubería de entrada a este tambor deberá tener el diámetro aquí obtenido, en una distancia de al menos cinco diámetros de boquilla medidos desde la banda de la boquilla de entrada. b. Si no se tiene el diámetro de la tubería de entrada, y la aplicación no exige tener flujo bifásico anular, de acuerdo a lo expresado en el punto (pag. 39) usar la tabla mostrada en dicho aparte para estimar el diámetro de la boquilla de entrada. c. Calcule la velocidad real de la mezcla a la entrada V S, (en el caso que aún no se conozca) (Ec. 42): VS =

F20 4Q M

πd p2

(Ec. 42)

d. Cheque el criterio de máxima velocidad en la boquilla, de acuerdo a lo presentado en el punto d (pag. 34), ecuaciones (2a) hasta (2f). En caso que la boquilla seleccionada requiera de un distribuidor en T con ranuras, diseñe el distribuidor de acuerdo con lo presentado en el punto 2 (pag. 44)

Paso 12. Calcule las boquillas de salida del gas y líquido Usar las recomendaciones de la tabla presentada en el punto c (pag. 39)

Paso 13. Fije la altura desde la boquilla de entrada y la malla ó la línea tangente superior (hboq-Malla o hboq-tan) Para el caso de tambores verticales con entrada tangencial horizontal, usar un mínimo de 1200 mm (aprox. 4 pies), entre la boquilla de entrada y la línea tangente superior (hboq-tan). Para el caso de tambores verticales sin entrada tangencial horizontal y sin malla, usar un mínimo de 920 mm (aprox. 3.0 pies) o 0.5 veces el diámetro del tambor (lo que sea mayor), entre la boquilla de entrada y la línea tangente superior (hboq-tan). Para el caso de tambores verticales sin entrada tangencial y horizontal y con malla, usar un mínimo de 610 mm (aprox. 2 pies), o 0.5 veces el diámetro del tambor (lo que sea mayor), entre la boquilla de entrada y el fondo de la malla (h boq-Malla).

63


Paso 14. Diseño de la malla separadoras de gotas Esta parte no aplica para tambores separadores con la boquilla tangencial: a. Cálculo del área de la malla. En el paso 6 ya se calculó el área de flujo libre de la malla que, para todos los efectos, es el área de la malla. b. Seleccione el espesor (eMalla) y densidad de la malla, según los criterios de diseño ya seleccionados. c. Cálculo del diámetro de la malla redonda (D Malla). De acuerdo a lo mostrado en el paso 6 (Ec. 37): D Malla = D'

(Ec. 37)

Paso 15. Cálculo de la distancia mínima permisible h 0 entre el tope de la malla y la línea tangente superior Usar lo indicado en la pag. 43 ( Distancia del tope de la malla a la boquilla de salida del gas/vapor ).

Paso 16. Cálculo de la altura efectiva de separación del tambor Para el caso de tambores verticales sin entradas tangenciales horizontales y con malla, se tiene que la altura efectiva de separación del tambor (L eft) es (Ec. 38): L eft = h fon − NAAL + h NAAL − boq + d p + h Malla + e Malla + h 0 ) / F24

(Ec. 38)

Para el caso de tambores verticales sin entradas tangenciales horizontales y sin malla, se tiene que la altura efectiva de separación del tambor (L eft) es (Ec. 39): L eft = h fon − NAAL + h NAAL − boq + d p + h boq − tan / F24

(Ec. 39)

Para el caso de tambores verticales con entradas tangenciales horizontales, se tiene que la altura efectiva de separación del tambor (L eft) es (Ec. 40): L eft = h fon − NAAL + h NAAL − boq + d p + h boq − tan ) / F24

(Ec. 40)

Debe recordarse que la altura real del recipiente sumará a esta altura efectiva, todas las tolerancias de construcción necesarias.

64


h.- NOMENCLATURA En unidades En unidades SI Inglesas Afon-NBBL =

Área vertical entre el NBBL y el fondo del tambor, para tambores horizontales

m2

pie2

AMalla

Área requerida de malla separadora de gotas

m2

pie2

ANAAL-NAL = Área vertical entre el NAAL y el NAL, para tambores horizontales

m2

pie2

ANAL-NBL = Área vertical entre el NAL y el NBL

m2

pie2

ANBBL-NAAL= Área vertical entre el NBBL y el NAAL, para tambores horizontales

m2

pie2

ANBBL-NBL = Área vertical entre el NBBL y el NBL, para tambores horizontales

m2

pie2

ATAMB

= Área de sección transversal para tambores horizontales

m2

pie2

AV

= Área de sección transversal para el flujo de vapor

m2

pie2

AVD

= Area vertical disponible para el flujo de vapor

m2

pie2

Aran

= Área de flujo de una ranura en el colector o distribuidor de gas

mm 2

pulg2

D

= Diámetro del tambor

mm

pie

DMalla

=

Diámetro de una malla circular, o lado más largo de una malla rectangular

mm

pie

d

=

Diámetro de la gota

mm

pulg

dh

=

Diámetro de la boquilla de salida

mm

pulg

d0

=

Diámetro de boquilla o tubo de entrada

mm

pulg

dp

=

Diámetro de boquilla o tubo de entrada

mm

pulg

SMalla

= Espesor de la malla separadora de gotas

mm

Pulg

=

para tambores horizontales

65


En unidades En unidades SI Inglesas f

=

Factor de disipación de la velocidad del chorro (jet). Como se muestra en la figura 6., f es una función de la distancia X (la cual es la distancia entre la boquilla de entrada y la superficie de choque), y del diámetro de la boquilla de entrada d p.

Adimensional

He

= Altura efectiva del ciclón. Esta es la distancia del tope de la boquilla de entrada a la superficie del líquido

mm

pie

h

= Distancia de fondo entre la boquilla de entrada y el nivel alto del líquido (NAAL)

mm

pulg

hboq-Malla = Distancia entre la boquilla de entrada y el fondo de la malla

mm

pulg

hboq-tan

= Distancia entre la boquilla de entrada y la línea tangente superior

mm

pulg

hfon-NAL

= Distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAL

mm

pulg

hfon-NAAL = Distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAAL

mm

pulg

hfon-NBL

mm

pulg

hMalla-NAAL = Distancia vertical disponible entre el fondo de la malla y el NAAL

mm

pulg

hNAAL-boq = Altura desde NAAL hasta la boquilla de entrada

mm

pulg

hNBBL

= Altura mínima desde el nivel bajo de líquido hasta la boquilla de salida de líquido

mm

pulg

hNBBL-NAAL = Altura de líquido entre NAAL y NBBL

mm

pulg

h0

= Distancia mínima permisible entre tope de la malla y la boquilla de salida del gas (o el borde cercano de la ranura en los colectores de salida)

mm

pulg

L

= Longitud tangente a tangente del tambor vertical

m

pie

Left

= Longitud efectiva de operación, es decir, la requerida para que el proceso de supervisión se cumpla

m

pie

mm

pie

LMalla

= Distancia vertical entre el fondo del tambor y el NBL

= Longitud del lado más largo de l malla rectangular

66


En unidades En unidades SI Inglesas l

= Cuerda disponible para instalar la malla a la salida de gas, en tambores horizontales

mm

pulg

ldis

=

Longitud requerida del distribuidor en forma de « T » en la boquilla de entrada

mm

pulg

lran

=

Lado más largo de las ranuras rectangulares

mm

pulg

Nr

= Número de filas de ranuras en el colector de gas

NS

= Número de ranuras por línea en el colector de gas o distribuidor

QL

= Flujo de descarga de líquido

m3/s

pie3/s

QM

= Flujo de mezcla por boquilla de entrada

m3/s

pie3/s

QV

= Flujo de descarga de vapor

m 3/s

pie3/s

SMalla

= Lado más corto de la malla rectangular

mm

pie

Sran

= Lado más corto de la ranura rectangular

mm

pulg

tr

= Tiempo de retención de operación

s

s

Vc

= Velocidad crítica

m/s

pie/s

VE

= Velocidad máxima de mezcla a la salida de la boquilla de entrada, tal que no ocurra arrastre en la superficie del líquido

m/s

pie/s

Vr

= Volumen de retención máximo de líquido entre el NAAL y el NBBL

m3

pie3

Vr1

= Volumen de retención de operación de líquido entre el NAL y el NBL

m3

pie3

Vr2

= Volumen de retención de líquido por tiempo de respuesta del operador al accionarse una alarma

m3

pie3

VS

= Velocidad superficial de l mezcla en el recipiente

m/s

pie/s

VV

= Velocidad de vapor permisible en el recipiente

m/s

pie/s

67


En unidades En unidades SI Inglesas X

= Distancia desde la boquilla de entrada, hasta la superficie de choque (ver fig. 6). Para tambores verticales con boquillas de entrada simple, X es el diámetro del tambor X es igual a h para tambores verticales con distribuidores ranurados (o con orificios) o codos de 90°.

λ

= Fracción volumétrica de líquido alimentando al tambor

ρG

= Densidad del vapor a condiciones de operación

ρL

=

mm

pulg

Adimensional Kg/m3

lb/pie3

Densidad del líquido a condiciones de operación

Kg/m3

lb/pie3

ρM

= Densidad de la mezcla a condiciones de operación, promediada en volumen

Kg/m3

lb/pie3

σ

=

Tensión superficial del líquido a condiciones de operación

mN/m

dinas/cm

µ

=

Viscosidad del vapor a condiciones

mPa.s

cP

Factores que dependen de las unidades usadas En unidades En unidades SI Inglesas F2

=

Pags. 34-35, Ecs (2a, 2c, 2d)

1.62x10 -4

5.3x10-4

F3

=

Pag. 34, Ec (2b)

1.1x10-4

3.6x10-4

F4

=

Pag. 35, Ec (2e)

7.0x10-4

2.3x10-4

F5

=

Pag. 35, Ec (2f)

3.05x10-4

1.0x10-4

F6

=

Pag. 37, Ec (3)

3720

2500

F7

=

Pag. 38, Ec (4)

0.009

0.936

F8

=

Pags. 38, 43, Ec (4, 5a, 5b)

1

12

F10

=

1 Ec (1)

1.8x10-4

5.9x10-4

F11

=

Ec (1)

655

0.09

F12

=

Ec (1a)

0.545

8.3x103

F13

=

Ec (1b)

6.62

1.03x10-4

F14

=

Ec (1c)

172.3

2.05x103

F15

=

Pag. 34, Ec (2)

0.001

10.74

68


Factores que dependen de las unidades usadas En unidades En unidades SI Inglesas F16

=

Pag. 37, Ec (3)

100

15

F17

=

(6a)

100

4

F18

=

Pag. 38, Ec (4)

1.77

2.8

F20

=

Pag. 45, Ec (15) ; pag. 58, Ec (27) ; pag. 63, Ec (42)

106

144

F21

=

Pag. 29, Ec (11)

0.048

0.157

F23

=

Pag. 45, Ec (16)

25 mm

1 pulg

F24

=

Pag. 52- 59

1000

1

F25

=

Pag. 59, Ec (29)

1000

2

i.- Apéndice Tabla 1. Criterios de diseño típicos para algunos servicios específicos Tabla 2. Datos de recipientes cilíndricos Tabla 3. Tipos de boquillas de entrada recomendadas para algunos servicios específicos Tabla 4. Dimensiones de codos estándar de 90 para soldar en función del tamaño nominal de la tubería Tabla 5. Longitudes de cuerdas y áreas de las secciones circulares vs. alturas de la cuerda Figura 1. Capacidades de los tambores cilíndricos Figura 2. Dimensiones típicas de los tambores verticales Figura 3. Dimensiones típicas de tambores horizontales Figura 4. Dimensiones de los tambores horizontales con Malla vertical y horizontal Figura 5. Tambor separador de la alimentación del Depurador de MEA (1) Figura 6. Disipación de la velocidad en chorros incidentes Figura 7. Tambores separadores verticales con entrada tangencial horizontal Figura 8. Recolector de gases Figura 9. Distribuidores de entrada en “T” Figura 10. Tipos y características de los rompe–vórtices Figura 11. Identificación de los niveles en un tambor separador bifásico

69


TABLA 2. DATOS DE RECIPIENTES CILÍNDRICOS

70


TABLA 2. DATOS DE RECIPIENTES CILÍNDRICOS

71


TABLA 3. TIPOS DE INTERNOS DE ENTRADA RECOMENDADOS PARA ALGUNOS SERVICIOS ESPECÍFICOS TIPO DE TAMBOR SEPARADOR Vertical

APLICACIÓN

!

!

!

!

Horizontal

TIPO DE INTERNO DE ENTRADA Todos los tambores con Distribuidor “T” con ranuras malla Tambores siempre y régimen de boquilla de sea flujo de burbuja

sin malla, Boquilla simple de entrada cuando el flujo en la entrada no tapón ni de

Cuando el régimen de Distribuidor “T” con ranuras flujo en la boquilla de entrada es flujo tapón o burbuja Para un tambor Boquillas alimentado solamente tangenciales durante el alivio de válvulas de seguridad

horizontales

!

Tambores con malla

Un distribuidor “T” con ranuras o un codo de 90° a cada extremo del tambor. Estas entradas deberían apuntar hacia la tapa más cercana

!

Tambores sin malla

Distribuidor (es) con ranuras o codo (s) de 90° apuntando hacia la tapa más cercana

72


TABLA 4. DIMENSIONAMIENTO DE CODOS ESTÁNDARES DE 90º PARA SOLDAR EN FUNCIÓN DEL TAMAÑO NOMINAL DE LA TUBERÍA

73


TABLA 5. LONGITUDES DE CUERDAS Y ÁREAS DE LAS SECCIONES CIRCULARES VS. ALTURAS DE LA CUERDA R'

L'

A'

R'

L'

A'

R'

L'

A'

R'

L'

A'

R'

L'

A'

R'

L'

0,341 0,347 0,352 0,357 0,362

0,0067 0,0072 0,0098 0,0101 0,0108

0,090 0,091 0,092 0,093 0,094

0,572 0,575 0,578 0,581 0,584

0,0445 0,0453 0,0456 0,0458 0,0470

0,150 0,151 0,152 0,153 0,154

0,714 0,716 0,718 0,720 0,722

0,0941 0,0950 0,0958 0,0960 0,0977

0,210 0,211 0,212 0,213 0,214

0,815 0,816 0,817 0,819 0,820

0,153 0,154 0,155 0,156 0,157

0,255 0,256 0,257 0,258 0,259

0,872 0,872 0,874 0,875 0,876

0,201 0,202 0,203 0,204 0,205

0,340 0,342 0,344 0,346 0,348

0,035 0,036 0,037 0,038 0,039

0,368 0,373 0,378 0,382 0,387

0,0110 0,0115 0,0119 0,0124 0,0129

0,095 0,096 0,097 0,098 0,099

0,588 0,589 0,592 0,595 0,597

0,0483 0,0490 0,0498 0,0505 0,0510

0,155 0,156 0,157 0,158 0,159

0,724 0,726 0,728 0,730 0,731

0,0986 0,0996 0,1005 0,1014 0,1023

0,215 0,216 0,217 0,218 0,219

0,822 0,823 0,824 0,826 0,827

0,158 0,159 0,160 0,161 0,162

0,260 0,262 0,264 0,266 0,268

0,877 0,878 0,882 0,884 0,886

0,207 0,209 0,211 0,213 0,215

0,350 0,954 0,312 0,356 0,957 0,318

0,040 0,041 0,042 0,043 0,044

0,392 0,397 0,401 0,406 0,410

0,0134 0,0139 0,0144 0,0149 0,0155

0,100 0,101 0,102 0,103 0,104

0,600 0,603 0,605 0,608 0,611

0,0520 0,0528 0,0536 0,0544 0,0551

0,160 0,161 0,162 0,163 0,164

0,733 0,735 0,737 0,739 0,741

0,1033 0,1042 0,1051 0,1061 0,1070

0,220 0,221 0,222 0,223 0,224

0,828 0,830 0,831 0,833 0,834

0,163 0,164 0,165 0,166 0,167

0,270 0,272 0,274 0,276 0,278

0,888 0,890 0,892 0,894 0,896

0,218 0,200 0,222 0,225 0,227

0,370 0,966 0,336 0,375 0,968 0,343

0,045 0,046 0,047 0,048 0,049

0,415 0,418 0,423 0,428 0,432

0,0160 0,0165 0,0170 0,0171 0,0180

0,105 0,106 0,107 0,108 0,109

0,613 0,616 0,618 0,621 0,623

0,0559 0,0567 0,0575 0,0583 0,0591

0,165 0,166 0,167 0,168 0,169

0,742 0,744 0,746 0,748 0,750

0,1080 0,1089 0,1099 0,1108 0,1118

0,225 0,226 0,227 0,228 0,229

0,835 0,836 0,837 0,839 0,840

0,168 0,169 0,171 0,172 0,173

0,280 0,282 0,284 0,286 0,288

0,898 0,900 0,902 0,904 0,906

0,229 0,231 0,234 0,236 0,238

0,390 0,975 0,361 0,395 0,978 0,367

0,050 0,051 0,052 0,053 0,054

0,436 0,440 0,444 0,448 0,452

0,0187 0,0191 0,0198 0,0204 0,0210

0,110 0,111 0,112 0,113 0,114

0,626 0,628 0,631 0,633 0,636

0,0598 0,0606 0,0614 0,0623 0,0631

0,170 0,171 0,172 0,173 0,174

0,751 0,752 0,756 0,756 0,758

0,1121 0,1137 0,1146 0,1156 0,1166

0,230 0,231 0,232 0,233 0,234

0,842 0,843 0,844 0,845 0,847

0,174 0,175 0,176 0,177 0,178

0,290 0,292 0,294 0,296 0,298

0,908 0,910 0,911 0,913 0,915

0,241 0,243 0,245 0,248 0,250

0,410 0,984 0,386 0,415 0,985 0,392

0,055 0,056 0,057 0,058 0,059

0,456 0,460 0,464 0,467 0,471

0,0215 0,0221 0,0227 0,0233 0,0239

0,115 0,116 0,117 0,118 0,119

0,638 0,640 0,643 0,645 0,649

0,0639 0,0647 0,0655 0,0660 0,0671

0,175 0,176 0,177 0,178 0,179

0,760 0,762 0,763 0,766 0,767

0,1175 0,1185 0,1195 0,1204 0,1214

0,235 0,236 0,237 0,238 0,239

0,848 0,849 0,850 0,852 0,853

0,179 0,180 0,181 0,182 0,183

0,300 0,302 0,304 0,306 0,308

0,917 0,918 0,920 0,922 0,923

0,252 0,255 0,257 0,259 0,262

0,430 0,990 0,411 0,435 0,991 0,417

0,060 0,061 0,062 0,063 0,064

0,475 0,478 0,482 0,486 0,490

0,0245 0,0251 0,0257 0,0263 0,0270

0,120 0,121 0,122 0,123 0,124

0,650 0,652 0,656 0,657 0,659

0,0680 0,0688 0,0690 0,0705 0,0713

0,180 0,181 0,182 0,183 0,184

0,768 0,770 0,772 0,773 0,775

0,1224 0,1234 0,1244 0,1250 0,1263

0,240 0,241 0,242 0,243 0,244

0,854 0,855 0,857 0,858 0,859

0,185 0,186 0,187 0,188 0,189

0,310 0,312 0,314 0,316 0,318

0,925 0,927 0,928 0,930 0,931

0,264 0,266 0,268 0,271 0,273

0,450 0,995 0,436 0,455 0,996 0,443

0,065 0,066 0,067 0,068 0,069

0,493 0,497 0,500 0,503 0,507

0,0276 0,0282 0,0288 0,0296 0,0301

0,125 0,126 0,127 0,128 0,129

0,661 0,664 0,666 0,668 0,670

0,0721 0,0730 0,0738 0,0747 0,0755

0,185 0,186 0,187 0,188 0,189

0,777 0,778 0,780 0,781 0,783

0,1273 0,1283 0,1293 0,1303 0,1313

0,245 0,246 0,247 0,248 0,249

0,860 0,861 0,863 0,864 0,865

0,190 0,191 0,192 0,193 0,194

0,320 0,322 0,324 0,326 0,328

0,933 0,934 0,936 0,937 0,939

0,276 0,278 0,281 0,283 0,285

0,470 0,998 0,462 0,475 0,999 0,468

0,070 0,071 0,072 0,073 0,074

0,510 0,514 0,517 0,523 0,526

0,0306 0,0314 0,0321 0,0327 0,0334

0,130 0,131 0,132 0,133 0,134

0,673 0,676 0,677 0,679 0,681

0,0764 0,0773 0,0781 0,0790 0,0800

0,190 0,191 0,192 0,193 0,194

0,785 0,786 0,788 0,789 0,791

0,1323 0,1333 0,1343 0,1353 0,1363

0,250 0,251 0,252 0,253 0,254

0,866 0,867 0,888 0,869 0,871

0,195 0,196 0,980 0,199 0,200

0,330 0,332 0,334 0,336 0,338

0,940 0,941 0,943 0,945 0,946

0,288 0,490 1,000 0,482 0,290 0,495 1,000 0,484 0,293 0,295 0,500 1,000 0,500 0,297

0,075 0,076 0,077 0,078 0,079

0,527 0,530 0,533 0,538 0,539

0,0341 0,0347 0,0354 0,0361 0,0368

0,135 0,136 0,137 0,138 0,139

0,683 0,685 0,688 0,690 0,692

0,0807 0,0816 0,0826 0,0833 0,0842

0,195 0,196 0,197 0,198 0,199

0,792 0,794 0,795 0,797 0,799

0,1373 0,1383 0,1393 0,1403 0,1414

0,080 0,081 0,082 0,083 0,084

0,543 0,548 0,549 0,552 0,555

0,0376 0,0382 0,0389 0,0391 0,0403

0,140 0,141 0,142 0,143 0,144

0,694 0,698 0,699 0,700 0,702

0,0851 0,0860 0,0869 0,0878 0,0877

0,200 0,201 0,202 0,203 0,204

0,800 0,801 0,803 0,804 0,805

0,1424 0,1434 0,1444 0,1454 0,1464

0,085 0,086 0,087 0,088 0,089

0,556 0,561 0,564 0,567 0,568

0,0410 0,0417 0,0424 0,0431 0,0439

0,145 0,146 0,147 0,148 0,149

0,704 0,706 0,708 0,710 0,712

0,0895 0,0904 0,0910 0,0922 0,0932

0,205 0,206 0,207 0,208 0,209

0,807 0,809 0,810 0,812 0,813

0,1475 0,1486 0,1490 0,1505 0,1516

R ´= A ´=

Altura de la cuerda Diámetro A segmento A cuerda

=

=

h D

r 2 (θ − Sen θ ) 2πr

2

=

L ´=

Long . de la cuerda

θ − Sen θ ; 2π

Diámetro

=

0,947 0,949 0,950 0,951 0,952

A'

0,030 0,031 0,032 0,033 0,034

0,300 0,302 0,305 0,307 0,308

0,360 0,960 0,324 0,365 0,963 0,330

0,380 0,871 0,349 0,385 0,973 0,355

0,400 0,980 0,374 0,405 0,982 0,380

0,420 0,987 0,399 0,425 0,989 0,405

0,440 0,993 0,424 0,445 0,994 0,430

0,460 0,997 0,449 0,465 0,998 0,460

0,480 0,999 0,475 0,485 1,000 0,481

λ θ   2h  = Sen = Sen Cos − 1  1  D 2   D 

   2h   θ = 2 Cos − 1  1  ,   D   

θ en radianes

74


Fig. 1. CAPACIDAD DE TAMBORES CILÍNDRICOS

75


Fig. 2. DIMENSIONES TÍPICAS DE TAMBORES VERTICALES

NOTAS: 1. Si aplica: cinco minutos de flujo de líquido entre NAAL y NAL (igual para NBBL y NBL). Si no aplica, sólo hay NAL y NBL. 2. El % recomendado de V c se presenta en la Tabla 1 y en la pag. 41. 3. El tipo de boquilla de entrada depende del servicio, ver Tablas 1 y 3. 4. La distancia mínima del fondo de la boquilla de entrada al NAAL debería ser adecuada para prevenir o minimizar el arrastre en la superficie del líquido (ver punto a, pag. 34). 5. La distancia mínima entre el nivel bajo del líquido y la boquilla de salida del líquido se presenta PAG. 32 ( Nivel bajo-bajo). 6. La distancia mínima entre el tope de una boquilla de entrada y la línea tangente del tope del tambor debe ser de 900 mm (36 pulg.). 7. Ver paso 13, pag. 63. 76


Fig. 3. DIMENSIONES TÍPICAS DE TAMBORES HORIZONTALES

NOTAS: 1. Los % recomendados de Vc se presentan en la Tabla 1, en pags. 42y 44. El espacio de vapor mínimo debería ser dimensionado para 300 mm (12 pulg.) o el 20% del diámetro del tambor, escogiendo en todo caso el mayor de los dos. 2. Si aplica: cinco minutos de flujo de líquido entre NAAL y NAL (igual para NBBL y NBL). Si no aplica, sólo hay NAL y NBL.

77


3. Las dimensiones del centro al extremo del codo de tubería se muestra en la Tabla 4. 4. Refiérase a la Tabla 3 y pags. 42 y punto f (pag. 47) para tambores separadores horizontales con y sin Malla horizontal; para la sección de la boquilla de entrada. Se pueden usar una o dos boquillas para los tambores sin Malla. Los criterios de diseño para las boquillas de entrada se presenta en el punto b, pag. 36. 5. La distancia mínima entre la Malla y la boquilla de salida del gas se presenta en la pag. 42 (Detalles de Instalación de las Mallas) 6. La distancia mínima entre el nivel bajo del líquido y la boquilla de salida del líquido se presenta en la pag. 32 ( Nivel bajo-bajo) 7. Se deberían instalar placas de choque, de frente a las boquillas de entrada, tipo codo de 90º, para proteger la pared del tambor. Las dimensiones

DIÁMETRO DE LA BOQUILLA Hasta 100 mm (4pulg) 150 mm (6 pulg)

DIÁMETRO DE LA PLACA El doble del diámetro de la boquilla 1.5 veces el diámetro de la boquilla

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

78


Fig. 4. DIMENSIONES DE TAMBORES HORIZONTALES CON MALLA VERTICAL Y HORIZONTAL

NOTAS: 1. Las áreas de las Mallas vertical y horizontal para el flujo de vapor se deberían dimensionar para 125% de la velocidad crítica al caudal de flujo de diseño. El espacio de vapor mínimo se debería dimensionar para 300 mm (12 pulg.) o el 20% del diámetro del tambor, escogiéndose siempre el valor mayor. 2. Si aplica: cinco minutos de flujo de líquido entre NAAL y NAL (igual para NBBL y 79


NBL). Si no aplica, sólo hay NAL y NBL.. 3. La boquilla de entrada debería consistir de un distribuidor con ranuras o de un codo de 90º en cada extremo del tambor. Los criterios de diseño de la boquilla de entrada se presenta en el punto f (pag.36) y pag. 42. 4. La distancia mínima entre la Malla y la boquilla de salida del gas se presenta en la pag. 42. 5. La distancia mínima entre el nivel bajo del líquido y la boquilla de salida del líquido. se presenta en la pag. 32. 6. Se debería instalar placas de choque frente a las boquillas de entrada, tipo codo de 90º, para proteger la pared del tambor. Las siguientes son las dimensiones recomendadas: ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

DIÁMETRO DE LA BOQUILLA

DIÁMETRO DE LA PLACA

Hasta 100 mm (4pulg)

El doble del diámetro de la boquilla

150 mm (6 pulg) o más

1.5 veces el diámetro de la boquilla

80


Fig. 5. TAMBOR SEPARADOR DE LA ALIMENTACIÓN DEL DEPURADOR DE MEA.

NOTAS: 1. Los criterios de diseño restantes se presentan en la Tabla 1, en la Figura 2 y en la pag. 50 ( Tambores Separadores de alimentación). 2. Ver pag. 42. 3. Ver Figura 9. para detalles del distribuidor; ademas consultar punto 2, pag. 44 81


Fig. 6. DISIPACIÓN DE LA VELOCIDAD EN CHORROS INCIDENTES

82


Fig. 7. TAMBORES SEPARADORES VERTICALES CON ENTRADA TANGENCIAL HORIZONTAL

NOTAS: 1. Los criterios adicionales de diseño se presentan en el punto 3, pag. 30. 2. Se recomienda una fila circular de placas de parrilla sumergida. El diámetro de la fila es igual al diámetro del tambor menos 100 mm (4 pulg.) el espaciado de la parrilla y el espesor de la fila se muestran en la Figura 10. 3. La colocación del NBBL se determina por la altura mínima requerida para prevenir arrastre de aire (ver pag. 32). Sin embargo, en ningún caso el NBBL debe estar debajo de la línea tangente del fondo. 83


Fig. 8. RECOLECTORES DE GASES

84


NOTAS: 1. El ángulo de rociado es el mismo, tanto para el distribuidor de un tambor vertical, como para un horizontal: lo que cambia es la dirección del chorro. 2. Se debería instalar placas de choque frente a los distribuidores en “T”, para proteger la pared del tambor. Las siguientes son las dimensiones recomendadas para tales placas: DIÁMETRO DE LA BOQUILLA

DIÁMETRO DE LA PLACA

Hasta 100 mm (4pulg)

El doble del diámetro de la boquilla

150 mm (6 pulg) o más

1.5 veces el diámetro de la boquilla

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ

85


86


Fig. 11. IDENTIFICACIÓN DE LOS NIVELES EN UN TAMBOR SEPARADOR BIFÁSICO

NOTAS: 1. Para el cálculo de esta distancia, ver pag. 32. 2. Si aplica: cinco minutos de flujo de líquido entre NAAL y NAL (igual para NBBL y NBL). Si no aplica, sólo hay NAL y NBL. 3. Ver punto 3, pag. 46. 4. Ver pags 30 y 31

87


4.4.- SEPARADORES HORIZONTALES CILÍNDRICOS LÍQUIDOS-LÍQUIDOS. a.- ALCANCE Se cubrirá el cálculo de proceso de tambores separadores líquido–líquido horizontales (decantadores), principalmente para operaciones de Refinación en la industria, incluyendo el diseño/especificación de boquillas de proceso e internos necesarios para una operación confiable del equipo con respecto a la instalación donde está presente. Esto considera que las dos fases líquidas son, para todos los efectos prácticos, inmiscibles. Para separadores que incluyan una fase vapor adicional.

b.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO La discusión estará centrada en tambores separadores líquido–líquido, que operan, generalmente, “empacados en líquido” (“liquid full” o “liquid packed”), es decir, con suficiente presión para suprimir cualquier vaporización. Sin embargo, se incluyen en los procedimientos de diseño, tambores separadores líquido–líquido, con un pequeño espacio vacío para venteo de gases y/o atmósferas inertes.

- Consideraciones generales Dos tipos principales de separadores líquido–líquido serán estudiados en estos procedimientos de diseño: a. Tambores horizontales con bota decantadora (Ver Figura 1) Se usan cuando la cantidad de fase líquida pesada a contener por el separador es bastante pequeña (muy poco tiempo de residencia y/o muy bajos flujos de fase líquida pesada). En este tipo de separadores, el criterio primordial de diseño es que la fase líquida liviana esté libre de gotas de líquido pesado. Cuando se inicia el diseño de un separador líquido–líquido, son los primeros a tratar de diseñar, ya que ahorran costos al no poner en el cilindro principal el volumen del líquido pesado, ahorrando diámetro (y longitud también), en el cuerpo principal del recipiente, teniendo un costo extra por tener la bota decantadora, pero este costo es menor que si se tuviera la fase líquida pesada dentro del cuerpo principal del separador. En estos equipos, existe un control de nivel de interfase líquido–líquido en la bota decantadora. El volumen de operación y de emergencia para la fase líquida liviana está

88


contenido en el cuerpo principal del separador. El volumen de operación (en estos casos, casi nunca se tiene volumen de emergencia), para el líquido pesado, lo contiene la bota decantadora. b. Tambores horizontales con “sombrero” separador de líquido liviano

(Ver Figura 2)

Se consideran del mismo tipo que los tambores con bota, pero la “bota” está arriba del recipiente, como un “sombrero”. Se usan cuando la cantidad de fase líquida liviana a contener por el separador es bastante pequeña (muy poco tiempo de residencia y/o muy bajos flujos de fase líquida liviana). En este tipo de separadores, el criterio primordial de diseño es que la fase líquida pesada esté libre de gotas de líquido liviano. Cuando se inicia el diseño de un separador líquido–líquido, son los primeros a tratar de diseñar, ya que ahorran costos al no poner en el cilindro principal el volumen del líquido liviano, ahorrando diámetro (y longitud también), en el cuerpo principal del recipiente, teniendo un costo extra por tener el “sombrero” separador, pero este costo es menor que si se tuviera la fase líquida liviana dentro del cuerpo principal del separador. En estos equipos, existe un control de nivel de interfase líquido–líquido en el “sombrero” separador. El volumen de operación y de emergencia para la fase líquida pesada está contenido en el cuerpo principal del separador. El volumen de operación (en estos casos, casi nunca se tiene volumen de emergencia), para el líquido liviano, lo contiene el “sombrero” separador. c. Tambores horizontales con las dos fases líquidas dentro del cuerpo

cilíndrico (Ver Figura 3)

Cuando la cantidad de fase líquida pesada (o liviana, según sea el caso), a retener es tal que no puede tenerse en una bota decantadora, ya que ésta sería más grande que lo que las buenas prácticas de construcción mecánica permitirían, la siguiente alternativa a escoger es un separador con las dos fases líquidas dentro del cuerpo cilíndrico. Esta alternativa es más costosa que la anterior, ya que el tener la fase líquida pesada (o liviana, según sea el caso), también dentro del cuerpo, aumenta el diámetro del recipiente, haciéndolo más pesado y más costoso. En este tipo de separadores, se busca que la fase líquida liviana esté limpia de gotas de líquido pesado, pero también que la fase pesada esté relativamente limpia del líquido liviano: esto implica que los volúmenes de 89


líquido liviano por encima de NNI (o de NAI, o de NAAI, según sea el caso), y de líquido pesado por debajo de NNI (o de NBI, o de NBBI, según sea el caso), son los que están disponibles para separación de las fases dispersas respectivas. En estos equipos, se tiene control de interfase líquido–líquido, dentro del mismo cuerpo cilíndrico. Obviamente, el volumen de operación para las fases líquidas liviana y pesada está contenido en el cuerpo principal del separador.

- Velocidades de flotación y decantación a. Velocidad de decantación y de flotación De acuerdo a la literatura, el proceso de decantación (o de flotación, según sea el caso), de gotas líquidas dispersas en una fase líquida continua, puede describirse por tres mecanismos diferentes, de acuerdo al rango de número de Reynolds de gota en el cual se esté operando: Rango del No. De Reynolds

Ley o mecanismo de decantación

<2

Stokes

≥2, ≤ 500

Intermedia

>500

Newton

ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Sin embargo, para efectos de diseño, se ha impuesto un límite superior a la velocidad de decantación (flotación) que se pueda usar para diseñar un equipo que tenga alguna forma de decantación (flotación) líquido–líquido: dicha velocidad máxima es de 4.2 mm/s o 10 pulg/min (4.2 x 10 –3 m/s o 1.39 x 10 –2 pie/s): esta restricción tomaría en cuenta la compensación de variables no involucradas en el cálculo, como la velocidad de coalescencia y el grado de turbulencia, en el diseño de la sección de decantación del separador. Puede probarse que, de acuerdo a este límite superior, todos los casos prácticos de decantación pueden describirse apropiadamente, para diseño, usando la ley de Stokes [Ec. (1)]: ' t

V =

F1 gD p2 (ρ p − ρ L ) 18µ

(Ec. 1)

donde:

90


En unidades En unidades SI Inglesas Vt'

= Velocidad terminal de decantación (flotación)

m/s

pie/s

Dp

= Diámetro de la gota

m

pie

F1

= Factor cuyo valor depende de las unidades usadas

1000

1

g

= Aceleración de la gravedad

9.807m/s2

32.174pie/s2

ρp


kg/m 3

lb/pie3

ρL


kg/m3

lb/pie3

µ’


mPa.s

lb/pie/s

Llevando la ecuación de la ley de Stokes a una forma más amigable, se tiene (Ecs. (2), (3)): 2 Vt = F12 xd x(ρ P − ρ L ) / µ

Re =

(Ec. 2)

F15 xdVt ρ c

(EC. 3)

µ

donde: En unidades En unidades SI Inglesas Vt


m/s

pie/s

d


mm

pulg

Re

= Número de Reynolds de gota

ρc

= Densidad de la fase continua

kg/m 3

lb/pie3

ρP


kg/m 3

lb/pie3

ρL


kg/m3

lb/pie3

µ


mPa.s

cP

F12

= Factor cuyo valor depende de las unidades usadas

0.545x10-3

16.4663

F15

Factor cuyo valor depende de las unidades usadas

1

123.871

=

Adimensional

Para efectos de este manual, la ley de Stokes será empleada siempre para el cálculo de las velocidades de flotación y decantación de gotas de fases líquidas. 91


- Tamaño de gota de líquido a separar Normalmente, la separación líquido - líquido considera, para efectos de diseño, un tamaño de gota de líquido de 127  m o 127 mm (0.005 pulg). Sin embargo, como la mayoría de las operaciones de separación líquido–líquido en la INDUSTRIA, tienen que ver con separación hidrocarburos–agua a medida que la densidad de los hidrocarburos se acerca a la del agua, más difícil es la separación y se necesita separar gotas más pequeñas. Tomando en cuenta lo anterior y, para efectos de guía en la escogencia del tamaño de gota de líquido a emplear en el diseño, usar la siguiente tabla: Tamaño de gotas para separación líquido – líquido Fase líquida liviana Fase líquida pesada Tamaño de la gota (ambas fases) Hidrocarburos °API<35 Agua o soda cáustica 0.127 0.005 Hidrocarburos °API>35 Agua o soda cáustica 0.089 0.0035 Agua Sulfural 0.089 0.0035 Metil-Etil-Cetona Agua 0.089 0.0035 Sec-butil-alcohol Agua 0.089 0.0035 Metil-isobutil-cetona Agua 0.089 0.0035 Otros casos

0.127

0.005

- Coalescencia El proceso de coalescencia en los procesos de separación líquido–líquido que se ven en la INDUSTRIA son dependientes del tiempo. En dispersiones de dos líquidos inmiscibles, casi siempre ocurre coalescencia inmediata cuando chocan dos gotas. Si el mismo par de gotas se expone a fluctuaciones turbulentas de presión, y la energía cinética de estas oscilaciones inducidas en el par de gotas es mayor que la energía de adhesión entre ellas, se romperá el contacto entre gotas antes que la coalescencia se complete. Experimentos con decantadores por gravedad con capas profundas de decantación, permiten obtener, luego de varias simplificaciones, una ecuación que permite estimar el tiempo necesario para que una gota alcance un cierto tamaño, como consecuencia de la coalescencia de gotas más pequeñas: t = Fx d 4 /( • K S )

92


donde: En unidades En unidades SI Inglesas t

=

Tiempo en el cual una gota crece por coalescencia a un diámetro d

Unidades consistentes

d

=

Diámetro al cual la gota crece


KS

=

Constante empírica que depende del sistema en particular


Fx

=

Constante que depende de las unidades usadas


De acuerdo a lo anterior, se puede decir que: Si el tiempo de residencia en el decantador se duplica, el aumento correspondiente del tamaño de l gota es de apenas un 19%. Esto implica que aumentar mucho el tiempo de resistencia no necesariamente aumenta mucho la separación líquido – líquido. Mientras más diluida está la fase dispersa, más tiempo se necesita para lograr que las gotas “crezcan” hasta un tamaño dado; es decir, la coalescencia ocurre más rápidamente en dispersiones concentradas. Esta es la razón por la cual el petróleo “se lava con agua” al entrar por debajo de la interfase aceite agua en la mayoría de los tanques lavadores y otras vasijas de tratamiento en las instalaciones de superficie de producción de petróleo.

