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UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR

DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA QUÍMICA

GUÍA DE DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR

Por: Freddy Leonardo Velásquez Zambrano

INFORME DE PASANTÍA Presentado ante la Ilustre Universidad Simón Bolívar como requisito parcial para optar al título de Ingeniero Químico

Sartenejas, Mayo de 2016

UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR

DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA QUÍMICA

GUÍA DE DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR

Por: Freddy Leonardo Velásquez Zambrano

Realizado con la asesoría de: Tutor Académico: Janneth García Tutor Industrial: Marinés Martínez

INFORME DE PASANTÍA Presentado ante la Ilustre Universidad Simón Bolívar como requisito parcial para optar al título de Ingeniero Químico

Sartenejas, Mayo de 2016

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ACTA DE EVALUACIÓN

ii

DEDICATORIA

 A la vida, por todo lo que que me ha enseñado, enseñado,  y a mi abuela abuela Baudilia, Baudilia, a quien nunca nunca olvido. olvido.

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AGRADECIMIENTOS A mi madre por toda la paciencia y el apoyo que me ha brindado a través de todos estos años. A mi padre quien, a pesar de la caja de sorpresas que he sido, sigue al pie del cañón. A mi tía Ninoska por haber servido de punto de apoyo en mis momentos de mayor vulnerabilidad, y a mi prima pri ma Angélica, a quien le debo infinitos momentos de hermandad. A mis amigos hechos previo a la universidad, Milena, Jessica, Melissa y Bárbara, quienes nunca han dejado de estar allí para mí, a pesar de todas las etapas insoportables por las cuales he pasado; a aquellos amigos que hice en la universidad, de entre los cuales resalto a Albany y Gretta, por ver en mí el profesional que hoy en día estoy por ser; a mis amigos derivados de la enseñanza del inglés: Ma. Laura, Edgardo, Ana, Pablo, Fátima, Jean Carlos, Zulay, David, Leticia, Yoselin y Eliaquin; por siempre proveerme de tanta alegría y confianza en mí mismo, además de fácilmente sacar en mí aquello que me hace único y especial; por último, al Sr Fernando, Leidy y Herly, por todo el apoyo, conocimiento y guiatura a lo largo de este camino desconocido desconocido que es la vida. En cuanto a influencias ingenieriles, le agradezco a la USB y a todos aquellos quienes tuve el placer de tener como profesores; la buena enseñanza es cuestión de vocación, y considero que aún hay bastante de eso en la USB, a pesar de las adversidades. Haré especial mención a la profesora Janneth García, quien después de haberme visto abrumado ante una barrera en repetidas ocasiones, sirvió de inspiración para seguir adelante con mis metas personales; al  profesor Simón López, quien me enseñó muchas de mis mejores éticas profesionales; a la  profesora Coral Delgado, Delgado, quien con su amplia sabiduría sabiduría ayudó a expandir expandir mis horizontes. Por último, a la familia Inelectra, de quienes aprendí muchísimo más de lo que esperaba, a los INEchéveres, quienes tuvieron que soportar mis loqueras por esos meses de pasantías, y en especial a mi tutora industrial Marinés Martínez, quien siempre encontraba el tiempo para extenderme una mano amiga y me contagió de su pasión por la ingeniería a pesar de la  plétora de responsabilidades responsabilidades que que siempre tiene encima. encima. Por último, pero igual de relevante, a mi novio Anibal Perales. Si bien todos aquellos antes mencionados me han ayudado a ser quien soy hoy en día, él es quien coloca la sonrisa más grande sobre mi rostro.

iv

ÍNDICE ÍNDICE ……………………………………………………………………………………... iv ÍNDICE DE TABLAS……………………………………………………………………… TABLAS……………………………………………………………………… vii  vii ÍNDICE DE FIGURAS………………………………………………………………… FIGURAS………………………………………………………………….... .... viii LISTA DE ABREVIATURAS…………………………………………………………..… ABREVIATURAS …………………………………………………………..….... ix LISTA DE SÍMBOLOS…………………………………………………………………….... SÍMBOLOS…………………………………………………………………….... x RESUMEN……………………………………………………………………………....… RESUMEN…………………………………………………………………………… …... xix INTRODUCCIÓN…………………………………………………………………………… 1 CAPÍTULO CAPÍTULO 1 DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA…………………………………………. EMPRESA…………………………………………. 3  3 CAPÍTULO 2 MARCO TEÓRICO………………………………………………………….. TEÓRICO………………………………………………………….. 5  5 2.1 Compuestos orgánicos volátiles………………………………………………………. volátiles ………………………………………………………. 5 2.2 Efectos de los COV sobre la salud y su clasificación en base a sus efectos ………… ………….... 5 2.3 Decreto 683: “ Normas “ Normas sobre calidad calidad del aire y control control de la contaminación contaminación atmosférica”………………………….…………………………………………………… 6 2.4 Emisiones provenientes de tanques de almacenamiento, brazos de carga e islas de llenado……………………………………………………………………………………. llenado…………………………………………………………………………………….. 7 2.4.1 Pérdidas por reposo o respiración…………………………………………………… respiració n…………………………………………………… 8  8 2.4.2 Pérdidas por llenado o vaciado……………………………………………………… vaciad o……………………………………………………… 8  8 2.4.3 Pérdidas intermitentes…………..…………………………………………………… 8 intermitentes…………..…………………………………………………… 8 2.5 Unidades de recuperación de vapor …………………………………………………… vapor …………………………………………………… 9  9 2.5.1 Adsorción por carbón activado….……………………………………………... activado….……………………………………………...….. ….. 10 2.5.2 Separación por membranas……..………………………………………………...…12 2.5.3 2.5.3 Propulsión por bombas Jet….……………………………………………………… 15 CAPÍTULO 3 METODOLOGÍA…………………………………………………………… 17

v

3.1 Búsqueda y selección de la información…………………………………………….. 17 3.2 Elaboración del manual…………………………………………………………… 18 3.3 Elaboración de la hoja de cálculo……………………………………………………. 19 CAPÍTULO 4 RESULTADOS Y DISCUSIÓN……………………………………………. 20 4.1 Secciones del manual………………………………………………………………… 20 4.1.1 Introducción……………………………………...………………………………… 20 4.1.2 Objetivos…………………………………………………………………………… 20 4.1.3 Uso de los criterios y las normativas………………………………….…………… 20 4.1.4 Inedones relacionados……………………………………………………………… 20 4.1.5 Acrónimos y siglas………………………………………………………………… 21 4.1.6 Excepciones………………………………………………………………………... 21 4.1.7 Memoria de cálculo………………………………………………………………... 21 4.1.8 Lecciones aprendidas………………………………………………………………. 21 4.1.9 Definiciones………………………………………………………………………... 21 4.1.10 Diseño de unidades de recuperación de vapo r……………………..……………... 21 4.1.10.1 Diseño de unidad de recuperación de vapor para tanques de almacenamiento de techo fijo………………………………...………………………………………..…... 22 4.1.10.1.1 Estimación de pérdidas en tanques de almacenamiento de techo fijo……...… 22 4.1.10.1.2 Ecuaciones de diseño para un adsorbedor con empaque de carbón activado... 36 4.1.10.1.3 Ecuaciones de diseño para una unidad de recuperación de vapor por membranas……………………………………………………………………………….. 53 4.1.10.1.4 Ecuaciones de diseño para una unidad de recuperación de vapor empleando una bomba Jet…………………………………….……………………………………… 66 4.1.10.2 Diseño de una unidad de recuperación de vapor para brazos de carga………… 84

vi

4.1.10.2.1 Estimación de pérdidas asociadas a los brazos de carga durante el llenado o vaciado de camiones de transporte………………………………………….……….… 84 4.1.10.2.2 Tecnologías para la recuperación de vapor en brazos de carga durante el llenado o vaciado de camiones de transporte …………………………………………… 87 4.1. 10.3 Diseño de una unidad de recuperación de vapor para islas de llenado……… 89 4.1.10.3.1 Estimación de pérdidas en islas de llenado durante el llenado de tanques de vehículos de transporte.………………………………………………………..………… 90 4.1.10.3.2 Tecnologías para la recuperación de vapor en islas de llenado………….…… 91 4.1.10.4 Hoja de cálculo………………………………………………………………… 95 4.1.11 Referencias……..………………………………………………………………… 96 4.1.12 Anexos…………….……………………………………………………………… 96 CONCLUSIONES Y RECOME NDACIONES…………………………………………….. 97 REFERENCIAS…………………………………………………………………………….. 99 APÉNDICE A: GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR…………………………………………………………………………...…… 101 APÉNDICE B: HOJAS DE CÁLCULO DE LA GUÍA PARA EL DIMENSIONAMIENTO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR …………………………….…... 246

vii

ÍNDICE DE TABLAS Tabla 2.1 Límite de emisiones de COV en base a la actividad de origen ………………… 7 Tabla 4.1 Rango de los parámetros para la aplicación de la correlación VazquezBeggs……………………………………………………………………….……………….. 34 Tabla 4.2 Rango de los parámetros para la aplicación de la correlación Rollins, McCain, Creeger……………………………………………………………………………………… 35 Tabla 4.3 Valores característicos de adsorbedores comerciales …………………………. 37 Tabla 4.4 Posibles valores para el factor de saturación S VOC…………………………......85 Tabla A.1 Condiciones base ambientales………………………………………………. 127 Tabla A.5 Condiciones típicas de operación de una bomba Jet ……...………..………..186

viii

ÍNDICE DE FIGURAS Figura 1.1 Unidades que conforman la estructura organizacional de Inelectra y los departamentos que constituyen la Unidad de Operaciones………………………………...… 4 Figura 2.1 Unidad de recuperación de vapor tipo en un sistema de tanques con gas de manto………………………………………………………………………………………..... 9 Figura 2.2 Diagrama de un adsorbedor típico……………………………….…………... 11 Figura 2.3 Diagrama de una URV típica empleando un separador a base de membranas………………………………………………………………………………….. 14 Figura 2.4 Representación esquemática de una bomba Jet…………………………….... 15 Figura 4.1 Ilustración de las diferentes zonas fácilmente identificables durante el proceso de adsorción ……………………………………………………………………...………..... 41 Figura 4.2 Ilustración de un gradiente de concentración en una membrana polimérica densa………………………………………………………………………………………… 56 Figura 4.3 Diferentes arreglos de flujo para membranas de fibra hueca: (a) contracorriente, (b) paralelo y contracorriente, (c) radial cruzado …………………………………………... 60 Figura 4.4 Ilustración de una URV en una isla d e llenado por balance de vapor…........... 92 Figura 4.5 Ilustración de una URV en una isla de llenado por vacío pasivo asistido. ...… 93 Figura 4.6 Ilustración de una URV en una isla de llenado por vacío activo asistido. …… 95

ix

LISTA DE ABREVIATURAS Abreviatura en el Nombre en Español documento API Instituto Americano de Petróleo COV Compuesto Orgánico Volátil Diagrama Básico de Procesos (Diagramas de Flujo de DBP Procesos, de Servicios y de Materiales de Construcción) Diagrama de Tuberías e DTI Instrumentación  Inelectra Documento INEDON  Normalizado HdD Hoja de Datos Agencia para la Protección del EPA Ambiente STP

Temperatura y Presión Estándar

URV

Unidad de Recuperación de Vapor

Nombre en Inglés  American Petroleum Institute Volatile Organic Compund Process Basic Diagram Piping and Instrumentation  Diagram Standard Document Inelectra  Data Sheet  Environmental Protection  Agency Standard Temperature and Pressure Vapor Recovery Unit

x

LISTA DE SÍMBOLOS Símbolo AA aA Agd Agt Ald Alt AM AP A p At Atotal B BA C CA CAB CAM CA1M CA2M CB CBM CC CE CG C p Co Ct Cv C1

Definición Unidad Constante en la ecuación de presión de vapor [adimensional] Actividad del compuesto A [mol/m 2 s kPa] Altura del gas en el difusor [m] Altura del gas en la garganta [m] Altura del líquido en el difusor [m] Altura del líquido en la garganta [m] Área requerida para llevar una separación [m2]  particular a cabo Área transversal de la fase [m 2] Área de las partículas en el lecho [m 2] Área transversal de la garganta [m 2] Área total de la interfaz entre líquido y gas [m 2] Masa de carbón en el lecho [m 2] Constante en la ecuación de presión de vapor [K] Volumen molar de un gas ideal [m 3/mol] Constante en la ecuación de presión de vapor [K] Factor de llegada de la emisión, contribuido por vapores en el compartimiento A del tanque [kg/m3] vacío antes de cargar Concentración del compuesto A [mol/m 3] Concentración de A en la superficie de la [mol/m3] membrana aguas arriba Concentración de A en la superficie de la [mol/m3] membrana aguas abajo Concentración del contaminante adsorbido al [mol/m3] momento de saturación del lecho Concentración del compuesto B [mol/m 3] Concentración del contaminante en las [mol/m3]  partículas de carbón Concentración del adsorbato en la corriente de salida al momento del lecho alcanzar el punto [mol/m3] de agotamiento Factor de emisiones generadas, debido a la [kg/m3] evaporación durante el proceso de carga Calor específico isobárico de un compuesto [kJ/kg K] Concentración del contaminante en la corriente [mol/m3] de entrada del equipo Concentración del adsorbato para un momento [mol/m3] dado Calor específico isocórico de un compuesto [kJ/kg K] 2 Constante empírica [(ft /bbl)*((1/psia)^C2))]

xi

C2 C3 D DVA Dd De DeA D j DO DP D p Ds Dt Dv DVA DVB EA Ee ee Eg egd ege egp egs ei El eld elj elp emd emt Emtot emtot Es es Et EVOC EVOCB f

Constante empírica Constante empírica Diámetro del tanque Coeficiente de difusión del contaminante en el carbón Diámetro (promedio) del difusor Diámetro (promedio) de la entrada Difusividad efectiva del compuesto A Diámetro de la boquilla del Jet Días de operación por año Diámetro de partícula Diámetro de la bomba Diámetro de la succión del gas Diámetro (promedio) de la garganta Diámetro del venturi Coeficiente de difusividad volumétrica del compuesto A Coeficiente de difusividad volumétrica del compuesto B Energía de activación Flujo de energía en la entrada Energía específica en la entrada Flujo de energía del gas Energía específica del gas en el difusor Energía específica del gas en la entrada Energía específica del gas en la bomba Energía específica del gas en la succión Energía específica de la fase en la sección i Flujo de energía del líquido Energía específica del líquido en el difusor Energía específica del líquido en el Jet Energía específica del líquido en la bomba Energía específica de la mezcla en el difusor Energía específica de la mezcla en la garganta Flujo total de energía de la mezcla de fluidos Energía específica total Flujo de energía en la succión del gas Energía específica en la succión del gas Flujo de energía en la garganta Pérdidas por carga de COV Pérdidas totales de COV por carga Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna

[adimensional] [K] [m] [m2/s] [m] [m] [m 2/s] [m] [día/año] [m] [m] [m] [m] [m] [m2/s] [m2/s] [kJ/mol] [kJ/s] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/s] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/s] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/s] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/s] [kJ/kg ó m 2/s2] [kJ/s] [kg/min] [kg/min] [adimensional]

xii

f t G GOR Hd hi HL HLX HR  HRO HS Ht HVO I JA JB k k d K E k e

K F

k  j K P K  N K S K B L L’ LA Ld Le LF Lin

Factor de fricción en la garganta Factor de crecimiento del vapor Relación gas-petróleo en un tanque Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección del difusor Altura de la sección i Altura del líquido Altura máxima del líquido Altura del techo del tanque Corte del techo Altura de la carcasa del tanque Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección de la garganta Corte del espacio con vapor Insolación solar total diaria en una superficie horizontal Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B Permeabilidad del medio Coeficiente de pérdidas en el difusor Factor de expansión del espacio con vapor Coeficiente de pérdidas en la entrada Constante empírica para cada par adsorbenteadsorbato a una temperatura dada Coeficiente de pérdidas en la boquilla Factor de producción con pérdidas por trabajo Factor de saturación por rendimiento con  pérdidas por trabajo Factor de saturación del vapor ventilado Factor de corrección de las condiciones de venteo Altura del lecho poroso Altura experimental de prueba de la columna Altura de la zona de adsorción Longitud del difusor Longitud de la entrada Pérdidas intermitentes Flujo de alimentación

[adimensional] [adimensional] [m 3/bbl] [adimensional] [m] [m] [m] [m] [m] [m] [adimensional] [m] [kJ/(m2 día)] [mol/m2-s, kg/m2-s o m3/m2-s] [mol/m2-s, kg/m2-s o m3/m2-s] [m2] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [las unidades de K F siempre contrarrestan las unidades de C O, las cuales dependen del valor de n] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [m] [m] [m] [m] [m] [kg/min] [mol/s o kg/s]

xiii

L j Lout LS LT Lt LW MW MWV M m  ̇

MA  ̇   ̇    ̇    ̇  

MS

mS mtotal MWV  N n P PA  pA PA1 PA2 PAM  pB PBM PBP

Longitud de la boquilla Flujo de residuo Pérdidas por reposo o por respiración Pérdidas totales Longitud de la garganta Pérdidas por llenado o vaciado Masa molecular del adsorbato Masa molecular del vapor Masa de adsorbato al momento de saturación Masa de contaminante removida posterior al alcance del punto de saturación del lecho hasta haber alcanzado la concentración C del contaminante en el lecho Flujo másico que atraviesa a la bomba Jet Masa molecular del gas A en difusión Flujo másico gas en el Jet Flujo másico en el punto i Flujo másico del líquido en el Jet Flujo másico de la mezcla en el Jet Cantidad máxima teórica de contaminante en la columna Masa máxima de contaminante removible  posible posterior al alcance del punto de saturación del lecho hasta la saturación máxima del lecho Masa total trabajada Masa molecular del vapor Número de rendimientos por año Constante empírica para cada par adsorbenteadsorbato a una temperatura dada Presión de operación del tanque Presión atmosférica Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) Presión del compuesto A aguas arriba de la membrana Presión del compuesto A aguas debajo de la membrana Presión del compuesto A en la membrana Permeabilidad del compuesto B (flujo por unidad de diferencia de presión) Presión del compuesto B en la membrana Presión establecida para ventilar el respirador

[m] [mol/s o kg/s] [m 3/min] [m3/min] [m] [m 3/min] [kg/mol] [kg/mol] [kg] [kg] [kg/s] [kg/mol] [kg/s] [kg/s] [kg/s] [kg/s] [kg]

[kg] [kg] [kg/mol] [año -1] [adimensional] [kPa] [kPa] [mol/m2 s kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [mol/m2 s kPa] [kPa] [kPa]

xiv

PBV Pe PGI

q A Ql Qg Qge Qgi Qgt Qgd Qgp Qgs Qi QO QS QVOC QVOCB

Vacío establecido para ventilar el respirador Presión en la entrada de la bomba Jet Presión del gas ideal Presión del espacio con vapor a condiciones normales de operación Presión de la mezcla de gases en el  punto i Presión real del vapor del crudo/gasolina cargado Presión en la garganta Presión de vapor real del material en el tanque a la temperatura T Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie Presión de vapor del líquido a la temperatura mínima diaria de la superficie Presión de vapor del líquido a la temperatura máxima diaria de la superficie Presión aguas arriba de la membrana Presión aguas abajo de la membrana Rendimiento neto anual (capacidad del tanque [bbl] multiplicado por la tasa de rendimiento anual) Coeficiente de permeabilidad del compuesto A Caudal de líquido en el Jet Caudal de gas en el Jet Caudal de gas en la entrada Caudal de gas en la sección i Caudal de gas en la garganta Caudal del gas en el difusor Caudal del gas en la bomba Caudal del gas en la succión Caudal en el punto i Caudal de petróleo procesado Caudal de salida de la columna Volumen del material cargado Volumen de material cargado de la barca

R

Constante de los gases ideales

PI Pi PRV Pt PV PVA PVN PVX P1 P2 Q

r r  p Re

Radio de las partículas en el lecho (asumiendo que tienen forma redonda) Radio medio de los poros Número de Reynolds

[kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [bbl/año] [mol/m 2 s kPa] [m 3/s] [m 3/s] [m 3/s] [m 3/s] [m 3/s] [m 3/s] [m 3/s] [m 3/s] [m3/s] [bbl/día] [m 3/s] [m 3/min] [m 3/min] [ 10,73164 (psi*ft3)/(lbmol*°R) ] [m] [m] [adimensional]

xv

R R  R S S SA SB SR  SVOC T tA TAA TAN TAX TB tB tE tF TGI Ti tL

TLA TM Tm ua us uw VB VE Vgd vge

Radio del techo en forma de domo del tanque Radio de la carcasa del tanque Área transversal de la columna Coeficiente de solubilidad del compuesto A Coeficiente de solubilidad del compuesto B Pendiente del techo cónico del tanque Factor de saturación Temperatura de operación del tanque Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazar su propia altura a lo largo de la columna Temperatura diaria ambiental promedio Temperatura diaria mínima del ambiente Temperatura diaria máxima del ambiente Temperatura del granel líquido Tiempo de saturación del lecho Tiempo requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento Tiempo requerido por la zona de adsorción para formarse Temperatura del gas ideal Temperatura de la mezcla de gases en el punto i Tiempo requerido por la zona de adsorción completamente formada para desplazarse a lo largo de la altura de la columna, L, hasta que la concentración en los residuos sea igual a C E Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie Temperatura a la cual ocurre la separación por membranas Temperatura absoluta de la mezcla Velocidad de la zona de adsorción Velocidad superficial del fluido (velocidad que el fluido tendría a través del espacio vacío al mismo caudal volumétrico) Velocidad de la onda de adsorción Volumen acumulado de desechos en el lecho  poroso Volumen acumulado de residuos que han  pasado a través de la columna durante el intervalo de tiempo [0,t E] Velocidad del gas que atraviesa el difusor Velocidad del gas en la entrada

[m] [m] [m 2] [mol/m 3 kPa] [mol/m 3 kPa] [m/m] [adimensional] [K] [s] [K] [K] [K] [K] [s] [s] [s] [K] [K] [s]

[K] [K] [K] [m/s] [m/s] [m/s] [m3] [m3] [m/s] [m/s]

xvi

vgi Vgt Vi vi v j vli vlj VLX Vmáx vmd vmt Vout V p VPh vt VV W WV X xa xAA xin xout XVOC y ̅

yA yout α αM γ γg γgc γo

Velocidad del gas en la sección i Velocidad del gas que atraviesa la garganta Volumen de la mezcla de gases en el punto i Velocidad del fluido en la sección i Velocidad del líquido pasando por la boquilla Velocidad del líquido en la sección i Velocidad del líquido en la sección Jet Volumen máximo de líquido en el tanque Volumen total acumulado de la corriente de desecho Velocidad de la mezcla en el difusor Velocidad de la mezcla en la garganta Flujo de permeado Volumen de las partículas en el lecho Velocidad de la fase Velocidad de la mezcla en la garganta Volumen del espacio con vapor Relación entre las presiones a ambos lados de la membrana Densidad del vapor Masa máxima de adsorbato que puede adsorber el lecho Cantidad de adsorbato adsorbido Fracción molar del compuesto A en la alimentación Fracción molar del compuesto A en la alimentación Fracción molar del compuesto A en el residuo Fracción molar del COV en el vapor Composición del flujo de permeado Composición promedio del gas que difunde Fracción molar de A en el permeado Fracción molar del compuesto A en el  permeado Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque Selectividad de la membrana para la separación de gases Índice adiabático Gravedad específica del gas en solución a la temperatura y presión real del tanque Gravedad específica del gas disuelto a 100 psig Grados API del líquido en el tanque

[m/s] [m/s] [m 3] [m/s] [m/s] [m/s] [m/s] [m 3] [m3] [m/s] [m/s] [m3/s, mol/s o kg/s] [m 3] [m/s] [m/s] [m 3] [adimensional] [kg/m3] [kg] [kg] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [kg COV/kg] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional]

xvii

γos ΔCA ΔEd ΔEe ΔEm ΔE j ΔP ΔPA ΔPB ΔPet ΔPt ΔPV ΔTA ΔTV ΔV Δz ɛB ɛM ɛP ɛS η θ j λ λt 1-λ 1-λt µ µ gt µl µ mt ξ

Gravedad específica del petróleo en el tanque de almacenamiento Diferencial de concentración del compuesto A antes y después de la membrana Pérdidas de energía en el difusor Pérdidas de energía en la entrada del gas Pérdidas de energía por mezclado Pérdidas de energía en la boquilla Caída de presión Diferencial de la presión parcial del compuesto A antes y después de la membrana Rango de variación establecido de presión de ventilación del respirador Caída de presión (Pérdidas por fricción) de la entrada a la garganta Pérdidas de energía en la garganta Rango de variación diaria de la presión del vapor Rango de temperatura ambiental diaria Rango de variación diaria de la temperatura del vapor Variación del caudal de permeado Grosor de la membrana porosa Fracción de vacío del lecho poroso Porosidad o fracción de vacío de la membrana Fracción de vacío de la partícula Fracción de vacío del sólido Eficiencia isentrópica Ángulo de inclinación de la boquilla con respecto a la horizontal Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases en la garganta Fracción de gas en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases Fracción de gas en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases en la garganta Viscosidad del medio Viscosidad del gas en la garganta Viscosidad del líquido Viscosidad de la mezcla en la garganta Grado de saturación de la columna en el punto

[adimensional] [mol/m3] [kJ/s] [kJ/s] [kJ/s] [kJ/s] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] [K] [K] [m3/s, mol/s o kg/s] [m] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [°] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [adimensional] [kg/m s] [kg/m s] [kg/m s] [kg/m s] [adimensional]

xviii

ρB ρg ρgd ρge ρGI ρgi ρgp ρgs ρgt ρi ρL ρl ρmd ρmezcla ρmt ρP ρS ρS app τM

de saturación Densidad del lecho poroso Densidad del gas en el Jet Densidad del gas en el difusor Densidad del gas en la entrada Densidad del gas ideal Densidad del gas en la sección i Densidad del gas en la bomba Densidad del gas en succión Densidad del gas en la garganta Densidad del fluido en el punto i Densidad del fluido Densidad del líquido en el Jet Densidad de la mezcla en el difusor Densidad de la mezcla en el Jet Densidad de la mezcla en la garganta Densidad de la partícula Densidad real del sólido Densidad aparente del sólido Tortuosidad

[kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m 3] [kg/m3] [kg/m3] [kg/m 3] [adimensional]

xix

UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA QUÍMICA

GUÍA DE DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR RESUMEN Gracias a las regulaciones ambientales venezolanas y al deseo de disminuir las emisiones en la industria petrolera, se ha visto en aumento el compromiso por mejorar las plantas de  procesamiento de crudo. Por su parte, empresas como Inelectra llevan a cabo el diseño de estas plantas; consecuentemente, el ingeniero químico se involucra a fondo en el desarrollo de esta clase de proyectos. Esto, aunado a la falta de procedimientos internos para el diseño de unidades de recuperación de vapor, motiva al Departamento de Procesos de Inelectra a la elaboración de un manual de diseño que reúna información esencial para el dimensionamiento de dichas unidades, aplicable principalmente en la industria petrolera y afines. Dicho manual abarca desde el cálculo de emisiones provenientes de tanques de almacenamiento, brazos de carga e islas de llenado, el dimensionamiento de las tecnologías de separación que pueden conformar a una Unidad de Recuperación de Vapor (o URV), como la separación por adsorción o membranas y el dimensionamiento de una bomba Jet a modo de complemento para el mejoramiento del proceso en cuestión, además de métodos  para la regulación de las emisiones tanto en brazos de carga como en islas de llenado. Para alcanzar este objetivo fue necesaria la revisión bibliográfica de fuentes físicas y digitales. Con ello, se desarrolló un manual de diseño que contiene la información necesaria  para el diseño de una URV, donde se organizó la información de acuerdo a los pasos a seguir  para el diseño, siguiendo lineamientos establecidos por Inelectra para la elaboración de este tipo de documentos. Los procedimientos mostrados en el manual son producto de la investigación de la bibliografía de acuerdo a lo solicitado por Inelectra. Posterior a esto, se  programaron hojas de cálculo con los procedimientos de predimensionamiento de los equipos, aplicándose los pasos y lineamientos establecidos en el documento. No fue posible comparar los resultados de diseño con unidades existentes pues no estaba disponible la información suficiente; sin embargo, los especialistas de Inelectra consideraron aceptables los  procedimientos propuestos. En fin, el manual y las hojas de cálculo reducen las horas hombres invertidas en el cálculo de emisiones y en el diseño de una URV. Palabras clave: manual, ambiente, unidad de recuperación de vapor, pérdidas, separación.

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INTRODUCCIÓN Desde hace varios años hasta el presente, el cuidado ambiental ha tomado considerable importancia; en consecuencia, muchísimos países han establecido regulaciones para evitar la contaminación ambiental derivada de la actividad humana. Una de las industrias más contaminantes es la petrolera. Vale destacar que la misma, a pesar de su gran colaboración a la degradación del medio ambiente, sigue siendo la principal fuente de producción energética en la actualidad. Por lo tanto, la posibilidad de hacer los procesos petroleros menos  perjudiciales está tornándose cada vez más y más relevante en la industria. Los procesos industrializados generan grandes cantidades de desechos o subproductos varios, los cuales se subdividen en emisiones gaseosas, efluentes líquidos y desechos sólidos. A diferencia de los efluentes y los desechos sólidos, las emisiones en particular, dada su naturaleza gaseosa, eran ignoradas por la dificultad que representa contenerlas, recopilarlas, e inclusive a veces identificar la existencia de las mismas. En consecuencia, las emisiones simplemente pasaban a formar parte de la atmósfera, desmejorando el aire respirado por todos aquellos entes vivientes cercanos a las plantas que producen dichas emisiones. Por ello, para  proteger el medio ambiente y cumplir con las regulaciones y estándares ambientales, se recomienda la incorporación de unidades de recuperación de vapor (URV), con las cuales se  plantea la recopilación de emisiones gaseosas en lugar de permitir su escape a la atmósfera. De acuerdo a los proyectos desarrollados en Inelectra, se quiere especificar el diseño de una URV, o en su defecto métodos de control para disminuir las emisiones provenientes de tanques de almacenamiento, brazos de carga e islas de llenado, bajo cumplimiento de la normativa ambiental. Estos equipos producen emisiones primordialmente porque trabajan con sustancias que contienen compuestos altamente volátiles, por lo que, a pesar de que en los mismos se manipulan sustancias mayoritariamente en estado líquido, cualquier oportunidad de vaporización que se presente representa un escape de gases. Dichas emisiones, una vez recuperadas pueden ser reutilizadas o dispuestas según los requerimientos del proceso. En Inelectra se consideró que para diseñar apropiadamente una URV era necesario tener un manual de diseño, conocido en Inelectra como Inelectra Documento Normalizado o “Inedon”, el cual contenga la información sobre el cálculo de emisiones provenientes de tanques de

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ciertos equipos encontrados en una URV, como es la unidad de separación (por adsorción o  por membranas) y la bomba Jet. El Inedon facilitará el diseño de las URV pues condensa la información esencial de diversas fuentes bibliográficas, agilizando así el proceso y consumiendo menor cantidad de horas hombre. Cabe destacar que el diseño de las URV en Inelectra consiste básicamente en el cálculo de las emisiones a ser recuperadas, la selección de la tecnología de separación, predimensionamiento de la misma, e incorporación de una bomba Jet si se considera necesario. Luego, con esta información se preparan las especificaciones y se solicita a los fabricantes quienes vendan los equipos que se adapten a las necesidades del  proyecto. El objetivo de este trabajo es elaborar una guía para el diseño de una unidad de recuperación de vapor. Para lograr este cometido se plantean los siguientes objetivos específicos: 

Establecer pasos generales a seguir para el diseño de una URV y presentar el  procedimiento de predimensionamiento, paso a paso, de aquellos equipos de tratamiento que no sean tecnología patentada o licenciadas.



Dar a conocer al usuario los efectos de las emisiones sobre el medio ambiente.



Revisar la normativa aplicable referente a emisiones y el medio ambiente.



Estudiar y presentar los tipos de emisiones típicas generadas en la industria petrolera durante el manejo de petróleo procesado en tanques de almacenamiento, brazos de carga e islas de llenado.



Presentar métodos de cálculo de emisiones provenientes de tanques de almacenamiento, brazos de carga e islas de llenado.



Definir las tecnologías de separación solicitadas por la compañía para la conformación de una URV.



Elaborar una hoja de cálculo para el cálculo de emisiones y el predimensionamiento de los equipos seleccionados.