- Niveles/tiempos de residencia A continuación se presentarán definiciones y comentarios sobre niveles de líquido, tiempos de residencia y temas relacionados, con el objetivo de justificar criterios y procedimientos de diseño que se mostrarán posteriormente. a. Identificación de los niveles en un recipiente De acuerdo a lo normalmente empleado en la INDUSTRIA para hablar de niveles en un recipiente separador líquido–líquido, tenemos la siguiente tabla (ver Figs. 1, 2 y 3) Siglas típicas en español



NAAL


HHLL

NAL


HLL

NNL


NLL

NBL


LLL

NBBL


LLLL

93


b. Comentarios sobre niveles en tambores separadores vapor líquido,

líquido–líquido, con y sin bota decantadora

En un separador trifásico, existen dos interfases: la interfase gas líquido, y la interfase líq. liviano y líq. pesado. La presencia de estas dos interfases permite que los volúmenes de operación y de emergencia de las fases líquidas liviana y pesada se definan en forma independiente uno del otro: Al entregar los tiempos de residencia de la fase líquida liviana, se fijan NAAL y NBBL; cuando se entregan los tiempos de residencia de la fase líquida pesada, se fijan NAAI y NBBI. Por lo tanto, se fijan en forma independiente dichos volúmenes también. Para el caso de recipientes con bota o “sombrero”, existe una sola interfase, la que corresponde a la interfase líq. liviano y líq. pesado, pero debido a que está localizada fuera del cuerpo cilíndrico principal, se usaría el volumen principal del recipiente para contener el volumen de operación y emergencia de la fase continua liviana en el caso de la bota (para el caso del “sombrero”, sería la fase líquida pesada), y el volumen de la bota para contener el volumen de operación y emergencia de la fase continua pesada (para el caso del “sombrero”, sería la fase líquida liviana). En el caso de un tambor decantador líquido–líquido con las dos fases líquidas en el cuerpo cilíndrico, existe una interfase, la que corresponde a la interfase líq. liviano y líq. pesado. pero debido a que está localizada dentro del cuerpo cilíndrico principal, los volúmenes de operación y emergencia de ambas fases están unidos en el mismo cuerpo cilíndrico. c. Volumen de operación de las fases liviana y pesada Es el volumen de líquido liviano y pesado combinado existente entre NAI y NBI. Este volumen, también conocido como volumen retenido de líquido, y en inglés como “liquid surge volumen” o “liquid holdup”, se fija de acuerdo a los requerimientos del proceso, para asegurar un control adecuado, continuidad de las operaciones durante perturbaciones operacionales, y para proveer suficiente volumen de líquido para una parada ordenada y segura cuando se suceden perturbaciones mayores de operación. d Tiempo de residencia de operación de las fases liviana y pesada Es el tiempo correspondiente en el cual el flujo de líquido puede llenar el volumen de operación de las fase liviana y pesada en el recipiente bajo estudio. La mayoría de las veces, cuando se quiere especificar el volumen de operación de las fases líquidas, lo que realmente se indica es cuanto tiempo se quiere que esté el líquido liviano, por un lado, y el líquido pesado, por el otro (los cuales pueden ser valores diferentes para cada fase), en el recipiente para operación. También es conocido en inglés como “liquid surge time”.

94


e. Tiempo de respuesta o de intervención del operador Es el tiempo que tarda el operador (o grupo de operadores), en responder cuando suena una alarma de nivel en el panel y resolver la perturbación operativa que originó la alarma, antes que otros sistemas automatizados (interruptores o “switches” de nivel), originen paradas seguras de equipos aguas abajo y/o de la planta completa. Si de un tambor separador estamos alimentando a una bomba, sería muy engorroso que la bomba empezara a recibir un líquido que no es el requerido para la operación, es decir, que normalmente bombea agua, y de pronto está enviando hidrocarburo a un sistema que no está preparado para dicho fluido, pudiéndose generar hasta una situación de peligro para la seguridad de los operadores y la instalación en sí. Por esa razón, el tambor alimentador de la bomba se equipa con alarmas de nivel de NAI y NBI, y con interruptores y/o alarmas de NAAI y NBBI: al sonar la alarma de NBI, los operadores investigarían y resolverían, en menos del llamado “tiempo de respuesta del operador”, el problema que originó la reducción de nivel; en el caso que no pudieran resolver el problema en el tiempo indicado, el interruptor de NBBI activaría una parada segura de la bomba y, seguramente, una parada segura de toda la planta. Debido a las diferentes tradiciones operativas que existen en la INDUSTRIA, es difícil establecer un criterio uniforme acerca de cuál es el “tiempo promedio de respuesta del operador”; sin embargo, se usará, como criterio general, que el tiempo de respuesta de un operador es de cinco minutos: esto significa que el tiempo de retención de líquido entre NAI y NAAI (o entre NBI y NBBI), será de cinco minutos. f. Volumen de emergencia Es el volumen adicional que corresponde al flujo total de líquidos que debe satisfacer el llamado “tiempo de respuesta ó de intervención del operador”: de acuerdo a lo expresado en 4.5.5, cuando se tengan interruptores y/o alarmas de NAAI o NBBI, se tendrán cinco minutos adicionales de tiempo de residencia de los líquidos por interruptor/alarma, lo que indica que, cuando se tiene NAAI y NBBI, se añaden 10 minutos de tiempo de residencia, a lo cual corresponde un volumen de líquidos de emergencia de 10 minutos del máximo flujo de líquido. g. Nivel bajo de interfase (o nivel bajo cuando aplique) La distancia mínima desde el nivel bajo de interfase, hasta el fondo del recipiente, ya esté en una bota decantadora, o en un tambor con líquido pesado en el cuerpo cilíndrico, es 230 mm mínimo (9 pulg). Sin embargo, este valor puede cambiar debido a requerimientos de tiempo de residencia del líquido pesado, para lograr separación exitosa del líquido 95


liviano en tambores con las dos fases líquidas en el cuerpo, como se verá posteriormente en los procedimientos de diseño. h. Nivel alto de interfase (o nivel alto cuando aplique) La distancia mínima desde el nivel alto de interfase, hasta el tope del recipiente, en un tambor con las dos fases líquidas en el cuerpo cilíndrico, sin espacio vacío en el tope, es 230 mm mínimo (9 pulg). Cuando se tiene espacio vacío en el tope, se le suman 230 mm mínimo más (9 pulg más), correspondientes a la altura de dicho espacio vacío. Sin embargo, este valor puede cambiar debido a requerimientos de tiempo de residencia del líquido liviano, para lograr separación exitosa del líquido pesado en tambores con las dos fases líquidas en el cuerpo, como se verá posteriormente en los procedimientos de diseño. Para el caso de tener el tambor una bota decantadora (o “sombrero”), el nivel alto está al ras con el fondo del cuerpo cilíndrico del recipiente principal. i. Criterios para fijar el volumen de operación/tiempo de residencia La tabla anexa presenta criterios para fijar el volumen de operación o volumen de operación de líquido, para ciertos servicios específicos: Descripción (para una fase líquida)

Tiempo de resistencia de operación, min

Tambores de alimentación a unidades : Alimentación desde otra unidad (diferente cuarto de control).

20

!

Alimentación desde otra unidad (mismo cuarto de control).

15

!

Alimentación desde tanquería lejos del área de operación.

15-20

!

Otros tambores !

Alimentación a una columna (diferente cuarto de control)

7

!

Alimentación a una columna (mismo cuarto de control)

5

Producto a tanquería lejos del área operativa ó a otro tambor de alimentación, directo, sin bomba

2

!

!

!

!

Producto a tanquería lejos del área operativa ó a otro tambor de alimentación, directo, con bomba

5

Producto a tanquería lejos del área operativa ó a otro tambor de alimentación, con bomba, que pasa a través de un sistema de intercambio calórico

3-5

Única carga a un horno de fuego directo

10

96


j. Tiempos de residencia de las fases líquidas pesada y liviana, calidad

de separación de las fases y efectos sobre el diseño del separador

La mayoría de las aplicaciones de la INDUSTRIA para tambores separadores vapor líquido, incluyen, como fase líquida pesada, una relativamente pequeña cantidad de agua, y como fase líquida liviana, una relativamente grande cantidad de hidrocarburos líquidos. Además, casi siempre el procesamiento aguas abajo de los hidrocarburos líquidos es de capital importancia, por lo que se le fijan relativamente altos tiempos de residencia de operación en el separador, con el objetivo de garantizar una operación confiable para los equipos aguas abajo, y “ayudar” a que la separación líquido–líquido sea óptima. Mientras tanto, casi siempre el procesamiento posterior del agua separada, es de menor cuantía y no afecta partes críticas del proceso, por lo cual, regularmente, se le asignan tiempos de residencia de operación relativamente bajos. Sin embargo, los tambores separadores líquido normalmente no incluyen, como objetivo, garantizar una operación confiable para los equipos aguas abajo, debido a que se hace sumamente costoso tener tambores horizontales muy grandes totalmente llenos de líquidos, debido al gran peso, tamaño, espesor de pared, fundaciones, etc. Por lo tanto, se recomienda evaluar si se requieren “grandes tiempos de residencia” o no y, en el caso que no se requieran, se recomienda usar un mínimo de dos minutos de tiempo de residencia de operación por fase líquida, siempre y cuando esto no vaya en contra de lo expresado en el aparte 4.3.13. k. Longitud efectiva de operación (L eff ) Es la longitud de tambor requerida para que se suceda la separación líquido–líquido, y se puedan tener los volúmenes requeridos de líquido, tanto de operación como de emergencia. Esta es la longitud que normalmente se obtiene por puros cálculos de proceso. Sin embargo, para obtener la longitud tangente–tangente del tambor horizontal, es necesario sumar los tamaños de las boquillas antes mencionadas, las tolerancias de construcción necesarias para soldar dichas boquillas, soldar los cabezales o extremos del tambor y cualquier otra cosa que obligue a aumentar la longitud del tambor. A criterio del diseñador de procesos, éste puede aproximar la longitud efectiva a la longitud tangente–tangente, y esperar que la especialidad mecánica complete el diseño del tambor, para luego verificar si se cumple 97


la separación. l. Diferencia mínima de nivel entre NAAI y NBBI Se fija como diferencia mínima de nivel de interfase entre NAAI y NBBI, 360 mm o 14 pulg, lo cual supone el uso de instrumentos de nivel que puedan trabajar en este rango. Si esto no fuera posible, como sería el caso de instrumentos de nivel con desplazadores externos, deberá ajustarse este valor mínimo apropiadamente.

- Botas decantadoras y “sombreros” de separación de livianos Cuando existe una cantidad relativamente pequeña de la fase líquida pesada (por ejemplo, agua), ésta, a veces, se retira a través de una bota localizada en el fondo del tambor. La bota permite una reducción en el tamaño del tambor eliminando la capa de la fase pesada en el fondo del mismo. Para satisfacer las consideraciones mecánicas y económicas, los diámetros de las botas no deberían exceder los siguientes valores: ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Dtamb

Dbota(máx)

mm

pulg

≤1000

≤40

0.5 x Dtamb

>1000, <1500

>40, <60

500 mm (20 pulg)

≥1500

≥60

1/3 x Dtamb

Los criterios para el diseño de botas son los siguientes 1. Las botas se dimensionan para que la velocidad de la fase líquida pesada sea menor que la velocidad de ascenso de las gotas de la fase líquida liviana. La velocidad de ascenso o de flotación de las gotas se estima usando la ecuación (2). El criterio de velocidad de la fase líquida pesada a usar en este documento, será del 85% de la velocidad de flotación de la fase líquida liviana. 2. La distancia entre el NBI y el NAI se basa en el volumen de operación requerido para control (usualmente dos minutos), o en las dimensiones del instrumento de nivel (las distancias entre las tomas de instrumento es, por lo menos, de 360 mm (14 pulg)). Para los instrumentos de nivel con desplazador externo, la distancia mínima entre la toma superior y la pared del tambor debería ser de 510 mm (20 pulg). Un criterio semejante podría aplicarse cuando se quiere separar una pequeña cantidad de líquido liviano, pero en este caso, la bota estaría localizada en la parte de arriba del tambor, es decir, sería un “sombrero” de 98


separación de líquido liviano por flotación. Todos los criterios de dimensiones máximas de bota, y cálculo de la misma, aplican para el “sombrero” de separación y para el líquido liviano.

- Evaluación de la capacidad de separación líquido–líquido a. Generalidades De acuerdo a lo ya discutido, en los puntos 2, 3 y 4 de las pags. 29 y 30, se tienen ciertas limitaciones para usar los separadores líquido–líquido por gravedad. Tales limitaciones son: 1. Debe existir una diferencia “apreciable” entre las densidades del líquido liviano y del líquido pesado: para efectos de diseño en este documento, la diferencia de las densidades deberá ser mayor o igual al 10% de la densidad del líquido pesado. Si esta condición no se cumple, no se garantiza que el diseño sea confiable y/o se obtendrán equipos realmente grandes y muy costosos, cuando otro tipo de diseño pueda dar mejores resultados y ser más económicos.

2. Debe haber una cantidad “apreciable” de la fase con menos flujo: para efectos de diseño en este documento, esto se traduce que menos de un 2% en volumen de una de las fases en el total del flujo de líquidos al tambor puede que no garantice una buena separación, ya que las gotas de la fase dispersa de menor flujo pueden requerir extremados tiempos de residencia para poder coalescer a un tamaño razonable para separar por gravedad. Aún cuando esto no es totalmente contabilizable en las ecuaciones empleadas para diseño, este es un criterio obtenido por experiencias de compañías reconocidas de ingeniería en diseño de este tipo de equipos. b. Estimación de la capacidad de decantación en tambores con bota decantadora (Ver Figura 1) En este caso, no existe fase líquida pesada en el cuerpo principal del equipo, sólo en la bota decantadora. El punto de partida es un tambor lleno de líquido el cual acumula el volumen de operación y de emergencia del líquido liviano, más los mínimos valores de 230 mm (9 pulg) en el tope del tambor, cuando no se tiene espacio libre de venteo (cuando hay espacio para venteo, se añade otra vez dicha distancia mínima), y en el fondo del tambor. Con el separador diseñado como se dijo anteriormente, debe verificarse si se decanta la fase pesada, desde el tope del tambor (o del nivel de líquido si hay espacio para venteo), hasta el fondo del mismo. Si las gotas de la fase líquida pesada llegan a la bota decantadora antes de llegar al 99


extremo horizontal más alejado de la bota, entonces dicha fase pesada se separará e irá a la bota de decantación. El separador se revisa para saber si decanta la fase pesada de la siguiente manera: 1. Del diseño ya obtenido, se calcula el área transversal de flujo de líquido liviano, y se calcula la correspondiente velocidad de flujo de líquido liviano dentro del recipiente ( V fL ).

2. Se calcula la velocidad de decantación de la fase líquida pesada ( V tP), usando la ecuación (2). 3. Se calcula la longitud horizontal que las gotas de líquido pesado tienen que recorrer (Xhpes), mediante la siguiente ecuación (Ec. (5)): Xhpes = VfL x hpes / VtP

4. D onde hpes es la altura a la cual se está evaluando la operación, es decir desde el tope del tambor para recipientes sin espacio para venteo, o desde el nivel de líquido para recipientes con espacio para venteo. 5. Si Xhpes es menor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y el extremo horizontal más alejado de la bota, habrá separación de la fase pesada, y el diseño del tambor es satisfactorio para la decantación de la fase pesada. 6. Si Xhpes es mayor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y el extremo horizontal más alejado de la bota, no habrá separación completa de la fase pesada, y el diseño del tambor no es satisfactorio para la decantación de la fase pesada. Por lo tanto habrá que aumentar las dimensiones del mismo y, al hacer cálculos, se mantendrá constantes el volumen de operación y de emergencia del líquido liviano. c. Estimación de la capacidad de decantación en tambores con sombrero separador de livianos (Ver Figura 2) En este caso, no existe fase líquida liviana en el cuerpo principal del equipo, sólo en el sombrero separador de livianos. El razonamiento es semejante al presentado en el punto 3, pag. 46, pero donde se habla de bota, debe entenderse “sombrero”, donde se menciona la fase pesada, debe entenderse fase liviana, y donde se habla de fase liviana, debe entenderse fase pesada.

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d. Estimación de la capacidad de decantación en tambores con las dos fases líquidas en el cuerpo (Ver figura 3) En este caso, existen ambas fases líquidas en el cuerpo principal del equipo. El punto de partida es un tambor lleno de líquido el cual acumula el volumen de operación y de emergencia de ambos líquidos liviano y pesado, más los mínimos valores de 230 mm (9 pulg) en el tope del tambor hasta NAAI, cuando no se tiene espacio libre de venteo (cuando hay espacio para venteo, se añade otra vez dicha distancia mínima), y en el fondo del tambor hasta NBBI. Con el separador antes mencionado, y conocidos los niveles NAAI/NBBI, debe verificarse primero si se decanta la fase pesada, independientemente de donde esté la interfase operativa, NAAI o NBBI. Si las gotas de la fase líquida pesada llegan a la interfase líquido líquido antes de llegar a la boquilla de salida del líquido liviano, entonces dicha fase pesada se separará. El separador se revisa para saber si decanta la fase pesada de la siguiente manera: 1. Del diseño ya obtenido, se calculan las áreas transversales de flujo de líquido liviano, para tope/NAAI y tope/NBBI, cuando no hay espacio para venteo (cuando hay espacio para venteo, sería NAAL/NAAI y NAAL/NBBI), y se calculan las correspondientes velocidades de flujo de líquido liviano dentro del recipiente ( V IL ).

2. Se calcula la velocidad de decantación de la fase líquida pesada (V IP), usando la ecuación (2). 3. Se calcula la longitud horizontal que las gotas de líquido pesado tienen que recorrer( Xhpes ), mediante la siguiente ecuación (Ec. (5)): Xhpes = VIL Xhpes / VIP

4. Donde hpes es la distancia vertical, medida hacia abajo, que recorren las gotas de líquido pesado, es decir, tope/NAAI y tope/NBBI (cuando hay espacio para venteo, sería NAAL/NAAI y NAAL/NBBI). 5. Si Xhpes (en cualquiera de los casos antes mencionados), es menor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y la boquilla de salida del líquido liviano, habrá separación de la fase pesada, y el diseño del tambor es satisfactorio para la decantación de la fase pesada. Habrá que evaluar si es satisfactorio para separar la fase dispersa liviana de la fase continua pesada. 101


6. Si Xhpes (en cualquiera de los casos antes mencionados), es mayor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y la boquilla de salida del líquido liviano, no habrá separación completa de la fase pesada, y el diseño del tambor no es satisfactorio para la decantación de la fase pesada. Por lo tanto habrá que aumentar las dimensiones del mismo y, al hacer cálculos, se mantendrán constantes el volumen de operación y emergencia de ambas fases líquidas (desde el NAAI hasta el NBBI), lo cual también aumentaría la distancia desde el fondo hasta NBBI, cumpliendo siempre con lo indicado. Con el separador obtenido anteriormente, y conocidos los niveles NAAI/NBBI, debe verificarse después si se separa la fase liviana, independientemente de donde esté la interfase operativa, NAAI o NBBI. Si las gotas de la fase líquida liviana llegan a la interfase líquido líquido antes de llegar a la boquilla de salida del líquido pesado, entonces dicha fase liviana se separará. El separador se revisa para saber si separa la fase liviana de la siguiente manera: 1. Del diseño ya obtenido, se calculan las áreas transversales de flujo de líquido pesado, para fondo/NAAI y fondo/NBBI, y se calculan las correspondientes velocidades de flujo de líquido pesado dentro del recipiente ( V IP ). 2. Se calcula la velocidad de flotación de la fase líquida liviana ( V IL ), usando la ecuación de la pagina 29. 3. Se calcula la longitud horizontal que las gotas de líquido liviano tienen que recorrer( Xhliv ), mediante la siguiente ecuación (Ec. (6)): Xhliv = VIP x hliv / VIL

donde hliv es la distancia vertical, medida hacia arriba, que recorren las gotas de líquido liviano, es decir, fondo/NAAI y fondo/NBBI. 4. Si Xhliv (en cualquiera de los casos antes mencionados), es menor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y la boquilla de salida del líquido pesado, habrá separación de la fase liviana, y el diseño del tambor es satisfactorio para la separación de la fase liviana.

5. Si Xhpes (en cualquiera de los casos antes mencionados ), es mayor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y la boquilla de salida del líquido pesado, no habrá 102


separación completa de la fase liviana, y el diseño del tambor no es satisfactorio para la separación de la fase liviana. Por lo tanto, habrá que aumentar las dimensiones del mismo y, al hacer cálculos, se mantendrán constantes el volumen de operación y emergencia de ambas fases líquidas (desde el NAAI hasta el NBBI), lo cual también aumentaría la distancia desde el tope hasta NAAI, cumpliendo siempre con lo indicado. - Boquillas

Son muchos los casos donde la información de las tuberías de interconexión no está disponible al momento de preparar la especificación de procesos del tambor, por lo que es necesario presentar un tamaño preliminar de boquillas para que sea considerado en la cotización del fabricante del tambor. Para todos los efectos, se presenta una tabla con recomendaciones para diseñar las boquillas de proceso: Descripción del Caso

En unidades SI


Alimentación líquida: Velocidad menor o igual que:

3.0 m/s

10 pie/s

Salida de líquido: Seguir los criterios indicados en la sección 14B – Flujo en fase líquida), para la succión de bombas, drenajes por gravedad, etc.

En el caso que la información no esté disponible, usar un valor menor o igual a 1.2 m/s

En el caso que la información no esté disponible, usar un valor menor o igual a 4 pie/s

- Internos

a. Distribuidor de entrada (ver Figura 9) La boquilla de entrada debe terminar en un distribuidor en “T”, colocado a la mitad del diámetro del tambor líquido líquido. Para el cálculo del distribuidor, se usará lo presentado en el punto 2, pag. 44, y apuntarán al cabezal más cercano del tambor. Se usará como ancho de ranura (S RAN), 150 mm (6”). Se tendrá un número suficiente de ranuras tal que la velocidad de salida del flujo total de líquidos(V E en la ecuación 15 del documento antes mencionado), no exceda 0.300 m/s (1 pie/s), usando como Q M , el flujo total de líquidos.

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b. Elementos o medios coalescedores Se usan muchos tipos de elementos que promuevan la coalescencia de gotas de algunas de las fases líquidas. Uno de los medios más antiguos de promotores de coalescencia son lechos o secciones transversales de aserrín fuertemente empacado (conocido como “excelsior”): debido a que presentan obstrucción al flujo de las gotas pequeñas y promueven así choques al azar de dichas gotas, promoviendo así coalescencia a gotas más grandes, y favoreciendo así la separación. El “excelsior” ya no se usa tanto por su gran tendencia al taponamiento con el tiempo, y su dificultad para limpiar y desmontar. En la actualidad venden mallas semejantes a los “demisters”, pero con una función parecida al “excelsior”, pero los problemas de taponamiento siguen sucediéndose, por lo tanto deben usarse en servicios limpios, y bajo consulta con proveedores reconocidos de ese tipo de aditamentos, los cuales puedan entregar garantías de funcionamiento del mencionado aparato. También se usan mucho placas o láminas coalescedoras, las cuales funcionan como reductoras de la distancia vertical que las gotas de la fase dispersa deben recorrer para separarse. Este concepto se usa mucho en tratamiento de aguas aceitosas, con diseños especiales de separadores rectangulares a presión atmosférica (PPI o Parallel Plate Interceptor, CPI o Corrugated Plate Interceptor). La aplicación de estos aparatos no está cubierta por este documento, y debe hacerse bajo consulta con proveedores reconocidos de ese tipo de aditamentos, los cuales puedan entregar garantías de funcionamiento del mencionado aparato. También existen ciertas modificaciones al concepto de láminas coalescedoras, donde se usa el concepto de “flujo cruzado”, y estos aparatos se usan en recipientes cilíndricos a presión, cuando se espera recolección de sedimentos/arena y/o bolsas de gas que produzcan aumentos súbitos de presión. Estos aparatos son muy costosos, el montaje y desmontaje es bastante difícil. La aplicación de estos aparatos no está cubierta por este documento, y debe hacerse bajo consulta con proveedores reconocidos de ese tipo de aditamentos, los cuales puedan entregar garantías de funcionamiento del mencionado aparato.

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c. Deflector para la boquilla de salida de líquido liviano (ver Figura 4) El deflector para la boquilla de salida de líquido liviano se hará siguiendo las indicaciones de la Figura 4b. d. Rompe–vórtices - Consideraciones adicionales

a. Boquilla para venteo Aún cuando se ha hecho hincapié en separadores que tienen espacio para venteo y en separadores que no lo tienen, siempre se tendrá una boquilla para ventear incondensables que puedan acumularse en la parte superior del tambor. Para los tambores con espacio vacío para venteo, normalmente esa boquilla estará conectada a un sistema de válvulas de control de presión en rango compartido, y se tendrá una boquilla adicional para una válvula (o válvulas) de alivio dimensionada para alivio de líquido, pero que pueda manejar alivios de eventuales bolsas de gas que vengan con los líquidos, y que no sean controlables por el sistema de control de presión. En el caso que no se tenga espacio libre para venteo, la boquilla de venteo estará conectada a una válvula (o válvulas) de alivio dimensionada para alivio de líquido, pero que pueda manejar alivios de eventuales bolsas de gas que vengan con los líquidos. b. Conexión de instrumentos de nivel de interfase De acuerdo al tipo de medición que se hará para la interfase líquido, se tendrá un arreglo de boquillas diferente. En el caso de los tambores con dos fases en el cuerpo, e independientemente del tipo de medición, la ubicación de los instrumentos de nivel de interfase deberá ser lo más cerca posible del cabezal cercano a la salida de las fases separadas, ya que aquí es cuando está lo más desarrollada posible dicha interfase. c.- METODOLOGIA DE DISEÑO

Los procedimientos aquí presentados, están desarrollados con mucho más detalle en el programa MDP de tambores, sección “tambores separadores líquido–líquido”, incorporando los criterios presentados en este manual, además de tener una interfase con el usuario muy amigable. Remitimos al lector al manual de dicho programa para efectuar diseños de este tipo de equipos. Sólo en el caso de la no disponibilidad del programa, se usarán estos métodos manuales de cálculo.

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- Procedimiento de diseño para tambores horizontales con bota decantadora

Ver Figura 1 para orientación y seguimiento de ciertas tolerancias de diseño, identificación de alturas y niveles. (Ver nomenclatura). a. Con espacio para venteo Paso 1.– Información mínima requerida.

Ubicar la información mínima requerida según la siguiente tabla. Información

Líquido liviano X X

Densidad Viscosidad Tensión Superficial Flujo (másico o volumétrico) X Relación (Left/D) Espacio para venteo? Presión de operación Temperatura de operación Arrastre de sólidos?

Líquido pesado X X X X

General

X X X X X

Paso 2.– Definición de los criterios de diseño.

Consultar detalladamente la información contenida en este documento, (configuración del tambor, tiempos de residencia, mínimos valores de tope/NAAL, NAAL/NAAI, fondo/NBBI, etc.). Verificar que ninguna de las limitaciones presentadas en el punto 1, pag. 44, apliquen aquí: en caso que aplique alguna de tales limitaciones, buscar otro tipo de separadores que no sea por gravedad. Suponer un valor de la relación Left /D, donde Left es la longitud efectiva de operación, es decir, la requerida para que el proceso de separación líquido–líquido se cumpla, la cual varía según la presión de operación en los siguientes rangos: P<250 psig P<1700 kPag 1.5500 psig P>3400 kPag 4.0
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Paso 3.– Estime un tamaño inicial de tambor.

Seguir las indicaciones del primer párrafo. Se obtendrá como resultado un diámetro inicial de tambor y, usando la relación (L eft /D), obtener una longitud efectiva inicial. Paso 4.– Evalúe si con el diámetro inicial el tambor es apropiado para separar las fases.

Seguir las indicaciones en el punto 2, pag. 44, siguientes párrafos con el diámetro inicial y la longitud efectiva inicial. Evaluar la separación de la fase dispersa pesada en la fase continua liviana: si se obtiene que no se separan, ir al paso 5. En el caso que se separen, ya se han obtenido las dimensiones del cuerpo principal del separador (diámetro y longitud), y se debe continuar con el cálculo de la bota decantadora. Paso 5.– Lazo de tanteo para separar la fase dispersa pesada de la fase continua liviana.

Seguir las indicaciones en el punto 2, pag. 44, siguientes párrafos, aumentando el diámetro y la longitud efectiva, usando la relación (L eft /D). El diámetro calculado como diámetro inicial, es el diámetro más pequeño que el tambor puede tener: si no es apropiado para la separación, deberá aumentarse el diámetro y, por la relación (Left /D), la longitud efectiva de separación, hasta lograr que las distancias horizontales recorridas por las gotas de líquido pesado, en el tiempo en que decantan, sean menores o iguales a la longitud efectiva del tambor, es decir: Xhpes Longitud efectiva de separación

Estas distancias están medidas desde el nivel de líquido, ya que hay espacio para venteo, hasta el fondo del tambor. Cuando se cumpla esta relación, hay que ir al paso 6: Cálculo de la bota decantadora. Paso 6.– Cálculo de la bota decantadora.

Seguir las indicaciones del punto d, pag. 41, calculando también cuáles deberían ser las dimensiones máximas de la bota decantadora: En el caso que las dimensiones de la bota excedan las máximas permitidas según el punto d, pag. 41, se deberá detener este cálculo y seguir con un modelo de separador con dos fases en el cuerpo. En caso contrario, 107


ir al paso 7, ya que las dimensiones obtenidas, son las dimensiones requeridas de la bota decantadora. Paso 7.– Cálculo de boquillas de proceso.

Seguir las indicaciones del punto f (pag. 46), redondeando al tamaño estándar por arriba más cercano a lo calculado. Paso 8.– Cálculo del distribuidor de entrada.

Seguir las indicaciones del punto a (pag. 103). Paso 9.– Cálculo del deflector para la boquilla de salida de líquido liviano.

Seguir las indicaciones del punto c (pag. 105). Paso 10.– Especificación de rompe–vórtices

Siguiendo las recomendaciones del punto 3 (pag. 46), escoger el tipo de rompe–vórtice. b. Sin espacio para venteo Paso 1.– Información mínima requerida.

Ubicar la información mínima requerida según la siguiente tabla. Paso 2.– Definición de los criterios de diseño. Información

Líquido liviano Líquido pesado Densidad X X Viscosidad X X Tensión Superficial X Flujo (másico o volumétrico) X X Relación (Left/D) Espacio para venteo? Presión de operación Temperatura de operación Arrastre de sólidos?

General

X X X X X

Consultar detalladamente la información contenida en este documento, (configuración del tambor, tiempos de residencia, mínimos valores de tope/ NAAI, fondo/NBBI, etc.). Verificar que ninguna de las limitaciones presentadas en el punto 1 (pag. 44) apliquen aquí: en caso que aplique alguna de tales limitaciones, buscar otro tipo de separadores que no sea por gravedad.

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Suponer un valor de la relación Left /D, donde Left es la longitud efectiva de operación, es decir, la requerida para que el proceso de separación líquido–líquido se cumpla, la cual varía según la presión de operación en los siguientes rangos: P<250 psig 250500 psig

P<1700 kPag 1700 kPag3400 kPag

1.5
Paso 3.– Estime un tamaño inicial de tambor.

Seguir las indicaciones del punto 2 (pag. 44), primer párrafo. Se obtendrá como resultado un diámetro inicial de tambor y, usando la relación (Left /D), obtener una longitud efectiva inicial. Paso 4.– Evalúe si con el diámetro inicial el tambor es apropiado para separar las fases.

Seguir las indicaciones del punto 2 (pag. 44), siguientes párrafos con el diámetro inicial y la longitud efectiva inicial. Evaluar la separación de la fase dispersa pesada en la fase continua liviana: si se obtiene que no se separan, ir al paso 5. En el caso que se separen, ya se han obtenido las dimensiones del cuerpo principal del separador (diámetro y longitud), y se debe continuar con el cálculo de la bota decantadora. Paso 5.– Lazo de tanteo para separar la fase dispersa pesada de la fase continua liviana.

Seguir las indicaciones del punto 2 (pag. 44), siguientes párrafos, aumentando el diámetro y la longitud efectiva, usando la relación (L eft /D). El diámetro calculado como diámetro inicial, es el diámetro más pequeño que el tambor puede tener: si no es apropiado para la separación, deberá aumentarse el diámetro y, por la relación (Left /D), la longitud efectiva de separación, hasta lograr que las distancias horizontales recorridas por las gotas de líquido pesado, en el tiempo en que decantan, sean menores o iguales a la longitud efectiva del tambor, es decir: Xhpes : Longitud efectiva de separación

Estas distancias están medidas desde el tope del tambor, ya que no hay espacio para venteo, hasta el fondo del tambor.

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Cuando se cumpla esta relación, hay que ir al paso 6: Calculo de la bota decantadora. Paso 6.– Cálculo de la bota decantadora.

Seguir las indicaciones del punto d (pag. 41), calculando también cuáles deberían ser las dimensiones máximas de la bota decantadora: En el caso que las dimensiones de la bota excedan las máximas permitidas según el punto d (pag. 41), se deberá detener este cálculo y seguir con un modelo de separador con dos fases en el cuerpo (pag. 31 “ Volumen de operación”). En caso contrario, ir al paso 7, ya que las dimensiones obtenidas, son las dimensiones requeridas de la bota decantadora. Paso 7.– Cálculo de boquillas de proceso.

Seguir las indicaciones, redondeando al tamaño estándar por arriba más cercano a lo calculado. Paso 8.– Cálculo del distribuidor de entrada.



Siguiendo las recomendaciones del punto 3 (pag. 44)., escoger el tipo de rompe–vórtice. - Procedimiento de diseño para tambores horizontales con “sombrero” separador de líquido liviano

a. Procedimiento de diseño para tambores horizontales con los dos fluidos en el cuerpo cilíndrico Ver Figura 3 para orientación y seguimiento de ciertas tolerancias de diseño, identificación de alturas y niveles. (Ver nomenclatura en Sección 6) !

Con espacio para venteo Paso 1.– Información mínima requerida.

Ubicar la información mínima requerida según la siguiente tabla.

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Información Líquido liviano Líquido pesado Densidad X X Viscosidad X X Tensión Superficial X Flujo (másico o volumétrico) X X Relación (Left/D) Espacio para venteo? Presión de operación Temperatura de operación Arrastre de sólidos?

General

X X X X X


Consultar detalladamente la información contenida en este documento, (configuración del tambor, tiempos de residencia, mínimos valores de tope/NAAL, NAAL/NAAI, fondo/NBBI, etc.). Verificar que ninguna de las limitaciones presentadas en el punto 1 (pag. 44).apliquen aquí: en caso que aplique alguna de tales limitaciones, buscar otro tipo de separadores que no sea por gravedad. Suponer un valor de la relación Left /D, donde L eff es la longitud efectiva de operación, es decir, la requerida para que el proceso de separación líquido–líquido se cumpla, la cual varía según la presión de operación en los siguientes rangos: P<250 psig 250500 psig


1.5
Antes de probar con este arreglo, se recomienda primero evaluar la posibilidad de usar un arreglo de tambor con bota decantadora, el cual es el más económico, ya que el diámetro principal es menor que este arreglo. Paso 3.– Estime un tamaño inicial de tambor.


Seguir las indicaciones del punto 4 (pag. 46), siguientes párrafos con el diámetro inicial y la longitud efectiva inicial.

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Evaluar la separación de la fase dispersa pesada en la fase continua liviana: si se obtiene que no se separan, ir al paso 5. En el caso que se separen, se debe evaluar si se separa la fase dispersa liviana en la fase continua liviana. Evaluar la separación de la fase dispersa liviana en la fase continua liviana: si se obtiene que no se separan, ir al paso 6. En el caso que se separen, ir al paso 7, ya que las dimensiones obtenidas, son las dimensiones requeridas del tambor. Paso 5.– Lazo de tanteo para separar la fase dispersa pesada de la fase continua liviana.

Seguir las indicaciones del punto 4 (pag. 46), siguientes párrafos, aumentando el diámetro y la longitud efectiva, usando la relación (L eft /D). El diámetro calculado como diámetro inicial, es el diámetro más pequeño que el tambor puede tener: si no es apropiado para la separación, deberá aumentarse el diámetro y, por la relación (L eft /D), la longitud efectiva de separación, hasta lograr que las distancias horizontales recorridas por las gotas de líquido pesado, en el tiempo en que decantan, sean menores o iguales a la longitud efectiva del tambor, es decir: Xhpes _ NAAI Longitud efectiva se separación

Estas distancias están medidas desde el nivel de líquido, ya que hay espacio para venteo, hasta la altura de la interfase líquido–líquido, la cual puede estar en NAAI o en NBBI. Xhpes _ NBBI Longitud efectiva se separación

Cuando se cumpla esta relación, hay que verificar si el tamaño es apropiado para separar la fase dispersa liviana de la fase continua liviana: en el caso que no se separen, ir al paso 6. En el caso que se separen, ir al paso 7, ya que las dimensiones obtenidas, son las dimensiones requeridas del tambor. Paso 6.– Lazo de tanteo para separar la fase dispersa liviana de la fase continua pesada.