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CAPÍTULO 1 DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA Inelectra es una empresa que presta servicios de ingeniería, procura y construcción, que van desde la ingeniería conceptual hasta la construcción y arranque de plantas. Principalmente se enfoca en proyectos para industrias petroleras como lo son la petroquímica; la producción,  procesamiento y compresión de gas y generación de potencia. La empresa fue fundada en 1968, y se inició en el desarrollo de trabajos electromecánicos,  pero debido a las demandas del mercado y a la visión de oportunidades dentro del mismo, se convirtió en una empresa multidisciplinaria especializándose en ingeniería de procesos, aseguramiento y control de la calidad, ingeniería de seguridad y estudios, automatización, control y construcción de plantas. Para ofrecer servicios de calidad, Inelectra se interesa por el crecimiento de sus empleados, ofreciéndoles cursos y talleres tanto dentro como fuera del país, incentivando el interés por el trabajo y la aptitud de los empleados en los proyectos donde se desenvuelvan. En el Departamento de Procesos se preparan anualmente seminarios que se imparten al personal de dicho departamento. Dichos seminarios son seleccionados basándose en las destrezas que el departamento considere apropiadas desarrollar en sus integrantes, o simplemente incrementarlas en ellos para su mejor preparación en futuros proyectos. En Inelectra se  promueve un ambiente de trabajo en equipo, de tranquilidad y armonía, acorde a un código de ética que tienen establecido. Igualmente, se fomenta la integración entre sus trabajadores con actividades semanales y mensuales, que motivan la fraternidad entre los empleados y contribuyen con la mejor comunicación entre ellos. Organizacionalmente, Inelectra se agrupa en unidades de trabajo según la función que desempeñan. Dentro de la estructura de la empresa, la Unidad de Operaciones cumple actividades de gran importancia para el desarrollo de la misma. Esta unidad consta del Departamento de Procesos, en el cual se desarrolló este trabajo. En la Figura 1.1 se muestra la estructura organizacional de Inelectra, separada en unidades y los departamentos  pertenecientes a la unidad de operaciones.

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Figura 1.1 Unidades que conforman la estructura organizacional de Inelectra y los departamentos que constituyen la Unidad de Operaciones.

O

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CAPÍTULO 2 MARCO TEÓRICO 2a

En este capítulo se mencionan las características predominantes de las emisiones, cuyos límites se definen en el Decreto N° 683: “ Normas sobre calidad del aire y control de la contaminación atmosférica”, además de hablar de las emisiones provenientes de tanques de almacenamiento, brazos de carga e islas de llenado. Por último, se comenta una unidad de recuperación de vapor tipo, además de tratarse las tecnologías especificadas por la empresa que pueden conforman a una URV, las cuales comprende los adsorbedores con carbón activado, los separadores por membranas y las bombas Jet.

2.1 Compuestos orgánicos volátiles Los compuestos orgánicos volátiles, o COV (por sus siglas en español), son aquellas sustancias orgánicas de baja masa molecular que, por su baja presión de vapor, pasan fácilmente del estado líquido al estado gaseoso. Además de carbono, también pueden contener elementos como hidrógeno, oxígeno, flúor, cloro,  bromo, azufre o nitrógeno.  Los COV generalmente son productos secundarios de la quema de combustibles,  como gasolina, madera, carbón o gas natural.  También son liberados por disolventes,  pinturas y otros  productos comúnmente empleados y almacenados en hogares y oficinas de trabajo. Algunos ejemplos de compuestos orgánicos volátiles son el isopreno, el  pineno y el limoneno;  mientras que algunos COV artificiales son el  benceno, el tolueno,  y el nitrobenceno. Muchos COV son peligrosos contaminantes del aire, ya que contribuyen a la formación del smog fotoquímico al reaccionar con otros contaminantes atmosféricos (como óxidos de nitrógeno) y con la luz solar. La mayoría de los COV surgen principalmente en áreas urbanas o áreas cercanas a plantas de producción, dando lugar a atmósferas ricas en ozono de un color marrón. Al reducir la emisión de estos compuestos orgánicos volátiles se conseguiría evitar la formación del smog.

2.2 Efectos de los COV sobre la salud y su clasificación en base a sus efectos Los efectos sobre la salud son variados, dependiendo del compuesto y del periodo al que se ha estado expuesto. Los compuestos orgánicos volátiles generalmente son  liposolubles, y por

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A corto plazo pueden causar: 

Irritación de los ojos, la garganta y la nariz.



Mareos, náuseas, dolor de cabeza, dolores estomacales y vómito de sangre.



Fatiga y manchas en la piel.

A largo plazo pueden dañar el hígado, los riñones o el sistema nervioso central; también  pueden ser carcinógenos, como por ejemplo el benceno. Los COV se pueden clasificar según su peligrosidad en tres grupos diferentes: 

Compuestos extremadamente peligrosos para la salud, como son el benceno, el  cloruro de vinilo, el 1,2-dicloroetano y el azufre.



Compuestos de clase A, los cuales pueden causar daños significativos al medio ambiente, como el acetaldehído, la anilina, el tetracloruro de carbono, entre muchos otros.



Compuestos de clase B, los cuales tienen impacto de menor grado en el medio ambiente o en la salud que las categorías antes mencionadas; sin embargo, la emisión constante de los mismos a la atmósfera acarrea problemas de salud y ambientales. Entre éstos, se tiene: la acetona, el etanol y los combustibles fósiles.

En lo que se refiere a emisiones provenientes de tanques de almacenamiento, de brazos de carga o de islas de llenado encontrados en la industria petrolera, las emisiones que la misma maneja pertenecen en su gran mayoría a compuestos de clase B.

2.3 Decreto 638:

“

Normas sobre calidad del aire y control de la contaminación

atmosférica”

En el artículo 3° del Decreto 638, se establecen emisiones límites permisibles para ciertos gases al aire libre, con el propósito de establecer un control sobre la calidad del aire. Dichos compuestos químicos presentados en este artículo del decreto en cuestión pueden estar o no  presentes en las emisiones provenientes de los tanques de almacenamiento, de los brazos de carga y de las islas de llenado. Sin embargo, en el artículo 10, que se refiere al límite de emisiones, se menciona específicamente a los compuestos orgánicos volátiles. A pesar de ello, la categorización de los COV difiere en comparación a la categorización

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este caso, el decreto los dividió en base a su aplicación en la industria; es decir, si son fotoquímicamente reactivos y si están presentes en sustancias sometidas a procesos de calentamiento o en contacto con alguna llama. De acuerdo a esto, se tiene que los límites de emisiones son los siguientes:

Tabla 2.1.  Límite de emisiones de COV en base a la actividad de origen Límite por día [kg/d]

Límite por hora [kg/h]

 b6,8

1,3

15,0

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Sustancias sometidas a procesos de calentamiento o contacto con llama Sustancias no sometidas a  procesos de calentamiento o contacto con llama En consecuencia, de las emisiones ser mayores a las estipuladas en el decreto 638, se requerirá la implementación de unidades de recuperación de vapor para disminuir la cantidad de emisiones de COV a la atmósfera.

2.4 Emisiones provenientes de tanques de almacenamiento, brazos de carga e islas de llenado Por definición una emisión gaseosa, proveniente ya sea de un tanque de almacenamiento, un  brazo de carga o una isla de llenado, representa una transferencia del COV contenido o manipulado por el equipo a la atmósfera. Por ello, a las emisiones también se les conoce en la literatura especializada como pérdidas, dado que una vez que dicho fluido ha pasado a formar  parte de la atmósfera, simplemente no hay forma de recuperarlo. En el caso de los brazos de carga y las islas de llenado, estas pérdidas surgen cuando se desplaza el COV de un contenedor a otro empleando estos equipos. Por su parte, las pérdidas en los tanques de almacenamiento han sido categorizadas dependiendo de su causa. Por lo tanto, se puede clasificar a las emisiones provenientes de tanques de almacenamiento en las siguientes categorías: pérdidas por reposo o respiración, pérdidas por llenado o vaciado y  pérdidas intermitentes.

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2.4.1 Pérdidas por reposo o respiración Denominadas en inglés como  Breathing Losses, las mismas son aquellas emisiones de vapor generadas en los momentos durante los cuales las operaciones de llenado o vaciado no se están llevando a cabo. Los líquidos petroquímicos en tanques de almacenamiento siempre generan vapores, dependiendo de cuánto espacio libre hay disponible dentro del tanque o dispositivo de almacenamiento y, a veces, estos vapores pueden escaparse del mismo, a pesar del aislamiento de los tanques. Para los tanques de techo fijo, el nivel del fluido es relevante de manera significativa ya que mientras más vacío esté el tanque, mayor será el espacio que hay disponible para que se acumule vapor. Sin embargo, hasta el momento en que estos vapores tomen suficiente presión como para pasar por la válvula de ventilación, no se consideran emisiones. Otro factor que afecta a las pérdidas por respiración es la variación de la temperatura debido a la locación de los tanques de almacenamiento, lo que causa la expansión de los gases en el interior de los tanques. La expansión de dichos gases aumenta la presión del vapor dentro del tanque, y las fuerzas resultantes por dicho aumento de presión también aportan al escape de los gases por la ventilación. Debido a esto es que un tanque que experimente menos variaciones de temperatura o que absorba menos calor (que sea de un color más claro o hecho de un material que refleje la luz) libera una cantidad inferior de emisiones.

2.4.2 Pérdidas por llenado o vaciado También conocidas en inglés como Working Losses, son aquellas emisiones que se generan cuando un COV es bombeado dentro o fuera de un tanque o dispositivo de almacenamiento; en otras palabras, cuando los niveles del fluido cambian o el mismo se agita.

2.4.3 Pérdidas intermitentes También conocidas como Flashing Losses, son aquellas emisiones que ocurren cuando un líquido mezclado con gases pasa de un estado a alta presión a uno de baja presión. A medida que la presión en el líquido cae, se liberan o “separan” algunos de los compuestos livianos disueltos en el líquido, mientras que algunos de los compuestos que son líquidos a la  presión/temperatura inicial pasan de ser un líquido a un gas/vapor; además de también ser liberados o “separados” del líquido. Cuando estos gases se liberan, algunos de los compuestos más pesados de entre los líquidos pueden mezclarse con estos gases y ser emanados con ellos.

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Las emisiones intermitentes son mayores a medida que la caída de presión aumenta y a medida que la cantidad de hidrocarburos ligeros en el líquido aumenta. La temperatura de los líquidos y del tanque de almacenamiento también influenciará en la cantidad de pérdidas intermitentes.

2.5 Unidades de recuperación de vapor También conocidas por sus siglas en español URV, son el conjunto de equipos que se encargan de extraer cualquier tipo de materia gaseosa de un flujo, ya sea bifásico o de una mezcla gaseosa, con propósitos varios (entiéndase para su almacenamiento o recirculación dentro de una planta) mediante diferentes tipos de procesos unitarios. En líneas generales, una URV está compuesta al menos por: 

La unidad de separación de gases o vapores.



El tanque o sistema de tanques, que da origen a la mezcla de gases o vapores (mejor conocida como emanaciones), el cual comúnmente contiene hidrocarburos.

Cualquier otro equipo, además de los antes mencionados, que también conforme la URV, simplemente fue incluido para optimizar el funcionamiento de la unidad; por ejemplo, la inclusión de bombas o compresores para ayudar al desplazamiento de los fluidos a través de las tuberías. A continuación se presenta un diagrama tipo de una unidad recuperadora de vapor aplicada a un sistema de tanques con gas de manto (gas inerte con el fin de aislar la materia almacenada del medio circundante), sin que en la misma se haya definido la tecnología para separar la mezcla:

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Si la corriente de la cual se quiere extraer el flujo es bifásica, equipos como un separador  bifásico gas-líquido pudiese ser más que suficiente para encargarse de ello. Por el contrario, cuando el flujo en cuestión es una mezcla gaseosa, existen varias posibilidades para lograr el cometido. En primera instancia, se tiene que la utilización de condensadores es un proceso unitario relativamente sencillo, en caso de tener diferencias significativas entre los puntos de condensación de los compuestos que conforman la mezcla. A pesar de esto, para el caso de los COV y por la naturaleza de los mismos, esta posibilidad no es viable. En consecuencia, otras tecnologías comúnmente utilizadas en la industria para la separación efectiva de corrientes gaseosas son las torres de adsorción y la separación por membranas. Cabe destacar, además, que esta tecnología es la seleccionada por Inelectra para su empleo en el proceso contemplado en el manual, cuya elaboración estuvo bajo mi responsabilidad, dado el manejo de gases de manto dentro de los tanques de almacenamiento utilizados por ellos en varios de sus proyectos.

2.5.1 Adsorción por carbón activado Primero que todo, la adsorción es un proceso que se caracteriza por la adhesión de átomos, iones o moléculas de un gas, un líquido o sólidos disueltos sobre una superficie. Este proceso crea una película del adsorbato (compuesto siendo adsorbido) en la superficie del adsorbente (compuesto sobre el cual se adhiere el adsorbato). Este proceso difiere de la absorción debido a que en la absorción un fluido (el absorbato) permea o se disuelve en un líquido o un sólido. Por su parte, la adsorción es un proceso netamente superficial, mientas que la absorción involucra a la totalidad del volumen del material. Los adsorbentes se utilizan comúnmente en la forma de pastillas esféricas, también conocidos como pellets, con un radio hidrodinámico el cual varía desde 0,25 mm hasta los 5 mm. Éstos han de tener alta resistencia a la abrasión, alta estabilidad térmica y poros de diámetro pequeños, lo cual resulta en una alta exposición del área superficial, y por ende, en una alta capacidad de adsorción. La mayoría de los adsorbentes industriales pertenecen a una de las siguientes tres categorías: 

Compuestos a base de oxígeno, los cuales típicamente son hidrofílicos y polares, que incluyen materiales como el gel de sílice y zeolitas.



Compuestos a base de carbón, los cuales comúnmente son hidrofóbicos y no-polares,

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

Compuestos a base de polímeros, los cuales poseen grupos funcionales polares o no  polares en una matriz de polímeros porosos.

El diseño de un sistema de adsorción depende de las características químicas del compuesto orgánico volátil o del contaminante del aire que se recupera, del caudal de entrada y de las  propiedades físicas del adsorbente. Antes que el gas de desecho entre a un adsorbedor, éste puede ser filtrado para prevenir la contaminación del lecho por hollín, gotas de resina y por grandes partículas atrapadas en el flujo. El gas puede ser enfriado para mantener el lecho a una temperatura de operación óptima y para prevenir incendios o polimerización de los hidrocarburos. Cuando el lecho está completamente saturado y necesita ser regenerado, los COV entrantes o el flujo cargado de contaminantes peligrosos del aire es direccionado a un lecho alterno. La regeneración del lecho se hace típicamente mediante el calentamiento o la aplicación de un vacío para desorber los gases adsorbidos; entonces, se enfría y se seca el lecho, usualmente mediante el soplado de aire a través del mismo con un ventilador, y los vapores son direccionados a un sistema de recuperación tal como un condensador, decantador o torre de destilación. Se regresa el lecho regenerado al adsorbedor, mientras que el otro lecho ahora saturado es purgado de COVs o contaminantes peligrosos del aire. Se puede repetir el proceso de regeneración numerosas veces; sin embargo, el absorbente ha de ser remplazado eventualmente debido a un descenso gradual en su capacidad de adsorción.

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Los sistemas de adsorción industrial comunes usan a menudo carbón activado, zeolita o adsorbentes poliméricos. El carbón activado, el cual no es completamente hidrofóbico ni hidrofílico, tiene afinidad tanto por moléculas polares como por moléculas no polares. Como consecuencia de esto, la humedad tiene un efecto notable sobre el carbón activado. Los  polímeros y la zeolita hidrofílica son generalmente mucho menos sensibles a la humedad, y mucho menos susceptibles al fuego, al desmoronamiento o a la pulverización. Por lo tanto, éstos no necesitan ser reemplazados tan frecuentemente; sin embargo, el carbón activado tiene un costo inicial más bajo. El diseño de una unidad de adsorción generalmente contiene: 

Un adsorbedor de doble lecho, preferiblemente para poder llevar a cabo adsorción continua (debido a la regeneración del lecho).



Compresor, debido a que cuanto mayor sea la presión, mayor será la capacidad de adsorción.



Soplador/ventilador.

De modo opcional, la unidad puede contener: 

Un enfriador, debido a que cuanto más baja sea la temperatura, mejor será la capacidad de adsorción.



Un condensador/decantador, para poder almacenar más fácilmente los gases recuperados de la adsorción, de así requerirse.

2.5.2 Separación por membranas Una membrana es capaz de separar mezcla de gases basándose en el gradiente de presión que se genera al atravesar una membrana, típicamente de unos 40 bar o mayor. Algunos gases  pasan a través de la membrana más rápido que otros y se concentran en el lado con presión  baja. Aquellos gases altamente polares y con masa molar baja tienen alta permeabilidad. Este tipo de separadores son efectivos cuando el gas a ser separado ya se encuentra a una alta temperatura y sólo se requiere una separación parcial. En un separador de membrana típico, el flujo de gas de desecho es alimentado a un arreglo de módulos de membranas, donde los solventes orgánicos preferencialmente penetran la membrana. Los compuestos orgánicos en el flujo que penetró la membrana son luego condensados y removidos como un líquido para su reciclaje o recuperación. El flujo de gas

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manteniendo la presión de vapor en la salida (aguas abajo) más baja que la presión de vapor en el lado de la alimentación (aguas arriba). En algunos casos, se requiere de una bomba de vacío en la salida para mantener esta fuerza propulsora. Un compuesto es separado por la membrana a una tasa dependiente de la permeabilidad del material de la membrana y de su fuerza propulsora a presión parcial. En algunos sistemas, se comprime la alimentación antes de pasar por la membrana para proveer la caída de presión a la membrana y/o para permitir la condensación del solvente a una temperatura más alta. Generalmente, el flujo permeado posee una concentración de COV de cinco a veinte veces mayor que en la alimentación. En líneas generales, existen dos tipos de membranas: porosas y no porosas. Las membranas  porosas son utilizadas principalmente para microfiltración y ultrafiltración. Este tipo de membranas contienen poros que varían desde 0,1 a 10 μm para las microfiltraciones, y de 0,001 a 0,1 μm para las ultrafiltraciones. Esta separación está basada en el tamaño de las  partículas. Para lograr una selectividad alta, los poros de la membrana necesitan ser relativamente más pequeños que las partículas en la mezcla. Una desventaja de utilizar membranas porosas son las incrustaciones, las cuales pueden ocasionar disminución del flujo a través del tiempo. Las membranas no porosas (o de polímeros) son utilizadas principalmente para ósmosis inversa, nanofiltración o separación molecular en la fase gaseosa. La membrana es una lámina a través de la cual el permeado se difunde debido a un gradiente de presión, concentración o de potencial eléctrico. El material polimérico afecta la permeabilidad y la selectividad de la membrana. El proceso de separación ocurre debido a diferencias entre las solubilidades y las difusividades. Una desventaja de las membranas no porosas es el bajo flujo; por lo tanto, la capa densa está usualmente hecha extremadamente fina y se deposita en tope de membranas asimétricas. Los sistemas de separación por membrana pueden tener una sola etapa o múltiples etapas, como sea necesario, para lograr las eficiencias de recuperación deseadas. La mayoría de las membranas están hechas de polímeros sintéticos; sin embargo, algunos fabricantes están considerando materiales inorgánicos, tales como cerámicas, para lidiar con aplicaciones más rigurosas.

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Las membranas son películas delgadas de múltiples capas hechas mediante el recubrimiento de una membrana de soporte microporosa con una capa bastante delgada y densa. La membrana de soporte provee fuerza mecánica, mientras que la capa delgada lleva a cabo la separación. Las películas más delgadas promueven una tasa de permeado mayor. Estas membranas son entonces incorporadas en los módulos que pueden aguantar temperaturas de hasta 60 °C (140 °F). La vida de la membrana puede ser de hasta tres años. Las separaciones por membranas deberían ser consideradas para flujos bajos, flujos de gas con alta concentración de desechos, en los cuales la condensación o la adsorción demuestran ser poco económicas o incapaces de lograr el nivel de eficiencia de recuperación. En la literatura especializada, el gas inerte por lo general es aire, pero no necesariamente tiene que ser así. Lo importante es que haya una diferencia entre el tamaño de partícula entre el gas inerte y el vapor que se desea recuperar. Este método requiere de: 

El separador a base de membranas.



Un ventilador para que sople la alimentación a separar.



Un compresor que extraiga el gas inerte de la unidad de separación, y lo redirija, ya sea a la atmósfera (generalmente en el caso del aire) o lo redirija para su reutilización como gas de manto o como algún otro servicio.

Además, de manera opcional, se puede tener: 

Un condensador para licuar el hidrocarburo recuperado.



Un tanque para almacenar el hidrocarburo recuperado.

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2.5.3 Propulsión por bombas Jet Este equipo cumple con la acción de bombeo y/o compresión (depende de la aplicación) con el fin de que un fluido impulsor transfiera su energía al fluido a succionar a la salida de la boquilla y la garganta de la bomba Jet. Dentro de las principales partes del equipo se destacan básicamente cuatro secciones: tobera, boquilla, garganta y difusor.

Figura 2.4 Representación esquemática de una bomba Jet  (4) El proceso utiliza una bomba para presurizar un flujo de agua producida para que el mismo sirva como el medio operativo para la bomba jet. La energía potencial (presión) del flujo de agua producida es convertida en energía cinética (velocidad) en la bomba jet. La alta velocidad del flujo de agua arrastra los vapores a una presión cercana a la atmosférica y los regresa a los sistemas de baja presión, facilitando su separación muy posiblemente mediante un absorbedor o algún otro proceso de separación que se considere pertinente. El agua es entonces regresada a los tanques de almacenamiento de agua para ser desgasificada aún más y ser reutilizada en el proceso, desecho o inyección del agua en la bomba Jet. Los sistemas Jet son simples, rentables y virtualmente no requieren mantenimiento. Estos sistemas pueden ser instalados por mucho menos que los sistemas basados en compresores y operar por una fracción de los gastos de operación de los otros. A continuación un breve resumen de las secciones del dispositivo:

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

Una tobera: consta de dos partes cónicas y concéntricas de igual longitud: la sección convergente del cuerpo y la boquilla. A través de la sección transversal de la boquilla, circula el fluido de baja presión y por el área entre la superficie externa del cono interior y la superficie interna de la sección convergente del cuerpo (o tobera) pasará el fluido impulsor. La reducción del área transversal anular de esta sección genera un aumento progresivo de la velocidad del fluido impulsor, el cual, al salir de la boquilla anular, genera un “jet”, también anular de alta velocidad y baja presión rodeando el núcleo de fluido de baja energía para dar inicio al final de la tobera a la transferencia de energía cinética entre el fluido impulsor y el fluido a succionar.



La garganta: sección más importante del equipo Jet debido a que es en ésta donde el fluido impulsor le transfiere parte de su energía al fluido succionado, obteniéndose como resultado la mezcla de los dos fluidos y un nivel energético intermedio a los iniciales. Se cumple que a mejor mezclado en la garganta, mejor es la eficiencia del equipo; además, la eficiencia disminuye cuando la longitud de la garganta es excesiva.



El difusor: sección en la cual la mezcla que sale de la garganta con cierto nivel de energía cinética transforma su energía cinética en presión, debido a un incremento  progresivo en su sección transversal. Esta sección debe ser diseñada para recuperar la  presión necesaria requerida para el transporte del fluido.

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CAPÍTULO 3 METODOLOGÍA 3a

En este capítulo se presentan las etapas sucesivas para elaborar el manual de diseño,  producto principal de este trabajo, para cumplir con los objetivos específicos planteados en la introducción. El proceso se clasificó en tres etapas: búsqueda y selección de la información, elaboración del manual y elaboración de la hoja de cálculo.

3.1 Búsqueda y selección de la información La revisión bibliográfica se llevó a cabo principalmente en la biblioteca interna de Inelectra, en la biblioteca de la USB y en la biblioteca de la UCV, donde se consultaron textos especializados, libros de tesis o pasantías relacionadas con el campo y revistas científicas. También se hizo uso de libros disponibles en bibliotecas digitales y otras fuentes electrónicas especializadas en el cuidado del ambiente o en el tratamiento de emisiones, tales como: las agencias de protección ambiental en el mundo, de las cuales resalta “The Environmental Protection Agency” (EPA) de los Estados Unidos; también se consultaron sitos web de ministerios del ambiente, universidades e industrias comerciales, los cuales facilitan manuales de procedimiento, estudios de impacto ambiental, tesis de grado, reportes, conferencias, convenciones, entre muchos otros. Cabe destacar que la incorporación de unidades de recuperación de vapor en las plantas no es una práctica común en Inelectra, por lo que no se encontró personal de Inelectra que pudiese proveer información o conocimiento alguno sobre el tema. Los principales retos en esta etapa fueron: 

La selección de la información adecuada. Esto se dificultó por aspectos como: la confiabilidad de la referencia, la validez de la información y si la información estaba actualizada o no.



Es importante destacar que la recopilación de emisiones no es un proceso nuevo para la industria, ya que se encontraron documentos o estudios llevados a cabo inclusive antes de 1970, por lo que en algunas referencias se reportan estudios de décadas atrás, los cuales no necesariamente aplican para los procesos actuales.



Para escoger la información se corroboró la información con más de una referencia en

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la tutora industrial como a la tutora académica, para así poder hacer las correcciones  pertinentes, en caso de así requerirse. 

Los métodos de cálculo de las emisiones varían mucho entre las instituciones que los han publicado, por lo que la selección del mismo se basó en la diferenciación de métodos con respecto a los utilizados en Inelectra.



La información referente al predimensionamiento de los equipos es amplia; sin embargo, los procedimientos de cálculo varían mucho entre fuentes dadas las suposiciones tomadas en cuenta por las fuentes.

3.2 Elaboración del manual El alcance del manual a elaborar ya estaba bastante delimitado desde un principio, enfocándose el mismo, principalmente, en el cálculo de emisiones provenientes de los tanques de almacenamiento con COV, brazos de carga de COV e islas de llenado que manipulen COV; además del predimensionamiento de elementos particulares de una URV, como son las unidades de separación a base de la adsorción por carbón activado o por membranas, y las  bombas Jet. Una vez finalizada la búsqueda de información, se procedió a la inclusión de los contenidos relevantes en el manual de la manera más concisa y sencilla posible. Se dejó por fuera del alcance del documento otros tipos de unidades de separación, como equipos varios que  pudiesen mejorar o facilitar el funcionamiento de una URV. Luego de delimitar el alcance, se establecieron las secciones que llevaría el Manual de diseño, para lo cual se hizo una revisión de los otros manuales o procedimientos internos de Inelectra, con la finalidad de darle una estructura similar a los documentos que maneja el  personal, facilitando así su uso y comprensión. Las primeras secciones del manual de diseño se definieron basados en los otros documentos de Inelectra, mientras que el resto de las secciones se seleccionaron y desarrollaron según la información pertinente al cálculo de emisiones y al predimensionamiento de la URV, manteniendo el esquema de los documentos de Inelectra a lo largo de este proceso. Para esta etapa fue muy valioso el apoyo de ambos tutores, con cuya contribución se logró la definición de las secciones y el desarrollo de cada una de ellas. Gracias a este apoyo se logró superar parte de los problemas planteados en la etapa pasada, los cuales repercuten de

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3.3 Elaboración de la hoja de cálculo Para esta etapa se empleó el software  Microsoft® Office Excel™ para transcribir las ecuaciones de cálculo presentadas en los procedimientos incluidos en el manual. El propósito de estas hojas es agilizar el cálculo por parte de los ingenieros de proceso de Inelectra al momento de requerir la cantidad de emisiones producidas en los casos antes mencionados o  para predimensionar equipos que puedan componer o no a una URV. La creación de esta herramienta facilitó la revisión de los procedimientos presentados en el manual, ya que siempre se esperó poder conseguir una secuencia lógica de pasos lógica, además de que la misma tenía que cumplir con la coherencia de unidades y permanecer dentro de un margen de condiciones típicas de operación.

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CAPÍTULO 4 RESULTADOS Y DISCUSIÓN 4A

En este capítulo se desglosan las secciones contenidas en el manual de diseño y el objetivo de cada una de ellas, haciendo especial énfasis en las secciones con las ecuaciones de  predimensionamiento. De igual manera, se comenta la estructura y el uso de las hojas de cálculo.

4.1 Secciones del manual A continuación se presentan las secciones que fueron desarrolladas en el manual y una  breve descripción de cada una de ellas.

4.1.1 Introducción En esta sección se busca dar a entender al lector el propósito del manual y se ofrece información básica sobre el contenido del mismo.

4.1.2 Objetivos Se establece el alcance y lineamientos del manual desarrollado.

4.1.3 Uso de los criterios y la normativa En esta parte del documento se aclara que los criterios establecidos por el cliente  predominan sobre los expuestos en el manual y que es responsabilidad del profesional consultar la normativa más actualizada, tanto a nivel nacional como internacional que aplique al proyecto en cuestión.

4.1.4 Inedones relacionados En esta sección se listan los documentos internos de Inelectra que pueden tomarse en consideración al momento de la realización de un proyecto, ya sea porque los mismos establecen cómo deben elaborarse los documentos, o porque podrían servir de buen complemento al manual aquí presentado.

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4.1.5 Acrónimos y siglas Se presenta una lista exhaustiva con el significado de los acrónimos y siglas utilizados en el manual.

4.1.6 Excepciones Se habla sobre el contenido que está fuera del alcance del manual presentado; sin embargo, se hace mención de aquellos equipos o condiciones de operación que complementan los  predimensionamientos y cálculos presentados en el manual.

4.1.7 Memoria de cálculo Se mencionan brevemente los documentos y la información requerida para llevar a cabo los cálculos presentados en el manual y en la hoja de cálculo, además de la información que se espera obtener después de haber utilizado el manual.

4.1.8 Lecciones aprendidas Las lecciones aprendidas son foros que se abren en Inelectra para discutir puntos en los cuales se tienen dudas con respecto al proyecto. En esta sección se hace referencia al Inelectra Documento Normalizado que explica cómo se crean las lecciones aprendidas.

4.1.9 Definiciones Se presentan las definiciones necesarias para el entendimiento del manual, principalmente de términos relacionados a las emisiones de compuestos orgánicos volátiles y a la tecnología involucrada en las unidades de recuperación de vapor que sean nombrados en el Inelectra Documento Normalizado, esto con la finalidad de facilitar la comprensión al lector.

4.1.10 Diseño de unidades de recuperación de vapor Siendo ésta la sección que compone el grueso del manual, aquí se presentan todos los  procedimientos pertinentes a los cálculos de emisiones para todos los casos propuestos en el manual. Además se exponen los procedimientos de predimensionamiento para las tecnologías  propuestas por Inelectra que pueden componer una unidad de recuperación de vapor y se hace la proposición de equipos de separación de mezclas de vapor. Todos los cálculos presentados en esta sección corresponden a procedimientos aplicables durante la etapa de ingeniería conceptual en el desarrollo de cualquier proyecto ingenieril.

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4.1.10.1 Diseño de unidad de recuperación de vapor para tanques de almacenamiento de techo fijo Se presentan los diferentes tipos de pérdidas por emisiones suscitadas en tanques de almacenamiento de techo fijo, las cuales son: pérdidas por reposo o respiración, pérdidas por llenado o vaciado, y pérdidas intermitentes; además de los métodos de cálculo para cada una de ellas, y así poder proceder con el predimensionamiento de una URV acorde al flujo de gas a recuperar.

4.1.10.1.1 Estimación de pérdidas en tanques de almacenamiento de techo fijo [3] Los métodos de cálculo presentados a continuación son correlaciones originadas de la modelación matemática de fenómenos naturales. Dichas ecuaciones, provistas para estimar las emisiones producidas en reposo y por trabajo, aplican para tanques con carcasas cilíndricas verticales y techos fijos. Estos tanques deben ser herméticos ante líquidos y gases y deben operar a una presión aproximada a la atmosférica. Las ecuaciones no están pensadas para el cálculo de pérdidas en reservas inestables o que estén hirviendo o en mezclas de hidrocarburos o petroquímicos para los cuales la presión de vapor no sea conocida o no pueda ser predicha fácilmente. Las pérdidas totales en los tanques de techo fijo son iguales a la sumatoria de las pérdidas por reposo o respiración y las pérdidas por trabajo:

 =   

Ec. 4.1

donde:  LT 

Pérdidas totales [m 3/min]

 LS 

Pérdidas por reposo o por respiración [m 3/min] (véase ecuación 4.2)

 LW 

Pérdidas por llenado o vaciado [m 3/min] (véase ecuación 4.28)

4.1.10.1.1.1 Pérdidas por reposo o por respiración ( Standing Storage Loss or Breathing  Loss) [1]

Las pérdidas por reposo o por respiración,  LS , se refieren a la pérdida de vapores almacenados como resultado de la respiración del vapor en el espacio del tanque. Las pérdidas  por reposo o respiración en los tanques de techo fijo pueden ser estimadas por medio de la ecuación 4.2.