Seguir las indicaciones del punto 4 (pag. 46), siguientes párrafos, aumentando el diámetro y la longitud efectiva, usando la relación (L eff /D).

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El diámetro calculado en el paso 5, si no es apropiado para la separación de la fase dispersa liviana de la fase continua pesada, deberá aumentarse el diámetro y, por la relación (L eff /D), la longitud efectiva de separación, hasta lograr que las distancias horizontales recorridas por las gotas de líquido liviano, en el tiempo en que se separan, sean menores o iguales a la longitud efectiva del tambor, es decir: Xhliv _ NAAI Longitud efectiva se separación Xhliv _ NBBI Longitud efectiva se separación

Estas distancias están medidas desde el fondo del tambor, hasta la altura de la interfase líquido–líquido, la cual puede estar en NAAI o en NBBI. Cuando se cumpla esta relación, hay que verificar si el tamaño es apropiado para separar la fase dispersa liviana de la fase continua liviana: en el caso que no se separen, ir al paso 6. En el caso que se separen, ir al paso 7, ya que las dimensiones obtenidas, son las dimensiones requeridas del tambor. Paso 7.– Cálculo de boquillas de proceso.

Seguir las indicaciones del punto f (pag. 46), redondeando al tamaño estándar por arriba más cercano a lo calculado. Paso 8.– Cálculo del distribuidor de entrada



Siguiendo las recomendaciones del punto 3 (pag. 46), escoger el tipo de rompe–vórtice. !

Sin espacio para venteo Paso 1.– Información mínima requerida.


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Información Líquido liviano Líquido pesado Densidad X X Viscosidad X X Tensión Superficial X Flujo (másico o volumétrico) X X Relación (Left/D) Espacio para venteo? Presión de operación Temperatura de operación Arrastre de sólidos?

General

No X X X X


Consultar detalladamente la información contenida en este documento, (configuración del tambor, tiempos de residencia, mínimos valores de tope/ NAAI, fondo/NBBI, etc.). Verificar que ninguna de las limitaciones presentadas del punto 1 (pag. 44)apliquen aquí: en caso que aplique alguna de tales limitaciones, buscar otro tipo de separadores que no sea por gravedad. Suponer un valor de la relación Left /D, donde Left es la longitud efectiva de operación, es decir, la requerida para que el proceso de separación líquido–líquido se cumpla, la cual varía según la presión de operación en los siguientes rangos: P<250 psig 250500 psig


1.5
Antes de probar con este arreglo, se recomienda primero evaluar la posibilidad de usar un arreglo de tambor con bota decantadora, el cual es el más económico, ya que el diámetro principal es menor que este arreglo. Paso 3.– Estime un tamaño inicial de tambor.


Seguir las indicaciones del punto 4 (pag. 46), siguientes párrafos con el diámetro inicial y la longitud efectiva inicial.

114


Evaluar la separación de la fase dispersa pesada en la fase continua liviana: si se obtiene que no se separan, ir al paso 5. En el caso que se separen, se debe evaluar si se separa la fase dispersa liviana en la fase continua liviana. Evaluar la separación de la fase dispersa liviana en la fase continua liviana: si se obtiene que no se separan, ir al paso 6. En el caso que se separen, ir al paso 7, ya que las dimensiones obtenidas, son las dimensiones requeridas del tambor. Paso 5.– Lazo de tanteo para separar la fase dispersa pesada de la fase continua liviana.

Seguir las indicaciones del punto 4 (pag. 46), siguientes párrafos, aumentando el diámetro y la longitud efectiva, usando la relación (L eft /D). El diámetro calculado como diámetro inicial, es el diámetro más pequeño que el tambor puede tener: si no es apropiado para la separación, deberá aumentarse el diámetro y, por la relación (L eft /D), la longitud efectiva de separación, hasta lograr que las distancias horizontales recorridas por las gotas de líquido pesado, en el tiempo en que decantan, sean menores o iguales a la longitud efectiva del tambor, es decir: Xhliv _ NAAI Longitud efectiva se separación Xhliv _ NBBI Longitud efectiva se separación

Estas distancias están medidas desde el tope del tambor, ya que no hay espacio para venteo, hasta la altura de la interfase líquido–líquido, la cual puede estar en NAAI o en NBBI. Cuando se cumpla esta relación, hay que verificar si el tamaño es apropiado para separar la fase dispersa liviana de la fase continua liviana: en el caso que no se separen, ir al paso 6. En el caso que se separen, ir al paso 7, ya que las dimensiones obtenidas, son las dimensiones requeridas del tambor. Paso 6.– Lazo de tanteo para separar la fase dispersa liviana de la fase continua pesada.

Seguir las indicaciones del punto 4 (pag. 46), siguientes párrafos, aumentando el diámetro y la longitud efectiva, usando la relación (L eft /D). El diámetro calculado en el paso 5, si no es apropiado para la separación de la fase dispersa liviana de la fase continua pesada, 115


deberá aumentarse el diámetro y, por la relación (Left /D), la longitud efectiva de separación, hasta lograr que las distancias horizontales recorridas por las gotas de líquido liviano, en el tiempo en que se separan, sean menores o iguales a la longitud efectiva del tambor, es decir: Xhliv _ NAAI Longitud efectiva se separación Xhliv _ NBBI Longitud efectiva se separación

Estas distancias están medidas desde el fondo del tambor, hasta la altura de la interfase líquido–líquido, la cual puede estar en NAAI o en NBBI. Cuando se cumpla esta relación, hay que verificar si el tamaño es apropiado para separar la fase dispersa liviana de la fase continua liviana: en el caso que no se separen, ir al paso 6. En el caso que se separen, ir al paso 7, ya que las dimensiones obtenidas, son las dimensiones requeridas del tambor. Paso 7.– Cálculo de boquillas de proceso.

Seguir las indicaciones del punto f (pag. 46), redondeando al tamaño estándar por arriba más cercano a lo calculado. Paso 8.– Cálculo del distribuidor de entrada.



Siguiendo las recomendaciones del punto 3 (pag. 46), escoger el tipo de rompe–vórtice

116


d.-NOMENCLATURA En unidades Si


mm m mm mm

pulg pie pulg pulg

mm

pulg

D Dg d Hiv NAAI

= Diámetro del tambor = Diámetro de la gota = Diámetro de la gota = Altura que debe ascender una gota de líquido liviano disperso en la fase líquida pesada continua, desde el fondo del tambor, hasta el nivel alto alto de la interfase (NAAI)

Hiv NBBI

= Altura que debe ascender una gota de líquido liviano disperso en la fase líquida pesada continua, desde el fondo del tambor hasta el nivel bajo bajo de la interfase (NBBI).

Hpes NAAI

= Altura que debe descender una gota de líquido pesado disperso en la fase líquida liviana continua, desde el tope del tambor cuando no hay espacio para venteo, o desde el nivel de líquido cuando hay espacio cuando hay espacio para venteo, hasta el nivel alto de la interfase (NAAI).

mm

pulg

Hpes NBBI

= Altura que debe descender una gota de líquido pesado disperso en la fase líquida liviana continua, desde el tope del tambor cuando no hay espacio para venteo, o desde el nivel de líquido cuando hay espacio para venteo hasta el nivel bajo de la interfase (NBBI).

mm

pulg

NBI NNI

= Nivel bajo de interfase líquido-líquido = Nivel normal de interfase líquido- líquido

SRAN

= Ancho de la ranuras del distribuidor de entrada

mm

pulg

Vt


m/s

pie/s

117


Vt’


m/s

pie/s

Xhly NAAI

= Distancia horizontal recorrida por una gota de líquido liviano disperso en la fase líquida pesada continua, durante el mismo tiempo que asciende la altura hiv_ NAAI

mm

pulg

Xhly NBBI

= Distancia horizontal recorrida por una gota de líquido liviano disperso en la fase líquida pesada continua, durante el mismo tiempo que asciende la altura hiv _NBBI

mm

pulg

Xhpes NAAI

= Distancia horizontal recorrida por una gota de líquido pesado disperso en la fase líquida liviana continua, durante el mismo tiempo que desciende la altura hpes_ NAAI

mm

pulg

Xhpes NBBI

= Distancia horizontal recorrida por una gota de líquido pesado disperso en la fase líquida liviana continua, durante el mismo tiempo que desciende la altura hpes NBBI

mm

pulg

ρp

= Densidad de la fase pesada = Densidad de la fase continua = Viscosidad de la fase continua

Kg/m3 Kg/m3 mPas

Ib/pie3 Ib/pie3 Ib/pie/s

ρL µ

Factores que dependen de las unidades usadas En Unidades Si

En Unidades Inglesas

F1

= pag. 29 Ec. (1)

1000

1

F12

= pag. 29 Ec. (2)

0,545X10-3

18.4663

118


e.- APENDICE Figura 1 Tambores separadores líquido líquido con bota decantadora. Figura 2 Tambores separadores líquido líquido con sombrero separador de líquido liviano. Figura 3 Tambores separadores líquido líquido con dos fases en el cuerpo. Figura 4 Deflector en la boquilla de salida de líquido liviano. Fig. 1. TAMBORES SEPARADORES LÍQUIDO-LÍQUIDO CON BOTA DECANTADORA

119


Fig. 2. TAMBORES SEPARADORES LÍQUIDO-LÍQUIDO CON SOMBRERO SEPARADOR DE LÍQUIDO-LIVIANO.

120


Fig. 3. TAMBORES SEPARADORES LÍQUIDO-LÍQUIDO CON DOS FASES EN EL CUERPO

121


Fig. 4 DEFLECTOR EN LA BOQUILLA DE SALIDA DE LÍQUIDO LIVIANO

122


4.5.- SEPARADORES HORIZONTALES VAPOR-LÍQUIDO-LÍQUIDO. a.- ALCANCE

Se cubrirá el cálculo de proceso de tambores separadores vapor–líquido– líquido horizontales, principalmente para operaciones de Refinación y manejo de Gas en la INDUSTRIA, incluyendo el diseño/especificación de boquillas de proceso e internos necesarios para una operación confiable del equipo con respecto a la instalación donde está presente. El uso de separadores verticales no se considera, debido a los grandes volúmenes requeridos de líquido para la separación líquido–líquido. Los líquidos aquí considerados se suponen esencialmente inmiscibles, aproximación bastante buena para las operaciones que normalmente maneja la INDUSTRIA, como es la separación gases–hidrocarburos líquidos–agua. Esencialmente, se cubrirá el diseño de tres tipos principales de tambores separadores vapor–líquido–líquido: 1. Tambores horizontales con bota decantadora (Ver Figura 1.).

2. Tambores horizontales con las dos fases líquidas dentro del cuerpo cilíndrico (Ver Figura 2.). 3. Tambores horizontales con compartimientos separados (Ver Figura 3.). b.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO - Consideraciones generales

Tres tipos principales de separadores vapor–líquido–líquido serán estudiados en estos procedimientos de diseño: Tambores horizontales con bota decantadora (Ver Figura 1.)

Se usan cuando la cantidad de fase líquida pesada a contener por el separador es bastante pequeña (muy poco tiempo de residencia y/o muy bajos flujos de fase líquida pesada). En este tipo de separadores, el criterio primordial de diseño es que la fase líquida liviana esté libre de gotas de líquido pesado. Cuando se inicia el diseño de un separador vapor–líquido–líquido, son los primeros a tratar de diseñar, ya que ahorran costos al no poner en el cilindro principal el volumen del líquido pesado, ahorrando diámetro (y longitud también), en el cuerpo principal del recipiente, teniendo un costo extra por

123


tener la bota decantadora, pero este costo es menor que si se tuviera la fase líquida pesada dentro del cuerpo principal del separador. En estos equipos, existe un control de nivel gas–líquido en el cuerpo principal, y un control de nivel de interfase líquido–líquido en la bota decantadora. (Debe recordarse que el control de nivel de interfase es más difícil y, a veces, menos confiable que el control de nivel gas–líquido. El volumen de operación y de emergencia para la fase líquida liviana está contenido en el cuerpo principal del separador. El volumen de operación (en estos casos, casi nunca se tiene volumen de emergencia), para el líquido pesado, lo contiene la bota decantadora. Tambores horizontales con las dos fases líquidas dentro del cuerpo cilíndrico (Ver Figura 2.)

Cuando la cantidad de fase líquida pesada a retener es tal que no puede tenerse en una bota decantadora, ya que ésta sería más grande que lo que las buenas prácticas de construcción mecánica permitirían, la siguiente alternativa a escoger es un separador con las dos fases líquidas dentro del cuerpo cilíndrico. Esta alternativa es más costosa que la anterior, ya que el tener la fase líquida pesada también dentro del cuerpo, aumenta el diámetro del recipiente, haciéndolo más pesado y más costoso. En este tipo de separadores, el criterio primordial de diseño es que la fase líquida liviana esté libre de gotas de líquido pesado. En estos equipos, se tiene control de nivel gas–líquido y control de interfase líquido–líquido, dentro del mismo cuerpo cilíndrico, lo cual hace más complicada la operación del equipo y su relación con los procesos aguas abajo. Obviamente, el volumen de operación y de emergencia para la fase líquida liviana y el volumen de operación (en estos casos, casi nunca se tiene volumen de emergencia), para el líquido pesado está contenido en el cuerpo principal del separador. Tambores horizontales con compartimientos separados (Ver Figura 3.)

En los casos cuando la fase líquida pesada es la más importante, es decir, la que controla el procesamiento aguas abajo, como serían los despojadores de aguas agrias o los de aminas, el tiempo de residencia de operación (y tiempo de respuesta de operador a emergencias en la operación), y el flujo del líquido pesado son mucho mayores que los correspondientes de la fase líquida pesada.

124


En este tipo de separadores, el criterio primordial de diseño es que la fase líquida pesada esté libre de gotas de líquido liviano. Estos equipos, también llamados separadores de balde (“bucket”), y de vertedero (“weir”), tienen fijo el nivel de líquido con respecto a la fase vapor/gas, debido al rebosadero de fase liviana hacia el compartimiento de fase líquida liviana (balde o “bucket” de líquido liviano), el cual fija dicha altura. En la zona del separador antes del balde de líquido liviano, es donde se produce la separación de las gotas de líquido liviano, de la fase pesada continua: aquí no se controla interfase líquido–líquido, ya que la posición de dicha interfase se fija (más o menos), por la diferencia de alturas entre el rebosadero de líquido liviano hacia el balde, y el vertedero de fase pesada hacia el compartimiento del tambor que contiene dicho líquido pesado. Es conveniente notar que las densidades de las fases líquidas involucradas, y el flujo de la fase pesada, afectan también la posición de dicha interfase y, si tales características varían, cambiará la posición de dicha interfase. Los requerimientos de volumen de operación y de emergencia para el líquido pesado, son satisfechos en el compartimiento de pesados que está limitado por el vertedero de pesados. Los requerimientos de volumen de operación y de emergencia para el líquido liviano, son satisfechos en el balde de líquido liviano del separador. De acuerdo a lo anterior, este es el diseño más costoso, ya que la longitud del separador es aumentada, con respecto a los otros tipos ya mencionados, por el balde y el compartimiento de líquido pesado limitado por el vertedero correspondiente. Debido a que no “importante”, la medición de interfase líquido–líquido, es más fácil de operar, ya que sólo tiene control de nivel vapor líquido en el balde de livianos, y sólo control de nivel vapor líquido en el compartimiento de pesados. Para todos los efectos de este documento, cuando se hable de separadores de compartimientos separados, se usará el término “balde”, como genérico del compartimiento del líquido liviano, y “vertedero”, como genérico del vertedero y el compartimiento de la fase líquida pesada. Consideraciones con respecto al área de flujo de vapor, arrastre en la superficie de líquido, diseño y uso de mallas, otros internos y cálculo de boquillas de proceso

Con respecto al área de flujo de vapor, arrastre en la superficie de líquido, consideraciones para el diseño y uso de mallas, otros internos y cálculo de boquillas de proceso, se recomienda consultar el documento

125


TEMA

SECCIÓN

COMENTARIOS MODIFICACIONES

Área de flujo de vapor

1 (pag. 28) Si el líquido liviano es más del 5% en vol de la fase líquida total, usar su densidad para el cálculo de la velocidad critica: en caso contrario, usar la densidad promedio de la fase líquida total. Solo se consideran tambores separadores horizontales.

Arrastre en la superficie de líquido

4 (pag. 34) Solo se consideran separadoreshorizontales.

Boquillas de proceso

c (pag. 39) Boquillas elevadas o con extensiones rectas para el retiro del líquido liviano.

Consideraciones para el diseño y d (pag. 41) Solo se consideran uso de mallas separadores horizontales Otros internos

tambores

tambores

3 (pag. 44) Codos de 900 distribuidores en forma de “T” rompe vórtices recolectores de gas.

- Decantación de las fases líquidas

a. Velocidad de decantación y de flotación De acuerdo a la literatura, el proceso de decantación (o de flotación, según sea el caso), de gotas líquidas dispersas en una fase líquida continua, puede describirse por tres mecanismos diferentes, de acuerdo al rango de número de Reynolds de gota en el cual se esté operando: RANGO DEL No. DE REYNOLDS < ≥

2

2 ≤ 500 >

500

LEY O MECANISMO DE DECANTACIÓN

Stokes Intermedia Newton

Sin embargo, para efectos de diseño, se ha impuesto un límite superior a la velocidad de decantación (flotación) que se pueda usar para diseñar un equipo que tenga alguna forma de decantación (flotación) líquido–líquido: dicha velocidad máxima es de 4.2 mm/s o 10 pulg/min (4.2 x 10 –3 m/s o 1.39 x 10 –2 pie/s): esta restricción tomaría en cuenta la compensación de variables no involucradas en el cálculo, como la velocidad de coalescencia y el grado de turbulencia, en el diseño de la sección de decantación del separador. Puede probarse que, de acuerdo a este límite superior, todos los casos prácticos de decantación pueden describirse apropiadamente, para diseño, usando la ley de Stokes [ Ec. (1)] : 126


F1 g D 2 (ρp p Vt' = 18 µ

−ρ

L

)

Ec. (1)

donde:

Vt’ Dp F1 g ρp ρL µ

= Velocidad terminal de decantación (flotante) = Diámetro de la gota = Factor cuyo valor depende de las unidades usadas = Aceleración de la gravedad = Densidad de la fase pesada = Densidad de la fase liviana = Viscosidad de la fase continua

En Unidades Si m/s

En Unidades Inglesas pie/s

m 1000

pie 1

9.807 m/s2 Kg/m3 Kg/m3 mPa.s

32.174 pie/s2 lb/pie3 lb/pie3 lb/pie/s

Llevando la ecuación de la ley de Stokes a una forma más amigable, se tiene (Ecs. (2), (3): Vt

=

F12 x d2 x (ρp Re

=

Ec. (2)

L ) / µ

−ρ

F12 x d Vt ρc µ

Ec. (3)

donde: En Unidades Si m/s

Vf’

Velocidad terminal de decantación (flotante)

d Re

mm Diámetro de la gota Adimensional Número de Reynolds de gota Kg/m3 Densidad de la fase continua Kg/m3 Densidad de la fase pesada Kg/m3 Densidad de la fase liviana mPas Viscosidad de la fase continua Factor cuyo valor depende de las 0,545 X 10-3 unidades usadas Factor cuyo valor depende de las 1 unidades usadas

ρc ρp ρL µ

F12 F12

En Unidades Inglesas Pie/s pulg lb/pie3 lb/pie3 lb/pie3 CP 18.4683 123.871

127


Para efectos de este manual, la ley de Stokes será empleada siempre para el cálculo de las velocidades de flotación y decantación de gotas de fases líquidas. b. Tamaño de gota de líquido a separar Normalmente, la separación líquido líquido considera, para efectos de diseño, un tamaño de gota de líquido de 127  m o 127 mm (0.005 pulg). Sin embargo, como la mayoría de las operaciones de separación líquido– líquido en la INDUSTRIA, tienen que ver con separación hidrocarburos– agua a medida que la densidad de los hidrocarburos se acerca a la del agua, más difícil es la separación y se necesita separar gotas más pequeñas. Tomando en cuenta lo anterior y, para efectos de guía en la escogencia del tamaño de gota de líquido a emplear en el diseño, usar la siguiente tabla: Tamaño de gotas para separación líquido-líquido Fase Liqu ida Liviana

Fase Líquida Pesada

Hidrocarburos API < 35 Hidrocarburos API > 35 Agua Metil-Etil-Cetona Sec-butil-alcohol Metil-Isobutil-Cetona Otros casos

Agua o soda cáustica Agua o soda cáustica Forfural Agua Agua Agua

Tamaño De La Gota, (Ambas Fases) mm pulg 0,127 0,005 0,089 0,0035 0,089 0,0035 0,089 0,0035 0,089 0,0035 0,089 0,0035 0,127 0,005

- Niveles/tiempos de residencia

A continuación se presentarán definiciones y comentarios sobre niveles de líquido, tiempos de residencia y temas relacionados, con el objetivo de justificar criterios y procedimientos de diseño que se mostrarán posteriormente. a. Identificación de los niveles en un recipiente De acuerdo a lo normalmente empleado en la INDUSTRIA para hablar de niveles en un recipiente líquido–vapor, tenemos la siguiente tabla (Ver Figs. 1. y 2.)

128


Para efectos de consistencia en la discusión en el MDP de tambores, se usarán las siglas típicas en español para identificar los diferentes niveles. Siglas típicas en español



NAAL


HHLL

NAL


HLL

NNL


NLL

NBL


LLL

NBBL


LLLL

b. Volumen de operación de la fase liviana Es el volumen de líquido liviano existente entre NAL y NBL. Este volumen, también conocido como volumen retenido de líquido liviano, y en inglés como “light liquid surge volume” o “light liquid holdup”, se fija de acuerdo a los requerimientos del proceso, para asegurar un control adecuado, continuidad de las operaciones durante perturbaciones operacionales, y para proveer suficiente volumen de líquido liviano para una parada ordenada y segura cuando se suceden perturbaciones mayores de operación. c. Tiempo de residencia de operación de la fase liviana Es el tiempo correspondiente en el cual el flujo de líquido liviano puede llenar el volumen de operación de la fase liviana en el recipiente bajo estudio. La mayoría de las veces, cuando se quiere especificar el volumen de operación de la fase liviana, lo que realmente se indica es cuantos minutos deben transcurrir entre NAL y NBL. También es conocido en inglés como “light liquid surge time”. d. Volumen de operación de la fase pesada Es el volumen de líquido pesado existente entre NAI y NBI. Este volumen, también conocido como volumen retenido de líquido pesado, y en inglés como “heavy liquid surge volume” o “heavy liquid holdup”, se fija de acuerdo a los requerimientos del proceso, para asegurar un control adecuado, continuidad de las operaciones durante perturbaciones operacionales, y para proveer suficiente volumen de líquido pesado para una parada ordenada y segura cuando se suceden perturbaciones mayores de operación. e. Tiempo de residencia de operación de la fase pesada Es el tiempo correspondiente en el cual el flujo de líquido pesado puede llenar el volumen de operación de la fase pesada en el recipiente bajo 129


estudio. La mayoría de las veces, cuando se quiere especificar el volumen de operación de la fase pesada, lo que realmente se indica es cuantos minutos deben transcurrir entre NAI y NBI. También es conocido en inglés como “heavy liquid surge time”. f. Tiempo de respuesta o de intervención del operador Es el tiempo que tarda el operador (o grupo de operadores), en responder cuando suena una alarma de nivel en el panel y resolver la perturbación operativa que originó la alarma, antes que otros sistemas automatizados (Interruptores o “switches” de nivel), originen paradas seguras de equipos aguas abajo y/o de la planta completa. Si de un tambor separador estamos alimentando a una bomba, sería muy engorroso que la bomba se quedara “seca”, es decir, que no tuviera líquido que bombear, ya que eso podría dañar al equipo; y si, a su vez, la bomba alimenta a un horno, se podría generar una emergencia mayor en la planta por rotura de un tubo del horno, ya que éste, a su vez, ha quedado “seco”. Por esa razón, el tambor alimentador de la bomba se equipa con alarmas de nivel de NAL y NBL, y con interruptores y/o alarmas de NAAL y NBBL: al sonar la alarma de NBL, los operadores investigarían y resolverían, en menos del llamado “tiempo de respuesta del operador”, el problema que originó la reducción de nivel; en el caso que no pudieran resolver el problema en el tiempo indicado, el interruptor de NBBL activaría una parada segura de la bomba y, seguramente, una parada segura del horno y de toda la planta. Debido a las diferentes tradiciones operativas que existen en la INDUSTRIA, es difícil establecer un criterio uniforme acerca de cuál es el “tiempo promedio de respuesta del operador”; sin embargo, se usará, como criterio general, que el tiempo de respuesta de un operador es de cinco minutos: esto significa que el tiempo de retención de líquido entre NAL y NAAL (o entre NBL y NBBL), será de cinco minutos. g. Volumen de emergencia Es el volumen adicional que corresponde al líquido que debe satisfacer el llamado “tiempo de respuesta o de intervención del operador”: de acuerdo a lo expresado, cuando se tengan interruptores y/o alarmas de NAAL o NBBL, se tendrán cinco minutos adicionales de tiempo de residencia de líquido por interruptor/alarma, lo que indica que, cuando se tiene NAAL y NBBL, se añaden 10 minutos de tiempo de residencia, a lo cual corresponde un volumen de líquido de emergencia de 10 minutos del máximo flujo de líquido.

130


h. Nivel bajo–bajo de líquido liviano (o bajo, cuando aplique) La distancia mínima desde el nivel bajo–bajo de líquido liviano, si se tiene un Interruptor y/o alarma de nivel bajo–bajo de líquido liviano, (o nivel bajo, si no se tiene un Interruptor y/o alarma de nivel bajo–bajo), hasta el Nivel alto de interfase (cuando se tengan dos fases líquidas en el tambor), o hasta el fondo del recipiente (cuando existe una bota decantadora), es 230 mm mínimo (9 pulg). Sin embargo, este valor puede cambiar debido a requerimientos de tiempo de residencia del líquido liviano, para lograr decantación exitosa del líquido pesado, como se verá posteriormente en los procedimientos de diseño. Para el caso del balde de líquido liviano, de separadores con compartimientos separados, medido desde el fondo del balde, este valor se conoce como hB BALDE–NBL. Para el caso del compartimiento de líquido pesado, de separadores con compartimientos separados, medido desde el fondo del tambor, este valor se conoce como hV NBBL . i. Nivel bajo de interfase La distancia mínima desde el nivel bajo de interfase, hasta el fondo del recipiente, ya esté en una bota decantadora, o en un tambor con líquido pesado en el cuerpo cilíndrico, es 230 mm mínimo (9 pulg). j. Criterios para fijar el volumen de operación/tiempo de residencia La tabla siguiente, presenta criterios para fijar el volumen de operación o tiempo de residencia de líquido, para ciertos servicios específicos: Descripción (para una fase líquida)

Tiempo de residencia de Operación, min

Tambores de alimentación a unidades: Alimentación desde otra unidad (diferente cuarto de control).

20

Alimentación desde otra unidad (mismo cuarto de control).

15

Alimentación desde tanquería lejos del área de operación.

15-20

131


Descripción (para una fase líquida)

Tiempo de residencia de Operación, min

Otros tambores: Alimentación a una columna (diferente cuarto de control). Alimentación a una columna (mismo cuarto de control).

7

6

Producto a tanquería lejos del área operativa o a otro tambor de alimentación, directo, sin bomba.

2

Producto a tanquería lejos del área operativa o a otro tambor de alimentación, directo, con bombas.

6

Producto a tanquería lejos del área operativa o a otro tambor de alimentación, con bomba que pasa a través de un sistema de intercambio calórico.

3-5

Única carga a un horno de fuego directo.

10

k. Tiempos de residencia de las fases líquidas pesada y liviana, calidad de separación de las fases y efectos sobre el diseño del separador La mayoría de las aplicaciones de la INDUSTRIA para tambores separadores vapor líquido líquido, incluyen, como fase líquida pesada, una relativamente pequeña cantidad de agua, y como fase líquida liviana, una relativamente grande cantidad de hidrocarburos líquidos. Además, casi siempre el procesamiento aguas abajo de los hidrocarburos líquidos es de capital importancia, por lo que se le fijan relativamente altos tiempos de residencia de operación en el separador, con el objetivo de garantizar una operación confiable y “ayudar” a que la separación líquido– líquido sea óptima. Mientras tanto, casi siempre el procesamiento posterior del agua separada, es de menor cuantía y no afecta partes críticas del proceso, por lo cual, regularmente, se le asignan tiempos de residencia de operación relativamente bajos. En el caso que este último criterio no aplique, como es el caso de alimentación a despojadores de aguas agrias, los tiempos de residencia del agua aumentan dramáticamente.

132


l. Longitud efectiva de operación (L eff ) Es la longitud de tambor requerida para que se suceda la separación vapor/gas–líquido–líquido, y se puedan tener los volúmenes requeridos de líquido, tanto de operación como de emergencia. Esta es la longitud que normalmente se obtiene por puros cálculos de proceso. En el caso de tambores horizontales de una sola boquilla de alimentación, corresponde a la distancia entre la boquilla de entrada y la de salida de gas, la cual es la distancia horizontal que viaja una gota de líquido desde la boquilla de entrada, hasta que se decanta totalmente y se une al líquido retenido en el recipiente, sin ser arrastrada por la fase vapor que sale por la boquilla de salida de gas. Sin embargo, para obtener la longitud tangente–tangente del tambor horizontal, es necesario sumar los tamaños de las boquillas antes mencionadas, las tolerancias de construcción necesarias para soldar dichas boquillas, soldar los cabezales o extremos del tambor y cualquier otra cosa que obligue a aumentar la longitud del tambor. A criterio del diseñador de procesos, éste puede aproximar la longitud efectiva a la longitud tangente–tangente, y esperar que la especialidad mecánica complete el diseño del tambor, para luego verificar si se cumple la separación. m. Diferencia mínima de nivel entre NAAL y NBBL Se fija como diferencia mínima de nivel entre NAAL y NBBL, 360 mm o 14 pulg, lo cual supone el uso de instrumentos de nivel que puedan trabajar en este rango. Si esto no fuera posible, como sería el caso de instrumentos de nivel con desplazadores externos, deberá ajustarse este valor mínimo apropiadamente. n. Diferencia mínima de nivel entre NAI y NBI Se fija como diferencia mínima de nivel entre NAI y NBI, 360 mm o 14 pulg, lo cual supone el uso de instrumentos de nivel que puedan trabajar en este rango. Si esto no fuera posible, como sería el caso de instrumentos de nivel con desplazadores externos, deberá ajustarse este valor mínimo apropiadamente. o. Interfase en separadores con compartimientos separados Como ya fue mencionado en el punto 1(pag. 28), el nivel de interfase viene fijado por las propiedades de las fases líquidas, el flujo de la fase líquida pesada, y la diferencia de alturas entre el rebosadero del balde de fase líquida liviana, y el vertedero del líquido pesado Las alturas de dichas placas de rebose del líquido liviano y del líquido pesado, se ajustan para 133


mantener, por lo menos, una capa de líquido liviano de 230 mm (9 pulg) de profundidad, en el compartimiento de decantación. La diferencia de dichas alturas es (Ec. (4)):  ρ  Q  hOB − h WB = (hOW ) 1 − Q  + F11  W   ρ w   L C 

Ec. (4)

Donde: En unidades SI

En Unidades Inglesas

m

pulg

Distancia vertical del fondo del tambor al tope del vertedero del líquido pesado.

mm

pulg

Distancia vertical desde la interfase líquido liviano/líquido pesado hasta el tope del rebosadero del balde de líquido liviano (230 mm (9pulg) mínimo).

mm

pulg

Qw

Flujo de líquido pesado

m3/s

pie3/s

LC

Longitud de la cuerda en el tope del vertedero de líquido pesado.

mm

pie

ρo

Densidad (a condiciones de operación), de la corriente más pesada de líquido liviano alimentada al tambor. Si la densidad del líquido liviano es desconocida. Use 900 Kg/m3 (56 lb/pie3).

Kg/m3

lb/pie3

ρw

Densidad líquido pesado a condiciones de operación.

Kg/m3

lb/pie3

F11

Factor que depende de las unidades usadas.

67026,7

5.384

hOB

hWB

hOW

Distancia vertical del fondo del tambor al tope del rebosadero del balde de líquido liviano.

La ecuación (4), la cual se basa en el flujo de un vertedero rectangular, toma en cuenta la presencia de las dos fases líquidas en el compartimiento de captación y de un cabezal de líquido pesado por encima del tope del vertedero de líquido pesado.

134


- Botas decantadoras

Cuando existe una cantidad relativamente pequeña de la fase líquida pesada (por ejemplo, agua), ésta, a veces, se retira a través de una bota localizada en el fondo del tambor. La bota permite una reducción en el tamaño del tambor eliminando la capa de la fase pesada en el fondo del mismo. Para satisfacer las consideraciones mecánicas y económicas, los diámetros de las botas no deberían exceder los siguientes valores: Dtamb

Mm ≤ 1000 > 1000, < 1500 ≥ 1500

pulg ≤ 40 > 40, < 60 ≥ 60

Dbota(máx) 0,5 Dtamb 500 mm (20 pulg) 1/3 x Dtamb

Los criterios para el diseño de botas son los siguientes: 1. Las botas se dimensionan para que la velocidad de la fase líquida pesada se a menor que la velocidad de ascenso de las gotas de la fase líquida liviana. La velocidad de ascenso o de flotación de las gotas se estima usando la ecuación (2). El criterio de velocidad de la fase líquida pesada a usar en este documento, será del 85% de la velocidad de flotación de la fase líquida liviana. 2. La distancia entre el NBI y el NAI se basa en el volumen de operación requerido para control (usualmente dos minutos), o en las dimensiones del instrumento de nivel (las distancias entre las tomas de instrumento es, por lo menos, de 360 mm (14 pulg)). Para los instrumentos de nivel con desplazador externo, la distancia mínima entre la toma superior y la pared del tambor debería ser de 510 mm (20 pulg). - Evaluación de la capacidad de separación líquido–líquido de acuerdo al separador a usar

a. Filosofía de diseño y tipo de separador a usar De acuerdo a lo mencionado, los esfuerzos de diseño se enfocan, principalmente, en la separación de las gotas de agua del hidrocarburo líquido, ya que este último deberá estar “libre” de agua (del agua que pueda separarse por pura gravedad), para procesamiento posterior: éste es el concepto base que se usa en los procedimientos de diseño que posteriormente se presentarán para separadores con dos fases líquidas en el cuerpo cilíndrico y para separadores con bota de decantación. Sin embargo, hay casos donde el esfuerzo de diseño está enfocado

135


principalmente en la separación de las gotas de la fase líquida liviana de la fase líquida pesada en estos casos, existe una cantidad relativamente grande de fase líquida pesada y una cantidad relativamente pequeña de líquido liviano: éste es el concepto base que se usa en los procedimientos de diseño que posteriormente se presentarán para separadores con compartimientos para retirar la fase liviana y la fase pesada. b. Análisis de la decantación de la fase líquida pesada, cuando es el criterio determinante de diseño En un tambor separador horizontal, al estudiar la decantación de las gotas de fase líquida pesada (fase discontinua), en la fase líquida liviana (fase continua), se observa que la gota viaja en una dirección inclinada hacia abajo, con una velocidad que está compuesta por un componente vertical hacia abajo, que corresponde a la velocidad de decantación, y un componente horizontal, en el sentido del flujo de la corriente líquida liviana, que corresponde a la velocidad de flujo de dicha fase, la cual se calcula por la división del flujo volumétrico entre el área transversal que ocupa dicha fase. No importa los niveles que en un momento el tambor tenga, la separación de la fase pesada de la fase liviana debe garantizarse: por lo tanto el diseño del separador debe ser tal que, si se está a máximo nivel ó a mínimo nivel (ó cualquier valor intermedio), la decantación de las gotas de fase líquida pesada (fase discontinua), en la fase líquida liviana (fase continua) debe sucederse exitosamente. La separación de la fase pesada de la fase liviana se sucederá cuando el tiempo de residencia de la gota a separar, sea mayor que el tiempo requerido para decantar en la fase continua. En términos de distancias en el separador, esto se traduce en que la distancia horizontal que la gota recorre, cuando ha decantado totalmente (es decir, cuando ha tocado el fondo del recipiente para el caso de tambores con bota decantadora; o cuando llega a la interfase, para el caso de dos fases líquidas en el cuerpo), es menor que la distancia horizontal entre la entrada de la alimentación y la boquilla elevada de salida del líquido liviano (para tambores con dos fases líquidas en el cuerpo cilíndrico), o el extremo horizontal más alejado de la bota (para tambores con bota decantadora), también conocida tal distancia como longitud efectiva de separación (L eff ). c. Análisis de la flotación de la fase líquida liviana, cuando es el criterio determinante de diseño En un tambor separador horizontal, al estudiar la flotación de las gotas de fase líquida liviana (fase discontinua), en la fase líquida pesada (fase continua), se observa que la gota viaja en una dirección inclinada hacia abajo, con una velocidad que está compuesta por un componente vertical hacia arriba, que corresponde a la velocidad de flotación, y un componente horizontal, en el sentido del flujo de la corriente líquida pesada, que corresponde a la velocidad de flujo de dicha fase, la cual se calcula por la 136


división del flujo volumétrico entre el área transversal que ocupa dicha fase. No importa los niveles que en un momento el tambor tenga, la separación de la fase liviana de la fase pesada debe garantizarse: por lo tanto el diseño del separador debe ser tal que, la flotación de las gotas de fase líquida liviana (fase discontinua), en la fase líquida pesada (fase continua) debe sucederse exitosamente. La separación de la fase liviana de la fase pesada se sucederá cuando el tiempo de residencia de la gota a separar, sea mayor que el tiempo requerido para flotar en la fase continua. En términos de distancias en el separador, esto se traduce en que la distancia horizontal que la gota recorre, cuando se ha separado totalmente (es decir, cuando ha subido hasta la interfase líq. pesado/líq. liviano), es menor que la distancia horizontal entre la entrada de la alimentación y el rebosadero del balde del líquido liviano. d. Evaluación de la capacidad de decantación en tambores con bota decantadora (Ver Figura 1.) En este caso, no existe fase líquida pesada en el cuerpo principal del equipo, sólo en la bota decantadora. El punto de partida es un separador trifásico, con un diámetro y una longitud calculados para separación vapor líquido solamente, donde el volumen total de líquido está compuesto de dos volúmenes aditivos: 1. Volumen de operación más volumen de emergencia para la fase líquida liviana, es decir, el volumen entre NAAL y NBBL. 2. Volumen de líquido liviano necesario para la separación de la fase pesada, es decir el volumen entre NBBL y el fondo del recipiente. Con el separador diseñado como se dijo anteriormente, debe verificarse si se decanta la fase pesada, independientemente de donde esté el nivel operativo, NAAL o NBBL. Si las gotas de la fase líquida pesada llegan a la bota decantadora antes de llegar al extremo horizontal más alejado de la bota, entonces dicha fase pesada se separará e irá a la bota de decantación. El separador se revisa para saber si decanta la fase pesada de la siguiente manera: -. Del diseño ya obtenido, se calculan las áreas transversales de flujo de líquido liviano, tanto para NAAL como para NBBL, y se calculan las correspondientes velocidades de flujo de líquido liviano dentro del recipiente ( V fL ). -. Se calcula la velocidad de decantación de la fase líquida pesada ( V tP ), usando la ecuación (2) pag. 29.