 1 

Ec. 4.2

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donde:  LS 

Pérdidas por reposo o por respiración [m 3/min]

V V 

Volumen del espacio con vapor [m 3] (véase ecuación 4.3)

K  E 

Factor de expansión del espacio con vapor [adimensional]

K S 

Factor de saturación del vapor ventilado [adimensional]

1440-1 Constante, el número de minutos en un día [min -1] Se calcula el volumen del espacio con vapor en el tanque ( V V ) usando la siguiente ecuación:

 = 4 

Ec. 4.3

donde: V V 

Volumen del espacio con vapor [m 3]

 D

Diámetro del tanque [m]

 H VO

Corte del espacio con vapor [m] (véase ecuación 4.12)

La ecuación para la pérdida por reposo puede ser simplificada mediante la combinación de la ecuación 4.2 con la ecuación 4.3. El resultado es la ecuación 4.4.

 = 14401 4   

Ec. 4.4

donde:  LS 

Pérdidas por reposo o por respiración [m 3/min]

K  E 

Factor de expansión del espacio con vapor [adimensional] (véase ecuación 4.5)

 D

Diámetro del tanque [m]

 H VO

Corte del espacio con vapor [m] (véase ecuación 4.12)

K S 

Factor de saturación del vapor ventilado [adimensional] (véase ecuación 4.17)

1440-1 Constante, el número de minutos en un día [min -1] Los cálculos del factor de expansión del espacio con vapor, K  E , dependen de las  propiedades del líquido en el tanque y de las configuraciones de venteo del respirador. Si la reserva de líquido tiene una presión de vapor real mayor que 0,7 kPa, o si las configuraciones de venteo del respirador son mayores que el rango típico de ± 0,2 kPa, véase la ecuación 4.6

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tiene una presión de vapor real menor que 0,7 kPa y las configuraciones de venteo del respirador son ± 0,2 kPa, utilice entonces la ecuación 4.7. Si se conocen la locación del tanque, su color y su condición, se calcula el K  E  utilizando la siguiente ecuación:

 = 0,001 ∆ = 0,001 0,72   0,00137  

Ec. 4.5

donde: K  E 

Factor de expansión del espacio con vapor [adimensional]

 ΔT V 

Rango de variación diaria de la temperatura del vapor [K]

T  AX 

Temperatura diaria máxima del ambiente [K]

T  AN 

Temperatura diaria mínima del ambiente [K]

α

Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque (adimensional]

 I

Insolación solar total diaria en una superficie horizontal [kJ/(m 2 día)]

0,001

Constante, [K -1]

0,72

Constante [adimensional]

0,00137 Constante [(K m 2 día)/kJ] Si se desconoce la locación del tanque, se puede calcular un valor de K  E   utilizando las condiciones meteorológicas típicas del área en cuestión. El valor típico para la insolación solar diaria es de 15.558,44 kJ/(m 2 día) y el coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque es de 0,17 para la pintura blanca en buena condición. Cuando el líquido almacenado tiene una presión de vapor real mayor que 0,7 kPa, se obtiene un estimado más preciso del factor de expansión del espacio con vapor, K  E , por la ecuación 4.6. Tal como se muestra en la ecuación, K  E  tiene que ser mayor que cero. Si K  E  es menor que cero, no habrá pérdidas por reposo.

 = ∆  ∆  ∆ > 0 donde:  ΔT V 

Rango de variación diaria de la temperatura del vapor [K]

Ec. 4.6

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 ΔP B

Rango de variación establecido de presión de ventilación del respirador [kPa]

P A

Presión atmosférica [kPa]

PVA

Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie [kPa] (ecuación 4.18)

T  LA

Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie [K] (Ecuación 4.19)

El rango de variación diaria de la temperatura del vapor, ΔTV, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

∆ = 0,72∆  0,00137  

Ec. 4.7

donde:  ΔT V 

Rango de variación diaria de la temperatura del vapor [K]

 ΔT  A

Rango de temperatura ambiental diaria [K]

α

Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque [adimensional]

0,00137 Constante [(K m 2 día)/kJ]  I

Insolación solar total diaria en una superficie horizontal [kJ/(m 2 día)]

El rango de variación diaria de la presión del vapor,  ΔPV , puede ser calculado utilizando la siguiente ecuación:

∆ =   

Ec. 4.8

donde:  ΔPV 

Rango de variación diaria de la presión del vapor [kPa]

PVX 

Presión de vapor del líquido a la temperatura máxima diaria de la superficie [kPa]

PVN 

Presión de vapor del líquido a la temperatura mínima diaria de la superficie [kPa]

El siguiente método puede ser utilizado como método alterno para calcular ΔPV  para líquidos petroleros:

∆  0,50   ∆

Ec. 4.9

26

donde:  ΔPV 

Rango de variación diaria de la presión del vapor [kPa]

0,50

Constante [adimensional]

 B A

Constante en la ecuación de presión de vapor [K]

PVA

Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie [kPa]

T  LA

Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie [K] (Ecuación 4.19)

 ΔT V 

Rango de variación diaria de la temperatura del vapor [K]

El rango de variación establecido de presión de ventilación del respirador,  ΔP B, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

∆ =   

Ec. 4.10

donde:  ΔP B

Rango de variación establecido de presión de ventilación del respirador [kPa]

P BP

Presión establecida para ventilar el respirador [kPa]

P BV 

Vacío establecido para ventilar el respirador [kPa]

Si no está disponible la información específica sobre la presión establecida para ventilar el respirador, asuma 0,2 kPa para P BP y -0,2 kPa para P BV  como calores típicos. Si el tanque de techo fijo es de construcción empernada o remachada en la cual los platos de la carcasa o del techo no son herméticos, asuma que  ΔP B = 0, inclusive si se utiliza un respirador de venteo. El rango de temperatura ambiental diaria,  ΔT  A, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

∆ =   

Ec. 4.11

donde:  ΔT  A

Rango de temperatura ambiental diaria [K]

T  AX 

Temperatura diaria máxima del ambiente [K]

T  AN 

Temperatura diaria mínima del ambiente [K]

Las presiones de vapor asociadas con las temperaturas máximas y mínimas en la superficie

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correspondientes, T  LX  y T  LN , en la función de la presión de vapor discutida en la ecuación 4.18. El corte del espacio con vapor,  H VO, es la altura de un cilindro del diámetro del tanque,  D, el volumen del cual es equivalente al volumen del espacio con vapor de un tanque con techo fijo, incluyendo el volumen bajo el techo cónico o de domo. El corte del espacio con vapor,  H VO, se estima mediante:

 =     

Ec. 4.12

donde:  H VO

Corte del espacio con vapor [m]

 H S 

Altura de la carcasa del tanque [m]

 H  L

Altura del líquido [m]

 H  RO

Corte del techo (o equivalente de la altura de la carcasa para el volumen contenido bajo el techo) [m]

Para techos cónicos, el corte del techo,  H  RO, se calcula de la siguiente manera:

  = 1/3 

Ec. 4.13

donde:  H  RO

Corte del techo (o equivalente de la altura de la carcasa para el volumen contenido bajo el techo) [m]

 H  R

Altura del techo del tanque [m]

 = 

Ec. 4.14

donde: S  R

Pendiente del techo cónico del tanque [m/m]; si se desconoce este valor, comúnmente se utiliza un valor estándar de 0,0625

 RS 

Radio de la carcasa del tanque [m]

Para un techo en forma de domo, el corte del techo,  H  RO, se calcula como se muestra a

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 1 1    =  2  6   

Ec. 4.15

donde:  H  RO

Corte del techo [m]

 H  R

Altura del techo del tanque [m]

 =   (  ),

Ec. 4.16

donde:  R R

Radio del techo en forma de domo del tanque [m]

El valor de R R usualmente varía desde 0,8 D –  1,2 D, donde D = 2RS . Si se desconoce el valor de R R, se utiliza el diámetro del tanque en su lugar. Si se utiliza el diámetro del tanque como el valor de R R, las ecuaciones 4.15 y 4.16 se reducen a  H  RO = 0.137 RS  y H  R = 0.268 RS . El factor de saturación del vapor ventilado, K S , se calcula utilizando la siguiente ecuación:

 = 1 0,111381  

Ec. 4.17

donde: K S 

Factor de saturación del vapor ventilado [adimensional]

PVA

Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie [kPa]

 H VO

Corte del espacio con vapor [m]

0,11138 Constante [(kPa-m) -1] La presión de vapor real es la presión parcial de equilibrio ejercida por el líquido orgánico volátil, tal como se define en el ASTM-D 2879 o como se obtiene de los textos estándares de referencia. La presión de vapor Reid es la presión de vapor absoluta del crudo volátil y de los líquidos volátiles petroleros no viscosos, excepto los gases licuados del crudo. Se puede determinar la presión de vapor real para algunas reservas de crudo, a la

log =     

29

Ec. 4.18

donde: PVA

Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie [kPa]

T  LA

Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie [K]

 A A

Constante en la ecuación de presión de vapor [adimensional]

 B A

Constante en la ecuación de presión de vapor [K]

C  A

Constante en la ecuación de presión de vapor [K]

Si la temperatura diaria promedio del líquido en la superficie, T  LA, se desconoce, se puede calcular utilizando la siguiente ecuación:

 = 0,44  0,56  0,00137  

Ec. 4.19

donde: T  LA

Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie [K]

T  AA

Temperatura diaria ambiental promedio [K]

T  B

Temperatura del granel líquido [K]

0,00137 Constante [(m2 día K)/kJ] α

Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque [adimensional]

 I

Insolación solar total diaria en una superficie horizontal [kJ/(m 2 día)]

 No debería utilizarse la ecuación 4.19 para estimar la temperatura del líquido en la superficie en tanques aislados. En el caso de tanques aislados, la temperatura promedio del líquido en la superficie debería basarse en mediciones de temperatura del líquido en la superficie directamente del tanque. La temperatura diaria ambiental promedio, T AA, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

 =  2  donde:

Ec. 4.20

30

T  AA

Temperatura diaria ambiental promedio [K]

T  AX 

Temperatura diaria máxima del ambiente [K]

T  AN 

Temperatura diaria mínima del ambiente [K]

La temperatura del granel líquido, T B, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

 =   3,333  0,556

Ec. 4.21

donde: T  B

Temperatura del granel líquido [K]

T  AA

Temperatura diaria ambiental promedio [K]

3,333

Constante [K]

α

Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque [adimensional]

0,556

Constante [K]

4.1.10.1.1.2 Pérdidas por llenado o vaciado ( Working loss) [3] Las pérdidas por llenado o vaciado,  LW , se refieren a las pérdidas de vapores de la reserva como resultado de las operaciones de llenado o vaciado del tanque. Las pérdidas por trabajo en los tanques de techo fijo se pueden estimar por:

 = 525.16000,06579     

Ec. 4.22

donde:  LW 

Pérdida por llenado o vaciado [kg/min]

 MW V 

Masa molecular del vapor [kg/mol]

PVA

Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie [kPa]

Q

Rendimiento neto anual (capacidad del tanque [bbl] multiplicado por la tasa de rendimiento anual) [bbl/año]

525.600-1

Factor de conversión [año/min]

0,06579 Constante [mol/(kPa bbl)] K P

Factor de producción con pérdidas por trabajo [adimensional]  para crudo K P = 0,75

31

K  N 

Factor de saturación por rendimiento con pérdidas por trabajo [adimensional]  para rendimiento >36, K  N  = (180 + N)/6N   para rendimiento ≤36, K  N  = 1

 N

 Número de rendimientos por año [año -1]

 = 5,614 

Ec. 4.23

donde: V  LX 

Volumen máximo de líquido en el tanque [m 3]

 = 4  

Ec. 4.24

donde:  D

Diámetro del tanque [m]

 H  LX 

Altura máxima del líquido [m]

Siguiendo los siguientes pasos, la ecuación 4.22 se puede simplificar para combinar todas las variables en una ecuación. En primera instancia, utilizando la ecuación de los gases ideales, el término “ MW V PVA” puede ser remplazado, tal que:

 =   

Ec. 4.25

donde: W V 

Densidad del vapor [kg/m 3]

Utilizando la combinación de la ecuación 4.23 con la ecuación 4.24 , el término “Q” puede ser remplazado con la ecuación 4.26.

 = 5,614 4

Ec. 4.26

Suponiendo que el valor estándar de  R  sea 0,008314472 [kJ/(mol K)], el resultado es la ecuación 4.26, la cual se tiene ahora que procede de la siguiente manera:

     = 525.16000,5,06579  0 , 0 08314472              614 4   

32

Ec. 4.27

Suponiendo que la temperatura sea 288,89 K, y agregando el factor de corrección de las condiciones de venteo, K  B (el cual engloba a varios de los coeficientes antes mostrados), se obtiene que el resultado es la ecuación 4.28. El factor de corrección de las condiciones de venteo responde a una reducción en las emisiones debido a la condensación de vapores previo a la apertura de la ventilación. Este factor de corrección solo afectará los cálculos si las condiciones de venteo son mayores a ± 0.2 kPa.

 = 525.1600  4    

Ec. 4.28

donde:  LW 

Pérdida por trabajo [kg/min]

 H  LX 

Altura máxima del líquido [m]

K  B

Factor de corrección de las condiciones de venteo [adimensional] para ventilación abierta y para un rango de configuración de venteo de hasta ± 0,2 kPa, K  B = 1

Cuando las condiciones de ventilación del respirador son mayores a los valores típicos de ± 0,2 kPa, y se cumple la condición expresada en la ecuación 4.29, se debe determinar un factor de corrección de las condiciones de venteo, K  B, utilizando la ecuación 4.30. Cuando:

     > 1,0

Ec. 4.29

        =     

Ec. 4.30

entonces:

33

K  B

Factor de corrección de las condiciones de venteo [adimensional]

P I 

Presión del espacio con vapor a condiciones normales de operación [kPa]

P A

Presión atmosférica [kPa]

K  N 

Factor de saturación por rendimiento con pérdidas por trabajo [adimensional]  para rendimiento >36, K  N  = (180 + N)/6N  para rendimiento ≤36, K  N  = 1 Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie

PVA

[kPa] Presión establecida para ventilar el respirador [kPa]

P BP

4.1.10.1.1.3 Pérdidas intermitentes ( Flashing Loss) [4] Para estimar las pérdidas intermitentes se puede utilizar la siguiente ecuación:

 = 525.1600 ∗ ∗  ∗  ∗1 ∗  ∗  ∗ 

Ec. 4.31

donde:  LF 

Pérdidas intermitentes [kg/min]

QO

Caudal de petróleo procesado [bbl/día]

GOR

Relación gas-petróleo en un tanque [m 3/bbl]

C

Volumen molar de un gas ideal; 4,938·10 -5 m3/mol a condiciones estándar [m3/mol]

W V 

Densidad de las emisiones [kg/m 3]

 MW V 

Masa molecular del vapor [kg/mol]

 X VOC 

Fracción molar del COV en el vapor [kg COV/kg COV en vapor]

 DO

Días de operación por año [día/año]

525.600-1

Factor de conversión [año/min]

La GOR puede ser estimada utilizando ya sea la correlación Vazquez-Beggs o la correlación Rollins, McCain, Creeger.

4.1.10.1.1.3.1 Correlación Vazquez-Beggs [4] Para que esta correlación aplique, se requiere que los siguientes parámetros se cumplan:

34

Tabla 4.1 Rango de los parámetros para la aplicación de la correlación Vazquez-Beggs  [4] Parámetros para la correlación Vazquez-Beggs

Rango

Presión de operación del tanque (P)

344 a 36.197 [kPa]

Temperatura de operación del tanque (T)

294 a 419 [K]

Relación gas/petróleo del tanque (GOR)

0,56 a 58,62 [m 3/bbl]

Grados API (γo)

16 a 58 [adimensional]

Gravedad específica del gas a temperatura y presión real (γg)

0,56 a 1,18 [adimensional]

La correlación para la relación gas-petróleo Vazquez-Beggs para un petróleo en punto  burbuja es tal como se muestra a continuación:

   ∗     +  = 0,3048 ∗  ∗  ∗   ∗   

Ec. 4.32

donde: GOR

Relación gas-petróleo en un tanque para líquidos [m 3/bbl]

C 1

Constante empírica [(ft 2/bbl)·((1/psia)^C 2))] si API ≤30, C 1 = 0,0362 si API >30, C 1 = 0,0178

C 2

Constante empírica [adimensional] si API ≤30, C 2 = 1,0937 si API >30, C 2 = 1,1870

C 3

Constante empírica [°F] si API ≤30, C 3 = 25,7240 si API >30, C 3 = 23,9310

γgc

Gravedad específica del gas disuelto a 690 kPa [adimensional] (ecuación 4.32)

P

Presión de operación del tanque [psia]

e

2,718 (la base “e” del sistema logarítmico natural)

γo

Grados API del líquido en el tanque de almacenamiento [adimensional]

T

Temperatura de operación del tanque [°F]

Si la gravedad específica del gas no fuese tomada a 690 kPa, la gravedad específica del gas, a cualquier temperatura y presión, puede ser referenciada a 690 kPa utilizando la siguiente

35

 =  ∗ 1,0 2,31 ∗10− ∗  ∗  ∗log7.908, 29

Ec. 4.33

donde: γgc

Gravedad específica del gas disuelto a 690 kPa [adimensional]

γg

Gravedad específica del gas en solución a la temperatura y presión real del tanque [adimensional]

P

Presión de operación del tanque [kPa]

γo

Grados API del líquido en el tanque de almacenamiento [adimensional]

T

Temperatura de operación del tanque [K]

log

Logaritmo base 10 del sistema logarítmico estándar

7.908,29

Constante [kPa]

4.1.10.1.1.3.2 Correlación Rollins, McCain, Creeger [4] La correlación Rollins, McCain, Creeger se basa en 301 muestras de crudo negro y es una función de la gravedad específica del crudo, de la gravedad específica del gas en el tanque, de la temperatura del tanque y de la presión del tanque. Esta correlación es válida dentro de los siguientes rangos de valores:

Tabla 4.2 Rango de los parámetros para la correlación Rollins, McCain, Creeger [4] Parámetros para la correlación Rollins, McCain, Creeger

Rango

Presión de operación del tanque (P)

207 a 2068 [kPa]

Temperatura de operación del tanque (T)

291,5 a 333 [K]

Relación gas/petróleo del tanque (GOR)

≥ 2,83 [m3/bbl]

Grados API (γo)

20 a 50 [adimensional]

Gravedad específica del petróleo en el tanque de

0,934 to 0,780 [adimensional]

almacenamiento (γos) La siguiente ecuación puede ser utilizada para estimar la GOR:

log ∗0,3048 1,5=010,4∗l896og4,0,9169∗213log∗ log 3,469 ∗ log()

Ec. 4.34

36

GOR

Relación gas-petróleo en solución en un tanque para líquidos [m 3/bbl]

γos

Gravedad específica del petróleo en el tanque de almacenamiento [adimensional]

γg

Gravedad específica del gas en solución a la temperatura y presión real del tanque [adimensional]

P

Presión de operación del tanque [psia]

T 

Temperatura de operación del tanque [°F]

log

Logaritmo base 10 del sistema logarítmico estándar

La siguiente ecuación puede ser utilizada para estimar γos:

 = 141,5/131,5

Ec. 4.35

donde: γos

Gravedad específica del petróleo en el tanque de almacenamiento [adimensional]

γo

Grados API del líquido en el tanque de almacenamiento [adimensional]

Una vez calculado el flujo de emisiones con las que se quiere trabajar, se procede al  predimensionamiento de los diferentes equipos que pueden componer a una unidad de recuperación de vapor. Dado el caso particular de Inelectra en el que se espera que el flujo de gas a recuperar esté en mezcla con gases de manto, se decidió orientar el manual hacia dos tecnologías de separación: por adsorción a base de carbón activado y por membranas. Además, también se presentó en el manual la utilización de una bomba Jet para el mejor desplazamiento de la corriente hasta la unidad de separación que conforma la unidad de recuperación de vapor.

4.1.10.1.2 Ecuaciones de diseño para un adsorbedor con empaque de carbón activado [5] El método mencionado a continuación sirve para determinar: el tamaño de la columna mediante la determinación de la zona de adsorción, la forma de la curva de saturación, el tiempo de agotamiento del lecho, la cantidad de contaminante adsorbido por el lecho al momento de saturación del mismo y la caída de presión. A modo de referencia, abajo se incluye una tabla con valores característicos de adsorbedores

37

Tabla 4.3 Valores característicos de adsorbedores comerciales [5] Altura del lecho poroso

3 –  9 m

Tamaño de partícula

8 –  40 mesh

Carga Hidráulica

(1,4 –  6,8 l/m2 s)

Tiempo de residencia

10 –  60 min (típicamente 20 –  30 min) (gcarbón/m3desechos)

Requerimientos del carbón

60 –  200 25 - 50

Presión de operación

< 20 kPa/m de lecho

4.1.10.1.2.1 Efecto del tamaño de la partícula en la caída de presión y en la transferencia de masa [5] Es relevante saber sobre tres densidades diferentes para todos estos cálculos: densidad del lecho, de partícula y del sólido, representadas por  ρ B,  ρ P y  ρS, respectivamente. De igual manera, hay cuatro fracciones de vacío diferentes: ɛ B, ɛ P, ɛS, y ɛ. Las tres primeras tienen las mismas asociaciones antes mencionadas ya que tienen los mismos subíndices. La última, ɛ, es la fracción de vacío general del adsorbente en el lecho. Las densidades se calculan de la siguiente manera:  ρ B = (1- ɛ B)· ρP

Ec. 4.36

 ρ B = (1- ɛ B)·(1- ɛP)· ρS 

Ec. 4.37

 ρ B =

(1- ɛ) · ρS 

donde: ρB

Densidad del lecho poroso [kg/m 3]

ɛB

Fracción de vacío del lecho poroso [adimensional]

ρP

Densidad de la partícula [kg/m 3]

ɛP

Fracción de vacío de la partícula [adimensional]

ρS

Densidad real del sólido [kg/m 3]

ɛ

Fracción de vacío global del sólido [adimensional]

Ec. 4.38

38

La densidad del lecho es la masa del adsorbedor en un volumen específico. Éste puede ser medido sencillamente mediante la utilización de un cilindro graduado. La densidad de la  partícula es la masa del adsorbedor por el volumen ocupado por dicha partícula. Esto es fácilmente medible para pastillas o  pellets  realmente cilíndricos, pero es más complicado para formas distorsionadas y materiales granulares, a pesar de que existen métodos apropiados para obtener valores precisos inclusive para éstos. La densidad del sólido es la masa del adsorbente por el volumen ocupado por la partícula. El mismo se mide mediante la inmersión de una cantidad conocida de adsorbente en un líquido de densidad y volumen total conocidos, y luego se mide la masa total. En este caso, las características del líquido pueden afectar dramáticamente el resultado final. Inversamente, para determinar las dimensiones del lecho a partir de la cantidad necesaria de adsorbente, o viceversa, requiere  ρ B. Para calcular la caída de presión, la fracción de vacío relevante es ɛ B debido a que el fluido en los poros del adsorbente se considera usualmente inmóvil. En cambio, para las ecuaciones del balance de masa, el fluido en los poros del adsorbente no se puede ignorar, por lo que la fracción de vacío relevante sería ɛ. El efecto del tamaño de la partícula,  DP, sobre la caída de presión,  ΔP, se puede determinar mediante la ecuación de Ergun para caída de presiones en medios granulares con flujo turbulento:

∆ = 150 1   1,751    

Ec. 4.39

donde:  ΔP

Caída de presión [kPa]

 Re

Número de Reynolds [adimensional]

ɛ B

Fracción de vacío del lecho poroso [adimensional]

 L

Altura del lecho poroso [m]

 DP

Diámetro de partícula [m]

 ρ L

Densidad del fluido [kg/m3]

us

Velocidad superficial del fluido (velocidad que el fluido tendría a través del espacio vacío al mismo caudal volumétrico) [m/s]

39

O la ecuación de Fair-Hatch para casos en los que haya flujo laminar:

     0 , 3 875 1    ∆ = 1.000     

Ec. 4.40

donde:  ΔP

Caída de presión [kPa]

k

Permeabilidad del medio [m2]

 µ

Viscosidad del medio [kg/m s]

ɛ B

Fracción de vacío del lecho poroso [adimensional]

 L

Altura del lecho poroso [m]

 DP

Diámetro de partícula [m]

us

Velocidad superficial del fluido (velocidad que el fluido tendría a través del espacio vacío al mismo caudal volumétrico) [m/s]

0,3875 Constante [m -2] 1.000

Constante [Pa/kPa]

Por otro lado, como una primera aproximación, el efecto del tamaño de las partículas en la transferencia de masa intraparticular del contaminante puede ilustrarse de la siguiente manera:

                    ≈        ℎ        ≈ ∆   6 ≈    0012 í 

Ec. 4.41

Ec. 4.42

donde  D

Coeficiente de difusión del contaminante en el carbón [m 2/h]

C C 

Concentración del contaminante en las partículas de carbón [mol/m 3]

 A p

Área de las partículas en el lecho [m 2]

V  p

Volumen de las partículas en el lecho [m 3]

r 

Radio de las partículas en el lecho (suponiendo que tienen forma redonda) [m]

 DP

Diámetro de la partícula [m]

40

En conclusión, puede evidenciarse que hay una proporcionalidad con respecto al diámetro de la partícula, y dicha proporcionalidad es inversamente proporcional, tal que:

           í     ∝    

Ec. 4.43

Por lo tanto, de las ecuaciones 4.42 y 4.43 se puede deducir lo siguiente: 

Tamaños de partícula más grandes, implican una menor caída de presión y una cantidad pequeña de contaminante difundiéndose hacia dentro de la partícula.



Tamaños de partícula más pequeños, implican una mayor caída de presión y, por ende, una cantidad mayor

de contaminante difundiéndose hacia dentro de la

 partícula. Generalmente los tamaños de las partículas de carbón utilizados en lechos fijos varían entre 0,4 y 2,5 mm. Este rango de tamaños se origina de un compromiso práctico entre la delimitación de la caída de presión por un lado, y de proveer un área adecuada y promover la transferencia de masa para la adsorción del contaminante. En la adsorción con lecho fijo, en cualquier momento dado, el lecho puede ser dividido en tres zonas aproximadas:



La zona saturada:  a medida que el flujo de desecho entra al lecho, éste primero se encuentra con esta zona, en la cual el carbón se encuentra ya prácticamente saturado con contaminante (esto no es cierto para los lechos frescos completamente “limpios” recién puestos en funcionamiento). Prácticamente no ocurre adsorción alguna en la zona saturada. A medida que la corriente de desecho se desplaza a través del empaque, la zona saturada se expande progresivamente a lo largo del empaque, eventualmente cubriéndolo por completo.



La zona de adsorción:   la adsorción del contaminante ocurre casi que exclusivamente en esta porción del lecho, aguas abajo de la zona saturada. La concentración del contaminante en el carbón varía desde cercana a la saturación (al comienzo de la zona de adsorción) a cero (hacia el final de la zona de adsorción). De manera opuesta, la concentración del contaminante en la corriente de desechos la cual se encuentra en contacto (a todo momento) con el carbón cambia desde próxima a carga completa (al comienzo de la zona de adsorción) hasta cercana a cero (al

41



La zona en la cual el carbón no ha adsorbido poco o nada del contaminante. En cualquier momento, la porción del lecho aguas abajo de la zona de adsorción contiene muy poco contaminante adsorbido debido a que la corriente de desecho con la cual esta sección está en contacto ya ha sido casi completamente depurada del contaminante.

Figura 4.1 Ilustración de las diferentes zonas fácilmente identificables durante el proceso de adsorción [5] A medida que transcurre el tiempo, una porción más grande del lecho se torna saturada con el contaminante y la zona de adsorción se desplaza aguas abajo, formándose así la ola de

adsorción ( adsorption wave). Eventualmente, la parte avanzada de la onda de adsorción alcanza el final del lecho. Cuando esto ocurre, el lecho comienza a liberar la corriente de desechos con una concentración del contaminante mayor que el valor deseado (típicamente 5-10% de la concentración de entrada). A este momento se le conoce como punto de saturación ( breakpoint). A la correspondiente curva de concentración del contaminante en la corriente de salida versus el tiempo se le conoce como la curva de saturación ( breakthrough curve). Una vez pasado el punto de saturación, la concentración del contaminante en el efluente aumenta de manera rápida (es decir, la curva de saturación es inclinada), hasta que la misma alcanza un punto definido de manera arbitrario, denominado punto de agotamiento

42

Si más corriente de desecho es pasada a través del lecho, el contenido completo de carbón del lecho se torna saturado. Entonces, los desechos que abandonan el lecho tienen, a efectos  prácticos, la misma concentración de contaminante que la corriente de desechos entrante.

4.1.10.1.2.2 Capacidad total de adsorción de una columna [5] Si se conoce la curva de adsorción, entonces conociendo el volumen de la columna y su fracción de vacío, uno puede calcular el volumen total acumulado de corriente de desecho, V max, que pudiese ser tratado si

la columna se saturara completamente:

  =   1     =        =      á

Ec. 4.44

donde: V máx

Volumen total que circula de la corriente de desecho [m 3]

S 

Área transversal de la columna [m 2]

 L

Altura del lecho poroso [m]

V  B

Volumen de residuo que ha pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación [m 3]

 B

Masa de carbón en el lecho [kg]

ɛ B

Fracción de vacío del lecho poroso [adimensional]

 ρS 

Densidad real del sólido [kg/m 3]

 ρS app

Densidad aparente del sólido [kg/m 3]

 x

Masa máxima de adsorbato que puede adsorber el lecho [kg]

C t 

Concentración del adsorbato para un momento dado [mol/m 3]

 MW 

Masa molecular del adsorbato [kg/mol]

4.1.10.1.2.3 Método simplificado para la estimación de la capacidad de adsorción en un lecho fijo [5] Para esto, se supone que: 

La concentración del contaminante en los residuos de la columna aumenta de manera lineal con el paso del tiempo hasta alcanzar el valor de saturación, C  B.



En el punto de saturación, la concentración promedio del contaminante en el lecho

43



El caudal de salida de la columna es constante e igual a Q.

Partiendo de un balance de masa para la cantidad de contaminante en el punto de saturación, se tiene que se pudiese aproximar la masa de contaminante acumulada a la que se adsorbería si todo el lecho fuese cubierto:

 =    =     2   ≅    

Ec. 4.45

donde:  M 

Masa de adsorbato al momento de saturación [kg]

ξ 

Grado de saturación de la columna en el punto de saturación [adimensional]

 x

Masa máxima de adsorbato que puede adsorber el lecho [kg]

 B

Masa de carbón en el lecho [kg]

QS 

Caudal de salida de la columna [m 3/s]

t  B

Tiempo de saturación del lecho [s]

C  B

Concentración del contaminante adsorbido al momento de saturación del lecho [mol/m3]

C t 

Concentración del adsorbato para un momento dado [mol/m 3]

 MW 

Masa molecular del adsorbato [kg/mol]

Por su parte, la información correspondiente al equilibrio de adsorción es comúnmente recopilada a una temperatura fija y graficada o tabulada como capacidad  o carga versus la concentración o presión parcial del gas. En ese formato, la compilación de la data forma una

curva isotérmica. Tal como se mencionó anteriormente, la capacidad de adsorción dicta la cantidad de adsorbente requerido, lo cual también ayuda a fijar el volumen de las columnas que contendrán al adsorbedor. El primer modelo matemático que se ajustaba a una isoterma fue presentado por Freundlich y Küster, y su modelo es una fórmula empírica la cual se ajusta a adsorbatos gaseosos. Tiene la siguiente forma:

 =  /

Ec. 4.46

44

 xa

Cantidad de adsorbato adsorbido [kg]

 B

Masa de carbón en el lecho [kg]

K F 

Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada (las unidades de K F   siempre contrarrestan las unidades de C O, las cuales dependen del valor de n)

C o

Concentración del contaminante en la corriente de entrada del equipo [mol/m 3]

n

Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada [adimensional]

Este modelo no funciona a presiones muy altas. En caso de requerirse proceder con  presiones altas, hay muchos otros modelos de mayor complejidad los cuales pueden ser empleados para continuar con el procedimiento. Por lo tanto, el tiempo requerido para alcanzar la saturación es:

/   (         =    2) 

Ec. 4.47

El volumen acumulado de residuos, V B, tratado hasta el punto de saturación está dado por:

 =  

Ec. 4.48

donde: V  B

Volumen de residuo que ha pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación [m 3]

QS 

Caudal de salida de la columna [m 3/s]

t  B

Tiempo de saturación del lecho [s]

Este modelo supone que la zona de adsorción tiene una forma constante la cual se mueve a lo largo de la columna con el transcurrir del tiempo y que el proceso se rige por la masa de transferencia alrededor de los gránulos de carbón. El tiempo, t  E , requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento,

, es igual a la suma:

 =   

45

Ec. 4.49

donde: t  E 

Tiempo requerido por la concentración concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento [s]

t F  F 

Tiempo requerido por la zona de adsorción para formarse [s]

t  L

Tiempo requerido por la zona de adsorción completamente formada para desplazarse a lo largo de la altura de la columna,  L, hasta que la concentración en los residuos sea igual a C  E  [s]  [s]

El tiempo, t  E , requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento, C  E , también es igual a:

 =  = ⁄⁄

Ec. 4.50

donde: V  E 

Volumen de residuo que ha pasado a través de la columna durante el intervalo de tiempo [0,t E] [m3]

QS 

Caudal de salida de la columna (residuos) [m 3/s]

S 

Área transversal de la columna [m 2]

El tiempo, t  A, requerido por la zona de adsorción para desplazar su propia altura a lo largo de la columna es:

 ≅  

Ec. 4.51

donde: t  A

Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazar su propia altura a lo largo de la columna [s]

V  E 

Volumen de residuo que ha pasado a través de la columna hasta alcanzar el  punto de agotamiento agotamiento [m 3]

V  B

Volumen de residuo que ha pasado a través de la columna hasta alcanzar el 3

46

QS 

Caudal de salida de la columna (residuos) [m 3/s]

La velocidad, u A, de la zona de adsorción (igual a la velocidad de la onda, uW ), ), está dada  por:

 =  =    =  = 

Ec. 4.52

Expresión que se puede rearreglar para obtener:

 =  =   

Ec. 4.53

donde:  L A

Altura de la zona de adsorción [m]

 L

Altura de la columna [m]

t  A

Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazar su propia altura a lo largo de la columna [s]

t  L

Tiempo requerido por la zona de adsorción completamente formada para desplazarse a lo largo de la altura de la columna,  L, hasta que la concentración en los residuos sea igual a C  E  [s]  [s]

t  E 

Tiempo requerido por la concentración concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento [s]

t F  F 

Tiempo requerido por la zona de adsorción para formarse [s]

Si residuos adicionales pasan a través de la columna después de que la concentración en los residuos haya alcanzado el punto de saturación, C  B, más contaminante será removido hasta que la concentración en los residuos se torne igual a C  E . Esta cantidad extra de contaminante se determina de la siguiente manera:

  =     

Ec. 4.54

Esta cantidad es sólo una fracción que pudiese ser removida si la zona de adsorción no estuviese al final de la columna, cuyo caso sería:

 =     

47

Ec. 4.55

donde: Masa de contaminante removida posterior al alcance del punto de saturación

m

del lecho hasta haber alcanzado la concentración C   del contaminante en el lecho [kg] Masa máxima de contaminante removible posible posterior al alcance del punto

mS 

de saturación del lecho hasta la saturación máxima del lecho [kg] Concentración Concentración del adsorbato en la corriente de salida al momento del lecho

C  E 

alcanzar el punto de agotamiento [mol/m 3] Concentración Concentración del contaminante adsorbido en la corriente de salida al momento

C  B

de saturación del lecho [mol/m 3] Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna

V  E 

hasta alcanzar el punto de agotamiento [m 3] Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna

V  B

hasta alcanzar el tiempo de saturación [m 3]  MW 

Masa molecular del adsorbato [kg/mol]

La capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la l a columna,  f , es entonces:

         ∫     =  =    

Ec. 4.56

donde:  f 

Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna [adimensional]

La capacidad fraccional de remoción de contaminante,  f,  puede ser determinada experimentalmente mediante el monitoreo de la concentración en los residuos (después de la saturación) como una función del volumen acumulado de los residuos. r esiduos. Si f  se  se aproxima a 1: 

La zona de adsorción al final de la columna ya contiene una cantidad significativa del adsorbato y tiene el potencial de adsorber muy poco contaminante extra.

48



Esto implica que, en general, los residuos saturan al carbón “capa a capa” y que la zona de transición desde la zona con el carbón completamente saturado hasta la zona no saturada es corta. Esto ocurre típicamente cuando la velocidad de los residuos es “baja”.



Esto también significa que la zona de adsorción es considerablemente pequeña y que el tiempo requerido para su formación es cercano a cero.

Si f se aproxima a 0: 

La zona de adsorción al final de la columna contiene muy poco adsorbato en el carbón. Por lo tanto, ésta tiene el potencial de adsorber aproximadamente tanto como una zona similar hecha con carbón fresco.



Esto implica que, en general, gen eral, los residuos no saturan al carbón “capa por capa”,  pero que la zona de transición desde la zona de carbón completamente saturada hasta la zona no saturada es gradual. Esto ocurre típicamente cuando la velocidad de los residuos es “alta”.



Esto además significa que la zona de adsorción es relativamente profunda y que el tiempo requerido para su formación es “largo” y prácticamente igual a aquel necesario por la zona de adsorción para moverse una distancia igual a su  profundidad.

Cuando la corriente a purificar entra por primera vez en una columna la cual contiene carbón activado fresco (o regenerado), la zona de adsorción aún no se ha establecido. El tiempo requerido para la formación de la l a zona de adsorción se puede estimar mediante:

 = 1  

Ec. 4.57

donde: t F  F 

Tiempo requerido para la formación de la zona de adsorción [s]

 f 

Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna [adimensional]

t  A

Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazar su propia altura a lo largo de la columna [s]

49



Si  f   se aproxima a 1, la longitud de la zona de adsorción es considerablemente  pequeña y el tiempo para la formación de la zona de adsorción, t F, es cercano a cero.



Si  f   se aproxima a 0, la longitud de la zona de adsorción es considerablemente grande y el tiempo para la formación de la zona de adsorción, t F, es significativo.

Siendo esto así, ahora es posible eliminar t F     de la expresión L A /L, para así obtener: F de

 =  =   1 

Ec. 4.58

donde:  L A

Altura de la zona de adsorción [m]

 L

Altura de la columna [m]

t  A

Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazar su propia altura a lo largo de la columna [s]

t  L

Tiempo requerido por la zona de adsorción completamente formada para desplazarse a lo largo de la altura de la columna,  L, hasta que la concentración en los residuos sea igual a C  E  [s]  [s]

t  E 

Tiempo requerido por la concentración concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento [s]

 f 

Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna [adimensional]

La cual también puede ser expresada en términos de los volúmenes acumulados correspondientes correspondientes como:

 =   1   

Ec. 4.59

donde:  L A

Altura de la zona de adsorción [m]

 L

Altura de la columna [m]

V  E 

Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna

50

Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna

V  B

hasta alcanzar el tiempo de saturación [m 3] Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna

 f 

[adimensional] La ecuación 4.58 puede ser utilizada para determinar de manera experimental la altura de la zona de adsorción, L A, partiendo de información experimental (dado que solo las relaciones V  /S i

son de importancia). Los experimentos deberían ser llevados a cabo para el mismo valor

de la relación Q/S . Entonces, el valor de  L A se puede determinar partiendo del hecho que la altura de la columna de prueba ( L’ ) sea conocida, tal como:

 =   1    =   1       ′ 

Ec. 4.60

donde:  L’ 

Altura experimental de prueba de la columna [m]

S

Área transversal de la columna [m 2]

El grado de saturación de la columna en el punto de saturación, ξ  ,  se define como la fracción de la columna que se encuentra saturada al momento del punto de saturación. El valor de ξ  está   está en el rango [0,1], y es proporcional al grado de utilización del empaque de carbón activado en el punto de saturación; es decir, antes que la columna deba ser apagada  para reemplazar reemplazar o regenerar el carbón. carbón.

 =  =      1    1  1   1    =           1      =     1   =   

Ec. 4.61

donde: ξ 

Grado de saturación de la columna en el punto de saturación [adimensional]

51

 M S 

Cantidad máxima teórica de contaminante en la columna [kg]

 L A

Altura de la zona de adsorción [m]

 L

Altura de la columna [m]

 f 

Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna [adimensional]

Una vez conocido ξ , es posible determinar la cantidad cumulativa de contaminante,  M , removida para el tiempo en el cual se alcanza el punto de saturación (y se deba desconectar la columna):

 =  =       =       

Ec. 4.62

donde:  M 

Cantidad de contaminante en la columna en el punto de saturación [kg]

ξ 

Grado de saturación de la columna en el punto de saturación [adimensional]

 M S 

Cantidad máxima teórica de contaminante en la columna [kg]

 B

Masa de carbón en el lecho [kg]

 ρs app

Densidad aparente del sólido [kg/m 3]

S

Área transversal de la columna [m 2]

 L

Altura del lecho poroso [m]

K F 

Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada (las unidades de K F   siempre contrarrestan las unidades de C O, las cuales dependen del valor de n)

C o

Concentración del contaminante en la corriente de entrada del equipo [mol/m 3]

n

Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada [adimensional]

El tiempo de saturación, t  B, es el momento en el cual la columna debe ser desconectada, y el mismo se puede calcular como:

 =   donde:

Ec. 4.63

52

 M 

Cantidad de contaminante en la columna en el punto de saturación [kg]

QS 

Caudal de salida de la columna (residuos) [m 3/s]

C o

Concentración del contaminante en la corriente de entrada del equipo [mol/m 3]

Por su parte, el volumen acumulado de desechos adsorbidos, V  B, hasta el punto de saturación está dado por:

 =  

Ec. 4.48

donde: V  B

Volumen de residuo que ha pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación [m 3]

t  B

Tiempo requerido para alcanzar la saturación del lecho [s]

QS 

Caudal de salida de la columna (residuos) [m 3/s]

4.1.10.1.2.4 Regeneración térmica de los lechos de carbón activado [5] Consiste en procesar el carbón gastado con altas temperaturas para volatilizar y/o quemar los materiales adsorbidos. La regeneración térmica típicamente involucra algunas pérdidas de carbón (típicamente entre 5 y 10%) y algunos cambios en las características de adsorción del carbón en sí (principalmente ocasionados por el proceso de reactivación, el cual produce  poros más grandes que los inicialmente presentes en el material original). La regeneración térmica puede ser conducida en el mismo sitio donde se encuentra el adsorbedor o, más regularmente, fuera del mismo. Además, la regeneración es generalmente llevada a cabo en un horno o caldera. En esos casos en los cuales solo o principalmente compuestos volátiles han sido adsorbidos en el lecho, se pudiese llevar a cabo la desorción con vapor a una temperatura lo suficientemente alta como para producir la volatilización del adsorbato, pero lo suficientemente baja como para minimizar la degradación del carbón activado. Los compuestos orgánicos volátiles despojados pueden entonces ser condensados por separado. Si también se encuentran presentes compuestos no volátiles, estos se mantendrán en el carbón y se acumularán.

53

La regeneración térmica incluye los siguientes pasos: 

Secado a temperaturas de 373 a 423 K para remover el agua.



Volatilización de los compuestos orgánicos volátiles ligeros a temperaturas de 423 a 588 K.



Pirólisis de los compuestos orgánicos pesados a temperaturas tan altas como 1.073 K.



Reactivación del carbón a temperaturas hasta de 1.313 K en la presencia de un oxidante (vapor, monóxido de carbón u oxígeno).

4.1.10.1.3 Ecuaciones de diseño para una unidad de recuperación de vapor por membranas En las secciones a continuación se presentan las ecuaciones de diseño para los casos en que se desee trabajar con una membrana porosa o de polímeros (dependiendo de cuál caso convenga), además de las disposiciones más comunes de los flujos con respecto a la forma de la membrana y las ecuaciones para el cálculo del rendimiento y la pureza del proceso.

4.1.10.1.3.1 Ecuaciones de diseño para membranas porosas [8] Si se parte del hecho que se conoce la composición del flujo a ser depurado en el separador  por membrana, entonces también se conoce el flujo de gas que se espera recuperar empleando este proceso. El flujo para cada gas es proporcional al gradiente de concentración, el cual es lineal si la estructura de la membrana es uniforme y los gases no interactúan entre sí. Usualmente, el gradiente se expresa como un gradiente de presión, y los gases se suponen como ideales. Como el flujo que atraviesa la membrana depende de una difusividad efectiva,  De, se procede a calcularla mediante la

siguiente ecuación:

 =  ∆ ∆ =  ∆∆

Ec. 4.64

donde:  DeA

Difusividad efectiva del compuesto A [m 2/s]

 J  A

Caudal volumétrico del compuesto A [mol/m 2 s]

 Δ z

Grosor de la membrana porosa [m]

 ΔC  A

Diferencial de concentración del compuesto A antes y después de la membrana

54

 ΔP A

Diferencial de la presión parcial del compuesto A antes y después de la membrana [kPa]

 R

Constante de los gases ideales [ 0,008314472 kJ/(mol·K) ]

T  M 

Temperatura a la cual ocurre la separación por membranas [K]

Una vez con la difusividad efectiva,  DeA, se puede proceder a calcular el coeficiente de difusión volumétrico para el compuesto A,  DVA, el cual es mayor que la difusividad efectiva  por el factor τ/ɛ. Para membranas con una porosidad del 50%, este factor es generalmente 5 o 10/3:

 =   ≅ 4  ɛ

Ec. 4.65

donde:  DVA

Coeficiente de difusión volumétrica [m 2/s]

 DeA

Coeficiente de difusividad efectiva del compuesto A [m 2/s]

ɛ M 

Porosidad o fracción de vacío de la membrana [adimensional]

τ  M 

Tortuosidad [adimensional]

Cabe acotar que las moléculas de mayor tamaño (es decir, con mayor masa molecular), tienen coeficientes de difusión más pequeños debido a la mayor dificultad de que los mismos difundan a través del medio en el cual se encuentren. Con esta información, ya se puede conocer el radio necesario para los poros mediante la ecuación de difusión de Knudsen, suponiendo que son poros cilíndricos (siendo esta la forma más común en la cual se presentan los poros, además de la forma más fácil para simular y calcular). A continuación la ecuación antes mencionada:

  =  0,97 donde: r  p

Radio medio de los poros [m]

 M  A

Masa molecular del gas A en difusión [kg/mol]

Ec. 4.66

55

 DVA

Coeficiente de difusión volumétrica [m 2/s]

Una vez con el radio medio de los poros, r , se puede comparar con listas de membranas de  proveedores, para escoger la membrana que más se acerque al cálculo realizado, y así poder recalcular el proceso a la inversa, obteniéndose en consecuencia el flujo del compuesto orgánico volátil a ser recuperado. De todas maneras, la composición del flujo permeado depende de todos los flujos de las especies. Para un sistema binario, la fracción molar de A en el permeado es:

 =   

Ec. 4.67

donde:  y A

Fracción molar de A en el permeado [adimensional]

 J  A

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A [mol/m 2-s, kg/m2-s o m3/m2-s]

 J  B

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B [mol/m 2-s, kg/m2-s o m3/m2-s]

4.1.10.1.3.2 Ecuaciones de diseño para membranas de polímeros [8] El transporte de gases a través de membranas de polímeros (no porosos) densos ocurre por un mecanismo de solución-difusión. El gas se disuelve en el polímero por el lado de la membrana alta presión, difunde a través de la fase de polímero, y se desorbe o evapora del lado a baja presión. La relación de la transferencia de masa depende del gradiente de concentración en la membrana, lo cual es proporcional al gradiente de presión a lo largo de la membrana si la solubilidad es proporcional a la presión.