137


-. Se calcula la longitud horizontal que las gotas de líquido pesado tienen que recorrer ( X H ), mediante la siguiente ecuación (Ec. (5)):

XH = VIL X h/ VIP -. Donde h es el nivel al cual se está evaluando la operación, es decir NAAL o NBBL (medido desde el fondo del recipiente). -. Si X H (evaluado tanto para NAAL, como para NBBL), es menor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y el extremo horizontal más alejado de la bota, habrá separación de la fase pesada, y el diseño del tambor es satisfactorio para la decantación de la fase pesada. -. Si X H ( evaluado tanto para NAAL, como para NBBL ), es mayor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y el extremo horizontal más alejado de la bota, no habrá separación completa de la fase pesada, y el diseño del tambor no es satisfactorio para la decantación de la fase pesada. Por lo tanto habrá que aumentar las dimensiones del mismo y, al hacer cálculos, se mantendrán constantes las áreas transversales de flujo de vapor y del líquido liviano (desde el NAAL hasta el NBBL), lo cual también aumentaría el tiempo de residencia de las diferentes fases. e. Evaluación de la capacidad de decantación en tambores con las dos fases líquidas dentro del cuerpo cilíndrico (Ver Figura 2.) Dado un separador trifásico, el cual tiene un diámetro y una longitud calculados para separación vapor líquido solamente, el volumen total de líquido está compuesto de dos volúmenes aditivos: 1. Volumen de operación más volumen de emergencia para la fase líquida liviana, es decir, el volumen entre NAAL y NBBL. 2. Volumen de líquido liviano necesario para la separación de la fase pesada, es decir el volumen entre NBBL y NAI. Con el separador diseñado para tener los volúmenes de líquido antes mencionados, y los correspondientes a NAI/NBI, debe verificarse si se decanta la fase pesada, independientemente de donde esté el nivel operativo, NAAL o NBBL. Si las gotas de la fase líquida pesada llegan a la interfase líquido pesado / líquido liviano antes de llegar a la boquilla elevada de salida del líquido liviano, entonces dicha fase pesada se separará. El separador se revisa para saber si decanta la fase pesada de la siguiente manera: 138


-. Del diseño ya obtenido, se calculan las áreas transversales de flujo de líquido liviano, para NAAL/NAI, NAAL/NBI, NBBL/NAI y NBBL/NBI, y se calculan las correspondientes velocidades de flujo de líquido liviano dentro del recipiente ( V fL ). -. Se calcula la velocidad de decantación de la fase líquida pesada ( V tP ), usando la ecuación (2). -. Se calcula la longitud horizontal que las gotas de líquido pesado tienen que recorrer ( X H ), mediante la ecuación (5):

XH = VIL Xh/ VIP

Ec. (5)

donde h es la distancia vertical hacia abajo que recorren las gotas de líquido pesado, es decir desde NAAL hasta NAI, NAAL hasta NBI, NBBL hasta NBI y NBBL hasta NAI. -. Si X H (en cualquiera de los casos antes mencionados), es menor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y la boquilla de salida del líquido liviano, habrá separación de la fase pesada, y el diseño del tambor es satisfactorio para la decantación de la fase pesada. -. Si X H (en cualquiera de los casos mencionados), es mayor que la distancia horizontal existente entre la boquilla de entrada de la alimentación y la boquilla de salida del líquido liviano, no habrá separación completa de la fase pesada, y el diseño del tambor no es satisfactorio para la decantación de la fase pesada. Por lo tanto habrá que aumentar las dimensiones del mismo y, al hacer cálculos, se mantendrán constantes las áreas transversales de flujo de vapor y del líquido liviano (desde el NAAL hasta el NBBL), lo cual también aumentaría el tiempo de residencia de las diferentes fases. f. Evaluación de la capacidad de decantación en tambores con compartimientos separados (Ver Figura 3.) Este tipo de separadores son diseñados en forma algo diferente de los dos tipos cubiertos anteriormente, ya que el criterio controlante es la remoción de gotas de líquido liviano de la fase líquida pesada. Aquí el volumen total de líquido presente en la llamada zona o compartimiento de decantación, está compuesto de dos volúmenes aditivos: 1. Volumen de líquido pesado necesario para la separación de la fase liviana, es decir el volumen entre el fondo del recipiente y la interfase líquido líquido. 2. Volumen de la fase líquida liviana, producto del espesor de la capa de líquido liviano (valor fijado con anterioridad, de manera “arbitraria”), por 139


la longitud efectiva de operación (L eff ), la cual, para este tipo de separadores, se mide horizontalmente desde la boquilla de entrada de alimentación, hasta el rebosadero del balde de líquido liviano. Con un diámetro fijo para el tambor, calcular cuál debe ser L eff para poder separa las gotas del líquido liviano de la fase continua pesada. Si las gotas de la fase líquida liviana llegan (flotando), a la interfase líquido liviano–líquido pesado antes de llegar, horizontalmente, a la pared del “balde” o compartimiento del líquido liviano, entonces dicha fase liviana se separará. El separador se calcula para saber si separa la fase liviana de la siguiente manera: -. Del diámetro ya obtenido, se calculan el área transversal de flujo de líquido pesado, y se calcula la correspondiente velocidad de flujo de líquido pesado dentro del recipiente ( V fP ). -. Se calcula la velocidad de flotación de la fase líquida liviana ( V tL ), usando la ecuación (2). -. Se calcula la longitud horizontal que las gotas de líquido liviano tienen que recorrer( X H ), mediante la ecuación (6):

XH = VIP X (hOB - hOW)/ VIL

Ec. (6)

hOB –hOW es la distancia vertical que las gotas de líquido liviano tienen que recorrer, hacia arriba, para poder separarse de la fase pesada (medido desde el fondo del recipiente). -. Si X H es menor que dos y medio veces el diámetro del tambor, el diámetro del tambor es satisfactorio y la longitud efectiva de operación será 115% de X H -. Si X H es mayor que dos y medio veces el diámetro del tambor, el diseño del tambor no es satisfactorio para la separación de la fase liviana. Por lo tanto, habrá que aumentar las dimensiones del mismo, hasta que se logre cumplir con lo dicho en el párrafo anterior. - Consideraciones de diseño para algunos servicios específicos

a. Tambores de destilado o de cabecera de columnas de destilación Estos equipos reciben agua producto de la condensación del vapor de agua usado para despojar en la columna, más los hidrocarburos destilados. El agua recogida normalmente no es de mayor importancia (puede enviarse a despojamiento de aguas agrias), mientras que el destilado, el cual debe estar relativamente “seco”, es, en parte, reflujado a 140


la columna para control de temperatura, y el resto enviado a almacenamiento y/o procesamiento posterior. Esto indica que la fase líquida liviana es la controlante en el diseño (aparte de los gases/vapores no condensables). Con respecto al tipo de separador a emplear, se recomienda primero tratar con tambores que incluyen bota decantadora (Ver Fig. 1.): en el caso que la bota decantadora sea muy grande, probar con tambores que incluyan las dos fases líquidas dentro del cuerpo cilíndrico (Ver Fig.2.). Con respecto al tiempo de residencia de operación de la fase líquida liviana (destilados), seguir las recomendaciones presentadas en la Tabla 1, referido a tambores de destilado. Con respecto al tiempo de residencia de operación de la fase líquida pesada (aguas agrias), seguir las recomendaciones presentadas en en pag. , para ”Otros Tambores”. b. Tambores separadores de alimentación para despojadores de aguas agrias Estos equipos recogen aguas agrias de muchas fuentes y, normalmente, no se conoce exactamente la cantidad de aceite que arrastran consigo. Como es para alimentar una columna de despojamiento de aguas agrias, se quiere la menor cantidad de aceite posible en el agua a despojar, para evitar problemas operativos y de seguridad en la instalación. Esto indica que la fase líquida pesada es la controlante en el diseño. El aceite normalmente recogido se envía a un tanque de desechos para reprocesamiento o al Separador API. Como no se conocen los datos del aceite arrastrado, seguir las siguientes recomendaciones: INFORMACIÓN

LÍQUIDO LIVIANO

Densidad

700 Kg/m3 (43,6 IL/pie3)

Viscosidad

0,7 mPas (0,7 cP)

Tensión Superficial

30 N/m (30 dyn/cm)

Flujo masico

0,1% en peso del flujo de aguas agrias o aminas

Con respecto al tipo de separador a emplear, usar tambores de compartimientos separados (Ver Fig. 3.). El área de flujo del vapor por arriba del balde del aceite se debería dimensionar para 100%, de la velocidad crítica a un caudal de flujo normal de gas. La altura mínima del espacio de vapor es el mayor valor entre 300

141


mm (12 pulg) o el 20% del diámetro del tambor Con respecto al tiempo de residencia de operación de la fase líquida pesada (aguas agrias), usar 15 min, para poder alimentar el despojador bajo control de flujo. Con respecto al tiempo de residencia de operación de la fase líquida liviana (aceite), seguir las recomendaciones presentadas, para “Otros Tambores”. Muchas veces, como el gas que se separa en el tambor es bastante poca, no se tiene mallas separadora de gotas. c. Tambores separadores de alimentación para regeneradores de aminas Normalmente, no se conoce exactamente la cantidad de aceite que arrastran consigo las aminas. Como es para alimentar una columna regenadora de aminas, se quiere la menor cantidad de aceite posible en la amina a despojar, para evitar problemas operativos y de seguridad en la instalación. Esto indica que la fase líquida pesada es la controlante en el diseño. El aceite normalmente recogido se envía a un tanque de desechos para reprocesamiento o al Separador API. Como no se conocen los datos del aceite arrastrado, seguir las siguientes recomendaciones: INFORMACIÓN

LÍQUIDO LIVIANO

Densidad

700 Kg/m3 (43,6 IL/pie3)

Viscosidad

0,7 mPas (0,7 cP)


30 N/m (30 dyn/cm)

Flujo masico


Con respecto al tipo de separador a emplear, usar tambores de compartimientos separados (Ver Fig. 3.). El área de flujo del vapor por arriba del balde del aceite se debería dimensionar para 100%, de la velocidad crítica a un caudal de flujo normal de gas. La altura mínima del espacio de vapor es el mayor valor entre 300 mm (12 pulg) o el 20% del diámetro del tambor Con respecto al tiempo de residencia de operación de la fase líquida pesada (aminas), usar 5 min.

142


Con respecto al tiempo de residencia de operación de la fase líquida liviana (aceite), seguir las recomendaciones presentadas, para “Otros Tambores”. c.- METODOLOGÍA DE DISEÑO

-- Procedimiento de diseño para tambores horizontales con bota decantadora , una sola entrada Ver Figura 1. para orientación y seguimiento de ciertas tolerancias de diseño, identificación de alturas y niveles. (Ver nomenclatura). Paso 1.– Información mínima requerida.

Ubicar la información mínima requerida según la siguiente tabla: Información Densidad

Vapor/gas X

Líquido(s) X

Viscosidad

X

X


General

X X

X


X


X

Material pegajoso?

X


X


X

Variaciones fuertes en el flujo de líquido(s)

x


Consultar detalladamente la información contenida en este documento y las secciones 2, 4, 5, 6 y 7 (pags. 29-44), para identificar los criterios de diseño para el servicio en cuestión, (configuración del tambor, tiempos de residencia, relación F 24 L/D, velocidad permisible de vapor). Debido a que se va a dimensionar con bota decantadora , no se considera retención de líquido pesado dentro del cuerpo cilíndrico principal del recipiente.

143


Paso 3.– Obtenga la distancia mínima permisible entre NBBL y el fondo del tambor.

Para la definición de los niveles consultar el punto 3(pag. 30). Se supone que el tambor tendrá un Interruptor y/o alarma de nivel bajo–bajo. Si no es el caso, estaríamos hablando de h NBL. Esta distancia, h NBBL , se obtiene con la información del punto 3 (pag. 30). Paso 4.– Calcule la Velocidad permisible del flujo de vapor.

Usar la Ec. (11) pag. 29, tomando en cuenta que, si el líquido liviano es más del 5% vol del total de las fases líquidas, usar su densidad como densidad de líquido; en caso contrario, usar el promedio volumétrico de las densidades líquidas como densidad de líquido. Paso 5.– Calcule el área vertical requerida (A v ), para el flujo de vapor por encima de NAAL.

El área vertical para el flujo de vapor A v , por encima del NAAL, requerida para satisfacer los criterios de velocidad permisible, se calcula con la Ec. (12) pag. 30. Paso 6.– Dimensionamiento del tambor separador horizontal.

El estimado del tamaño óptimo del tambor es un procedimiento de tanteo para tambores horizontales. Primero, se supone un tamaño de tambor, luego se verifica si el tambor es adecuado para el servicio. Este procedimiento se debería repetir hasta que se optimice el tamaño del tambor, ya que el objetivo es diseñar el tambor más pequeño adecuado para el servicio. a. Calcular los volúmenes de líquido liviano de operación y de emergencia.

Vr1 = QL1 X tr1 a.1. El volumen de operación de líquido liviano, entre el NAL y el NBL, se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida liviana por el tiempo de retención (Ec (7)): Donde Q L1 es el flujo volumétrico de líquido liviano, y t r1 es el tiempo de residencia de operación del líquido liviano. a.2. El volumen de líquido liviano por tiempo de respuesta del operador al accionarse una alarma (sea de alta o sea de baja), entre NAAL y NAL (o entre NBBL y NBL), se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida liviana por el tiempo de respuesta supuesto, el cual es 5 min (300 s), desde NAL hasta NAAL, y 5 min más (300 s), desde NBL hasta NBBL (Ec (8)):

144


Vr2 = QL1 X (600S) En el caso que no se tengan Interruptores y/o alarmas de NBBL y NAAL, este volumen adicional es nulo. Aún cuando se ha supuesto en este documento que el tiempo de respuesta del operador es de 5 minutos, puede sucederse que, por experiencias típicas de la instalación para la cual se está haciendo este diseño, los valores de tiempos de respuesta cambien: esto dependerá de cada caso en particular y, si no hay otra indicación se usará 5 minutos entre NAAL y NAL (o entre NBBL y NBL). Primer Tanteo

b. Asumir un valor inicial de la relación F 24 L eff /D, donde L eff es la longitud efectiva de operación, es decir, la requerida para que el proceso de separación vapor–líquido se cumpla, la cual varía según la presión de operación en los siguientes rangos:

P < 250 psig 250 < P < 500 P > 500

1,5 < F24 Lett /D < 3.0 3.0 < F24 Lett /D < 4.0 4.0 < F24 Lett /D < 6.0

c. Asumir un diámetro y a partir de la relación F 24 L eff /D calcular la longitud (L eff ). d. El área vertical entre el NBL y el NAL ( A NBL–NAL ), se obtiene dividiendo el volumen de operación de líquido liviano (V r1 ), entre la longitud (L eff ) (Ec (9)).

ANBL-NAL= Vr1 /Leff e. Calcule el área fraccional (A 1 * ) de la sección transversal localizada entre el fondo del tambor y el NBBL (A fon–NBBL ), a la altura del NBBL (h NBBL ). e.1. El término “área fraccional” se usará genéricamente como la razón de una área transversal sobre el área transversal total del tambor horizontal e.2. Para calcular el área fraccional de la sección transversal (A 1 * ), se utiliza la Tabla 5 del, en donde con el valor de R 1 * = h NBBL /D se lee el valor correspondiente a A 1 * . e.3. (Nota: La Tabla 5 del se usará para todos los cálculos subsiguientes del diámetro de tambor y del área de la sección transversal).

145


e.4. El término “altura fraccional” se usará genéricamente como la razón de una altura sobre el diámetro del tambor horizontal. f. Calcule el área vertical entre el NBBL y el fondo del tambor (A fon–NBBL ) Esta área se calcula multiplicando el área fraccional de la sección transversal A 1 * por el área del tambor (Ecs (10), (11)):

ATAMB = π 4 x (D/F24)2

Ec.(10)

Afon-NBBL = A1 ´ x ATAMB

Ec. (11)

g. Obtenga el área transversal entre el fondo y el NAL (A fon-NAL), mediante la Ec (12):

Afon-NAL = Afon-NBBL + ANAL-NBL + Vr2 /Left /2

Ec. (12)

h. Calcule el área vertical entre el NBBL y el NAAL (ANBBL-NAAL), y la altura de la sección transversal correspondiente (hNBBL-NAAL): h.1. El área vertical entre el NBBL y el NAAL se obtiene mediante la Ec(13).

ANBBL-NAAL = ANBL-NAL + Vr2 /Left

h.2.

Ec. (13) El área vertical entre el fondo y el NAAL se obtiene mediante la Ec.(14).

Afon-NAAL = ANBBL-NAAL + Afon-NBBL h.3.

Obtenga el área fraccional de la sección transversal (Aδ´), mediante la Ec. (15):

Aδ´ = Afon-NAAL /ATAMB h.4. h.5.

Ec. (14)

Ec. (15)

Utilizando la tabla 5 , con el vapor de Aδ’ , se lee el valor correspondiente a Rδ´. Obtenga la altura entre el fondo del tambor y el NAL (hfon-NAAl) (Ec.16):

Afon-NAAL = Rδ´ x D

h.6.

Ec. (16) Obtenga la altura entre el NAAL y el NBBL (hNBBL-NAAL) (Ec.17):

hNBBL-NAAL = hfon-NAAL - hNBBL

Ec. (17)

i. Calcule el área vertical disponible para el flujo de vapor El área de sección transversal vertical disponible para este flujo, A VD, es (Ec. 19):

146


AVD = ATAMB – Afon-NAAL

E.c. (19)

j. Comparar el valor obtenido del área requerida (Ar) con el área disponible para el flujo de vapor (AVD). Si Ar es igual a AVD, el diámetro asumido en el paso 6b es correcto. Si AVD es significativamente mayor que Ar, el tamaño de tambor que se supuso es demasiado grande para el servicio, y si A VD es significativamente menor que A v , el tamaño de tambor que se supuso es demasiado pequeño. Siguientes Tanteos

De acuerdo a lo expresado, se debe repetir el procedimiento desde 6b con un valor de diámetro mayor o menor según sea el caso, hasta encontrar el valor para el diámetro óptimo; cuando se obtenga tal diámetro, redondear al diámetro comercial, por arriba, más cercano. Al lograr esto, se obtendrá un valor mínimo de longitud de operación o longitud efectiva del tambor (L eff ). Esta longitud horizontal o longitud efectiva del tambor (L eff ), se mide desde la boquilla de entrada de alimentación, hasta el extremo horizontal más alejado de la bota de decantación Como producto de este paso, se tendrá un diseño del tambor separador, el cual deberá verificarse para saber si es apropiado para la separación líquido– líquido: esto se hará en el paso siguiente. Paso 7.– Evaluación de la capacidad de separación líquido–líquido y estimación final de las dimensiones del recipiente.

Seguir las instrucciones presentadas, para evaluar si, con las dimensiones actuales, el tambor es capaz de separar la fase pesada de la liviana. En el caso que el tambor logre la separación, las dimensiones actuales, serán las dimensiones finales del equipo, y se procederá a continuar con otros cálculos asociados. En el caso que el tambor no logre la separación, es necesario ir aumentando las dimensiones del tambor hasta que se logre la separación de la fase pesada. Este tanteo tendrá fijo los valores de las áreas transversales de flujo de vapor y de flujo de la fase líquida liviana (área entre NAAL y NBBL). Esto se traduce en un aumento del área transversal por debajo de NBBL, lo cual significa que habrá un mayor tiempo de residencia para la separación del líquido pesado del líquido liviano y, cuando se obtenga el tamaño apropiado de tambor, tal tiempo de residencia será superior al tiempo necesario para decantar las gotas de la fase líquida pesada.

147


El tanteo será como sigue:

1. Se aumenta el diámetro (D). Usando la relación F 24 x L eff / D, obtener la longitud efectiva de separación ( L eff ). 2. Se calcula el área transversal del tambor (A TAMB ). 3. Se calcula el área transversal desde el NAAL hasta el fondo (A fon– NAAL) (Ec.(20)):

Afon – NAAL = ATAMB - AV

Ec. (20)

Donde Av es el área transversal de flujo de vapor 4. Se calcula el área entre el fondo y el NBBL (A fon-NBBL) (Ec.21):

Afon-NBBL = Afon-NAAL – ANBBL.NAAL

Ec. (21)

5. Se calculan las áreas fraccionales A δ’ , Aγ ´ (Ecs. 22, 23)

Aδ´ = Afon-NBBL /ATAMB Aγ γ´ = Afon-NAAL /ATAMB

Ec. (22) Ec. (23)

6. De la tabla 5, con los valores A δ´ y Aγ ´ se leen los valores correspondientes a Rδ´ y Rγ ´. 7. Se calcula el nivel bajo-bajo de líquido (hNBBL), y el nivel alto-alto de líquido (hfon-NAAL) (Ec. 24, 25):

hNBBL = Rδ´ x D

Ec. (24)

hfon-NAAL = Rγ γ´ X D

Ec. (25)

8. Nótese que el valor fijo de hNBBL en 230 mm (9”), cambia aquí por necesidades de la decantación. 9. Se calcula la velocidad de decantación de la fase líquida pesada (VlP), usando la ecuación (2). 10. Se calcula la velocidad de flujo de la fase líquida liviana (V lL), mediante las siguientes ecuaciones (Ecs. 26,27).

VlL = QL1 / (Afon-NAAL) (para NAAL)

Ec. (26)

VlL = QL1 / (Afon-NBBL) (para NBBL)

Ec. (27)

148


11. Se calcula la longitud horizontal que las gotas de líquido pesado tienen que recorrer (XH), mediante la ecuación (5) 4: XH = VlL X h/VlP

Ec. (5)

12. donde h es el nivel al cual se está evaluando la operación, es decir hfon-NAAL, o hNBBL (medido desde el fondo del recipiente), y VlP es la velocidad de decantación de la fase líquida pesada. 13. Si XH (evaluado tanto para NAAL, como para NBBL), es menor que Leff habrá separación de la fase pesada, y el diseño del tambor es satisfactorio para la decantación de la fase pesada. 14. Si XH (evaluado tanto para NAAL, como para NBBL), es mayor que Left, no habrá separación completa de la fase pesada, y el diseño del tambor no es satisfactorio para la decantación de la fase pesada: regresar al inicio del tanteo. Paso 8. Calcule la bota decantadora.

a. De acuerdo a lo indicado en el punto 2 (pag.29), calcule la velocidad de flotación de la fase dispersa liviana en la fase continua pesada (VlL), usando la Ec.(2). Si el valor calculado excede 4.2. mm/S (10 pulg/min), fijar dicha velocidad de flotación en 4.2 mm/s (10 pulg/min). b. Calculo del diámetro de la bota (DB). b.1. El área transversal de la bota AB, es (Ec. 28):

AB = QL2 / (0,85 x V FL)

E.c. (28)

Donde QL2 es el flujo volumétrico de líquido pesado. b.2. El diámetro mínimo de la bota es (Ec. 29)

DB = (4 x AB / π) ½ x F24

Ec. (29) b.3. Usando la tabla de diámetros de bota, comprar el diámetro de bota obtenido con los valores de dicha tabla: si el valor obtenido excede el máximo allí indicado, significa que el volumen de líquido pesado es muy grande para ser manejado por una bota, y que se debe cambiar el tipo de separador por uno que tenga volumen de líquido pesado dentro del cuerpo del tambor. Si el diámetro de la bota es menor que el máximo indicado en la tabla 1, continuar con los cálculos de este tipo de separador c. Cálculo de la longitud de la bota (LB): c.1. La altura del fondo hasta el NBl (hNBl), es 230 mm (9”), de acuerdo a lo indicado 149


c.2. La altura entre NAL NBl (hNBl-NAL es (Ec. 30):

hNB-NAL QL2 X tro x 60/Aδ

Ec. (30) Donde QL2 es el flujo volumétrico de líquido pesado, y t ro es el tiempo de resistencia de operación del líquido pesado. Si hNBl-NAL es menor que 360 mm (14”), entonces (Ec. 31)

hNBL-NAL = 360 mm (14”)

Ec. (31)

c.3. La longitud de la boca (LB), es (Es 32):

LB = hNBl + hNBl-NAL

Ec. (32)

Paso 9. Calcule otras áreas y distancias verticales dentro del tambor.

El área vertical entre el NBBL y NBL (ANBBL-NBL), corresponde al volumen de líquido de cinco minutos (300 s), de tiempo de residencia del líquido, dividido por Leff (Ec.33):

ANBBL-NBL = QL x (300=/ Left

Ec. (33)

El área vertical entre el NAAL y NAL (ANAAL-NAL), es igual a ANBBL-NBL (Ec. 34):


Ec. (34)

El área vertical entre el fondo y NBL (Afon-NBL), se obtiene por Ec. 35):

Afon-NBL = Afon-NBBL + ANBBL-NBL

Ec. (35)

El área vertical entre el fondo y NAL (Afon-NAL), se obtiene (Ec. 36):

Afon-NAL = Afon-NAAL – ANAAL-NAL

Ec. (36)

La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NBL es (Ec. 37):

Afon-NBL = Rδ´ x D

Ec. (37)

Donde Rδ´ se calcula a partir de la tabla 5, con el valor de

Aδ´ = AfonNBL / ATAMB La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAL es (Ec. 36):

hfon-NAL = R4´ x D

Ec. (38)

150


Donde Rδ´ se calcula a partir de la tabla 5, con e l valor de

Aδ´ = AfonNAL / ATAMB Paso 10. Verifique que el tambor cumple con las limitaciones de distancias mínimas.

a. Verifique que hNBBL-NAAL sea mayor o igual a 360 mm (14”): a.1. Obtenga la altura entre el NAAL y el NBBL (hNBBL-NAAL) (Ec.62):

hNBBL-NAAL = hfon-NAAL - hfon-NBBL

Ec. (62)

a.2. Si hNBBL-NAAL es menor que 360 mm (14”), entonces (ec.63):

hNBBL-NAAL = 360 mm (14”) a.3.

Ec. (63)

Modificar (hfon-NAAL), manteniendo todas las demás alturas incrementales que ya se habían calculado (ec.111):

hfon-NAAL = hNBBL-NAAL - hfon-NBBL

Ec. (111)

a.4. Aumentar el diámetro en una cantidad igual a hNBBL-NAAL. Alterar la longitud efectiva de separación acorde a la relación

F24 x Lefft / D. b. Verifique que la altura de la zona de flujo de vapor sea mayor que el mayor de 300 mm (12”) y el 20% del diámetro del tambor. En caso que sea así, no alterar los cálculo realizados hasta ahora. En caso que no sea así proceda a: b.1. Aumentar la altura de la zona de vapor hasta cumplir con la limitación antes mencionada. b.2. Aumentar el diámetro en la misma cantidad que aumentó la altura de la zona de lujo de vapor. b.3. No modificar las alturas que ya se habían calculado. Paso 11. Dimensionamiento de la boquilla de entrada

a. Estimación del diámetro de la boquilla (dp).

151


Si no se tiene el diámetro de la tubería de entrada, y la aplicación exige tener flujo bifásico anular, de acuerdo a lo expresado en la pag. 39 (c). Para obtener un diámetro que produzca flujo anular a la entrada del recipiente. En la especificación de proceso del recipiente, se deberá exigir que la tubería de entrada a este tambor tenga el diámetro aquí obtenido, en una distancia de al menos cinco diámetros de boquilla medidos desde la brida de la boquilla de entrada. Si no se tiene el diámetro de la tubería de entrada, y la aplicación no exige tener flujo bifásico anular, de acuerdo a lo expresado enla pag. 39, se debe usar la tabla mostrada, para estimar el diámetro de la boquilla de entrada. b. Calcule la velocidad real de la mezcla a la entrada Ve (en el caso que aún no se conozca) (Ec. 39). F20 x 4 x Q M Ve = 2 πd p

Ec. (39)

c. Cheque el criterio de máxima velocidad en la boquilla, de acuerdo a lo presentado pag. 36 (b). En caso que la boquilla seleccionada requiera de un distribuidor en “T” con ranuras, diseñe el distribuidor de acuerdo a lo presentado pag. 44 (2). Paso 12. Dimensionamiento de las boquillas de salida del gas y de líquidos pesado y liviano .

Usar recomendaciones de la tabla presentada en la pag. 39. Paso 13. Calculo de la longitud tangente a tangente del tambor.

Conociendo el tamaño de la (s) boquilla (s) de entrada y de salida de gas, se tiene que la longitud tangente a tangente del tambor (L) es la suma, en unidades consistentes de Left y todos los tamaños nominales de las boquillas de entrada y de salida de gas, más tolerancias mecánicas de construcción. Paso 14. Diseño de la malla separadora de gotas.

a. Calculo del área de la malla. Seguir las recomendaciones presentadas en la pag. 42. Conociendo el criterio a emplear, calcular la velocidad permisible de gas, Vv, como un porcentaje de la velocidad crítica. Luego, obtener el área requerida de malla con la (Ec. 40):

152


AMalla = QV / VV

Ec. (40)

b. Seleccione el espesor y densidad de la malla, según los criterio de diseño ya seleccionados. c. Calculo del ancho de la malla cuadrada (aMalla) (Ec. 41):

aMalla = F25 (AMalla)1/2

Ec. (41)

d. Calculo de la distancia mínima permisible ho entre el tope de la malla y la boquilla de salida del gas: usar la Ec. (5a) pag. 42. e. Calcule la distancia vertical disponible entre el fondo de la malla y NAAL (hMalla-NAAL) (Ec. 42).

hMalla-NAAL = D – (hfon-NAAL) – ho-aMalla

Ec.- (42)

Nota: el hMalla-NAAL mínimo requerido en de 300 mm (12 pulg), para prevenir un salpiqueo excesivo en la malla. f. Verifique si el espacio de vapor es adecuado para montar una malla: Calcule la distancia de la cuerda disponible para instalar la Malla, usando la tabla 5, o directamente medio de la siguiente ecuación (Ec. 43): 

 h = D x sen cos−1  1− 

 

 2   x (D − hMalla −NAAL − hfon−NAAL ) Ec. (43) D  

Paso 15. Especificación de rompe-vórtices. -. Procedimiento de diseño para tambores horizontales con las dos fases líquidas dentro del cuerpo cilíndrico, una sola entrada

Ver Figura 2. para orientación y seguimiento de ciertas tolerancias de diseño, identificación de alturas y niveles. (Ver nomenclatura) Paso 1.– Información mínima requerida.


153


Información

Vapor/gas

Líquido(s)

Densidad

X

X

Viscosidad

X

X


General

X X

X


X


X

Material pegajoso?

X


X


Consultar detalladamente la información contenida en este documento y las secciones de la pags. 28-41), para identificar los criterios de diseño para el servicio en cuestión, (configuración del tambor, tiempos de residencia, relación F 24 L/D, velocidad permisible de vapor). Antes de probar con este arreglo, se recomienda primero evaluar la posibilidad de usar un arreglo de tambor con bota decantadora, el cual es el más económico, ya que el diámetro principal es menor que este arreglo. Paso 3.– Obtenga la distancia mínima permisible entre NBI y el fondo del tambor.

Para la definición de los niveles (pag. 30). Esta distancia, h NBI , se obtiene con la información anteriormente descrita. Paso 4.– Obtenga la distancia mínima permisible entre NBBL y NAI.

Para la definición de los niveles (pag. 30). Se supone que el tambor tendrá un interruptor y/o alarma de nivel bajo–bajo. Si no es el caso, estaríamos hablando de h NBL–NAI. Esta distancia, h NBBL–NAI , se obtiene con la información anteriormente descrita. Paso 5.– Calcule la velocidad permisible del flujo de vapor.

Usar la Ec. (11) (pag. 29), tomando en cuenta que, si el líquido liviano es más del 5% vol del total de las fases líquidas, usar su densidad como densidad de líquido; en caso contrario, usar el promedio volumétrico de las densidades líquidas como densidad de líquido. 154


Paso 6.– Calcule el área vertical requerida (A v ), para el flujo de vapor por encima de NAAL.

El área vertical para el flujo de vapor A v , por encima del NAAL, requerida para satisfacer los criterios de velocidad permisible, se calcula con la Ec. (12) pag.30. Paso 7.– Dimensionamiento del tambor separador horizontal.

El estimado del tamaño óptimo del tambor es un procedimiento de tanteo para tambores horizontales. Primero, se supone un tamaño de tambor, luego se verifica si el tambor es adecuado para el servicio. Este procedimiento se debería repetir hasta que se optimice el tamaño del tambor, ya que el objetivo es diseñar el tambor más pequeño adecuado para el servicio. a. Calcular los volúmenes de retención de líquido liviano y líquido pesado de operación y de emergencia. a.1. El volumen de retención de operación de líquido liviano, entre el NAL y el NBL, se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida liviana por el tiempo de residencia correspondiente (Ec (44)):

Vr1 = QL1 xtr1

Ec. (44)

Donde QL1 es el flujo volumétrico de líquido liviano, y t r1 es el tiempo de residencia de operación del líquido liviano. a.2. El volumen de retención de líquido liviano por tiempo de respuesta del operador al accionarse una alarma (sea de alta o sea de baja), entre NAAL y NAL (o entre NBBL y NBL), se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida liviana por el tiempo de respuesta supuesto, el cual es 5 min (300 s), desde NAL hasta NAAL y 5 min más (300s), desde NBL hasta NBBL (Ec. 45).

Vr2 = QL1 X (600s)

E.c. (45)

En el caso que no se tengan interruptores y/o alarmas de NBBL y NAAL, este volumen adicional es nulo. Aún cuando se ha supuesto en este documento que el tiempo de respuesta del operador es de 5 minutos, puede sucederse que, por experiencia típicas de la instalación para la cual se está haciendo este diseño, los valores de tiempos de respuesta cambien: esto dependerá de cada caso en particular y, si no hay otra indicación se usará 5 minutos entre NAAL y NAL (o entre NBBL y NBL). a.3. El volumen de retención de operación de líquido pesado, entre el Nal y el NBl, se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida pesada por el tiempo de residencia correspondiente (Ec. 46). 155


Vr3 = QL2 x tr3

Ec. (46)

Donde QL2 es el flujo volumétrico de líquido pesado, y tr3 es el tiempo de residencia de operación del líquido pesado. Primer tanteo:

b. Asumir un valor inicial de la relación F24 Left D, donde Left es la longitud efectiva de operación, es decir, la requerida para que el proceso de separación vapor-líquido se cumpla, la cual varía según la presión de operación en los siguientes rangos: P < 250 psig

1.5 < F24 Left /D < 3.0

250 < P < 500

3.0 < F24 Left /D < 4.0

P > 500

4.0 < F24 Left /D < 6.0

c. Asumir un diámetro y a partir de la relación F24 L Left /D calcular la longitud (L Left). d. El área vertical entre el NBL y el NAL, se obtiene dividiendo el volumen de retención de operación del líquido liviano (Vr1) entre la longitud (Left) (Ec. 47).

ANBL-NAL = Vr1 / Left

Ec. (47)

e. El área vertical entre el Nbl y el Nal se obtiene dividiendo el volumen de retención de operación del líquido pesado (Vr3) entre la longitud (Leff) (Ec. 48).

ANBL-NAL = Vr3 / Left

E.c. (48)

f. Calcule el área fraccional (Aδ’) de la sección transversal localizada entre el fondo del tambor y el NBl (Afon-NBl), a la altura del NBl (h NBl), utilizando la tabla 5, en donde con el valor de Rδ* = hNBl /D se lee el valor correspondiente a Aδ* . g. Calcule el área vertical entre el fondo del tambor (A fon-NBl) Esta área se calcula multiplicando el área fraccional de la sección transversal Aδ* por el área del tambor (Ec. 49, 50):

ATAMB = π /4 x (D/F24)2

E.c. (49)

Afon-NBl = Aδ* x ATAMB

Ec. (50)

156


h. Calcule el área vertical entre el fondo del tambor y el NAL (A fon-NAL), la altura entre el fondo y el NAL (h fon-Nal), y la altura entre el NAL y el NBl ( hNBl-NAl). h.1. Se calcula el área vertical entre el fondo del tambor y el NAL (Afon-NAL) (Ec. 51).

Afon-NAl = ANBl-Nal + Afon-NBl

Ec. (51)

h.2. La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAl es (Ec.52):

hfon-NAL = Rδ* x D

Ec. (52)

Donde Rδ* se calcula a partir de la tabla 5 con el valor de Aδ* = Afon- NAL /ATAMB. i. Calcule el área fraccional (A1*) de la sección transversal localizada entre el fondo del tambor y el NBBL (A fon- NBBL), a la altura del NBBL (hNBBL). i.1 La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NBBL es (Ec.55):

Hfon-NBBL = hfon-NAL + hNBBL-NAL

Ec. (55)

i.2. Calcule el area fraccional (A 1*), de la sección transversal localizada entre el fondo del tambor y el NBBL (A fon-NBBL), a la altura del NBBL (hfon-NBBL), utilizando la tabla 5, en donde con el valor de R 10’ = hfon* NBBL /D se lee el valor correspondiente a A 1 . j. Calcule el área vertical entre el NBBL y el fondo del tambor (AfonNBBL). Esta área se calcula multiplicando el área fraccional de la sección transversal A1* por el área del tambor (Ec. 56):

Afon-NBBL = A1’ x ATAMB

Ec. (56)

k. Obtenga el área transversal entre el fondo y el NAL (A fon-NAL), mediante la (Ec. 57).

Afon-NAL = Afon-NBBL + ANAL-NBL + Vr2 / Left /2

E.c. (57)

l. Calcule el área vertical entre el NBBL y el NAAL (ANBBL-NAAL), y la altura de la sección transversal correspondiente (hNBBL-NAAL): l.1. El área vertical entre el NBBL y el NAAL se obtiene mediante la (Ec.58): ANBBL-NAAL = ANBL-NAL + Vr2 /Leff

Ec. (58) 157


l.2. El área vertical entre el fondo y el NAAL se obtiene mediante la (E.C. 59):

Afon-NAAL = ANBBL-NAAL + Afon-NBBL

E.C. (59)

l.3. Obtenga el área fraccional de la sección transversal (A δ’), mediante la (Ec. 60).

Aδ’ = Afon-NAAL /ATAMB

E.C. (60)

l.4. Utilizando la tabla 5, con el valor de A δ’ , se lee el valor correspondiente a Rδ’. l.5. Obtenga la altura NAAL) (Ec. 61)

entre el fondo del tambor y el NAL (hfon-

hfon-NAAL = Rδ’ X D

E.C. (61)

m. Calcule el área vertical disponible para el flujo de vapor. El área de sección transversal disponible para este flujo, A VD es (Ec. 64):

AVD = ATAMB – AFon-NAAL

EC. (64)

n. Comparar el valor obtenido del área requerida (AV) con el área disponible para el flujo del vapor (AVD). Si AV es igual a AVD, el diámetro asumido en el paso 7b es correcto. Si AVD es significativamente mayor que AV, el tamaño del tambor que se supuso es demasiado grande para el servicio, y si AVD es significativamente menor que AV, el tamaño del tambor que se supuso es demasiado pequeño. Siguientes tanteos.

De acuerdo a lo expresado en la parte M, se debe repetir el procedimiento desde 7b con un valor de diámetro mayor o menor según sea el caso, hasta encontrar el valor para el diámetro óptimo, cuando se obtenga tal diámetro, redondearlo al diámetro comercial por arriba más cercano. Al lograr esto se obtendrá un valor mínimo de longitud de operación o longitud efectiva del tambor (Left). Esta longitud horizontal o longitud efectiva del tambor (L eft), se mide desde la boquilla de entrada de alimentación, hasta la boquilla de salida del líquido liviano. Como producto de este paso, se tendrá un diseño del tambor separador, el cual deberá verificarse para saber si es apropiado para la separación líquidolíquido: esto se hará en el paso siguiente: 158


Paso 8.- Evaluación de la capacidad de separación líquido-líquido y estimación final de las dimensiones del tambor separador.

Seguir las instrucciones presentadas,. para evaluar si, con las dimensiones actuales el tambor es capaz de separar la fase pesada de la liviana. En el caso de que el tambor logre la separación, las dimensiones actuales serán las dimensiones finales del equipo, y se procederá a continuar con otros cálculos asociados. En el caso que el tambor no logre la separación es necesario ir aumentando las dimensiones del tambor hasta que se logre la separación de la fase pesada. Este tanteo tendrá fijo los valores de las áreas transversales de flujo de vapor, de flujo de la fase líquida liviana (área entre NAAL y NBBL o ANBBLNAAL) y de flujo de la fase líquida pesada (A NBL-NAL). Esto se traduce en un aumento del área transversal por debajo de NBBL y por encima de NAL, lo cual significa que habrá un mayor tiempo de residencia para la separación del líquido pesado del líquido liviano y, cuando se obtenga el tamaño apropiado del tambor, tal tiempo de residencia será superior al tiempo necesario para decantar las gotas de la fase líquida pesada. El tanteo será como sigue:

1.- Se aumenta el diámetro (D). Usando la relación F24 x Left /D. Obtener la longitud efectiva de separación (Left). 2.- Se calcula el área transversal del tambor (ATAMB) 3.- Se calcula el área transversal desde el NAAL hasta el fondo (Afon-NAAL). (Ec. 65).

Afon-NAAL = ATAMB - AV

Ec. (65)

4.- Donde AV es el área transversal de flujo de vapor 5.- Se calcula el área entre el fondo y el NBBL (Afon-NBBL) (Ec. 66).

Afon-NBBL = Afon-NAAL – ANBBL-NAAL

E.c. (66)

6.- Se calculan las áreas fraccionales Aδ’ , Aγ (Ecs. 67, 68)

Aδ’ = Afon-NBBL /ATAMB

E.c.(67)

Aγ γ’ = Afon-NAAL /ATAMB

E.c. (68)

159


7.-

De la tabla 5, con los valores Aδ’ correspondientes a Rδ’ , Rγ ’ .

, Aγ , se leen los valores

8.- Se calcula el nivel nivel bajo-bajo de líquido líquido (hNBBL), y el nivel alto-alto de líquido (hfon-NAAL) (Ec. 69, 70):

hNBBL = Rδ’ x D

Ec. (69)

hfon-NAAL = Rγ γ’ x D

Ec. (70)

9.- Se calcula el área entre el fondo y el NBl (Afon-NBl), usando R11’=hNBl /D y de la tabla 5, con el valor de R11’, se lee el valor correspondiente a A11’, y se calcula dicha área con (Ec.71):

Afon-NBl = A11’ x ATAMB

Ec. (71)

10.- Se calcula el área entre el fondo y NAL (A fon-Nal) (Ec. 72).

AfonNAl = Afon-NBl + ANBl-NAL

Ec. (72)

11.- Se calcula la velocidad de decantación de la fase líquida pesada (VtP). Usando la ecuación (2). 12.- Se calcula la velocidad de flujo de la fase líquida liviana (V fL), mediante las siguiente ecuaciones (Ecs. (73, 73’ 74, 74’):

VfL= QL1 /(Afon-NAAL – Afon-NAl) (para NAAL/NAl) Ec. (73) VfL= QL1 /(Afon-NAAL – Afon-NBl) (para NAAL/NBl ) Ec. (73’) VfL= QL1 /(Afon-NBBL – Afon-NAl) (para NBBL/NAl) Ec. (74) VfL= QL1 /(Afon-NBBL – Afon-NBl) (para NBBL/NBl) E.C. (74 (74’’ ) 13.- Se calcula la longitud horizontal que las gotas de líquido pesado tienen que recorrer (XM), mediante la ecuación (5):

XH = VfL x h/VfP

Ec. (5)

Donde h es la distancia vertical que recorren las gotas, es decir, NAAL, NAL, NAAL,NBI,NBBL,NBl. 14.- Si XH (evaluado para los casos anteriormente mencionados), es menor que Left, habrá separación de la fase pesada, y el diseño del tambor es satisfactorio para la decantación de la fase pesada.

160


15.- Si XH (evaluado para los casos anteriormente mencionados), es mayor que Left, no habrá separación completa de la fase pesada, y el diseño del tambor no es satisfactorio para la decantación de la fase pesada: regresar al inicio del tamaño. Paso 9.- Calcule otras áreas y distancias verticales dentro del tambor.

El área vertical entre el NBBL y NBL (ANBBL-NBL), corresponde al volumen de líquido de cinco minutos (300s), de tiempo de residencia del líquido, dividido por Left (Ec. 75).

ANBBL-NBL = QL x (300)/ Left

Ec. (75)

El área vertical entre el NAAL y NAL (ANAAL-NAL), es igual a ANBBL-NBL (Ec.76):


Ec. (76)

El área vertical entre el fondo y NBL (Afon-NBL), se obtiene por (Ec.77):

Afon-NBL = Afon-NBBL-NBL

Ec. (77)

El área vertical entre el fondo y NAL (Afon-NAL), se obtiene por (Ec.78):

Afon-NAL = Afon-NAAL-NAL

E.c. (78)

La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NBL es (Ec.79)

hfon-NBL = R3’ x D

(E.C. 79)

Donde R3’ se calcula a partir de la tabla 5, con el valor de A3’=AfonNBL /ATAMB. La distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAL es (Ec.80)

hfon-NAL = R4’ x D

(E.c.80)

Donde R4’ se calcula a partir de la tabla 5, con el valor de A4’ = Afon-NAL /ATAMB. Paso 10.- Verifique que el tambor cumple con las limitaciones de distancias mínimas.

a.- Verifique que hNBBL-NAAL sea mayor o igual a 360 mm (14”): a.1.- Obtenga la altura entre el NAAL y el NBBL (h NBBL-NAAL) (Ec.62):

hNBBL-NAAL = hfon-NAAL - hfon-NBBL

E.c. (62) 161


a.2.- Si hNBBL-NAAL es menor que 360 mm (14”), entonces (Ec.63):

hNBBL-NAAL = 360 mm (14”)

E.c. (63) a.3.- Modificar (hfon-NAAL), manteniendo todas las demás alturas incrementales que ya se habían calculado (E.c.111):

hfon-NAAL = hNBBL-NAAL - hfon-NBBL

Ec. (111) a.4.- Aumentar el diámetro en una cantidad igual a hNBBL-NAAL. Alterar la longitud efectiva de separación acorde a la relación F24 x Left /D. b.- Verifique que hNBl-NAL sea mayor o igual a 360 mm (14”): b.1.- Obtenga la altura entre el NAl y el NBl (hNBl-NAL) (Ec.53):

hNBl-Nal = hfon-Nal – hfon-NBL

E.c. (53)

b.2.- Si hNBl-NAL es menor que 360 mm (14”), entonces (Ec. 54):

hNBl-NALl = 360 mm (14”) b.3.-

Modificar (hfon-NAL), mantenimiento todas las demás alturas incrementales que ya se habían calculado (Ec. 112):

hfon-NAl = hNBl-NAl - hfon-NBl

Ec. (112) b.4.- Aumentar el diámetro en una cantidad igual a hNBl-NAL. Alterar la longitud efectiva de separación acorde a la relación F 24 x Left /D. c. Verificar que la altura de la zona de flujo de vapor sea mayor de 300 mm(12”) y el 20% del diámetro del tambor. En caso que sea así, no alterar los cálculos realizados hasta ahora. En caso contrario proceda a: c.1.- Aumentar la altura de la zona de vapor hasta cumplir con la limitación antes mencionada. c.2.- Aumentar el diámetro en la misma cantidad que aumentó la altura de la zona de flujo de vapor. c.3.- No modificar las alturas que ya se habían calculado. Paso 11. Dimensionamiento de la boquilla de entrada

a.- Estimación del diámetro de la boquilla (d p). Si no se tiene el diámetro de la tubería de entrada, y la aplicación exige tener flujo bifásico anular, de acuerdo a lo expresado en la pag.39. Para obtener un diámetro que produzca flujo anular a la entrada del recipiente. En la especificación de proceso del recipiente, se deberá exigir que la tubería de entrada a este tambor tenga el diámetro aquí obtenido, en una distancia de al menos cinco diámetros de boquilla medidos desde la brida de la boquilla de entrada.

162


Si no se tiene el diámetro de la tubería de entrada, y la aplicación no exige tener flujo bifásico anular, de acuerdo a lo expresado en la pag. 39, usar la tabla mostrada en dicho aparte para estimar el diámetro de la boquilla de entrada. b.- Calcule la velocidad real de la mezcla a la entrada V s (en el caso que aún no se conozca) (Ec. 81). F x 4 x QM Vs = 20 2 πd p

Ec. (81)

c.- Cheque el criterio de máxima velocidad en la boquilla, de acuerdo a lo presentado en la pag. 34. En caso que la boquilla seleccionada requiera de un distribuidor en “T” con ranuras diseñe el distribuidor de acuerdo a lo presentado en el punto 2(pag. 44). Paso 12.Dimensionamiento de las boquillas de salida del gas y de líquidos pesado y liviano .

Usar recomendaciones de la tabla presentada en la pag. 39. Paso 13. Calculo de la longitud tangente a tangente del tambor.

Conociendo el tamaño de la (s) boquilla (s) de entrada y de salida de gas, se tiene que la longitud tangente a tangente del tambor (L) es la suma, en unidades consistentes de Leff y todos los tamaños nominales de las boquillas de entrada y de salida de gas, más tolerancias mecánicas de construcción. Paso 14.

Diseño de la malla separadora de gotas.

a.- Calculo del área de la malla. Seguir las recomendaciones presentadas (pag. 42). Conociendo el criterio a emplear, calcular la velocidad permisible de gas, Vv, como un porcentaje de la velocidad crítica. Luego, obtener el área requerida de malla con la (Ec. 82):

AMalla = QV / VV

Ec. (82)

b.- Seleccione el espesor y densidad de la malla, según los criterio de diseño ya seleccionados. c.- Calculo del ancho de la malla cuadrada (a Malla) (Ec. 83):

aMalla = F25 (AMalla)1/2

Ec. (83)

163


d.- Calculo de la distancia mínima permisible ho entre el tope de la malla y la boquilla de salida del gas: usar la Ec. (5a) pag. 42. e.- Calcule la distancia vertical disponible entre el fondo de la malla y NAAL (hMalla-NAAL) (Ec. 84).

hMalla-NAAL = D – (hMfon-NAAL) – ho-eMalla

Ec.- (84)

Nota: El hMalla-NAAL mínimo requerido es de 300 mm (12 pulg), para prevenir un salpiqueo excesivo en la malla.

f.- Verifique si el espacio de vapor es adecuado para montar una malla: Calcule la distancia de la cuerda disponible para instalar la Malla, usando la tabla 5, o directamente por medio de la siguiente ecuación (Ec. 85): 

h = D x sen  cos −1  1 − 



 2   x (D − hMalla −NAAL − hfon −NAAL ) Ec. (85) D  

Paso 15.- Especificación de rompe vórtices

Siguiendo las recomendaciones,. escoger el tipo de rompe-vórtices. Paso 16.- Comentarios adicionales.

Colocar la instrumentación de nivel (gas/líquido e interfase líquido-líquido), lo cerca de la zona donde salen los productos gaseosos l líquidos, ya que aquí están mejor desarrolladas las fases líquidas. - Procedimiento de diseño para tambores horizontales con las dos fases líquidas dentro del cuerpo cilíndrico, dos entradas.

Este procedimiento no ha sido desarrollado en su totalidad, vamos a dar un procedimiento temporal que entrega resultados lo suficientemente confiables: 1.- Ir al procedimiento presentado en la pag. 31 2.- Cumplir con el paso 1 3.- Dividir entre dos los flujos alimentados y la relación longitud/diámetro. 4.- Continuar con el procedimiento presentado en la pag. 31, usando los nuevos valores de flujo y de relación longitud/diámetro. 5.- Al obtener los resultados del procedimiento, multiplicar por dos la longitud obtenida del tambor, manteniendo todos los demás resultados

164


de alturas o niveles, boquilla de entrada y diámetro como se obtuvieron: estas son las dimensiones finales del tambor. 6.- Recalcular las boquillas de salida de gas /vapor, líquido liviano y líquido pesado, usando los flujos alimentados reales: así se obtendrán los valores correctos de tales boquillas. -

Procedimiento de diseño compartimientos separados.

para

tambores

horizontales

con

Ver figura 3 para orientación y seguimiento de ciertas tolerancias de diseño. Identificación de alturas y niveles (ver nomenclatura). Paso 1.- Información mínima requerida

Ubicar la información mínima requerida según la siguiente tabla. Información

Vapor/gas

Líquido liviano

Líquido pesado

Densidad

X

X

X

Viscosidad

X

X

X

X

X

X

x

Tensión Superficial Flujo (masico o volumétrico)

X

General

Presión de Operación

X

Temperatura de Operación

X

Material pegajoso?

X

Arrastre de Sólidos

x

Para tambores alimentando a despojadoras de aguas agrias o regeneradoras de aminas, (caso en el cual no se tiene información de la fase liviana o aceite arrastrado), hacer las siguientes suposiciones: INFORMACIÓN

LÍQUIDO LIVIANO

Densidad

700 Kg/m3 (43,6 IL/pie3)

Viscosidad

0,7 mPas (0,7 cP)


30 N/m (30 dyn/cm)

Flujo masico


165


Paso 2.- Definición de los criterios de diseño.

Consultar detalladamente la información contenida en este documento (especialmente la figura 3) y las pags. 29-41, para identificar los criterios de diseño para el servicio en cuestión: 1.- La velocidad permisible del vapor es 100% de la llamada velocidad crítica del gas. 2.- La configuración del tambor, es la correspondiente a un tambor separador vapor líquido-líquido de comportamientos separados. 3.- Para los tiempos de residencia, usar las recomendaciones aquí presentadas para ciertos servicios específicos, o valores conocidos por requerimientos del proceso o las recomendaciones presentadas en la pag. 32 (separadores vapor-líquido). Paso 3.- Calcule la velocidad permisible del flujo de vapor.

Usar la ecuación 11 pag.29, tomando en cuenta que, si el líquido liviano es más de 5% del volumen total de las fases líquidas, usar su densidad como densidad del líquido, en caso contrario, usar el promedio volumétrico de las densidades líquidas como densidad del líquido. Paso 4.- Calcule el área vertical requerida Av (para el flujo de vapor por encima del nivel del líquido en la zona de decantación).

En área vertical para el flujo de vapor Av por encima del nivel del líquido en la zona de decantación, requerida para satisfacer los criterios de velocidad permisible se calcula con la ecuación 12 (pag.30). Paso 5.- Fije el ancho de la capa de fase líquida liviana en el compartimiento de decantación (how).

Este valor se fija arbitrariamente por preferencia del diseñador o por experiencia del personal de operaciones en el caso que no exista se puede usar como valor mínimo 230 mm (9”). Paso 6.- Dimensionamiento del tambor separador horizontal.

El estimado del tamaño óptimo del tambor es un procedimiento de tanteo para tambores horizontales. Primero, se supone un tamaño de tambor, luego se verifica si el tambor es adecuado para el servicio. Este procedimiento se debería repetir hasta que se optimice el tamaño del tambor, ya que el objetivo es diseñar el tambor más pequeño adecuado para el servicio.

166


a.- Preparación para el tanteo:

a.1.- Suponer que el tambor está 80% lleno. Esto considera que la altura disponible para el flujo de vapor es un 20% del diámetro del mismo. Por tanto (Ecs. 86, 86’ ).

ATAMB = AV /0,142 D = F24 x (4 x ATAMB /π)1/2

Ec. (86) Ec. (86’ )

a.2.- Obtener la altura del vapor (hV), medida desde el tope del tambor, como 0,2 x D. Si tal altura es menor que 300 mm (12”) aumentarla hasta que cumpla con este criterio, y aumentar el diámetro D apropiadamente, si aplica. Este valor de D será el valor inicial para el tanteo de diseño. Tanteo:

b.- Obtener el área del tambor con el diámetro del tanteo (ATAMB = π /4 x (D/F24)2). b.1.- Obtener la altura del líquido (hL), medida desde el fondo del tambor como hL = D – hV. b.2.- Obtener la altura de la interfase líquido pesado/líquido liviano (hl = hL – h0w). b.3.-

Calcule el área fraccional (A21’ ) de la sección transversal localizada entre el fondo del tambor y hl utilizando la tabla 5. con el valor de R21’ = hl/D se lee el valor correspondiente A21’ .

b.4.- Obtener el área de flujo correspondiente al líquido pesado (AOBw), medida desde la altura de la interfase hasta el fondo del tambor. (Ec. 88):

AOBw = A21’ x ATAMB

Ec. (88)

b.5.- Calcular la velocidad de flujo de líquido pesado (Vlp) (Ec. 89):

VlP = QL2 /AOBW

Ec. (89)

c.- Calcule la velocidad de flotación de la fase líquida liviana (VlL), usando la ecuación 2 del aparte 4.2.1. d.- Calcule la longitud horizontal que las gotas del líquido liviano tienen que recorrer (XH), mediante la siguiente (Ec. 90):

XH = VlP x (hOB – hOw)/VlL

Ec. (90) 167


Donde: hOB – h Ow es la distancia vertical que las gotas del líquido liviano tiene que recorrer hacia arriba para poder separarse de la fase pesada (medido desde el fondo del recipiente. e.- Si XH es menor que dos y medio veces el diámetro del tambor, entonces el diámetro actual es satisfactorio y la longitud efectiva de operación (Left), será 1,15 veces xH, 0,2 veces el diámetro, lo que sea mayor. Luego proceda al paso 8. f.- Si XH es mayor que dos y medio veces el diámetro del tambor, es muy pequeño para la separación de la fase liviana. Por lo tanto habrá que aumentar dicho diámetro, hasta que se logre cumplir con lo dicho en el párrafo anterior. Paso 7.- Calcule el área vertical de flujo de líquido pesado (AfonBALDE), y la altura desde el fondo del recipiente hasta debajo del balde de líquido liviano (h fon-BALDE).

Sea Vmin = 0,15 m/s (0,5 pie/s), Calcule el área vertical de flujo de líquido pesado desde el fondo del recipiente hasta debajo del balde de líquido liviano (Afon-BALDE) (Ec. 91).

AfonBALDE = QL2 /Vmin

Ec. (91)

Calcule el área fraccional A22’ = Afon-BALDE/ATAMB En la tabla 5, leer para A22’ , el valor correspondiente de R22’ . Calcule la altura desde el fondo del recipiente hasta debajo del balde de líquido liviano (hfon-BALDE) (Ec.92):

hfon-BALDE = R22’ x D F8

Ec. (92)

Si hfon-BALDE < F8 x D/8, entonces hfon-BALDE = F8 x D/8 Paso 8.- Calcule las dimensiones del balde de líquido liviano.

Para la definición de los niveles (pag.30). Se supone que el balde solo tendrá alarma de nivel bajo. La altura desde el fondo del balde hasta el nivel bajo del balde hBBALDE-NBL, se obtiene con la información. La altura hBNBL, medida desde el fondo del recipiente hasta el rebosadero del balde, se obtiene como (Ec. 93).

hBNBL = hBBALDE-NBL + hfon-BALDE

E.c. (93)

Calcule la altura fraccional R23’ = F8 x hBNBL /D 168


En la tabla 5, leer para R23’, el valor correspondiente de A23’ Obtener el área transversal entre el fondo y hBNBL (ABfon-NBL) (Ec. 94):

ABfon-NBL = A23’ x ATAMB

Ec. (94)

En la tabla 5, leer para R30’ = ( 1 – hL / D), el valor correspondiente de L30’ (valor de la cuerda fraccional correspondiente). Obtener la altura del rebosadero del balde (hOB) (Ec. 111)

hOB = hL – F11 x (QL / (D x L30’) 0,67

Ec. (111)

En la tabla 5 leer, para R31’ = (hOB /D), el valor correspondiente de A31’, obtener el área transversal desde el fondo del recipiente hasta el rebosadero del balde (Afon-OB) (Ec. 112):

Afon-OB = A31’ x ATAMB

Ec. (112)

El área activa para variación de nivel de líquido liviano en el balde (ABOB-NBL), es (Ec. 95):

ABOB-NBL = Afon-OB – ABfon-NBL

Ec. (95)

El volumen de líquido liviano a ser contenido en el área activa (Vrt) es (Ec. 96):

Vrt = QL1 x tr1 x 60

c. (96)

La longitud horizontal del balde de líquido liviano (LBALDE) es (Ec. 97):

LBALDE = F1 x Vr1 / ABOB-NBL

Ec. (97)

Paso 9.- Calcule la altura del vertedero del comportamiento del líquido pesado (hwB) y el área transversal correspondiente (Afon-wB).

De acuerdo a la ecuación (4), hwB depende de la longitud de la cuerda del tope del vertedero (LC), y ésta, a su vez depende de h WB , por tanto, es necesario un pequeño tanteo: Preparación. Estimar por primera vez hWB, usando la (Ec. 98):

hWB = hOB – hOW x (1-ρL /ρp)

Ec. (98)

Tanteo:

169


Sea R24’ = 1 – F8 x hWB /D. En la tabla 5, leer para R24’ el valor correspondiente de L24’. Obtener LC como (Ec. 99).

LC = L24’ x D

E.C. (99)

Calcule el nuevo hWB como (Ec. 4):

nuevo hWB = hOW x (1 – ρL /ρp) – F11 x (QL2 /Lc)0,67 Si el Nuevo hWB está muy alejado de hWB, regresar al inicio del tanteo usando el nuevo hWB para todos los cálculos. Si el nuevo hWB está bastante cerca de hWB, el nuevo hWB será el valor final: Salir del tanteo. Sea R20’ = F8 x hWB /D. En la tabla 5, leer para R20’, el valor correspondiente de A26’. Obtener el área transversal correspondiente a hWB (Afon-WB) como (Ec.100):

Afon-WB = A26’ x ATAMB Paso 10.pesado.

E.C. (100)

Calcule las dimensiones del compartimiento de líquido

Para la definición de los niveles,. La altura desde al fondo del tambor hasta el nivel bajo-bajo del comportamiento de líquido pesado, hV NBBL, se obtiene con la información. Se supone que el comportamiento de líquido pesado tendrá un interruptor y/o alarma de nivel bajo-bajo. Si no es el caso, estaríamos hablando de hVNBL. Sea R25’ = F8 x hVNBBL /D. En la tabla 5, leer para R25’, el valor correspondiente de A25’. Obtener el área transversal para hVNBBL en el comportamiento del líquido pesado (AVNBBL), como (Ec.101):

AVNBBL = A25’ x ATAMB

Ec. (101)

El volumen de retención de operación de líquido pesado entre el NAL y el NBL, se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida pesada por el tiempo de residencia correspondiente (Ec. 102):

Vr3 = QL2 x Lr3

Ec. (102)

170


Donde QL2 es el flujo volumétrico de líquido pesado, y t r3 es el tiempo de residencia de operación de líquido pesado. El volumen de retención de líquido pesado por tiempo de respuesta del operador (en el compartimiento del vertedero), al accionarse una alarma (sea de alta o sea de baja), entre NAAL y NAL (o entre NBBL y NBL), se obtiene multiplicando el flujo de alimentación líquida pesada por el tiempo de respuesta supuesto, el cual es 5 min. (300 s), desde NAL hasta NAAL, y 5 min. Más (300 s), desde NBL hasta NBBL (Ec. 103):

Vr4 = QL2 x (600 s)

Ec. (103)

En el caso que no se tengan interruptores y/o alarmas de NBBL y NAAL, este volumen adicional es nulo. Aún cuando se ha supuesto en este documento que el tiempo de respuesta del operador es de 5 minutos, puede sucederse que, por experiencias típicas de la instalación para la cual se está haciendo este diseño, los valores de tiempos de respuesta cambien: esto dependerá de cada caso en particular y, si no hay otra indicación se usará 5 minutos entre NAAL y NAL (o entre NBBL y NBL). El área activa del líquido pesado, desde NBBL hasta el tope del vertedero (AWB-NBBL), es (Ec. 104):

AWB-NBBL = Afon-WB-AVfon-NBBL

Ec.(104)

La longitud del comportamiento de líquido pesado (L VER), es (Ec.106):

LVER = (Vr3 + Vr4) AWB-NBBL

E.c.(105)

Paso 11.- Verificar que la zona de flujo del vapor cumpla con las alturas mínimas.

De acuerdo a la figura 3, la zona de flujo del vapor deberá tener una altura mínima de 300 mm (12”), o 20% del diámetro, lo que sea mayor. En el caso que no sea así: Aumentar la altura que ocupa el espacio de flujo de vapor, hasta que se cumpla con las limitaciones antes mencionadas. Aumentar el diámetro (D) en la cantidad en que se aumentó la zona de flujo de vapor. Paso 12.- Fije otras medidas horizontales del tambor.

La distancia entre el balde y el vertedero (LBAL-VER), será igual a D/8. Paso 13.- Dimensionamiento de la boquilla de entrada.

a.- Estimación del diámetro de la boquilla (dp) 171


Si no se tiene el diámetro de la tubería de entrada, y la aplicación exige tener flujo bifásico anular, de acuerdo a lo expresado (pag. 39) Para obtener un diámetro que produzca flujo anular a la entrada del recipiente. En la especificación de proceso del recipiente, se deberá exigir que la tubería de entrada a este tambor tenga el diámetro aquí obtenido, en una distancia de al menos cinco diámetros de boquilla medidos desde la brida de la boquilla de entrada. Si no se tiene diámetro de la tubería de entrada y la aplicación no exige tener flujo bifásico anular, de acuerdo a lo expresado (pag.39), usar la tabla mostrada en dicho aparte para estimar el diámetro de la boquilla de entrada. b.- Calcule la velocidad real de la mezcla a la entrada Vs (en el caso que aún no se conozca) (Ec. 106). F20 x 4 x QM Vs = 2 π d p

c.- Cheque el criterio de máxima velocidad en la boquilla, de acuerdo a lo presentado en pag. 36 (b).. En caso que la boquilla seleccionada requiera de un distribuidor en “T” con ranuras, diseñe el distribuidor de acuerdo a lo presentado Pag. 44(2). Paso 14.- Dimensionamiento de las boquillas de salida del gas y de líquidos pesado y liviano.

Usar las recomendaciones de la tabla presentada pag.39). Paso 15.- Cálculo de la longitud tangente a tangente del tambor.

Aún cuando no se conocen las tolerancias mecánicas de construcción, (valores mínimos de distancia entre las boquillas y las tangentes de los cabezales, anillo que tienen los cabezales para soldarse al cuerpo cilíndrico del tambor, espesor de las láminas que forman el balde y el vertedero), la longitud mínima tangente a tangente del tambor (L) es:

L= Left + LBALDE + LVER + LBAL- VER

172


A este valor habría que añadir las tolerancias mecánicas de construcción. Paso 16.- Diseño de la Malla separadora de gotas.

La posición de la malla será tal que se ubique exactamente por encima del balde de líquido liviano, ya que la lámina más alejada del balde subirá por encima de la altura del rebosadero de dicho balde, y si la malla es ubicada más allá de la posición del balde, podría sucederse arrastre de líquido (ver Fig.3). a.- Cálculo del área de la malla. Seguir las recomendaciones presentadas. Conociendo el criterio a emplear, calcular la velocidad permisible de gas, V V1, como un porcentaje de la velocidad crítica. Luego, obtener el área requerida de la malla con la (Ec. 107):

AMalla = QV /VV

Ec. (107)

b. Selecciones el espesor y densidad de la Malla, según los criterios de diseño ya seleccionados.

173


d. NOMENCLATURA En unidades SI A*

= Área fraccional o relación de un área transversal vs el área transversal total del tambor. Normalmente obtenida al conocerse una altura fraccional, y leída de la tabla 5 del documento MDP-03-8-03.


Adimensional

Área transversal de la bota decatadora

m2

pie2

Afon-NAAL =

Área vertical entre el NAAL y el fondo del tambor, para tambores horizontales

m2

pie2

Afon-NAL =

Área vertical entre el NAL y el fondo del tambor, para tambores horizontales

m2

pie2

Afon-NBL =

Área vertical entre el NBL y el fondo del tambor, para tambores horizontales

m2

pie2

Afon-NBBL =

Área vertical entre el NBBL y el fondo del tambor, para tambores horizontales

m2

pie2

AMalla

Área requerida de malla separadora de gotas

m2

pie2

ANAL-NAAL = Área vertical entre el NAAL y el NAL, para tambores horizontales

m2

pie2

ANAL-NBL = Área vertical entre el NAL y el NBL

m2

pie2

ANBBL-NAAL= Área vertical entre el NBBL y el NAAL, para tambores horizontales

m2

pie2

ANBBL-NBL = Área vertical entre el NBBL y el NBL, para tambores horizontales

m2

pie2

ATAMB

= Área de sección transversal para tambores horizontales

m2

pie2

AV

= Área para el flujo de vapor

m2

pie2

AVD

= Área disponible para el flujo de vapor

m2

pie2

Aran

= Área de flujo de una ranura en el colector o distribuidor de gas

mm 2

pulg2

D

= Diámetro del tambor

mm

pie

dB

= Diámetro de la bota decantadora

mm

pie

AB

=

=

para tambores horizontales

174


En unidades SI


DMalla

= Diámetro de una malla circular, o lado más largo de una malla rectangular

mm

pie

DD


mm

pie

Diámetro de la gota

mm

pulg

Altura mínima desde el nivel bajo de líquido hasta el fondo del balde de líquido liviano, para tambores de compartimientos separados

mm

pulg

hboq-Malla = Distancia entre la boquilla de entrada y el fondo de la malla

mm

pulg

hboq-ran

= Distancia entre la boquilla de entrada y la línea tangente superior

mm

pulg

hfon-NAL

= Distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAAL

mm

pulg

hfon-NAAL = Distancia vertical entre el fondo del tambor y el NAAL

mm

pulg

hfon-NBL

mm

pulg

hMalla-NBBL = Distancia vertical disponible entre el fondo de la malla y el NBBL

mm

pulg

hMalla-NAAL = Distancia vertical disponible entre el fondo de la malla y NAAL

mm

pulg

hNAAL-boq = Altura desde NAAL hasta la boquilla de entrada

mm

pulg

hNBBL

= Altura desde el nivel bajo de líquido hasta el NAI ó el fondo del recipiente

mm

pulg

hNBBL-NAAL= Altura de líquido entre NAAL y NBBL

mm

pulg

hNAL

= Altura del nivel alto de la interfase, medida desde el fondo del recipiente, o desde el fondo de la bota decantadora

mm

pulg

hNBL

= Altura del nivel alto de la interfase, medida desde el fondo del recipient o desde el fondo de la bota decantadora

mm

pulg

h0B

= Distancia vertical del fondo del tambor al tope del rebosadero del balde de líquido liviano

mm

Pulg

d

=

HBNBBL =

= Distancia vertical entre el fondo del tambor y el NBL

175


En unidades SI

En unidades

Inglesas

h0W

= Distancia vertical desde la interfase líquido liviano/líquido pesado hasta el tope del rebosadero del balde de líquido liviano (239 mm(9pulg) mínimo)

mm

pulg

hVNBBL

= Altura mínima desde el nivel bajo del líquido hasta el fondo del recipiente, en el compartimiento de líquido pesado para separadores con compartimientos separados

mm

pulg

Distancia vertical del fondo del tambor al tope del vertedero de líquido pesado

mm

pulg

hVWB

=

L

= Longitud tangente a tangente del tambor horizontal

m

pie

LB

= Longitud de la bota decantadora

m

pie

LBALDE

= Longitud del balde de líquido liviano, en separadores con compartimientos separados

m

pie

LBAL-VER = Distancia entre el balde de líquido liviano y el vertedero de líquido pesado, en separadores con compartimientos separados

m

pie

LC

= Longitud de la cuerda en el tope del vertedero de líquido pesado

m

pie

Left

= Longitud efectiva de operación

m

pie

LVER

= Longitud vertedero de líquido pesado, en separadores con compartimientos separados

m

pie

NAAL

= Nivel alto-alto de líquido

NAL

=


NNL

=


NBL

= Nivel bajo de líquido

NBBL

= Nivel bajo-bajo de líquido

NAL

= Nivel alto de interfase líquido-líquido

NBL

= Nivel bajo de interfase líquidolíquido

QM

= Flujo volumétrico total de mezcla vapor/líquido por boquilla de entrada

QL1

=

Flujo de alimentación líquida liviana

m3 m 3

/s /s

3

/s 3

/s

pie pie

176


En unidades SI


QL2

=

Flujo de alimentación líquida pesada

m 3

/s

3

/s

pie

QW

=

Flujo de líquido pesado

m 3

/s

3

pie

Re

=

Número de Reynolds de gota

SMalla

=

Lado más corto de la malla rectangular

mm

pie

Sran

=

Lado más corto de la ranura rectangular

mm

pulg

tr3

=

Tiempo de resistencia de operación de líquido pesado

min

min

VfL

=

Velocidad de flujo de líquido liviano dentro del recipiente

m/s

pie/s

VfL

=

Velocidad de flujo de líquido liviano dentro del recipiente

m/s

pie/s

VfP

=

Velocidad de flujo de líquido pesado dentro del recipiente

m/s

pie/s

Vr1

=

Volumen de operación de líquido liviano, entre el NAL y el NBL

m3

pie3

Vr2

=

Volumen de líquido liviano por tiempo de respuesta del operador

m3

pie3

Vr3

=

Volumen de operación de líquido pesado, entre el NAL y el NBL

m3

pie3

Vt

=

Velocidad terminal de decantación (flotación)

m/s

pie/s

Vt’

=

Velocidad terminal de decantación (flotación)

m/s

pie/s

VtL

=

Velocidad de flotación de la fase líquida liviana

m/s

pie/s

VtP XH

ρO

ρP

Velocidad de decantación de la fase = líquida pesada =

Longitud horizontal recorrida por las gotas de la fase líquida discontinua, al separarse en tambores con comportamiento separados

/s

Adimensional

m/s

pie/s

mm

pulg

= Densidad (a condiciones de operación), de la corriente más pesada de líquido liviano alimentada al tambor separador con compartimientos separados

Kg/m3

lb/pie3


Kg/m 3

lb/pie3

177


En unidades SI


ρL


Kg/m 3

lb/pie3

ρM

= Densidad líquido pesado a condiciones de oepración

Kg/m3

lb/pie3

mPa.s

lb/pie/s

µ

=

Viscosidad de la fase continua

Factores que dependen de las unidades usadas En unidades SI F1

=

Ecs (1)

F8

=

c, pag. 143

F11

=

F12


1000

1

1

12

Ec (4)

67025.7

5.384

=

Ec (2)

0.545x10-3

18.4663

F15

=

a (pag. 36), Ec (3)

1

123.871

F24

=

c, pag. 143

1000

1

F25

=

c, pag. 143, Ec. (87)

1

12

e.- Apéndice Figura 1. Identificación de niveles y dimensiones en un tambor separador vapor–líquido–líquido con bota decantadora (una sola entrada). Figura 2. Identificación de niveles y dimensiones en un tambor separador vapor–líquido–líquido con dos fases líquidas en el cuerpo principal (una sola entrada). Figura 3. Identificación de niveles y dimensiones en un tambor separador vapor–líquido–líquido con compartimientos separados.

178


Fig. 1. IDENTIFICACIÓN DE NIVELES Y DIMENSIONES EN UN TAMBOR SEPARADOR VAPOR-LÍQUIDO-LÍQUIDO CON BOTA DECANTADORA (UNA SOLA ENTRADA)

NOTAS: 1. Si se instala una malla separadora de gotas, la distancia mínima entre NAAL y el fondo de la malla deberá ser 300 mm (12”). 179


Fig. 2. IDENTIFICACIÓN DE NIVELES Y DIMENSIONES EN UN TAMBOR SEPARADOR VAPOR-LÍQUIDO-LÍQUIDO EN DOS FASES LÍQUIDAS CON EL CUERPO PRINCIPAL (UNA SOLA ENTRADA)

NOTAS: 1. Si se instala una malla separadora de gotas, la distancia mínima entre NAAL y el fondo de la malla deberá ser 300 mm (12”). 180


Fig. 3. IDENTIFICACIÓN DE NIVELES Y DIMENSIONES EN UN TAMBOR SEPARADOR VAPOR-LÍQUIDO-LÍQUIDO CON COMPORTAMIENTO SEPARADO

NOTAS: 1. Colocar una boca de inspección en cada extremo del tambor. Evaluar la necesidad de tener instrumentos de nivel en el compartimiento de decantación, ó ”trycocks” solamente. 2. Las placas deberán estar niveladas, y la tolerancia en las alturas de las placas no excederá los 3 mm (1/8 pulg.). 3 La placa difusora debe extenderse de pared a pared. 4. Instale rompe vórtices directamente encima de la boquilla de salida del líquido liviano, adyacentea la pared del tambor. 5. Si se instala una malla separadora de gotas, la distancia mínima entre NAAL y el fondo de la malla deberá ser 300 mm (12”).

181


4.6.- TIPOS DE SEPARADORES Los separadores pueden clasificarse en la forma siguiente: a.- SEPARADORES VERTICALES BIFÁSICOS - Aplicación Historicamente, los separadores verticales han sido el equipo estandar para la mayor parte de los campos productores petroleros. Ellos son los mas utilizados, entre otras cosas, por las limitaciones de espacio existentes, especialmente en las plataformas costafuera. En general los separadores verticales son utilizados en rangos gas-petróleo bajos, siendo además su costo inferior al de otros tipos. - Internos, diseño y operación La mezcla de petróleo y gas entra al separador mediante una boquilla situada aproximadamente a la mitad vertical del mismo y diseñada de tal forma que le imprime un movimiento de remolino a la corriente, especialmente debido a un deflector interno. Las fuerzas centrífugas envian las partículas de petróleo, mas pesadas que el gas, al perímetro del recipiente y las fuerzas gravitacionales se encargan de llevarlo al fondo de la cámara. El gas sube y pasa a traves de otro deflector, donde las restantes partículas de petróleo son centrífugadas, cayendo por gravedad. El petróleo remanente en el gas queda en forma de neblina, la cual es extraída en el tope mediante un domo perforado denominado extractor de neblina. El gas abandona el recipiente por el tope y una válvula automática regula la presión interna del separador. El nivel de líquido es mantenido mediante un flotador, el cual regula la salida del petróleo mediante una válvula también automática. b.- SEPARADORES HORIZONTALES - Aplicación Los separadores horizontales son usados para altas relaciones gas líquido o grandes cantidades de gas en solución con el petróleo. En ellos la superficie del petróleo acumulado es mayor que en los verticales y por lo tanto pueden liberar mayor cantidad de gas. - Internos diseño y operación En el diseño de un separador horizontal de un solo barril o cilindro, los fluidos producidos entran al separador y golpean un deflector inclinado, el 182


cual separa parcialmente el gas del petróleo, dirigiendo el líquido hacia abajo y el gas hacia la parte superior. A continuación el gas húmedo pasa a través de una malla perforada. En este momento, sobre la superficie de esta malla, pequeñas partículas de petróleo, por coalescencia se convierten en gotas mas grandes, las cuales caen por gravedad en el fondo del recipiente, mientras que el gas seco, conteniendo aún algo de neblina, pasa a través de un dispositivo de placas paralelas, el cual actúa como extractor de niebla. Finalmente el gas seco sale por la parte superior y el petróleo, conjuntamente con su destilado sale a través de un drenaje tipo sifón. También existen los separadores horizontales con doble barril, los cuales son mucho mas eficiente que los de simple barril y manejan mayores cantidades de gas y líquido, pero su costo limita su uso. Otros separadores horizontales para aplicaciones especiales permiten manejar arena y filtrar la corriente de fluidos, los cuales pueden observarse en los gráficos anexos.

183


c.- SEPARADORES HORIZONTALES TRIFASICOS Se utilizan en pozos produciendo cantidades moderadas de agua y su función, adicional a laseparaciò n antes mencionada, es que separa el agua del petróleo. Este tipo de separación es aplicable, cuando las caídas de presión a través de los estranguladores no emulsionan el agua. La separación del gas se realiza por lo métodos ya descritos. La separación del agua y el petróleo ocurren por gravedad diferencial, inicialmente en una cámara con salidas individuales de petróleo y agua. También pueden llevar dispositivos adicionales, en el tope, para completar y optimar laseparaciò n gas petróleo, denomianada bota de gas y en el fondo, para el drenaje de agua, denominado bota de líquido.Las descargas de petróleo y el agua son controladas por flotadores también individuales. Fig. 1. SEPARADOR HORIZONTAL DE DOS FASES

d.- SEPARADORES ESFERICOS Los separadores esféricos son relativamente baratos y su uso está limitado a aplicaciones especiales. Son compactos y facilmente pueden ser montados sobre “skid” para utilizarlos como separadores portátiles para pozos de baja producción. Su forma es excelente para condiciones dealta presión y bajos volúmenes. Estos separadores están disponibles en diámetros desde 24 hasta 60 pulgadas y presiones de trabajo hasta 6000 psi. Los fluidos entran al recipiente, golpeando a un deflector esférico lo cual obliga a caer a los líquidos

184


al fondo del envase. El gas sube y a traves de un elemento depurador (“scrubber”), se separan las últimas gotas líquidas. Fig. 2 SEPARADORES ESFÉRICOS

e.- SEPARADORES PORTÁTILES El costo de instalar baterías de separadores en campos o estaciones diferentes, muchas veces no se justifica. Esto es especialmente verdadero en campos o pozos de muy baja producción, en los cuales no se requieren pruebas de producción frecuentes o en campos o pozos exploratorios. Conexiones apropiadas permiten instalar separadores portátiles en las diferentes líneas de flujo.

185


Fig. 3. SEPARADORES PORTÁTIL Tipo Vertical

Tipo Horizontal

f.- DERIVACIÓN DEL COMPORTAMIENTO DE FLUIDOS EN SEPARADORES TRIFASICOS (1) ρ1h1 + ρ2h2 = ρ3h3 ρ = Gravedad

específica del fluido

h1, h2 , h3 = Niveles de la emulsión y del agua W.H. = Diferencia de nivel entre el crudo y agua h1 + h2 = h3 + W.H. = K (constante) ρ 2 = ρ3 ρ1 =

(agua)

(%BS & W )(ρ2 ) + (1 − %BS & W )(ρ0 )

197B

y, ρ1h1 = ρ2 (h3 − h2 )

h2 = k − h1

(2) h3 = K − W.H.

(3)

Sustituir (3) en (2), entonces:

186


h1 =

W.H. 1−

(4)

ρ1 ρ2

- Flujo Laminar (Ley de Stoke) Vt =

D p2 (ρ L − ρ g ) 18µ

Vt = Velocidad terminal de la partícula, pies/sec g = Aceleración de la gravedad, 32.2 pies/seg 2

Dp = Diámetro de la partícula, pies ρL = Densidad

del líquido, lb/pies3

ρg = Densidad

del gas, lb/pies

µ = Viscosidad,

lb/pies-seg

- Flujo No Laminar   ρ L − ρ g   VA = K C   ρg    

1 /" 2

VA = Velocidad del gas permisible a través del separador, pies/seg K C = Constante empírica, constante de velocidad, o coeficiente de separación Valores de “K” 0.16 × (longitud del separador, pies)1 / 2 --- separador horizontal de 20’ de largo 0.17 --- con placas paralelas 0.35 --- separador vertical 0.35 --- malla de alambre en sep. vert. 0.167 --- centro deflector extractor

187


- Malla de Alambre Común Cojinete – de 4 a 8 pulgadas de grueso Densidad – 9 lb/pies3 0.011 pulgadas O.D. de alambres de acero inoxidable 85 pies2 área de alambrado por pies3 - Eficiencia de Malla Sep. Vert.: K = 0.06 a 0.35 (Pr omedio 0.21) Sep. Hor.: K = 0.40 a 0.50 (Pr omedio 0.45) Tomado de B.J . Warner & Frank Scauzillo (Mobil) publicado en 1963 Proceedings of Gas Conditioning Conference of University of Oklahoma

188


TAMAÑOS ESTÁNDAR DE SEPARADORES LONGITUD (pies) O.D. (pulgadas)

5

½ 0 7 1

½ 5 2 1 1

0 2

5 2

0 3

5 3

0 4

5 4

0 5

0 6

5 7

12 ¾ 16 20 24 30 36 42 48 54 60 66 72 78 84 96 108 120 144 168

189


- Condiciones de Operación 1. Aplicación y tipo de separador 2. Presión 3. Temperatura 4. Tasa de gas & ρ g 5. Tasa de crudo &

ρ 0 , µ 0,

tendencia a formar espuma

6. Tasa de agua & ρ W 7. Impurezas - Condiciones de Diseño 1. Tiempo de retención 2. Presión 3. Temperatura 4. Corrosión permisible 5. Materiales especiales 6. Tamaños de línea especificados 7. Cubiertas especiales 8. Accesorios 9. Códigos o regulaciones g.- DIMENSIONAMIENTO DE SEPARADORES VERTICALES 1. Determinar la tasa de flujo de gas existente en el recipiente. 2. Determinar la velocidad permisible de gas en el recipiente. 3. Dividir la tasa de flujo existente entre la velocidad permisible con el fin de obtener el área de la sección transversal del recipiente. 4. Determinar el diámetro requerido para dar el área de la sección transversal. 5. Determinar la longitud del separador.

190


- EJEMPLO (Separador Vertical) Diámetro del recipiente = 39 pulgadas La tasa de crudo es 120 gpm, y se requiere un minuto de tiempo de estadía del líquido. Encontrar la altura total del recipiente. Solución: Sección de vapor∗ = 2 × 39 = 78 pulgadas Volumen de sección del líquido = (tasa de flujo del líquido)× (tiempo de estadía) Un separador de 39 pulgadas de diámetro tendrá una capacidad de líquido de 60 gal/pie. (véase tabla 1) Altura de la sección de líquido =

120 gal = 2 pies o 24 pulgadas. 60 gal / pie

Altura total del separador: Sección de vapor = 78 pulgadas Sección de líquido = 24 pulgadas = 102 pulgadas

u

8 ½ pies

Tiempo de Retención W = 1140

V t

w = Capacidad de líquido BBL/día v = Volumen de líquido retenido, BBL ∗

“Regla-del-dedo pulgar”. La longitud de la sección de gas es dos veces el diámetro.

191


t = Tiempo de retención, minutos Tabla 1 VOLUMEN DE LÍQUIDO RETENIDO EN RECIPIENTES CILÍNDRICOS Unidades métricas Separador Capacidad dia, cm Líquida Litros por cm 10 .1 20 .3 30 .7 40 1.3 50 2.0 60 2.8 70 3.8 80 5.0 90 6.4 100 7.9 110 9.5 120 11.3 130 13.3 140 15.4 150 17.7 160 20.1 170 22.7 180 25.4 190 28.3 200 31.4 210 34.6 220 38.0 230 41.5 240 45.2 250 49.1

Unidades Inglesas Separador Capacidad Líquida dia, pulgadas Bbl por pies Gal por pies 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 33 36 39 42 45 48 54 60 66 72 78 84 90 96

.15 .20 .25 .30 .4 .5 .6 .7 .8 .9 1.0 1.3 1.5 1.7 2.0 2.2 2.8 3.5 4.2 5.0 6.0 6.9 7.9 9.0

6 8 11 13 16 20 24 28 32 37 45 53 60 70 80 90 120 150 180 210 250 290 330 380

192


193


h.- Diseño del Separador Horizontal 1. Determinar el área de sección transversal requerida en la sección de separación de gas. 2. Determinar el área de sección transversal requerida para el tiempo de retención de líquido. 3. Agregar las dos áreas juntas para obtener el área de sección transversal total, y determinar el diámetro. 4. Multiplicar el diámetro por 4 para obtener la longitud. (aproximar)

194


195

Diseño de Separadores Gas Líquido HORIZONTAL SEPARATOR SIZING – ENGLISH UNITS

196


- EJEMPLO (Separador Horizontal) Un separador horizontal tiene una tasa de flujo de gas de 50 MMCFD a 800 psi, y su gravedad específica es de 40°API. La tasa de flujo de crudo es de 3 Bbl/min. El tiempo de estadía es de 1 minuto. SOLUCIÓN: Área de separación de vapor requerida = 5 pies2 (véase grafica) Vol. líquido en el separador = (volumen/min)× (tiempo de estadía) = (3 bbl / min ) × (1 min) = 3 bbl

Diámetro del sep. = 34 pulgadas (véase gráfico) Usar diámetro estándar = 36 pulgadas Longitud del separador = 4 × diámetro = 4 × 36 = 144 pu lg adas ó

12 pies

El tamaño del separador requerido es – 36 pulgadas de diámetro y 12 pies de longitud. UNA APROXIMACIÓN AL DIMENSIONAMIENTO DEL SEPARADOR (De C-E Natco) INFORMACIÓN REQUERIDA O ASUMIDA QG = MMSCF / día gas QO = B / D crudo QW

= B / D

agua

PO = presión de operación psig PD = presión de diseño psig TG

= temperatur a de operación

GG

= grav. esp. gas

GO

= grav. esp. crudo

Gw

= grav. esp. agua

°F

N = min utos de retención de líquido CA

= corrosión permisible

de las Tablas B-W-R (o calcular de la ley de gas)

197


Y = pies3 de gas existentes a condiciones de operación por 1000 pies3 estándar de gas ρG = densidad del gas, lbs/pies3 a condiciones de operación De la Tabla de Densidad de Líquido ρL = densidad de crudo, lbs/pies3 ó,

ρL = 62.4× G0 (despreciando la

compresibilidad del gas)

Leyes de los Gases PV = ZnRT

PV ZnRT PV ZnRT

= cons tan te

condición 1 =

PV ZnRT

Z = f (PR' , TR' )

condicion 2

PR' = P PC'

TR' = T TC'

(1)Calcular los pies 3 /seg de gas existentes @ condiciones de operación: QGA = (QG ) × QGA =

QGA

1 86400

QG × Y 86.4

= pies3 /seg

seg × (1000 ) × (Y )

pies

3

MSCF

pies 3 / seg

existentes

QG = MMSCF/D Y = ACF/MSCF de las tablas BWR (2) Calcular los pies3 de volumen del separador requeridos para el tiempo de retención de líquido: QLB / D = QQ + QWB / D Q LApies 3 / min = (Q L ) × (5.615)pies 3 × QLApies 3 / min = (Q L ) ×

QLVpies3

5.615 1440

=

1 1440

min

QL 256.46

= (QLA )pies3 × N

198


QLVpies3

= (QLA ) × N

Q LV =

QLV

=

(Q0 + Q W ) × (N ) 256.46

pies 3

pies3 de volumen requeridos en el separador

QO = B/D crudo QW

=

B/D agua

N = min. de tiempo de retención (3) Calcular la velocidad permisible del gas en pies/seg: Fórmula Básica

VA = C ×

ρ L − ρG ρG

pies/seg

C = constante de velocidad, diferente para distintos separadores 3 ρL = densidad del líquido, lbs/pies ρG = densidad

del gas, lbs/pies3 @ condiciones de operación

C = 0.165 para separadores verticales con defelector extractor centrífugo C = 0.330 para separadores verticales con extractor de malla de alambre PARA RECIPIENTES VERTICALES: C = 0.17 × L L = Longitud, pies Para: 5’ C = . 380 7½’ C = . 466 10’ C = . 538 12½’ C = . 601 15’ C = . 658 20’ C = . 760 EJEMPLO

Para un sep arador de 10’ , la fórmula esVA

= (.538) ×

ρ L − ρG ρG

(4) Calcular el área de sección transversal (ST) del recipiente requerida para el gas:

199


Básica A=

Q = A×V

Q V

AG =

Q GA VA

pies3 /Seg = pies2×pies/seg QGA = pies3 /seg existentes VA = velocidad de gas permisible, pies/seg A G = área para el gas pies2 (5) Decida si usa separador vertical u horizontal y si hay o no espuma Si para hay espuma, usar de ¼ a ½ de velocidad del gas permisible. PARA RECIPIENTES HORIZONTALES (A) Calcular el área de ST para el gas = AG (B) Calcular el área de ST para líquidos,

=

Q GA

AL =

VA Q LV L

QLV = pies3 de volumen requerido para líquido (C) L = pies de longitud del recipiente AM = AG + AL

pies2

200


En recipientes más grandes, es OK para 2 Ø si HL ≅ 6 − 8'' Para 3Ø si HL ≅ 10 − 12' ' Porciones más grandes de área de sección transversal (ST) del recipiente para el gas

El área para el líquido probablemente no debería exceder los 2/3 de área de ST del recipiente

(D) Si el líquido es pequeño o muy grande con respecto al área del gas, seleccione el área de ST mínima total, razonablemente. Probar el recipiente más largo para reducir el área de líquido requerida, etc. (E) Usando la tabla de área de ST apropiada, seleccionar el recipiente OD adecuado.

CAPACIDAD DEL SEPARADOR

201


Separador Vertical Volumen de crudo,

V=

π

4

d 2h

La capacidad evaluada de crudo qr, puede ser tomada como ½ de la capacidad existente, para tomar en consideración los flujos de dirección normal. q r = 100.5

d 2h t

; q r = 128

V t

donde: qr = capacidad de crudo evaluada, bbl/día v = volumen de crudo, cu. pie t = tiempo de retención de líquido, min. d = I.D. del separador, pies h = altura de la columna de crudo encima del punto más bajo de la salida de crudo, pies Longitud del caparazón, pies 5

2.5

10

3.25

15

4.25

  67,824 Cd 2   P  Tsc + 460   ρO − ρg    q sc =     Z P T 460 + ρ     g     sc   

qsc=

=

h, pies

1 / 2

capacidad de gas, SCFD

ρ − ρ  Velocidad permisible de gas, pies/seg = Va =  O g   ρ g 

1 / 2

Volumen de gas a condiciones de operación = QgA Q sc =

0.3273ZQsc T P

202


donde: Qsc = MMSCFD Z = factor de compresibilidad T = temperatura de operación, º R P = presión de operación, psia área del extractor de neblina, A s

=

Qg A pies2 (o área del separador) Va

diámetro del separador = ds = 13.53 A s , pulgadas SEPARADOR HORIZONTAL DE TUBO SENCILLO V=

π

4

d2L

L = Longitud, pies

V qr = 128 ó qr t

d2L = 50.24 t

SEPARADOR HORIZONTAL DE TUBO DOBLE V=

π

4

d2L

L = Longitud, pies

V d2L qr = 128 ó qr = 100.5 t t SEPARADOR ESFÉRICO V = 0.2618d3

d 2

V qr = 128 ó qr t

d3 d = 33.51 t 2

203


4.7.- MÉTODOS PARA DETERMINAR PRESIÓN “ÓPTIMA” EN PROCESOS DE SEPARACION DE DOS (2) ETAPAS. 1. “Flash” o cálculos de estabilidad 2. Método de Whinery-Campbell 3. Método de razón de presión 4. Manual 5. Otros a.- MÉTODO DE RAZÓN DE PRESIÓN R = (Pi Ps )1 / n R = razón de presión Pi = presión de primera etapa del separador, psia Ps = presión del tanque de almacenamiento n = número de etapas del separador (sin contar el tanque de almacenamiento) P1 = RP2 P2 = RP3 P3 = RP4

... ETC.

204


b.- CÁLCULOS DE BALANCE DE FASE Relaciones básicas kn

=

Yn Xn

Ln + Vn Ln

=

(1)

= Zn (L + V )

XnL

205


Vn

=

Yn V

∑ Xn = X1 + X2 + Λ Λ Λ Λ + Xn = 1.0 ∑ Yn = Y1 + Y2 + Λ Λ Λ Λ + Yn = 1.0 ∑ Zn = Z1 + Z2 + Λ Λ Λ Λ + Zn = 1.0 L = ∑ Ln = L1 + L2 + Λ Λ V = ∑ Vn

=

V1 + V2 + Λ

Λ Λ + Ln

Λ Λ Λ + Vn

Nomenclatura Zn = fracción molecular de la componente “n” en la mezcla total L = moles totales de la fase líquida V = moles totales de la fase de vapor Yn = fracción molecular de la componente “n” en la fase de vapor Xn = fracción molecular de la componente “n” en la fase líquida Ln = moles de la componente “n” en la fase líquida Vn = moles de la componente “n” en la fase de vapor Ln + Vn

=

moles de la componente “n” en la mezcla total (alimentación)

L + V = moles de la mezcla total (alimentación) 1.- Ecuaciones de Funcionamiento Para L/V>1

V = ∑ Vn

=

(100Zn )K n n + (L V )

∑K

L = 100 − V (L V ) = (2a) (2)

(2) (2a) (2b)

206


ENTONCES, CONOCIENDO (L/V): Yn

 (100Zn )K n   ÷ V = Vn V ( ) + K L V  n 

=

Ln + (100 Zn ) − Vn Xn = Ln

∑ Ln

(2c) (2d)

(por ecuación 2d)

(2e)

Para L/V<1

L = ∑ Ln ∑

(100 Zn )(L / V ) K n + (L V )

(3)

V = 100 − L

(3a)

(L V ) = (3) 3a

(3b)

ENTONCES, CONOCIENDO (L/V):  (100 Zn )(L V )  ÷ Ln L ( ) + K L V  n 

Xn

=

Vn

= (100 Zn ) − Ln

Yn

=

Vn

∑ Vn

(3c) (3d)

(por ecuación 3d)

(3e)

Primer tanteo de L/V

Aproximadamente (L V ) =

ZH Z +Z ZL − L H K1

Sub “L” se refiere a metano plus no hidrocarburos Sub “H” se refiere a hexanos y heptanos plus K1 = valor de K para metano a T & P Para separación de tanques almacenadores de líquido separador, se obtienen mejores resultados si ZL incluye también etano. 207


Si se dan las composiciones del separador de gas y líquido para una condición en particular, pero no se da L/V, la razón L/V puede ser calculada por: L V

=

Zn − Yn Xn − Zn

Donde n es cualquier componente, pero puede resultar una mejor precisión si se usa metano o C7+ . 2.- Prueba para Dos Fases

∑ ZnK n > 1.0 Ambas deben ser > 1.0 para que existan dos fases

∑ Zn

K n > 1.0

∑ ZnKn

∑ Zn

Kn

Condición de una fase

1.0

1.0

--al punto crítico

1.0

> 1.0

Líquido--al punto de burbujeo

> 1.0

1.0

Líquido--al punto de rocío

< 1.0

> 1.0

Líquido--encima del punto de burbujeo

> 1.0

< 1.0

Vapor--debajo del punto de rocío

208


Cálculo de Ejemplo de Separación de Dos Etapas

NST

N1 = número de moles entrando en la primera etapa N2 = número de moles entrando en la segunda etapa N3

= número de moles

L1

= fracción

de N

L2

= fracción

de N

L ST

= fracción

entrando en el tanque de almacenamiento

de N

209


V1

= fracción

de N1

V2

= fracción

de N2

V3 = fracción de N3 N g1

= número de moles de gas fuera

del primer separador

Ng2 = número de moles de gas fuera del segundo separador NgST = número de moles de gas fuera del tanque de almacenamiento Nst = número de moles de líquido fuera del tanque de almacenamiento N2

= L 1N1

N3

= L 2 N 2 = L 1L 2 N

N ST

=

∴

NST N1

Ng1

=

L ST N 3

=

L ST L 1 L 2 N 1

= L STL1L 2 =

moles de líquido S.T. mol de a lim entación

V1N1

Ng2 = V2N2 = V2L1N1 NgS.T. = V3N3 = V3L1L 2N1 Permitir que NgT = moles totales de gas fuera = Ng1 + Ng2 + NgST NgT moles de gas libres = = v1 + v 2L1 + V3L1L 2 N1 mol feed Para el caso general: moles de gas libres = V1 + V2L1 + V3L1L 2 + Λ mol feed moles de líquido S.T. = L1 L 2 L 3 Λ L ST mol feed

+ Vi [L1 L 2 Λ

Li −1]

210


Problema de Clase #1 Un separador vertical tiene un diámetro interior de 24 pulgadas, una altura de 10 pies y opera a una presión de 400 psia (factor de compresibilidad=0.909) y 60º F. La gravedad del crudo es de 35º API; la gravedad del gas es de 0.70 y el coeficiente de separación es de 0.167. La capacidad del líquido es de 1307 barriles por día, y el tiempo de retención del líquido es un minuto. Determinar la capacidad del gas del separador en MMSCFD. Problema de Clase #2 Determinar el diámetro interno mínimo, en pulgadas de un separador horizontal de tubo simple para manejar 70 MMSCFD de un gas de gravedad específica 0.64. La longitud del separador es de 10 pies. Las condiciones de operación son 775 psia y 90º F (factor de compresibilidad= 0.881). La gravedad del líquido es de 10º API a 60º F. Asumir que el separador estará lleno de líquido hasta la mitad. La espuma no es problema. También determinar la capacidad del crudo en barriles por día, si es estimada a la mitad de la capacidad de crudo existente. Asumir que el tiempo de retención de líquido es de un minuto. Solución de Problema de Clase #1 PM (400)(0.70 × 28.97) = = 1.599 LB / pies 3 ZRT (0.909)(10.73)(520) 141.5 141.5 = = 0.85 S.G.crudo = 131.5 + °API 131.5 + 35 ρg =

VA = C

ρL − ρg ρg

ρ L = 0.85 × 62.4 LB / PIES3

VA = 0.167 π

53.03 − 1.599 = 0.947 PIES / SEG 1.599 π

A g = D 2 = (2)2 = 6.1416 PIES 2 4 4

211


Q gA = A G × VA = 6.1416 × 0.947 = 2.975 PIES 3 / SEG existentes P1Q1 PQ = 2 2 PERMITIR QUE (1) = COND. STD Z1 RT1 Z 2 RT2 (2) = COND. OPER.

P2Q2Z1RT1 P1Z2RT2 (400)(2.975 )(1.0)(520) = 89.06 PIES3 / SEG Qg = a cond. std. (14.7 )(0.909 )(520) PIES3 SEG × 86,400 = 7.694 × 106 SCF / DÍ A ó Qg = 89.06 SEG DÍ A ó Qg = 7.694 MMSCFD Q1 =

Solución Problema de Clase #2 141.5 = 1.0 131.5+ º10 ρ L = 1.0 × 62.4 = 62.4 LB / PIES 3 PM (775)(0.64)(28.97) ρg = = ZRT (0.881)(10.73)(460 + 90) ρ g = 2.764 LB / PIES 3 a condiciones de operación Q g = 70 MMSCFD (dado )

SG.delíquido =

 PQ   PQ  =     ZRT  STD.  ZRT  EXISTENTES  P Z T  (14.7 )(0.881)(550) entonces, Q gA =  SC A A Q g = (1.0)(520)(775)  Z SC TSC PA  Q gA = 1.2372 MMCFD a cond. de operación

ó,

Q gA

(70 MMSCFD )

3  DÍA  6 PIES    = 1.2372 × 10 86 , 400 SEG DÍA   

Q gA = 14.32 PIES3 / SEG a cond. de oper. ó  P Z T  Y =  SC A A (1000 )  Z SC TSC PA 

212


(14.7 )(0.881)(550) (1000) (1.0)(775)(520) Y = 17.675 Q × Y 70 × 17.675 Entonces, Q gA = g = = 14.32 PIES 3 / SEG 86.4 86.4 Y=

 ρ − ρ g   VA = C L   ρ g 

1 /"

C = 0.17 L = 0.17 10 = 0.538 1 / 2

 62.4 − 2.764  VA = 0.538   2.764 

VA

= 2.499 PIES / SEG

QgA 14.32 PIES3 / SEG = Ag = VA 2.499 PIES / SEG A g = 5.73 PIES2

213


Puesto que está lleno de líquido hasta la mitad, A M = 2A g = 2(5.73 ) = 11.46 PIES 2 De esta manera, el mínimo I.D. es : 1 / 2

 4 A  d= M  π 

 4(11.46 ) =  π  

1 /"

ó 

pu lg adas   = 45.84 pu lg adas pies   El tamaño ESTÁNDAR mínimo es : 48 pu lg adas × 10 pies Permitir que : q = Capacidad de Líquido = Tasa Q QLV = q × N ó q = LV N Volumen de líquido q= Tiempo de retención Volumen de Líquido = (1 2 de Área )× Longitud = 1 / 2(11.46 PIES2 )(10 PIES ) = 57.3 PIES3 entonces,  57.3 PIES3  BBL  1440 min    q =   = 14,682 BBL / DÍ A Capacidad existente 3  1 . 0 min 5 . 62 PIES DÍ A       Capacidad evaluada = Qr = 1 / 2 q = 1 / 2 (14,682 BBL ) entonces, Qr = 7341 BBL / DÍ A d = (3.82 PIES )12

Problemas de Clase #3 Un separador horizontal de tubo simple tiene un diámetro de 36 pulgadas y 15 pies de largo. Las Las condiciones condiciones de operación son 400 psia psia y 60º F (Z=0.909). (Z=0.909). La gravedad del crudo es de 0.825, y la gravedad del gas es de 0.70. No existe problema de espuma. Determine lo siguiente: 1. ¿Cuál es la capacidad de crudo evaluada si el separador is to be operado lleno hasta la mitad y si la capacidad de crudo evaluada es la mitad de la capacidad existente? Asuma un tiempo de retención de 2 minutos. 2. ¿Cuál es la capacidad de gas del separador en MMSCFD? MMSCFD? 214


Problemas de Clase #4 El fluido del pozo de un grupo de pozos puestos en producción, será procesado a través de tres separadores y luego dentro de un tanque de almacenamiento. El gas del primer separador será incorporado dentro de un sistema de recolección de gas operando a 50 bars. No se dispone de ningún equipo de compresión. El tanque de almacenamiento opera a un bar. Conociendo solo esta información, ¿a qué presión, en bars, operaría usted cada uno de los tres separadores? Solución Problemas de Clase #3 Parte 1. Volumen del separador

=

π

d2L =

π

(3)2 (15) = 106.03 PIES 3

4 4 Volumen de crudo existente = 1 / 2 del Vol. del Sep. = 1 / 2 (106.03) = 53.02 PIES 3 Volumen de crudo evaluado = 1 / 2 del Vol. Existente = 1 / 2 (53.02) = 26.51 PIES 3 ó, 26.51 PIES3 = 4.72 BBL 5.62 PIES3 BBL 4.72 BBL 1440 min × = 3398 BBL / DÍ A Capacidad de crudo evaluada = 2.0 min DÍ A ó, d2L (50.24)(3)2 (15) = = 3391 BBL / DÍ A qr = 50.24 t 2 Parte 2

67,824Cd2 P Ts.c.  ρL − ρg  × × × qs.c . =  Z Ps.c. T  ρg 

1 / 2

a. Encontrar d

π



A g = 1 / 2 de A M = 1 / 2 (3 )2  = 3.534 PIES 2 4   3.534(4) dg =   π  

1 / 2

= 2.121 PIES Equiv.

215


b. Encontrar C:

C = 0.17(L )1 / 2

= 0.17

15

= 0.6584

c. Encontrar ρL : ρL = 0.825(62.4) = 51.48 LB / PIES3

d. Encontrar ρg :

PM (400 )(0.70 × 28.97 ) = ZRT (0.909 )(10.73)(520 ) = 1.6 LB / PIES3

ρg = ρg

De esta manera, (67,824 )(0.6584 )(2.121)2 400 520  51.84 − 1.6  × × × qs.c. =  0.909 14.7 520  1.6  qs.c. = 33.58 MMSCFD

1 / 2

Solución Problema de Clase #4 N = no. de etapas = 3 R = (Pi Ps )1 / N = (50 1)1 / 3

= 3.684

50 = 13.57 Bars 3.684 13.57 ∴ = 3.683 Bars P2 = RP3 P3 = 3.684 ó P3 = RPS.T. = (3.684 )(1) = 3.684 Bars y P1 = 50 Bars P1 = RP2

∴

P2

=

De esta manera , P1 = 50 Bars = 725.5 PSIA P2 = 13.57 Bars = 197 PSIA P3 = 3.683 Bars = 53.4 PSIA PS.T. = 1.0 Bar = 14.51 PSIA

216


Problema de Clase #5 Determine Determine el Estado de de Fase del siguiente siguiente fluido fluido a 40 bars y 144º C. COMPONENTE

Zi Ki MOL (POR CIENTO) A 40 BARS & 144ºC

CO2 H2S C1 C2 C3 iC4 nC4 iC5 nC5 C6 C7+

1.25 0.50 21.36 36.78 10.21 6.38 9.84 2.63 4.01 3.90 3.14 100.00

4.45 2.58 6.69 2.96 1.61 1.02 0.86 0.61 0.53 0.30 0.089

Problema de Clase #6 Un sistema de hidrocarburo tiene la siguiente composición. Se propone separar a 200 psia y 100º F. Determine Determine si esto es factible. factible. Demuestre Demuestre cómo cómo obtuvo su respuesta. COMPONENTE FRACCIÓN DE MOL

Ki A 200 PSIA & 100ºF

C1

0.15

14.1

C2

0.05

2.78

C3

0.25

0.97

iC4

0.05

0.46

nC4

0.15

0.35

nC5

0.25

0.116

nC6

0.10

0.041

217


Solución Problema de Clase #5 COMPONENTE CO2 H2S C1 C2 C3 iC4 nC4 iC5 nC5 C6 CF+

Zi Ki ZiKi 0.0125 4.45 0.05563 0.0050 2.58 0.01290 0.2136 6.69 1.43898 0.3678 2.96 0.1021 1.61 0.0638 1.02 0.0984 0.86 0.0263 0.61 0.0401 0.53 0.0390 0.30 0.0314 0.089

ZiKi 0.00281 0.00194 0.03193 0.12426 0.06342 0.06255 0.11442 0.04311 0.07566 0.13000 0.35281

∑ > 1 .0

1.00291

1.0000 Para

∑ ZiK i > 1.0 y ∑ Zi / K i = 1.0 , es la fase de vapor al punto de rocío.

Solución Problemas de Clase #6 COMPONENTE C1 C2 C3 iC4 nC4 nC5 nC6

Zi 0.15 0.05 0.25 0.05 0.15

Ki 14.1 2.78 0.91 0.46 0.35

0.25 0.116 0.10 0.041 1.00

ZiKi 2.115

Zi/Ki

2.439

∑ > 1.0 ∑ > 1.0

Dado que ∑ ZiK i > 1.0 y ∑ Zi / K i > 1.0 , entonces existen dos fases a 200 PSIA y 100º F. De esta manera, manera, la separación separación es factible. factible.

218


Problema de Clase #7 Un fluido de pozo es pasado a través de dos separadores y luego hacia un tanque de almacenamiento. Los resultados de cálculos flash dieron los siguientes resultados: 1era etapa etapa (500 (500 psia psia & 120º 120º F): L1=0.582 2da etapa etapa (65 (65 psia psia & 120º 120º F): L2=0.844 Tanque de almacenami almacenamiento ento (14.7 (14.7 psia & 120º 120º ): LST ST=0.9468 La gravedad del crudo crudo del tanque de almacenamien almacenamiento to fue de 36º API y el peso molecular del crudo fue 245. Determine lo siguiente: 1. Volumen de gas producido, en SCF, SCF, de cada separador y del tanque de almacenamiento. 2. Volumen total de gas, en SCF, SCF, y GOR total. 3. GOR de cada separador y del tanque de almacenamiento. SOLUCIÓN PROBLEMAS DE CLASE #7

NST

1.) Asuma la base de un mol de alimentación.

219


L1 = 0.582 L2 = 0.844 L3 = 0.9468

∴ ∴ ∴

V1 = 1.0 − 0.582 = 0.418 V2 = 1.0 − 0.844 = 0.156 V3 = 1.0 − 0.9468 = 0.0532

N1 = 1.0 mol (asumido ) N2 = L1N1 = 0.582 (1.0 mol) = 0.582 moles Ng1 = V1N1 = 0.418 (1.0 mol) = 0.4818 moles

SCF1 = (0.418 moles )(.379 SCF / LB − mol) = 158.42 SCF / mol sep.

del primer

N2 = Alimentación hacia el 2do. sep.= 0.582 moles L 2 = 0.844 = (fracción de N 2 ) Entonces, N 3 = (0.844)(0.582 moles) = 0.4912 moles N g 2 = N 2 − N 3 = V2 × N 2 = 0.582 − 0.4912 = 0.0908 moles gas

220


SCF2 = (0.0908 moles)(379 SCF / LB − mol) = 34.41 SCF / LB − mol fuera del 2do. sep. L ST = 0.9468 = fracción de N 3 N ST = (0.9468)(0.4912 moles) = 0.4651 moles de líquido producido por el tan que de almacenamiento N g3 = N 3 − N ST = 0.4912 − 0.4651 = 0.0261 molesde gas fuera del tan que de almacenamiento

221


SCFS.T. = (0.0261 moles )(379 SCF / LB − mol) = 9.9 SCF / LB − mol fuera del tan que de almacenami ento 2. ) SCF total = SCF1 + SCF2 + SCFS.T. = 158.42 + 34.41 + 9.90 = 202.73 SCF / LB − mol feed 141.5 141.5 = = 0.842 S.G.crudo = 131.5 + °API 131.5 + 36.6 ρ0 = densidad de crudo = 0.842 (62.4 ) = 52.54

Vol. del tan que de almacenami ento Mol de crudo S.T. = 0.8297

=

LB PIES3

245 LB / LB − mol LB  PIES3     52.54  5.62 PIES3  BBL  

BBL de crudo S.T. mol de crudo S.T.

Vol. tan que de almacenamiento 0.4651 Moles BBL = 0.8297 Mol feed Mol de crudo S.T. Mol feed BBL crudo S.T. = 0.3858 Mol feed 202.73 SCF / Mol feed 0.3858 BBL S.T.O / Mol feed SCF GOR T = 525.5 BBL crudo S.T. GOR total =

222


3.) 1er. Sep. :

GOR 1 =

2do. Sep. :

158.42 = 410.6 0.3858

GOR 2 =

34.41 = 89.19 0.3858

Tanque de almacenamiento :

GOR S.T. =

9.9 = 25.67 0.3858

GOR TOTAL = 525.5

Ejemplo en clase de solución de separadores trifásicos: Un separador trifásico tiene dos funciones: separador el gas de la corriente líquida y separar, a su vez, las fases líquidas. Se desea calcular la capacidad de un separador trifásico, barril simple, de los siguientes datos. Longitud del separador = 15 pies. Diámetro

=5 pies

Interface agua/petróleo 3 pies encima del centro del recipiente Interface gas/petróleo 1 pies encima de la interface agua/petróleo. Aw = 12.72 pie2 Ao = 4.10 pie2 Ag = 2.8 pie2 Presión de separación = 40 psia Temperatura de separación = 80º F Presión base = 15.025 psia Temperatura base = 60º F Densidad del crudo a condiciones del separador = 53.70 lb/cu pie Densidad del gas a condiciones del separador = 0.1403 lb/cu pie Densidad del agua a condiciones del separador = 65.52 lb/cu pie

223


Diámetro de la esfera de crudo en agua = 100 micrones o (100 ) (3.28 × 10−6 ) = 3.28 × 10 −4 pies Diámetro de la esfera de agua = 150 micrones o (150 ) (3.28 × 10−6 ) = 4.92 × 10 −4 pies Viscosidad del crudo a condiciones del separador = 2.35 cp o (2.35) (0.672 × 10 −3 ) = 1.578 × 10 −3 lb/pie seg Viscosidad del agua a condiciones del separador = 0.80 cp o (0.80 ) (0.672 × 10 −3 ) = 5.376 × 10 −4 lb/pie seg Aceleración debido a la gravedad =32.2 pie/seg2 Coeficiente de separación = 0.382 a) ¿Cuál es la velocidad de vapor máxima permisible? pies/seg. b) ¿Cuál es la capacidad del gas?

Resp. 7.46

Resp. 4.54 MM SCF/día.

c) ¿Cuál es la velocidad terminal para una partícula de agua en el crudo? Resp. 0.0089 pies/seg. d) La profundidad del nivel de crudo, desde la interfase agua-crudo a la interfase gas-crudo, h, es 1 pie. Calcular el tiempo de retención. Resp. 1.87 min. e) Calcular la capacidad de crudo.

Resp. 8436 bbl/día.

f) Calcular la velocidad terminal de una partícula de crudo en agua. 0.00423 pies/seg.

Resp.

g) La altura de la capa de agua es de 3 pies. ¿Cuál es el tiempo de retención? Resp. 11.82 min. h) Calcular la capacidad de agua para el recipiente de 5x15 pies asumiendo una capa de agua de 3 pies. Resp. 4140 bbl/día.

224


CUADRO TECNICO COMPARATIVO DE LOS DIFERENTES TIPOS DE SEPARADORES TIPO DE SEPARADOR VERTICAL (Generalmente usado para bajo GOR)

VENTAJAS Control de nivel de líquidos no crítico. Maneja grandes cantidades de arena y lodo. Fácil limpieza. Gran capacidad para manejo de Líquidos. Menor tendencia a la re-evaporación. Requiere un área menor para su instalación.

DESVENTAJAS Mas costoso. Mayor dificultad para transportar, Ensamblar y erigir en sitio. Requiere grandes diámetros Para una capacidad dada de gas.

HORIZONTAL (Generalmente usado para alto GOR)

Mas barato que el vertical. Fácil, para transportar, ensamblar y Erigir en sitio. Para una capacidad de gas dada, Requiere un diametro mas Pequeño. Generalmente reduce la turbulencia. Grandes superficies líquidas estánDisponibles para espuma Mas baratos que los separadores Verticales y horizontales. Compacto.

Requiere un área grande para su Instalación. El nivel de control de líquidos esCrítico. Dificulta la limpieza de lodos, Arena y parafinas.

ESFÉRICOS (Generalmente usado para GOR inter medios) HORIZONTAL DE BARRIL Costo inicial bajo. Fácil de aislar operando en climas SIMPLE Frios. El líquido se mantiene mas caliente, Minimizando la posibilidad de Congelamiento y deposición de Parafinas HORIZONTAL DE DOBLE Gran capacidad de líquidos Mejor separación de gas en Solución, en BARRIL la cámara inferior Mejor separación de gases y Líquidos de similar densidad. Control mas estable del nivel de Líquidos.

Tiene limitada capacidad para el Manejo de líquidos. El control de nivel de líquidos es Crítico. Manejo de grandes volúmenes de líquidos.

225


c.- DISEÑO DE DEPURADORES (“SCRUBER”) El procedimiento de diseño de los depuradores o “scruber” es similar al diseño de los separadores gas-petróleo, ya que al igual que estos, el depurador no es mas que un separador gas-líquido, en el cual la cantidad de líquido es muy poca o es despreciable. Sus aplicaciones principales son aquellas condiciones operacionales en las cuales por motivos técnicos o económicos, se requiere un gas seco, es decir sin partes líquidas, tal como en el caso de corrientes de gas para alimentar a los sistemas de compresión o bién, para extraerle los condensados a corrientes de gas rica, con un gran valor comercial. Es importante mencionar que existen diferentes criterios para el diseño de estos equipos, considerando el máximo contenido de líquidos presente en la corriente de gas. Para propósitos prácticos, se considera un máximo de 15 BBLS/MMPC de gas.

APENDICE LABORATORIO DE COMPUTACION

A.- PRESENTACION DEL PROGRAMA FEP B.- DISCUSIÓN SOBRE VENTAJAS/DESVENTAJAS SEPARADORES VERTICALES Y/O HORIZONTALES.

DE

LOS

C.- TIEMPOS DE RETENCION RECOMENDADOS SEGÚN LA GRAVEDAD API DEL CRUDO. D.- DISEÑO DE SEPARADORES HORIZONTALES Y VERTICALES. E.- DISEÑO DE DEPURADORES DE GAS (“SCRUBBER”)

226

V. DISEÑO DE PISCINAS API 5.1.- ALCANCE a. Esta especificación incluye los requerimientos para el diseño y fabricación de los componentes internos de un separador de aceite API de doble canal. b. Se requieren los siguientes componentes o tareas: 1. Rejilla de recolección de sólidos. 2. Tres desnatadores de aceite. 3. Dos mecanismos combinados compuestos de desnatador de superficie y removedor de lodos. 4. Tanques de sedimentación API de concreto, tanquilla de derivación, sumidero y laguna de retención. 5. Las bombas. 6. Los servicios incluyen agua, electricidad y aire para instrumentos. 7. Tuberías externas, válvulas, conductores y cables. 8. La recepción, descarga y almacenamiento de los equipos en el sitio de trabajo. 9. La instalación del equipo en el sitio de trabajo. 10. Construcción de dos tanques separadores, ubicados en paralelo, y todas las conexiones de tubería, bombas y partes eléctricas. 5.2.- NORMAS Y ESPECIFICACIONES DE REFERENCIA Todos los equipos, accesorios, tuberías y válvulas deberán cumplir con los siguientes códigos, normas y especificaciones en su última edición, incluyendo las correspondientes modificaciones y/o adiciones. AMERICAN NATIONAL STANDARDS INSTITUTE (ANSI) B.31.3 – Chemical Plant and Petroleum Refinery Piping B.36.10 – Welded and Seamless Wrought Steel Pipe AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS (ASTM) Parte 1 – Steel Piping, Tubing and Fittings Parte 3 – Steel Plate, Sheet, Strip, Wire, Metallic Coating Products Parte 4 – Steel, Structural, Reinforcing, Pressure Vessels, Railways, Fasteners

Diseño de Piscinas API

AMERICAN GEAR MANUFACTURERS ASSOCIATION (AGMA) 420.04 – Practice for Enclosed Speed Reducers or Increasers using Spur, Helical, Herringbone and Spiral Bevel Gears NATIONAL ELECTRICAL MANUFACTURERS ASSOCIATION (NEMA) Class 4 – Watertight and Dusttight – Indoors and Outdoors 5.3.- REQUERIMIENTOS DE SERVICIO a. DESCRIPCIÓN DEL SERVICIO El separador API procesará los líquidos provenientes del agua de lluvia, del drenaje de las bombas y de los tanques; los cuales se recolectan en las áreas de proceso y de servicios de la planta. b. CONDICIONES DE DISEÑO 1. El agua aceitosa y de lavado, proveniente de las áreas de proceso y servicio, deberá recolectarse mediante una tubería para aguas aceitosas. Esta tubería descargará en un estanque de derivación, el cual permitirá el paso del caudal de diseño a través del separador API y desviará el exceso de caudal hacia la laguna de retención. Deberá colocarse una rejilla de recolección de sólidos aguas arriba del estanque de derivación. Esta rejilla removerá los desechos sólidos que podrían interferir en el proceso de separación aceite-agua. 2. El caudal efluente pasará sobre los vertederos, separándose en dos corrientes iguales a lo largo de dos canales paralelos. En caso de que uno de los canales requiera mantenimiento, el vertedero correspondiente deberá elevarse hasta detener el caudal de entrada a ese canal. 3. El primer desnatador de aceite ajustable, se ubicará aguas abajo del vertedero. Entonces, el caudal afluente pasará a través de un deflector a fin de reducir la turbulencia y lograr un flujo uniforme a lo largo de la sección transversal del estanque de sedimentación. 4. A continuación del deflector, se ubicará un canal de separación aceite–agua–sólidos, donde las condiciones hidráulicas (aguas tranquilas), permiten la separación por gravedad del aceite y la decantación de los sólidos suspendidos. Un dispositivo de movimiento mecánico recogerá el aceite flotante en la superficie del canal de separación y depositará los sólidos decantados en una tolva de lodos. Aguas abajo del mecanismo combinado (desnatador removedor) se colocará un desnatador–recolector de aceite. A continuación, el agua 2


efluente pasará a través de una serie de deflectores diseñados para retener aceite superficial, luego el agua libre de aceite pasará hasta una tanquilla de efluentes, desde donde será bombeada. 5. El separador API, incluyendo todos sus componentes mecánicos y controles, deberá ubicarse en áreas externas (a la intemperie). 5.4.- REQUERIMIENTOS ESPECIFICOS a.- REJILLA DE RECOLECCIÓN DE SÓLIDOS 1. Un rastrillo limpiador para remover los desechos sólidos retenidos en la rejilla y que puedan interferir con el funcionamiento de los equipos ubicados aguas abajo de la misma. La cantidad de desechos sólidos presentes en las aguas aceitosas será mínima en condiciones normales. Dicha cantidad aumentará durante y después de lluvias abundantes. 2.

El límite de la velocidad del caudal de diseño a través de la rejilla de recolección de sólidos, debe ser localizada en la cámara de entrada del separador API, será entre 0,6 y 0,9 m/s para la condición de malla totalmente limpia.

3.

La rejilla deberá ser del tipo de malla de barras y dispondrá de limpieza mecánica. La unidad completa constará de una rejilla de barras, marcos laterales, rastrillos de limpieza, placa fija, dispositivo para limpieza de los rastrillos, sección controladora y la unidad motora.

4.

La malla deberá colocarse inclinada y firmemente fijada al canal. Deberá limpiarse frontalmente mediante rastrillos que penetren a la rejilla de barras por el lado aguas arriba de la misma. Los rastrillos dispondrán de dientes diseñados para engranar en forma precisa con la rejilla, a fin de asegurar la limpieza del frente y laterales de las barras de la misma.

5.

El proveedor deberá suministrar un limpiador de rastrillo automático con control de tiempo para la limpieza de la malla. El limpiador será diseñado de forma que evite el entrabado o enredo entre la malla y los rastrillos durante la limpieza.

6.

El proveedor suministrará un recipiente portátil para recolección y disposición de desechos sólidos.

7.

El proveedor suministrará una unidad motriz para la rejilla de recolección. El piñón de la unidad deberá estar equipado con chavetas diseñadas para esfuerzo cortante, a fin de protegerlo contra sobrecargas. El proveedor suministrará un mínimo de tres chavetas de repuesto. 3


8.

El limpiador mecánico será operado manualmente durante los períodos de caudales altos. La rejilla deberá estar provista de una luz que indique que el motor está en funcionamiento así como también una alarma de torque alto; ambos se ubicarán en el panel de control. En el equipo para operación del limpiador mecánico se localizará un interruptor local de arranque.

b.- DESNATADOR DE SUPERFICIE – REMOVEDOR DE LODOS 1. El proveedor suministrará un mecanismo combinado desnatador de superficie removedor de lodos, por canal. Este mecanismo deberá ser diseñado de manera que las paletas empujen el aceite hacia el desnatador ubicado en el extremo de descarga del canal de separación. Seguidamente se debe sumergir y barrer el lodo a todo lo largo del fondo del canal hasta descargarlo al sumidero ubicado en la entrada del tanque de sedimentación. 2. El proveedor suministrará los pernos de anclaje y tuercas requeridas para el montaje del equipo. Las partes integrantes de equipos similares deberán ser intercambiables. 3. Las cadenas motoras deberán estar de acuerdo al número y espaciamiento de los componentes del equipo. El proveedor suministrará los pernos y abrazaderas requeridas. 4. El ancho del equipo deberá estar de acuerdo con el ancho del canal, incluyendo las barredoras de caucho laterales, necesarias para arrastrar el aceite acumulado en las paredes del tanque. Las paletas incluirán zapatas de desgaste y deberán construirse para larga duración y efectiva limpieza del fondo del canal. 5. El proveedor suministrará una unidad motora y una unidad reductora totalmente selladas. La potencia del motor y transmisión será la requerida para operar el equipo bajo las condiciones de diseño de flujo. La unidad reductora de velocidad deberá cumplir con los requerimientos de la norma AGMA 420.04 y deberá diseñarse para servicio continuo (24 hr/día). Los engranajes reductores dispondrán de un pasador cortable (shear pin), fácilmente accesible, para protección contra sobrecarga. 6. El proveedor suministrará dos juegos completos de cadenas de ida y regreso; incluyendo ruedas dentadas en guías de acero para protección contra daños y entrabamiento por debajo del nivel de agua, y tapas protectoras de partes móviles por encima del nivel de agua. Asimismo, deberá asegurarse una buena lubricación de todas las ruedas y cojinetes.

4


7. Los piñones incluirán un pasador cortable (shear pin), para protección contra sobrecarga. La unidad motora constará de un montaje de embrague, para permitir la operación independiente de cada colector. Se requerirá un mínimo de tres pasadores cortables de repuesto. 8. Todos los piñones tendrán una dureza mínima de 360 Brinell y deberán disponer de las muescas y tornillos adecuados para asegurar la rotación de los ejes dentro de las rolineras. 9. La cadena motora deberá incluir un guardacadena protector. Esta cadena une el eje de salida del reductor al recolector de lodos, mediante un piñón. Cada cadena incluirá un dispositivo tensor completo con abrazaderas. 10. Los ejes deberán ser rectos y continuos entre las rolineras montadas en las paredes del canal. Todas las rolineras sumergidas deberán ser autoalineantes, lubricadas con agua y con tapa protectora a fin de evitar la sedimentación de sólidos. Cada eje constará de dos ruedas dentadas adaptadas con precisión a las cadenas de recolección. Todos los ejes deberán suministrarse totalmente ensamblados con engranajes, rolineras, abrazaderas y collarines. No se aceptarán ejes fijos o cortos. 11. La cadena recolectora de lodos deberá ser del tipo de eslabones y pasadores. El material para fundición de los eslabones deberá tener un factor de elongación del 4% en 50 mm como mínimo, determinado mediante pruebas sobre barras y de acuerdo a la norma ASTM A220. La dureza mínima, a través de toda la sección transversal del eslabón, será de 200 Brinell. 12. Las paletas de recolección se conectarán a las cadenas mediante accesorios adecuados, fijadas con cuatro pernos. Las paletas dispondrán de zapatas de desgaste, un juego para deslizar sobre los rieles “T” colocados en el piso del canal y un segundo juego para deslizar sobre los angulares que forman el riel de retorno. El espaciamiento máximo de las paletas será de 3,0 mts. Dos paletas como mínimo deben estar provistas de barredoras laterales de caucho para limpieza de las paredes. Las barredoras constarán de una platina posterior de refuerzo. Deberán proveerse carriles para el recorrido del desnatado, los cuales incluirán abrazaderas de fijación a las paredes. Un radio maestro será suministrado por el suplidor para formar la sección curva del mortero de la parte más baja de la vuelta de los ejes y evitar los sedimentos.

5


c.- DESNATADORES DE ACEITE 1. El proveedor suministrará tres desnatadores de aceite del tipo de tubo ranurado, ajustables manualmente. Un desnatador se ubicará en la cámara de entrada y uno en cada canal del separador API. 2. El proveedor suministrará el desnatador de aceite con un mecanismo de cremallera y piñón para una fácil rotación manual del tubo desnatador. 3. El proveedor suministrará las placas de soporte y los sellos impermeables a colocarse en el contacto desnatador – pared del canal; así como las abrazaderas de montaje, los pernos y las empacaduras. 4. Los desnatadores de tubo ranurado serán diseñados para permitir el paso del líquido captado, a través de las paredes del canal; y deberán interconectarse para formar una descarga común hacia la tanquilla de recolección. 5. Los desnatadores serán manufacturados de tuberías de acero al carbono con recubrimiento de brea epóxica. d.- VERTEDEROS DE COMPUERTA El proveedor suministrará vertederos de compuerta, ajustables manualmente, para el separador API a fin de controlar el caudal afluente al separador, y/o aislar los canales para limpieza y mantenimiento independientemente. e.- CONTROLES 1. El proveedor suministrará interruptores de torque alto y alarmas para el limpiador de la rejilla de recolección y para los motores de los mecanismos combinados desnatadores de superficie y removedor de lodos. La alarma de torque alto se ubicará en el tablero de control local y dispondrá de un terminal de derivación para conexión de una alarma ubicada en el tablero de control principal. 2. Los controles eléctricos se ubicarán en el tablero de control local. Este tablero deberá ser del tipo NEMA Clase 4 para instalación a la intemperie. 3. Los motores constarán de interruptores de encendido–apagado y con sus correspondientes luces indicadoras, ubicados en el tablero de control local.

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f.- Materiales de Construcción Los materiales de construcción serán del tipo indicado en la Tabla 1 Materiales de Construcción. En caso de proveedores que utilicen usualmente materiales de construcción distintos a los indicados, deberán ofrecerlos como alternativa. TABLA 1. MATERIALES DE CONSTRUCCIÓN

1. Piñones Acero tratado en caliente 2. Cadena Motora Acero tratado en caliente 3. Ejes Acero laminado en frío 4. Eslabones de Cadena del Removedor de Lodo Cojinetes de hierro y bronce maleable 5. Pasadores de Cadena del Removedor de Lodo Acero tratado en caliente 6. Paletas Recolectoras Madera de mangle 7. Accesorios de las Paletas Acero con recubrimiento de zinc 8. Barredoras de Caucho Bronce de Uretano 9. Carrileras Acero 10. Acero Estructural ASTM A36 11. Hierro Fundido ASTM A48 12. Desnatador de Aceite ASTM A106 13. Rolineras de Pared Hierro fundido 14. Sellos Neopreno 15. Aceitera y Engranaje de Tornillo sin fin Hierro fundido 16. Aceitera y Eje de Tornillo sin fin Acero 17.Volantes Aluminio 18. Piso de Plataforma Hierro fundido 19. Malla Acero inoxidable 20. Registros de la Malla Acero inoxidable 21. Guardacadenas Acero galvanizado

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APENDICE; LABORATORIO DE COMPUTACION. A.- DISEÑO DE FOSAS DE DRENAJE. B.- DISEÑO DE SEPARADORES API SEGÚN MANUAL ON DISPOSAL OF REFINERY WASTES API, DESIGN AND OPERATIONS OF OIL/WATER SEPARATORS,PUBLICATION 421.

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VI. DISEÑO DE TEAS QUEMADOS (MECHURRIO) 6.1.- ALCANCE Esta Guía de Ingeniería contiene los criterios para la selección del mechurrio y métodos para calcular el tamaño básico del equipo del mechurrio. 6.2.- REFERENCIAS Las siguientes publicaciones se dan como referencias o son de interés general: a.- API RP 521, Guía para Sistemas de Alivio de Presión y Despresurización, Ultima Edición. b.- API Publicación 931, Manual sobre la Disposición de Desechos de Refinería, Volumen sobre Emisiones Atmosféricas, Capítulo 15, “Mechurrios”, Ultima Edición. c.- API Publicación 931, Manual sobre la Disposición de Desechos de Refinería, Volumen sobre Emisiones Atmosféricas, Capítulo 17, “Ruido”, Ultima Edición. d.- Bleakley, W.B., “El Mechurrio de BP Gana Aceptación”, PETROLEUM ENGINEER (Agosto, 1978). e.- Brzustowski, T.A., y Sommer, E.C., J r., “Predicción de Calor Radiante del Mechurrio”, Pre–impresión número 64–73, presentado en una sesión de API sobre Sistemas de Alivio de Presión (Mayo 17, 1973). f.- Heitner, Irving, “Una Mirada Crítica al API RP 521”, HYDROCARBON PROCESSING, 209–212 (Noviembre 1970). g.- Schwartz, R., y Keller, M., “Factores Ambientales Versus Aplicacion de Mechurrio”, CHEMICAL ENGINEERING PROGRESS, 41–44 (Septiembre 1977). h.- Straitz, J ohn F., III, y Grimaldi, Carlos A., “Mechurrios Costafuera: Ingeniería y Seguridad”, presentado en el Primer Congreso Petrolero Brasileño, Rio de J aneiro, Brazil (Noviembre 5–10, 1978). i.- Vanderlinde, L.G., “Mechurrios sin humo”, HYDROCARBON

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Diseño de Teas Quemados (Mechurrio)

6.3.- OBSERVACIONES 1 Trabajo Incluido. Esta Guía de Ingeniería discute la selección de mechurrios y dimensionamiento de las boquillas, sistemas de control, sistemas de ignición, sellos, tanques separadores, para–llamas, y sistemas de soportes. También hay una discusión extensa sobre los cálculos de la radiación del mechurrio, así como el procedimiento para calcular el ruido. 2 Trabajo No Incluido. Esta Guía de Ingeniería no discute válvulas de alivio y/o seguridad o tamaño del cabezal del mechurrio 6.4.- SELECCION DE LA BOQUILLA DEL MECHURRIO a.- La boquilla del mechurrio se usa para manejar con seguridad, el exceso de gases de desecho por medio de la combustión. Las boquillas varían en tamaño desde una pulgada de diámetro hasta cerca de nueve pies de diámetro. Los tipos de boquilla disponibles son como sigue: 1.- Boquillas con humo o de servicio. 2.- Boquillas sin humo (fumífuga) que usan uno de los métodos siguientes: a. Inyección de vapor. b. Inyección de agua. c. Inyección de gas de alta presión. d. Ayuda de aire de baja presión. b.- Cada uno de los tipos de boquilla nombrados arriba tiene varias características que son típicas. 1.- Cada boquilla tendrá instalado por lo menos un piloto. El número de pilotos requeridos aumenta según aumenta el diámetro de la boquilla. Siempre que el mechurrio esté en operación, estos pilotos deben estar constantemente encendidos; esto asegurará la ignición de los gases que se van a quemar. Los pilotos deben ser de un diseño probado, capaces de permanecer encendidos y de ser encendidos durante condiciones de viento huracanado y lluvia. 2.- Cada boquilla estará provista de un aro de retención de llama. Este es un aro perforado o ranurado diseñado especialmente, soldado al extremo de salida de la boquilla, y crea un área de baja presión alrededor de la periferia de la boquilla que “sostiene” la llama dentro de la boquilla, evitando que la llama se levante. Este aro se extiende dentro del lado interno de la boquilla, y por lo tanto forma el diámetro mínimo de la boquilla. Esto debe tomarse en 2


consideración al calcular el número de Mach y/o el diámetro de boquilla requerido (ver punto 6.12, sección a). Sin embargo, se recomienda consultar con el Proveedor acerca del uso de un aro de retención de llama, ya que en algunas aplicaciones, su uso puede aumentar los problemas de mantenimiento. c.- La decisión acerca de si el mechurrio debe ser sin humo (por lo menos para alguna porción de la tasa de flujo) o no–fumífugo del todo, la toma generalmente el cliente, considerando la situación, el producto a ser quemado, las regulaciones ambientales, etc. La mayoría de las boquillas ahora en servicio son no–fumífugas,es decir, no tienen facilidades para inyectar un fluido en los gases encendidos a fin de controlar el humo, por lo tanto, sólo pueden usarse cuando los gases que se queman no habrán de emanar humo (gases tales como amoniaco, sulfuro de hidrógeno, monóxido de carbono y/o metano) o cuando no haya el requerimiento de que la quema sea fumífuga. d.- Además de las características típicas discutidas anteriormente (sección b del punto 6.4), las boquillas no fumífugas pueden estar equipadas también con: 1.- Un parabrisa. El parabrisa es para minimizar la adhesión de la llama a la boquilla, en la zona de baja presión, creada en el lado a favor del viento. Los tamaño s deboquilla más pequeños (hasta 6 pulgadas), puede que no requieran de un parabrisa, ya que el diámetro pequeño elimina esencialmente la zona de baja presión. 2.- Un forro refractario interno. Este forro refractario es para proteger la porción superior del casco de acero inoxidable de la boquilla, de daño s debidos al calor interno y provee una vida de servicio más larga. Tal forro refractario se incluye generalmente sólo con los tamaños de boquilla más grandes (por encima de 24 pulgadas). e.- Como se indica en la sección a punto 64, hay varios tipos diferentes de boquillas disponibles si se requiere operación sin humo. Este requerimiento fumífugo puede ser sólo para una porción de la tasa total de flujo. Por ejemplo, la capacidad de diseño total de un sistema de mechurrio de una refinería, puede ser de 272000 kg/hr (600.000 libras/hora), pero la capacidad de diseño fumífugo puede ser sólo de 34000 kg/hr (75.000 libras/hora). El mechurrio hará humo con cualquier tasa de flujo en exceso de 34000 kg/hr (75.000 libras/hora). En los siguientes párrafos se describen los métodos para la operación de mechurrios fumífugos.

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f.- Inyección de Vapor de Agua La inyección de vapor de agua a alta presión, típicamente 7 Barias (100 psig), en los gases a quemar, es el método más comúnmente usado en la prevención del humo. La inyección de vapor tiene cuatro efectos principales sobre el mecanismo de combustión. 1.- El vapor (H2O) sirve como un catalizador para promover la completación de las reacciones de combustión. 2.- El vapor sirve para absorber el calor, evitando así que la alta temperatura fraccione los hidrocarburos no saturados, o los hidrocarburos saturados de mayor peso molecular con la formación de carbón libre (humo). 3.- La inyección de vapor a alta presión provee turbulencia y promueve la mezcla, lo que mejora la combustión. 4.- La inyección de vapor inspira aire dentro de la zona de combustión. 5.- La cantidad de vapor que debe inyectarse a fin de prevenir el humo varía con la composición de los gases a quemar. Sírvase referirse a la tabla en el punto 6.12, sección c para mayores detalles. 6.- Se prefiere el vapor saturado, porque el uso de vapor sobrecalentado conlleva a un nivel de ruido más alto. 7.- La boquilla fumífuga con inyección de vapor estará equipada con piloto(s), un aro de retención de llama, chorros de vapor, un distribuidor de vapor y un forro refractario interno opcional. No se requiere un parabrisa porque el equipo de inyección de vapor provee protección adecuada contra el viento. 8.- Hay muchos modelos diferentes de boquillas fumífugas con inyección de vapor disponibles en el mercado. Generalmente, según crece el grado de sofisticación, esto es, mayor capacidad fumífuga, menor nivel de ruido, etc., el costo también aumenta. La selección de la mejor boquilla, para un proyecto en particular, puede hacerse basándose en las condiciones especificadas y los requerimientos de ese proyecto. g.- Inyección de Agua 1.- La inyección de agua dentro de los gases a quemar también puede ser efectiva en el control del humo. Pero puede ser aplicada sólo para quema en tierra. Los mismos cuatro renglones descritos bajo inyección de vapor son también aplicables a la inyección de agua; sin embargo, hay varias desventajas para el uso de agua.

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a. El problema potencial de congelamiento limita esencialmente la aplicación a los lugares donde no ocurrirán temperaturas congelantes. b. A bajas tasas de flujo de gas a quemar puede ser difícil inyectar suficiente agua para controlar el humo sin extinguir la llama. c. Como las gotas de agua son retenidas en las llamas sólo por una fracción de segundo, es difícil vaporizar el agua por completo y evitar el problema de la caída de agua o “lluvia”. d. Con cualquier viento es difícil mantener la llama dentro del área rociada por las boquillas de agua. Esto tiende a limitar la capacidad fumífuga máxima de la boquilla con inyección de agua, a un valor relativamente bajo. 2.- Sírvase referirse a la sección d, del punto 6.12, para definir la cantidad de agua que debe inyectarse a fin de evitar el humo. 3.- La boquilla con inyección de agua estará equipada con piloto(s), un aro de retención de llama, boquillas de rocío de agua, un distribuidor de agua, y opcional un forro refractario interno y un parabrisa. h.- Inyección de Gas a Alta Presión 1.- La inyección de gas a alta presión en los gases quemados puede también usarse para controlar el humo. La inyección de gas a alta presión provee turbulencia, promueve la mezcla e inspira aire dentro de la zona de combustión, todo lo cual mejora la combustión. 2.- El aire a alta presión sería el gas más efectivo para inyectar, pero tiene la desventaja de ser caro. 3.- Los gases, tales como gas natural y gas combustible a alta presión, han tenido éxito al inyectarlos en gases encendidos para controlar el humo, pero también son caros. 4.- Otros gases tales como nitrógeno y dióxido de carbono se están investigando y probando, pero no hay disponible una información de diseño confiable. 5.- Sírvase referirse a la sección e, punto 6.12, para determinar la cantidad de gas a alta presión que debe inyectarse a fin de prevenir el humo. 6.- La boquilla con inyección de gas a alta presión estará equipada con piloto(s), un aro de retención de llama, surtidores de gas, un distribuidor de gas y tal vez un forro refractario interno.

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7.- Este tipo de boquilla – que usa gas natural o gas combustible – puede también usarse para quemar un gas de desecho que no tenga suficiente valor calorífico para sostener la combustión por sí mismo. Un valor calorífico bajo mínimo (VCM), aceptado normalmente como el requerido para sostener combustión autógena es 1330 kcal/m3 (150 Btu/pcn). i.- Inyección de Aire a Baja Presión 1.- Una innovación reciente en el diseño de mechurrios ha sido el desarrollo del mechurrio ayudado por aire. Los gases que se queman y aire a baja presión, fluyen coaxialmente hacia la boquilla donde se mezclan a medida que son encendidos. La mezcla excelente de este aire primario (sólo una fracción de los requerimientos del aire estequiométrico) con los gases encendidos provee una operación sin humo (vea 6.12 (f)). 2.- El aire a baja presión (a unas pulgadas de agua) viene de un soplador (generalmente un soplador axial) montado en el fondo o al lado de la chimenea. 3.- Este tipo de mechurrio fue diseñado inicialmente para venteos de tanques pequeños e instalaciones de carga. Su uso ha sido extendido ahora a plantas de gas, venteos de tubería, refinerías y otras instalaciones de procesamiento. La comparación económica entre el mechurrio ayudado por aire y un mechurrio con inyección de vapor está entre el caballaje del soplador y la capacidad de reserva de vapor. 4.- El mechurrio ayudado por aire comprenderá el(los) piloto(s) y una boquilla diseñada especialmente. No se requiere forro refractario interno ni parabrisa. El soplador se accionará con un motor de dos velocidades. Bajo condiciones de bajo flujo, la velocidad más baja del motor será suficiente para proveer operación fumífuga con un ahorro de energía significativo. Un conmutador de presión o flujo, puede usarse en el cabezal del mechurrio para disparar el motor a una velocidad alta, cuando el flujo de gas de quema alcance cierta tasa. j.- Hay un tipo adicional de boquilla que no encaja en ninguna de las categorías mencionadas arriba. Usando el efecto Coanda, este tipo de boquilla quemará sin humo un gas a baja presión (tal como vapores de tanques) usando unas tres veces el gas de alta presión (tal como el de los separadores de gas– petróleo). Esta boquilla es buena, pero no ha sido desarrollada suficientemente para una aplicación comercial confiable. Algunas de las desventajas incluyen: 1.- Un rango de variación de flujo limitado. Con un orificio fijo, la variación de flujo es de 2 a 1. Con un orificio variable la variación de flujo es mejorada, pero solamente de 4 a 1.

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2.- Como el gas a alta presión se extiende completamente alrededor de la periferia de la boquilla, formando una película fina de gas a alta presión para mantener fría la envoltura, el taponamiento del orificio y pérdida subsiguiente de la película de gas causa una disminución importante en la vida útil de la boquilla. 3.- Debido a que la ignición de los gases ocurre como a mitad de camino hacia el exterior de la boquilla, está mucho más sujeta a daño s por alta temperatura resultando una corta vida útil. 4.- Los pilotos se colocan en una posición tal que enciendan el gas de alta presión. En esa posición, es imposible que los pilotos enciendan el gas de baja presión. 5.- La operación apropiada de tal boquilla, requiere un suministro continuo de gas a alta presión para quemar el gas a baja presión sin humo. En muchas instalaciones de producción, la quema de gas a baja presión debe hacerse sin un suministro grande de gas a alta presión. 6.5.- SISTEMAS DE CONTROL DEL MECHURRIO a.- Sistemas de Control para Operación Fumífuga – Algunos de los métodos utilizados para controlar la inyección de un supresor de humo (tales como vapor, agua, gas o aire), se describen a continuación. 1.- Observación visual del mechurrio por los operadores, con corrección por ajuste de una válvula manual. 2.- Observación del mechurrio desde el cuarto de control, usando una cámara de TV, con corrección por una válvula de control neumática. 3.- Sistema de relación de supresor de humo a gas de quema, utilizando un instrumento de medición de flujo en el cabezal del gas. Este sistema ajusta el flujo del supresor de humo con los cambios en la tasa de gas, pero no puede compensar por los cambios en composición. Otra desventaja es que el instrumento de flujo se tapa fácilmente. 4.- Supervisión de la llama usando sensores de temperatura alrededor de la boquilla. Estos sensores miden la radiación y ajustan automáticamente la cantidad desupresor de humo requerida. La mayor desventaja de este sistema es que los sensores están expuestos a la llama; por lo tanto, el reemplazo, ajuste o mantenimiento no puede hacerse mientras están en operación.

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5.- Supervisión de la llama usando un sensor óptico remoto para medir la radiación y controlar el supresor de humo. Aquí, el sensor es externo al sistema; por lo tanto, el mantenimiento y ajuste pueden hacerse fácilmente durante la operación de quema. Este sistema es el mejor disponible actualmente. b.- Puede presentarse una situación en la cual haya habido una liberación de gas a alta temperatura (mayor de 92_ C ó 200_ F), aunado a condiciones de baja temperatura ambiente (o tal vez sólo un aguacero), lo cual causaría una reducción de volumen del gas del cabezal. Este encogimiento hala el aire exterior dentro de la chimenea. Este aire exterior no será impelido a través de un sello líquido, pero si sería impelido a través de un sello molecular o un sello tipo velocidad. c.- Para evitar que el aire entre al sistema, se necesita un gran volumen adicional de gas de purga por un corto período de tiempo. Típicamente, se usa un sistema de control, consistente de un sensor de temperatura (para detectar la temperatura alta del gas) y un sensor de presión (para detectar la baja presión del cabezal), conectado a una válvula de control en una línea de suministro de gas de purga. Si existe en el cabezal una alta temperatura y baja presión, entonces la válvula de control se abre admitiendo gas de purga adicional dentro del cabezal. 6.6. SELECCION DEL SISTEMA DE IGNICION a.- El sistema de ignición para el piloto del mechurrio más comúnmente utilizado, y el más confiable, requiere 1 Baria (15 psig) de aire comprimido, Baria (15 psig) de gas combustible y electricidad (110V, 220V, ó 440V) a ser provistos a un tablero de ignición. b.- En este tablero, el aire y el gas se mezclan y la mezcla se enciende por una chispa para generar una bola de fuego o “frente de llama” que viaja a través de la tubería de ignición hasta el piloto. c.- La situación del tablero de ignición es extremadamente flexible, ya que varios proveedores han demostrado la capacidad de encender el piloto con un sistema de ignición situado a una milla de distancia; sin embargo, para distancias mayores de 610 m (2.000 pies), el Proveedor del equipo deberá ser consultado por cualesquiera consideraciones especiales de diseño que deban ser incluidas, tales como el uso de rotámetros en el aire comprimido y gas combustible. No se recomienda situar el tablero de ignición en la base de la chimenea, debido a niveles más altos de radiación y al peligro de arrastre de líquidos.

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Los controles de los pilotos y el encendedor deben estar situados a una distancia del mechurrio, donde la intensidad térmica máxima no exceda 2700 kcal/m2–hr (1000 BTU/Hr–Pie2). d.- La tubería de ignición desde el tablero hasta el piloto del mechurrio debe ser de 1 pulgada, schedule 80, acero inoxidable y no debe haber cambio de tamaño a lo largo de la línea. Debe haber una línea de ignición separada para cada piloto. Debe proveerse una válvula de drenaje en el punto más bajo de cada línea de ignición para remover condensado. e.- Como el tablero de ignición se utiliza sólo cuando deben encenderse los pilotos, la demanda de servicios es pequeña. f.- Los termopares (tipo K), pueden ser montados sobre los pilotos y pueden estar conectados a interruptores de temperatura montados sobre el tablero de ignición, a fin de proveer control del piloto y alarma en caso de pérdida de la llama del piloto. Este sistema puede ser expandido para proveer iniciación automática del ciclo de ignición o re–encender el piloto que se haya apagado. g.- Hay en el mercado sistemas de ignición que usan cristales piezoeléctricos para generar el voltaje o sistemas energizados por batería, para cubrir casos de fallas eléctricas. h.- Hay sistemas de ignición por aspiración de aire para casos donde el aire comprimido no es conveniente y el uso de un compresor de aire portátil, soplador o botellas de aire comprimido no es deseable. Este tipo de sistema es un desarrollo reciente, y hay criterios de diseño especial y limitaciones que deben ser considerados. i.- Se han utilizado muchos otros métodos para encender mechurrios, tales como el uso de una pistola de señales luminosas, el uso de un arreglo de cable y polea con un paño engrasado ardiendo, y el uso de flechas encendidas. Puede haber situaciones (tales como un mechurrio sumergido costa fuera) donde la pistola de señales luminosas puede ser la mejor alternativa, pero el uso de los demás métodos no está recomendado. j.- Hay orificios de flujo en la tubería de aire y gas del sistema de ignición y en el mezclador del piloto. Generalmente, hay un juego estándar de orificios para usar con el gas natural y un juego estándar de orificios para el propano, de modo que es importante especificar el gas que se usará para el gas del piloto y para el gas de ignición. k.- El consumo de servicios para el tablero de ignición es típicamente 42,5 m3/h (1500 pcnh) de aire comprimido y 4,25 m3/h (150 pcnh) de gas natural (o el 9


equivalente en poder calorífico de algún otro gas combustible tal como 1,84 m3/h (65 pcnh) de propano). Este consumo de servicios se requiere sólo durante la ignición de los pilotos y no es una demanda continua. Es muy importante que el suministro de gas combustible a los pilotos y encendedores sea limpio, confiable y con un respaldo independiente. l.- El consumo de servicios para un diseño de piloto es 10 m3/h (350 pcnh) de gas natural por piloto, a 1 Baria (15 psig). Debido al interés por conservar energía en los últimos año s, el consumo de servicios ha caido a 5,67 m3/h (200 pcnh) de gas natural por piloto estándar y 2,55 m3/h (ó 90 pcnh) de propano, y tan bajo como 2,84 m3/h (100 pcnh) de gas natural por piloto especial. El consumo de servicios de gas del piloto es una demanda continua. m.- El transformador de ignición consume 2–1/2 amperios durante el ciclo de ignición. 6.7.-. SELECCION DEL SELLO PARA EL MECHURRIO En la figura 2. se muestran diferentes tipos de sellos. a.- SELLOS MOLECULARES 1.- La mayoría de los Fabricantes de mechurrios pueden ofrecer un sello de gas, tipo molecular, para una chimenea del mechurrio a fin de reducir la cantidad de gas de purga requerida. Generalmente, el sello está situado justo debajo de la boquilla del mechurrio, aún cuando ha habido casos en los cuales el sello estaba situado cerca del nivel del suelo. La mayoría de los sellos están instalados verticalmente, pero hay sellos moleculares horizontales disponibles para fosas de quema y otras aplicaciones. 2.- El propósito del sello tipo molecular, es disminuir significativamente el volumen de gas de purga, que se usa para prevenir la infiltración de aire atmosférico, en el sistema de quema a través de la boquilla, durante condiciones de flujo bajo. Este aire podría entonces mezclarse con los gases que se van a quemar y crear una mezcla explosiva. El mismo efecto puede lograrse purgando el sistema de quema, con un volumen importante de gas de purga; pero, en la mayoría de los casos, el costo de este gas de purga es prohibitivo. 3.- El sello molecular cambia la dirección de los gases de purga y quema, a través de dos codos de 180º , para crear un sello usando el diferencial de densidad entre la mezcla de gas de purgagas de quema y el aire. Es debido a estas inversiones de flujo que el sello molecular es típicamente mayor en diámetro que la chimenea, a fin de evitar restricciones de flujo. Debido al volumen de los gases contenidos dentro del sello, el sello molecular es capaz de proveer protección continua durante un período de tiempo, aún 10


cuando exista interrupción o pérdida de flujo del gas de purga. El tiempo que el sello permanezca efectivo depende de las condiciones atmosféricas. 4.- El sello molecular es efectivo aún cuando se use gas de purga con un peso molecular tan cercano al aire como el del nitrógeno. b.- SELLOS DE VELOCIDAD La alternativa para el sello de gas tipo molecular es el sello de velocidad o tipo Venturi. El propósito del sello es el mismo – evitar que el aire atmosférico entre a la chimenea del mechurrio. El sello de velocidad es mucho más pequeño, que un sello molecular para el mismo servicio y a menudo es fabricado como parte integral de la boquilla. Como el sello de velocidad es más pequeño que el sello molecular, es menos costoso. También, como es más pequeño, la carga estructural sobre la chimenea del mechurrio es menor, de modo que la chimenea es mucho menos costosa. Sin embargo, el volumen de gas de purga que requiere el sello de velocidad para mantener a la chimenea libre de aire atmosférico, es tres a cinco veces mayor que el requerido por el sello molecular, de modo que debe hacerse una comparación económica. También, al haber interrupción del gas de purga, la efectividad del sello de velocidad se pierde inmediatamente. c.- SELLO LÍQUIDO 1.- Los sellos líquidos se usan por diferentes razones: a. Para asegurar que el cabezal del mechurrio tenga una presión positiva, de modo que si hay una fuga o una abertura, el gas se escapará hacia afuera en lugar de que el aire sea traído dentro del cabezal. b. Para proveer protección positiva contra retroceso de la llama. Para algunos gases como acetileno, óxido de etileno e hidrógeno, un sello líquido es la única forma segura de evitar el retroceso de la llama. Un parallamas normal tipo rejilla (discutido en 6.9(a)) no contendrá un retroceso de llama de estos gases. El diseño de las partes internas del sello líquido es extremadamente importante en esta aplicación, debido a que el gas debe burbujear a través del líquido en burbujas discretas a fin de que el líquido detenga cualquier retroceso de llama. c. Para evitar que los gases al mechurrio vayan en una dirección (hasta la profundidad de sello) y luego en otra dirección. Este método se usaría en un sistema de quema en tierra–mechurrio elevado y en un sistema de recuperación de vapores. d. En el sistema de quema del tipo tierra–mechurrio elevado, un sello líquido será usado para dirigir los primeros gases al quemador en tierra hasta alcanzar su capacidad. En ese momento, la contrapresión en el sello líquido igualaría la profundidad del sello y el gas podría comenzar 11


a fluir a través del sello líquido hasta el mechurrio elevado así como continuar fluyendo hacia el quemador en tierra. e. En el sistema de recuperación de vapores, el sello líquido se usaría para dirigirlos gases a quemar a un compresor hasta alcanzar la capacidad del compresor. En ese momento, la contrapresión en el sello líquido igualaría la profundidad del sello y el gas comenzaría a fluir a través del sello líquido hacia el mechurrio elevado, así como continuaría fluyendo hacia el compresor. 2.- Un sello líquido usado en un mechurrio elevado es normalmente la sección inferior o base de la chimenea. A menudo se diseña un tanque separador en combinación con el sello líquido, (el tanque en el fondo y el sello líquido directamente encima de él). Para uso en otros sistemas o aplicaciones, el sello líquido puede ser un recipiente individual separado. 3.- Debe darse consideraciones especiales a las posibles temperaturas bajas que podría alcanzar el gas a quemar, a fin de prevenir que el líquido, (normalmente agua), en el sello se congele. 4.- Un sello líquido sólo puede mantenerse con bajas tasas de flujo de gas. Con tasas de gas de quema de normal a alta, el agua en el sello será barrida con el gas, y el sistema de control de nivel no será capaz de mantener el nivel de líquido necesario. Esto no pone en peligro la seguridad del sistema, debido a que a tales tasas de gas la velocidad en el cabezal sería mucho mayor que la velocidad de retroceso de la llama. 6.8.- TANQUES SEPARADORES DE LIQUIDOS Es muy común incluir un tanque separador en la base o sección inferior de la chimenea del mechurrio. El propósito del tanque es remover los líquidos de los gases que se van a quemar. Por esta razón su instalación es obligatoria. El tanque debe tener una entrada tangencial y suficientes partes internas para asegurar la remoción requerida de los líquidos. 6.9.- PARALLAMAS a.- Los parallamas se utilizan para detener el retroceso de la llama. Un parallamas estándar tipo rejilla puede usarse para mezclas de la mayoría de los gases con aire u oxígeno; sin embargo, para algunos gases tales como acetileno, óxido de etileno e hidrógeno, este parallamas, tipo rejilla no es suficiente. Debe usarse un sello líquido, debidamente diseñado, como se discute en la sección 6.7 (c).

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b.- Otra desventaja del parallamas tipo rejilla, es que está sujeto a taponamiento debido a los muchos pequeños pasajes que posee; por lo tanto, debe hacerse todo esfuerzo para mantener el flujo de gas a través del parallamas tan seco y limpio como sea posible. Por ejemplo, el para–llamas debe ser instalado corriente abajo del tanque separador a fin de minimizar el líquido que fluye a través del parallamas. c.- Una caja de roca o caja de grava no es un tipo de parallamas recomendado. 6.10.- SISTEMAS DE QUEMA a.- SISTEMAS DE MECHURRIO ELEVADO 1.- El tipo más común de sistema de quema, actualmente en uso, es un sistema de mechurrio elevado. Este sistema está formado por componentes de equipos tal como se discute en las secciones anteriores; la selección del equipo depende de los requerimientos de cada proyecto. 2.- La altura del mechurrio depende generalmente de un nivel de intensidad de radiación especificado o recomendado. Refiérase a la sección 15, para una discusión detallada de los cálculos de radiación. Puede haber situaciones, donde una concentración especificada de algunos componentes a nivel del suelo, determina la altura requerida de la chimenea, en lugar de las consideraciones de radiación. Refiérase a la Guía de Ingeniería específica para una discusión detallada de los cálculos de dispersión. b.- SISTEMAS DE QUEMA EN TIERRA 1.- El término “mechurrio en tierra” se usa para referirse a varios tipos diferentes de sistemas. 2.- Un tipo de sistema de quema en tierra, es uno en el cual, la llama está completamente encerrada dentro de un casco de acero inoxidable forrado con material refractario, de modo que no hay signos visibles de ignición. La forma del casco es variable: algunos son redondos, cuadrados, rectangulares, octagonales, etc. Una capacidad máxima razonable para una quema en tierra de este tipo, sencillo, es 45.400 kg/hr (100.000 libras/ hora). Si existe el requerimiento de una quema no–visible en exceso de esa capacidad, entonces serían necesarias unidades múltiples. Muchos quemadores pequeños se usan para distribuir el gas alrededor de la unidad. A menudo para controlar el humo se usa vapor, según sea necesario. Un mechurrio en tierra así se usa frecuentemente junto con un sello líquido y mechurrio elevado como se discute en la sección 6.7.(c ) . 3.- Hay otro tipo de quemador en tierra, a bajo nivel, que no requiere vapor para controlar el humo, sino que aprovecha la presión del gas que se está quemando y provee una operación totalmente fumífuga. De nuevo, se 13


utilizan muchos mecheros pequeños. La presión del gas en el mechero del mechurrio debe ser 0,3–1 Baria (5–15 psig), a fin de obtener una quema fumífuga. Con este tipo de sistema, no se usa forro interno en material refractario, sino que las boquillas salen de cabezales cerca del suelo, de modo que la llama tenga un perfil bajo. Hay sistemas en operación donde la capacidad fumífuga total es mayor de un millón de libras por hora. La disminución de flujo, para los dos tipos de sistemas de quema en tierra es infinita, ya que el número de mecheros en operación es proporcional a la tasa de flujo. c.- SISTEMA DE QUEMADOR TIPO BUJÍA Este tipo de sistema es muy similar al sistema descrito arriba, excepto que el quemador de bujía, típicamente utiliza tubos como mecheros y no los mecheros especiales usados en el sistema mencionado arriba. También los mecheros (tubos) son generalmente mayores en diámetro que los mecheros especiales de mechurrio (ver 12.7). Ambos factores contribuyen a que el sistema tipo bujía no sea un sistema fumífugo; sin embargo, este sistema es el menos costoso de los tres sistemas de quema discutidos. El primer sistema, el sistema de mechurrio elevado, es el más costoso para instalar y para mantener. d.- Sistemas de Quema en Plataforma (Costafuera). 1.- Hay varios tipos de sistemas de quema usados en plataformas costa fuera, incluyendo: a. Una chimenea montada verticalmente sobre la plataforma, con un tanque separador en la base para evitar el paso de líquidos, y con la altura total del mechurrio basada en las consideraciones de radiación. b. Un mechurrio montado sobre una viga a un ángulo fuera de la plataforma, de modo que si hay cualquier cantidad de líquido, el mismo no caiga sobre la plataforma; la longitud de la viga y mechurrio estará determinada por los cálculos de radiación. c. Un mechurrio montado sobre un soporte separado de la plataforma. La longitud final del cabezal y la boquilla del mechurrio puede ser vertical o esquinada. El cabezal puede estar soportado por encima del agua sobre un soporte en puente o puede ser un cabezal sumergido. Un problema con el sistema de cabezal sumergido es que puede haber acumulación de condensado. Este condensado debe sacarse del cabezal para evitar restricciones al flujo de gas hacia el mechurrio. Otro problema relacionado con el sistema de cabezal sumergido es que las líneas de ignición también están sumergidas y sujetas a condensación; por lo tanto, la ignición de los pilotos no es confiable.

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2.- Es común tener separados los cabezales de alta y baja presión y las boquillas en las plataformas costafuera. Las boquillas deben colocarse tan juntas, una de otra como, sea físicamente posible para obtener vida máxima de servicio. Una ventaja más de ésto es que las dos boquillas pueden compartir un piloto común. 3.- Otro equipo común de quema en una plataforma, es un mechurrio para prueba de pozo. Como su nombre lo sugiere, este mechurrio se usa normalmente para disponer del petróleo crudo durante las pruebas de pozo; sin embargo, también puede usarse para quemar condensados de hidrocarburos. Este mechurrio para prueba de pozo generalmente usa aire o gas para atomizar el líquido, a fin de mejorar la combustión y un múltiple para rociar agua de mar a fin de formar un escudo contra la radiación. e.- SISTEMAS DE VENTEO DE PLATAFORMAS COSTAFUERA Algunas veces se usa un sistema de venteo como una alternativa para el sistema de quema en las plataformas costafuera. Hay un número de contingencias que deben considerarse antes de tomar tal decisión: 1.- Como siempre existe la posibilidad de que el venteo se encienda por un rayo, descarga estática o de alguna otra forma, la altura de la chimenea de venteo debe ser la misma que se requeriría para un mechurrio, llenando los requerimientos de seguridad por radiación. 2.- La altura de una chimenea de venteo debe ser verificada usando los procedimientos descritos en la guía para cálculos de dispersión. 3.- No debe haber venteo continuado de gases. aún cuando no está planificado el venteo continuo de gas y la única descarga de gas planificada sea por condiciones de emergencia o paro, es muy común que las válvulas de alivio no cierren herméticamente, que una válvula de venteo sea abierta inadvertidamente, o que ocurra cualquier otra situación en la cual el gas podría ser venteado. Si dichos gases venteados se acumulan cerca de una fuente de ignición, el resultado podría ser desastroso. 4.- Los gases con una densidad mayor que la del aire, siempre deben ser venteados en un sitio remoto o quemados. f.- SISTEMAS DE QUEMA EN FOSA 1.- Las quemas en fosa son generalmente sistemas de quema baratos, situados a una distancia segura de las instalaciones de la planta, donde los hidrocarburos líquidos y/o gases pueden ser desechados con seguridad. 2.- Generalmente no hay preocupación por prevención contra el humo. La boquilla usada, podría ser cualquiera de las cinco discutidas en la Sección 15


6.4, pero la más comúnmente usada es la boquilla tipo no–fumífuga o de servicio. El mechurrio ayudado por aire a baja presión es el segundo en popularidad, aún cuando sería fumífugo. Sin embargo, no está diseñado para manejar líquidos. 3.- Generalmente se construye un muro de tierra para formar la fosa, y el extremo de la boquilla debe estar a ras con el borde interno de este muro. Cualquier extensión de la boquilla dentro de la fosa estaría sujeta a llamas por debajo y alrededor de la boquilla, y pronto se quemaría. 6.11.- SISTEMAS DE SOPORTE PARA LA BOQUILLA DEL MECHURRIO a.- Hay tres métodos principales para soportar la boquilla de un mechurrio elevado: soporte por vientos de alambre, auto–soporte, y soporte por torre. 1.- El sistema de soporte por vientos de alambre es el menos costoso, pero requiere un radio alrededor de la chimenea aproximadamente igual a la altura de la chimenea, para los puntos de anclaje de los vientos. 2.- El sistema de auto–soporte sólo requiere el área de suelo necesario para la base; sin embargo, las secciones del soporte son más grandes que en el caso de soportado por vientos de alambre, de modo que el sistema de auto–soporte es más costoso. El sistema de auto–soporte también tiene un límite de altura práctica de unos 76,2 m (250 pies) (se han suministrado chimeneas soportadas por vientos de alambre de hasta 168 m ó 550 pies). 3.- El montante del mechurrio para el sistema soportado por torre es muy similar al montante del sistema soportado por vientos de alambre; sin embargo, en lugar de estos existe un miembro estructural o estructura de soporte de torre fabricada con tubos. Debido a esta estructura, el sistema de soporte por torre es también más costosa que el sistema soportado por vientos de alambre, y se requiere también una gran cantidad de mano de obra para erigir la torre. Los sistemas de mechurrio soportados por torre se han erigido hasta alturas de 125 m (420 pies). b.- Con el sistema soportado por vientos de alambre y con el sistema soportado por torre, es necesario a menudo proveer una protección contra la lluvia alrededor del montante del mechurrio, a fin de evitar que un viento frío o la lluvia de un lado del montante, doble el montante debido a diferencias térmicas y genere más fuerza, de aquella para la cual fue diseñado el sistema de soporte.

16


6.12.- DIMENSIONAMIENTO DE LA BOQUILLA DEL MECHURRIO a.- Como una guía general, el dimensionamiento del diámetro de las boquillas de servicios tales como inyección de vapor, inyección de agua e inyección de gas pueden hacerse de acuerdo con las recomendaciones de API RP 521: “El diámetro de la chimenea del mechurrio se dimensiona generalmente sobre una base de velocidad, aún cuando la caída de presión debe verificarse. Caídas de presión tan altas como 2 psi (14 KPa) han sido usadas en la boquilla. Dependiendo de la relación de volumen del flujo de quema máximo concebible, el tiempo probable, frecuencia y duración de esos flujos y de los criterios de diseño establecidos para el proyecto para estabilizar la quema, puede ser conveniente permitir una velocidad de hasta 0,5 Mach para un flujo pico, de corta duración, infrecuente, manteniendo 0,2 Mach para las condiciones más normales y posiblemente más frecuentes”. 1.- La relación de flujo para estos tipos de boquillas es infinita. Las recomendaciones presentadas en API RP 521 fueron impresas en 1969, y desde entonces ha habido desarrollos significativos en el equipo de quema. Las guías anteriores sirven como una guía general, pero puede haber condiciones donde puede aceptarse y hasta preferirse una velocidad mayor (de hasta 0,9 Mach). Estas son condiciones especiales que deben consultarse al Proveedor y verificarse el procedimiento antes de proceder con tal diseño. El aro de retención de llama se extiende dentro de la boquilla generalmente unas 1–3/4 pulgadas (4,5 cm) y debe tomarse en cuenta al calcular el número de Mach o tamaño del diámetro de la boquilla (ver 6.4.(b)). a.- La relación entre el tamaño nominal de la boquilla y diámetro externo de la boquilla es como sigue: Tamaño Nominal de la Boquilla, Pulg. < 12 > 12

Diámetro Externo, Pulg. Igual diámetro externo que el tubo de acero. Igual diámetro externo que el tamaño normal.

b. Por ejemplo, el diámetro externo de una boquilla de 8” es 8,625” y el diámetro externo de una boquilla de 20” es 20”. c. La dimensión del aro de retención de llama debe ser restada del diámetro interno de la boquilla. Por ejemplo, para una boquilla de 14” 17


el diámetro externo es de 14” y el diámetro interno es 13,5” (la mayoría de las boquillas tienen un espesor de pared o plancha de 0,25”) y el diámetro interno del aro de retención de llama es 10,0”. 2.- El dimensionamiento de mechurrios ayudados por aire y de mecheros de quemadores en el suelo (excepto quemadores tipo bujía (ver 12.7) deben ser hechos por los Proveedores, ya que los detalles de las boquillas son de su propiedad. 3.- Las boquillas para disponer de sulfuro de hidrógeno o amoniaco deben usar números Mach de salida más bajos que los sugeridos arriba. El Proveedor debe ser consultado para una guía mejor. b.- El número Mach puede calcularse de la siguiente ecuación:

En unidades métricas esto se traduce:

Donde: Mach no. = relación de velocidad del gas a velocidad sónica en ese gas W = tasa de alivio del gas de quema, en libras por hora (kilogramo/segundo). P = presión del gas justo dentro de la boquilla (corriente arriba del aro de retención de llama), en psia (kilopascales absolutos). d = diámetro interno del aro de retención de llama, en pies (metros) T = temperatura del gas justo dentro de la boquilla (corriente arriba del aro de retención de llama), en grados Rankine (Kelvin). k = relación de calores específicos, Cp/Cv, para el gas que está siendo quemado. M = peso molecular del gas. Para valores de k, refiérase a la siguiente tabla:

18


19


c.- La cantidad de vapor que debe inyectarse dentro de los gases que se están quemando a fin de promover una quema fumífuga puede determinarse de la tabla siguiente: Gases a Quemar

Vapor Requerido (Libras de vapor por libras de gas)

Parafinas

Etano Propano Butano Pentano-Plus

0.10 0.25 0.30 0.40

- 0.15 - 0.30 - 0.35 - 0.45

Olefinas

Etileno Propileno Buteno

0.40 0.50 0.60

- 0.50 - 0.60 - 0.70

Diolefinas

Propadieno Butadieno Pentadieno

0.70 0.90 1.1

- 0.80 - 1.0 - 1.2

1.- Los valores arriba mostrados son para proveer una guía general de la cantidad de vapor requerida. Para un diseño detallado, debe consultarse al Proveedor y obtener una cantidad de vapor específica. 2.- Una relación muy general es que aproximadamente 1.000 libras por hora de vapor puede ser provista por cada pulgada de diámetro de la boquilla. Por ejemplo, una boquilla de 37 pulgadas puede inyectar unas 37.000 libras por hora de vapor. d.- Una guía general para la cantidad de agua que debe inyectarse dentro de los gases a quemar es una libra de agua por libra de gas. La tasa específica de agua requerida debe verificarse con el Proveedor. e.- En general, la cantidad de gas de alta presión que debe usarse, para obtener una quema fumífuga, es 100 por ciento más de lo que sería el requerimiento de vapor para la misma composición. f.- La cantidad de aire primario que provee el soplador, en un sistema ayudado por aire, es generalmente un 30 por ciento del aire este quiométrico requerido para gases de hidrocarburos saturados y 40 por ciento para gases no saturados. g.- Los quemadores tipo bujía deben dimensionarse como sigue:

20


1.- Para los mecheros del quemador use un tubo de diámetro tan pequeño como sea razonable. Tres pulgadas es preferible, 4 pulgadas es bueno, 6 pulgadas es aceptable y 8 pulgadas es el máximo. Si el número requerido de boquillas de menor diámetro es razonable, es preferible usar el diámetro menor. Para lograr operación fumífuga, es necesario usar boquillas especialmente diseñadas provistas por un Fabricante de quemadores. Sin embargo, si no es necesaria la operación fumífuga, entonces puede usarse tubos de acero inoxidable (310) extremo abierto. Debe prestarse atención especial a las áreas de flujo, para asegurar un flujo razonable de gas de quema a todos los mecheros (tubos). 2.- Los mecheros del quemador deben estar separados entre 24 y 36 pulgadas (centro a centro), con los mecheros de mayor diámetro más separados. Los mecheros del quemador deben extenderse 2,1–3 metros (7–10 pies) por encima del nivel del suelo. 3.- El número de mecheros laterales usados debe estar basado en la variación anticipada en la tasa de flujo del gas o en una capacidad deseada de reserva de diseño. Si, por ejemplo, se esperara que la tasa de flujo variará de 30 a 100 por ciento de la tasa de diseño, entonces deben usarse tres laterales; un lateral para el mínimo a un tercio la tasa de diseño, dos laterales para un tercio a dos tercios la tasa y los tres laterales para tasa de dos tercios a tasa de diseño. Los quemadores laterales deben estar colocados con 9,14 a 15,24m (30 a 50 pies) de separación, a fin de asegurar suficiente distancia para aspirar aire para la combustión. 4.- La relación de variación de flujo para un quemador tipo bujía de tubo del tipo extremo abierto es 4 a 1. Usando boquillas diseíadas especialmente, la variación de flujo es de 10 a 1. 5.- Si se usan tubos quemadores, entonces las boquillas deben ser dimensionadas usando un número Mach de salida de 0,2 para operaciones normales y hasta un número Mach de salida de 0,5 (si hay presión disponible) para condiciones máximas o de emergencia (ver Sección 6.12.(a)1). 6.- Para asegurar la ignición de los gases a quemar, se recomienda proveer un mínimo de un piloto para cada lateral. Para líneas laterales largas (más de 30 metros o 100 pies) se recomienda usar un piloto en cada extremo del lateral. Estos pilotos podrían encenderse con un sistema de ignición de piloto (ver Sección 6.6). Es aceptable proveer sólo una línea de ignición (sin piloto) a la primera boquilla de mechero de cada lateral y dejar el resto de los mecheros encenderse uno al otro. 7.- Los laterales del quemador (tubo de acero al carbono) en estos sistemas tipo bujía, son enterrados para evitar daños debido a la alta radiación y 21


consiguientes niveles de alta temperatura. Un pie de cubierta es un mínimo aceptable. 8.- Debe haber por lo menos una válvula manual (generalmente una válvula de mariposa) en todos los laterales con la excepción de uno. Esto permite abrir y cerrar los laterales para igualar el número de mecheros en operación con la tasa de flujo del gas de quema. Un lateral no tendrá una válvula para asegurar que el sistema de quema tenga siempre algún área de alivio disponible. 6.13.- DIMENSIONAMIENTO DEL SELLO DEL MECHURRIO a.- Es común que el sello de gas tenga el mismo tamaño nominal que la boquilla; sin embargo, el tamaño no es obvio por la apariencia del sistema de quema. Por ejemplo, un sello molecular de 36 pulg. es considerablemente más grande en diámetro que 36 pulg (ver 7.1); pero como el sello de velocidad está completamente dentro de la boquilla o chimenea, las dimensiones internas podrían ser para un sello de velocidad de 36 pulg., de 30 pulg., o aún un tamaño más pequeño. b- El tamaño de la boquilla y el tamaño del sello de gas se seleccionan generalmente para hacer el mejor uso de la presión disponible. Por ejemplo, una boquilla de 36 pulg. con un sello de gas de 30 pulg. puede usar toda la caída de presión especificada disponible, donde una boquilla y sello de 36 pulg. no la tendría, de modo que el sello de 30 pulg es más económico. c.- La velocidad de gas de purga recomendada, en un sistema de quema sin sello, es de uno a tres pies por segundo en el cabezal de quema, para evitar que el aire entre al sistema bajo condiciones atmosféricas adversas. 1.- Si un sello molecular está incluido en el diseño, la velocidad del gas de purga puede ser 0,3–0,6 cm/seg (0,01– 0,02 pies/segundo). 2.- Si un sello de velocidad está incluído en el diseño, la tasa del gas de purga puede ser 1,5–2,1 cm/seg. (0,05– 0,07 pies/segundo). 3.- Las tasas de gas de purga mostradas arriba deben ser verificadas por el Proveedor durante el diseño detallado. 4.- Gas natural, gas combustible, un gas inerte o nitrógeno pueden usarse como gas de purga, dependiendo de su disponibilidad y costo, pero no debe usarse vapor de agua. d.- El diámetro del sello líquido está basado generalmente sobre una velocidad del gas de 2,1 – 2,5 m/seg (7–8 pies por segundo) hasta un diámetro máximo de 3,6 metros (12 pies). Para situaciones donde un tamaño más grande está indicado, consulte con el Proveedor. Deben proveerse suficientes placas 22


perforadas para asegurar una adecuada distribución de gas y deben proveerse suficientes deflectores para minimizar la acción del oleaje. 6.14.- DIMENSIONAMIENTO DE LOS TANQUES SEPARADORES El tanque separador debe tener una entrada tangencial y suficientes partes internas para asegurar la remoción de todas las gotas de líquido mayores de 150 micrones. El diámetro está basado generalmente en una velocidad de gas de 2,1– 2,5 m/seg. (7–8 pies/segundo) hasta un diámetro máximo de 3,6 metros (12 pies). Para las situaciones donde está indicado un tamaño más grande, consulte al Proveedor. 6.15.- CALCULOS DE RADIACION a.- La fórmula básica para el cálculo de radiación es: D

=

FQ 4K

Donde: D=

La distancia mínima desde el punto medio de la llama hasta el punto u objeto en consideración, en pies (metros).

F=

la fracción del calor que es radiado hacia el punto u objeto en consideración, sin dimensiones (ver tabla abajo).

Q=

el calor total emitido, en Btu por hora (kilovatios).

K=

el nivel neto permisible de intensidad de radiación (excluyendo la radiación solar), en el punto u objeto en consideración, en Btu por hora por pie cuadrado (kilovatios/metros cuadrados). Tipo de Gas

F

Hidrógeno

0,15

Metano

0,20

Etano Plus

0,30

Los valores F arriba son “los valores máximos de radiación térmica esperada con condiciones de combustión cercanas a lo ideal”. Como una combustión eficiente sería esperada con muy poca frecuencia a tasas de ignición pico, el uso de valores de F aproximadamente dos tercios de los citados aqui son sugeridos como representación de un enfoque más práctico (Ref. 1). 23


b.- El nivel de intensidad de radiación más común en el diseño de la altura del mechurrio es 4,73 kilovatios/m2 (1500 Btu por hora por pie cuadrado total; 300 para radiación solar y 1200 para radiación neta desde el mechurrio). Esto permite un tiempo de escape de 16 segundos. 1.- Si se requiere un tiempo de escape infinito (un diseño de mechurrio conservativo),entonces el nivel de intensidad de radiación de diseño debe ser 1,39 kilovatios/m2 (440 Btu por hora por pie cuadrado total) (300 para radiación solar y 140 radiación neta desde el mechurrio). 2.- Otros tiempos de escape y niveles de intensidad de radiación total correspondientes son como sigue (como se presentan en la página 35 de API RP 521): Nivel de Intensidad de radiación Kilovatios por Tiempo al Umbral (Btu por hora por pie cuadrado) metro cuadrado de Dolor (Segundos).

c.- Ciertamente, como lo indica Heitner, “No hay, todavía, una fórmula satisfactoria para estimar la longitud de la llama. Los datos adicionales sobre longitud de llama deben ser recogidos y analizados. Los datos deben incluir el diámetro de ataque, número Mach de salida, y peso molecular del gas además de la emisión de calor”. Sin embargo, debe elegirse un método para determinar la longitud de la llama. Por lo tanto el gráfico en la página 36 de API RP 521 será la base como lo representa la siguiente ecuación:

24


L exp 1,0917 log10 Q 5 L longitud de la llama, en pies Q emisión de calor , en Btu por hora =

−

=

DONDE

=

d.- La llama es afectada también por las condiciones del viento. Según aumenta el viento lateral, la llama se dobla hacia la horizontal. Como esto mueve el punto medio de la llama más cerca del nivel del suelo, el efecto del viento aumenta el nivel de intensidad de radiación. Este es un enfoque conservativo, porque los efectos enfriantes del viento (causados por la convección) no son tomados en cuenta a fin de simplificar los cálculos. Una velocidad de viento de razonable para usarse es 32 km/h (20 MPH ó 30 pps). A velocidades de viento muy por encima de ésta, el número de ocurrencias es poco, la duración es corta, el efecto enfriante se vuelve apreciable y el aumento de la turbulencia aumenta también la calidad de la llama y reduce la radiación. Por lo tanto, las velocidades de viento por encima de 32 km/h (20 MPH) generalmente tienen el resultado de un nivel de intensidad de radiación más bajo. La distorsión aproximada de la llama debido a viento lateral sobre la velocidad de chorro desde una chimenea puede determinarse del gráfico en la Figura 1. EJEMPLO Datos Básicos: Material fluyente – vapores de hidrocarburos W – Tasa de flujo – 100.000 lb/hr M – Peso molecular promedio – 46,1 T – Temperatura de flujo – 300 F = 760 R Calor de combustión – 21.500 Btu/lb k – Relación de calores específicos – 1,1 P – Presión de flujo en la boquilla – 14,7 Lpca (1 baria) Velocidad del viento 20 MPH (32 km/h)

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Paso 1.- Usando la ecuación (1) el diámetro de la boquilla es: d2

= (1,702) (10− 5 )

d2

= (1,702) (10 −

−5

)

W T P Mach KM (100.000 ) (14,7 ) (0,2 )

760 (1,1) (46,1)

d = 1,50 pies (mínimo) Paso 2.- Usando la ecuación (3) la longitud de la llama es: L = exp [1,0917 log10 (100.000) (21.500)) − 5] = 179 pies

Paso 3.- Usando el gráfico en la Figura 1 se determina la distorsión de la llama debido a la velocidad del viento: µw Velocidad del viento = µo Velocidad en la boquilla

Flujo del gas de quema =

(100.000 ) 379 (760 ) = 334 pies 3 / 5 3.600 46,1 520

2

Area =

π (1,5 )

4

= 1,77 pies cuadrados

334 pie3 / 5 Velocidad en la boquilla = = 189 pies / s 1,77 pies cuadrados µw µo

=

30 189

= 0,16

Del gráfico anterior

∆Y

∑ L

= 0,35

∆Y

∑ L

= 0,85

∑ ∆Y = (0,35) (179) = 62,6 pies ∑ ∆Y = (0,85) (179) = 152 pies

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Como el punto de concentración de radiación de la llama supuesto es el punto medio de la llama, Y = 1/2 ∑ ∆Y : X = 1/ 2 ∑ ∆ X : Paso 4.- Calcular la altura del mechurrio requerida, para llegar a una intensidad de radiación máxima permisible a nivel del suelo de 1500 Btu por hora por píe cuadrado (incluyendo un valor de radiación solar de 300 Btu por hora pie cuadrado). Usando la ecuación (2): D=

(0,3) (2 / 3 ) (21.500 ) (100.000 ) = 169 pies 4 π (1500 − 300 )

Altura del Mechurrio = D – 1/2 (Σ ∆Y) = 169 – ½ (62,6) = 138 pies Por lo tanto, se requiere una altura mínima de 138 pies y el nivel de radiación máxima ocurrirá a ∆X (76 pies) desde la base de la chimenea. Paso 5.- Pueden usarse otros procedimientos de cálculo más sofisticados para determinar el nivel de intensidad de radiación, tales como el uso de un ángulo de mira o el uso análisis segmental de la llama del mechurrio, pero estos procedimientos están más allá del alcance de este guía. 6.16.- CALCULOS DE RUIDO a.- El ruido generado por los mechurrios varía con la tasa de flujo del gas, composición del gas, tipo y modelo de la boquilla utilizada en el quemador etc. Por lo tanto, un valor para el nivel de ruido, a cierta distancia del mechurrio, debe obtenerse del Proveedor; sin embargo, una vez obtenido ese valor, el valor a otras distancias puede ser calculado por la siguiente ecuación:

Donde: Lp = nivel de presión del sonido en el punto P, en dB La = nivel de presión del sonido en el punto A, en dB Rp = distancia del punto P desde el tope del mechurrio, en metros (pies) Ra = distancia del punto A desde el tope del mechurrio, en metros (pies)

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b.- La siguiente es una copia de la Sección 17.2.9 de la Publicación API 931 (Párrafo de referencia 6.2. ( c) 3. “Una medida de sonido ampliamente utilizada, que correlaciona con la respuesta humana, es el nivel de presión de sonido peso–A (dBA) – indicador de un número sencillo de nivel de intensidad de un sonido escuchado por el oído humano”. “La base para la unidad peso–A es como sigue. Dentro del rango de audiofrecuencia, la sensibilidad del oido humano varía dramáticamente. Dos sonidos, iguales en magnitud pero diferentes en frecuencia (por ejemplo, 250 y 1000 hertz), no serán considerados igualmente ruidosos por la mayoría de las personas. Esto es debido a las características del oido humano el cual es menos sensible al sonido a las más bajas frecuencias. Para tomar cuenta de esta conducta, la lectura en la Escala–A de un medidor de nivel de sonido normal fue derivada, como una medida de sonido de un número sencillo que ’ pesa’ el espectro de frecuencia del sonido, de acuerdo con la sensibilidad subjetiva de los humanos a los sonidos a varias frecuencias”. “Los pesos usados para corregir los niveles de banda de octava de un espectro de ruido medido a una lectura escala–A son como sigue:

c.- De la Sección 17.2.3 de la Publicación API 931 (Párrafo de Referencia 6.2.(c)): “Abajo se presenta un procedimiento sencillo para efectuar la suma de dos o más niveles de presión de sonido en decibeles. Tome dos valores de decibeles a la vez, sume los valores apareados usando la siguiente tabla para obtener una nueva colección de resultados. Aparee entonces estos valores y 28


sume usando la misma tabla. Continúe este procedimiento hasta obtener un resultado sencillo. En general, este método de suma simplificada rendirá sumas exactas con una aproximación de _ 1 decibel”.

EJEMPLO Calcular el nivel de presión de sonido peso–A dados niveles de presión de sonido al centro de la banda a una distancia de 30 metros (100 pies) desde la base de una chimenea de mechurrio de (90 pies) de alto:

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PROCEDIMIENTO:

Sume ahora los valores corregidos de NPS para obtener el nivel de presión de sonido peso–A.

30


Por lo tanto, el nivel de presión de sonido peso–A es 76 dBA a una distancia de 135 pies desde el tope del mechurrio, esto es, 100 pies desde la base. Ahora, para calcular el nivel dBA a 800 pies desde la base de la chimenea de 90 pies de altura, use la ecuación (4):

31


32


33

VII. CÁLCULO DE DISPERSIÓN 7.1

7.2

7.3

1

Cálculo de Dispersión

7.4

7.5

2


3


4


a.-

5


-

6


7


a.

b.

8


9


10


11


c.-

12


13


14


15


16


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18

Diseño de Facilidades de Superficie

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