56

Figura 4.2 Ilustración del gradiente de concentración en una membrana polimérica densa [8] Se supone que la ley de Henry aplica a cada gas, y se supone equilibrio en la interfaz. Se omiten las resistencias puestas por la capa de gas para este caso, por lo que las presiones  parciales en la interfaz gas-polímero son iguales a las presiones parciales dentro del bulto de gases. Basándose en esto, el flujo de gas A es:

  =    =    

Ec. 4.68

donde:  J  A

Caudal molar del compuesto A [mol/m 2-s]

 DVA

Coeficiente de difusividad volumétrica [m 2/s]

C  A1M 

Concentración de A en la superficie de la membrana aguas arriba [mol/m 3]

C  A2M 

Concentración de A en la superficie de la membrana aguas abajo [mol/m 3]

 Δ z

Grosor de la membrana porosa [m]

En vista que las concentraciones están relacionadas a las presiones parciales por un coeficiente de solubilidad S, el cual tiene unidades tales como mol/m 3-kPa (S   es el recíproco al coeficiente de la ley de Henry):

 =   = 

Ec. 4.69 Ec. 4.70

57

C  AM 

Concentración del compuesto A en la membrana [mol/m 3]

C  BM 

Concentración del compuesto B en la membrana [mol/m 3]

P AM 

Presión del compuesto A en la membrana [kPa]

P BM 

Presión del compuesto B en la membrana [kPa]

S  A

Coeficiente de solubilidad del compuesto A [mol/m 3 kPa]

S  B

Coeficiente de solubilidad del compuesto B [mol/m 3 kPa]

Sustituyendo las expresiones 4.69 y 4.70 en 4.68, se reemplaza el gradiente de concentración por uno de presión, tal que:

  =   

Ec. 4.71

donde:  J  A

Caudal molar del compuesto A [mol/m 2-s]

 DVA

Coeficiente de difusividad volumétrica [m 2/s]

S  A

Coeficiente de solubilidad del compuesto A [mol/m 3 kPa]

P A1

Presión del compuesto A aguas arriba de la membrana [kPa]

P A2

Presión del compuesto A aguas abajo de la membrana [kPa]

 Δ z

Grosor de la membrana porosa [m]

El producto entre  D A y S  A es el flujo por unidad de gradiente de presión, a lo cual se le conoce como coeficiente de permeabilidad, q A, y generalmente se expresa en Barrers, donde 1 Barrer = 10-10 cm 3 (STP)-cm/cm2-s-cmHg. Ya que el grosor real de la membrana no siempre está especificado para membranas comerciales, se acostumbra a utilizar el flujo por unidad de  presión diferencial, al cual se le llamará la permeabilidad q A:

  =    =   

Ec. 4.72

donde:  J  A

Caudal molar del compuesto A [mol/m 2 s]

q A

Coeficiente de permeabilidad del compuesto A (caudal por unidad de gradiente de presión [mol/(m s kPa)]

P

Presión del compuesto A aguas arriba de la membrana [kPa]

58

P A2

Presión del compuesto A aguas debajo de la membrana [kPa]

 Δ z

Grosor de la membrana porosa [m]

 p A

Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) [mol/m2 s kPa]

Es imperativo tener extremo cuidado con las diferentes definiciones de permeabilidad, y sus correspondientes unidades. La relación de permeabilidades para una mezcla binaria es la selectividad de la membrana α (también denominado el factor de separación ideal):

 =  = 

Ec. 4.73

donde: α M 

Selectividad de la membrana para la separación de gases [adimensional]

 p A

Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) [mol/m2 s kPa]

 p B

Permeabilidad del compuesto B (flujo por unidad de diferencia de presión) [mol/m2 s kPa]

 DVA

Coeficiente de difusividad volumétrica del compuesto A [m 2/s]

 DVB

Coeficiente de difusividad volumétrica del compuesto B [m 2/s]

S  A

Coeficiente de solubilidad del compuesto A [mol/m 3 kPa]

S  B

Coeficiente de solubilidad del compuesto B [mol/m 3 kPa]

Una alta selectividad puede ser obtenida por medio de una relación de difusividad favorable o de una gran diferencia entre las solubilidades. Las difusividades en la membrana dependen más fuertemente en el tamaño y la forma de las moléculas que las difusividades del gas en la fase, y grandes diferencias pueden existir para moléculas de un mismo tamaño. La solubilidad del gas también varía ampliamente con el gas y el tipo de polímero; la solubilidad es baja para gases que tienen un punto de ebullición o temperatura crítica baja,  pero la similitud entre el gas y el polímero es también importante. Para la mayoría de los gases, la permeabilidad aumenta con la temperatura, ya que el aumento de la difusividad dispara el descenso de la solubilidad. El cambio de la permeabilidad generalmente se correlaciona con una ecuación exponencial:

 =  exp 

59

Ec. 4.74

donde:  p A

Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) [mol/m2 s kPa]

a A

Actividad del compuesto A [mol/m 2 s kPa]

 E  A

Energía de activación [kJ/mol]

 R

Constante de los gases ideales [ 0,008314472 kJ/(mol·K) ]

T  M 

Temperatura absoluta en la membrana [K]

Sin embargo, un aumento en temperatura usualmente hace decrecer la selectividad de la membrana, tal que la temperatura de operación sea determinada balanceando las necesidades de un flujo alto y alta selectividad.

4.1.10.1.3.3 Estructura de la membrana [8] Dado que el flujo a través de una capa de polímero denso es inversamente proporcional a su grosor, hay un fuerte incentivo a hacer la membrana tan delgada como se pueda sin orificios o  puntos débiles en la misma. Los procesos de separación de gases operan con una caída de  presión de 1 a 20 atm, por lo que la membrana ha de estar sostenida por una estructura porosa capaz de aguantar tales presiones, pero a su vez ofrecer poca resistencia al flujo de gas. El soporte generalmente está hecho de alguna cerámica, metal o polímero poroso, y el mismo debería tener una porosidad de aproximadamente 50%. Por heurística, el tamaño de los poros debería ser comparable al grosor de la delgada capa selectiva que cubre el soporte. Sin embargo, manejar una capa delgada y unirla al soporte sin desgarrarla es difícil, y la mayoría de las membranas de separación de gases se preparan con el soporte ya incorporado; es decir, como parte integral de la membrana. Las membranas de separación típicas tienen un grosos de entre 50 y 200 µm, con una capa o cobertura protectora de entre 0,1 a 1 µm. Las membranas con una cobertura muy delgada son más propensas a la formación accidental de pequeños agujeros, y dado que el flujo a través de dichas fallas es muy rápido en comparación a la difusión a través del polímero, tan solo unos  pocos pequeños agujeros por unidad de área ya pueden disminuir la selectividad de manera apreciable. Una solución a este problema es recubrir la membrana con un polímero no

60

selectivo pero muy permeable, el cual rellenaría los pequeños agujeros y no reduciría considerablemente la permeabilidad del resto de la membrana. Se supone que los gases están en equilibrio con la fase polimérica a ambos lados de la cubierta. La composición del gas en los poros junto a la cubierta generalmente no es la misma que la composición del bulto de permeado en este punto del proceso. La composición del  bulto depende de los arreglos de flujo del separador, y el bulto gaseoso podría tener ya sea más A o menos A que el gas en la capa porosa.

4.1.10.1.3.4 Patrones de flujo en separadores de membrana [8] Hay muchas formas para disponer el área superficial de las membranas en un separador de gases. Si bien la forma más sencilla es mediante láminas planas de manera perpendicular al flujo, también hay maneras de jugar con las membranas, expandiéndose dicha área. Algunas de estas otras formas se muestran a continuación en la figura 4.3 mediante membranas de fibra hueca con una cubierta externa. Solo se representan unas cuantas fibras en la ilustración, y sus tamaños fueron altamente exagerados por motivos ilustrativos. Las fibras están fijadas en una tubería delgada con un encapsulado de epoxi en uno o ambos extremos de la unidad para mantener a la alimentación y al permeado separados.

Figura 4.3 Diferentes arreglos de flujo para membranas de fibra hueca: (a) contracorriente,

61

En la figura 4.3 se denota un separador dispuesto en flujo a contracorriente con la alimentación de gas del lado de la carcasa. Las fibras están encerradas por un extremo, tal que el flujo de permeado aumente desde cero en el extremo cerrado hasta el valor final en el extremo de descarga. El gas de alimentación tiene que fluir a través de algunas de las fibras cerca de la entrada y la salida, tal que el flujo no siempre está paralelo al eje, tal como lo estaría para un flujo a contracorriente ideal. La buena distribución del flujo en el lado de la carcasa es un problema de diseño para las unidades de gran diámetro. En algunos separadores, ambos extremos de las fibras están abiertos, tal como en la figura 4.3, por lo que el permeado fluye hacia el centro desde cada extremo. Esto hace que el flujo vaya a contracorriente en una mitad del separador y en paralelo en la otra mitad. Este arreglo disminuye la caída de presión para el flujo de permeado dentro de las fibras o permite la elaboración de unidades de mayor longitud con la misma caída de presión.

4.1.10.1.3.5 Pureza del producto y rendimiento [8] Las composiciones del permeado y del residuo dependen de la diferencia de presión a lo largo de la membrana, de la permeabilidad de las especies varias, de la composición de la alimentación y de la fracción de la alimentación que se recupera como permeado. Las ecuaciones aquí mostradas toman las siguientes consideraciones: 

Mezcla binaria.



Se omitieron las resistencias de bordes.



Las presiones tanto del lado de la carcasa como del lado de los tubos se supone constante.

La composición del lado de la alimentación,  x, cambia con la longitud a lo largo del eje de la fibra, pero se ignoran los gradientes radiales en  x. Sin embargo, para la composición del  permeado a cualquier longitud, se hace necesario para poder distinguir entre la composición  promedio del gas,  y, y la composición del gas en el lado de presión baja de la capa con la cubierta, a la cual se le llama composición local o de la interfaz,  yi. La relación entre  x y  yi no es de equilibrio, pero la misma depende de las permeabilidades relativas y las diferencias de  presiones parciales. Los flujos se consideran conocidos mediante las siguientes ecuaciones, donde P1 es la presión de la alimentación y P2 la presión del permeado:

  =   

Ec. 4.75

  = 1   1 

62

Ec. 4.76

donde:  J  A

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A [mol/m 2-s, kg/m2-s o m3/m2-s]

 J  B

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B [mol/m 2-s, kg/m2-s o m3/m2-s]

 p A

Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) [mol/m2 s kPa]

 p B

Permeabilidad del compuesto B (flujo por unidad de diferencia de presión) [mol/m2 s kPa]

P1

Presión aguas arriba de la membrana [kPa]

P2

Presión aguas abajo de la membrana [kPa]

 x AA

Fracción molar del compuesto A en la alimentación [adimensional]

 y A

Fracción molar de A en el permeado [adimensional]

La relación de presiones absolutas, W , es introducida mediante las ecuaciones de flujo, obteniéndose que:

 =    =      = 1   1

Ec. 4.77

Ec. 4.78 Ec. 4.79

donde: W 

Relación entre las presiones a ambos lados de la membrana [adimensional]

 J  A

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A [mol/m 2-s, kg/m2-s o m3/m2-s]

 J  B

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B [mol/m 2-s, kg/m2-s o m3/m2-s]

 p A

Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) [mol/m2 s kPa]

63

 p B

Permeabilidad del compuesto B (flujo por unidad de diferencia de presión) [mol/m2 s kPa]

P1

Presión aguas arriba de la membrana [kPa]

P2

Presión aguas abajo de la membrana [kPa]

 x AA

Fracción molar del compuesto A en la alimentación [adimensional]

 y A

Fracción molar de A en el permeado [adimensional]

Por lo tanto, la composición local del permeado,  yi, depende en la relación de flujo en este  punto:

 =     =    1   1  

Ec. 4.80

Utilizando α para la relación de permeabilidad Q A/Q B se obtiene que:

 =     1    /

Ec. 4.81

donde: α M 

Selectividad de la membrana para la separación de gases [adimensional]

El rearreglo de esta expresión arroja una ecuación cuadrática, donde:

  1   1   1      1    = 0

Ec. 4.82

La composición del flujo de permeado en cualquier punto a lo largo del separador es un  promedio integrado de las contribuciones incrementales a V :

 = ∫ ≅ ∑∆ donde:  y

Composición del flujo de permeado [adimensional]

V 

Flujo de permeado [m 3/s, mol/s o kg/s]

Ec. 4.83

64

 ΔV 

Variación del caudal de permeado [m 3/s, mol/s o kg/s]

 y A

Fracción molar de A en el permeado [adimensional]

Los balances generales y de cada componente para el separador son:

 =     =   

Ec. 4.84 Ec. 4.85

donde:  Lin

Flujo de alimentación [mol/s o kg/s]

 Lout 

Flujo de residuo [mol/s o kg/s]

V out 

Flujo de permeado [mol/s o kg/s]

 xin

Fracción molar del compuesto A en la alimentación [adimensional]

 xout 

Fracción molar del compuesto A en el residuo [adimensional]

 yout 

Fracción molar del compuesto A en el permeado [adimensional]

̅

Cuando se utiliza una solución paso a paso para determinar el desempeño del separador, las siguientes ecuaciones aplican, donde   es la composición promedio del gas que difunde a través de una longitud creciente del deparador:

 =   ̅ ̅ = 1/2    ̅

Ec. 4.86 Ec. 4.87

donde:

Composición promedio del gas que difunde [adimensional]

Luego de reemplazar  Lout  con ( Lin  –  V out ) en la ecuación 4.86, se obtiene que:

   = ̅   donde:

Ec. 4.88

65

V out 

̅

 xin

 xout 

Flujo de permeado [mol/s o kg/s] Fracción molar del compuesto A en la alimentación [adimensional] Composición promedio del gas que difunde [adimensional] Fracción molar del compuesto A en la salida [adimensional]

Estas ecuaciones se pueden resolver de manera numérica para determinar la cantidad de  permeado y su composición para valores dados de  xout . Por otra parte, el área requerida para llevar a cabo una separación en particular a cabo se calcula del flujo total o del flujo de A:

  =      =  ̅

Ec. 4.89

Ec. 4.90

donde: V out 

Flujo de permeado [mol/s o kg/s]

 J  A

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A [mol/m 2-s, kg/m2-s o m3/m2-s]

 J  B

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B [mol/m 2-s, kg/m2-s o

̅

m3/m2-s] Composición promedio del gas que difunde [adimensional]

Se puede obtener un área aproximada del flujo de permeado y del flujo promedio del gas más permeable:

  =    =   

Ec. 4.91

donde:  A M 

Área requerida para llevar una separación particular a cabo [m 2]

V out 

Flujo de permeado [mol/s o kg/s]

 yout 

Fracción molar del compuesto A en el permeado [adimensional]

 p A

Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) [mol/m2 s kPa]

66

P1

Presión aguas arriba de la membrana [kPa]

 xin

Fracción molar del compuesto A en la alimentación [adimensional]

P2

Presión aguas debajo de la membrana [kPa]

 yout 

Fracción molar del compuesto A en el permeado [adimensional]

4.1.10.1.4 Ecuaciones de diseño para una unidad de recuperación de vapor empleando una bomba Jet [6] Dada las condiciones mínimas requeridas para mantener la estabilidad del sistema, es indispensable que se cumplan las cuatro condiciones que se mencionan a continuación: 

El valor del caudal de gas inyectado ha de ser al menos de 5,66·10 3 m3/día y no ha de sobrepasar el máximo de 70,79·10 3 m3/día, con un margen de error permisible de ± 5,66·102 m3/día aproximadamente.



El suministro de la corriente líquida con residuos gaseosos ha de estar cerca de los 10  bbl/día a una presión de ± 34,5 kPa.



Para el suministro de agua, se requiere un control de flujo de aproximadamente 10  bbl/día a una presión de ± 34,5 kPa.



Se considera apropiado que la presión a la cual trabaje el separador sea de (414 ± 14) kPa.

Para el desarrollo de las ecuaciones se utilizó el modelo presentado por Granados quien  propone el análisis realizado por Gosline y O’Brien agregando más complejidad al análisis incluyendo las siguientes modificaciones: 

Fluido de succión compresible (densidad variable).



Comportamiento isentrópico del fluido succionado.



Los coeficientes de pérdidas en el Jet, se estiman como pérdidas de accesorios.



Mezcla homogénea del gas en el líquido, por lo que no existe deslizamiento entre las fases después del mezclado.

Las ecuaciones de balance de energía, conservación de momento y continuidad para las distintas partes del Jet son combinadas para obtener el sistema de ecuaciones no lineales que originan el modelo solución.

67

4.1.10.1.4.1 Representación esquemática de una bomba Jet

Figura 2.4 Representación esquemática de una bomba Jet  [6] En la figura 2.4 (se vuelve a mostrar la misma imagen antes mostrada en una sección  previa) puede observarse que las secciones para el flujo de gas, están dadas por la siguiente nomenclatura: la succión del gas " s" y la zona de entrada del gas " e". Para la mezcla: la garganta "t" ( throat ) y el difusor "d". En cuanto al líquido: la bomba " p", el venturi "v" y el caudal a alta presión " j" ( jet ). El problema puede ser descrito por las transiciones s → e → t → d para el gas y p → v → j →

t → d para el líquido. Un modelo matemático consistiría en desarrollar las ecuaciones de

conservación de masa, cantidad de movimiento y de energía entre cada sección. Sin embargo, si las temperaturas de los fluidos están cercanas a las temperaturas del ambiente, y el flujo es relativamente rápido, se puede considerar el flujo isotérmico, y el gas adiabático (zona donde ésta tiene especial importancia). En este caso, se omiten las ecuaciones de conservación de cantidad de movimiento en el líquido y el efecto de la fricción en las diferentes áreas de la  bomba Jet (excepto en la garganta).

68

4.1.10.1.4.2 Ecuación de Poisson o procesos isentrópicos [6] Este estudio se realizó con la finalidad de relacionar el caudal de gas en las diferentes secciones del Jet, a través de la presión respectiva en cada una de ellas. 

Considerando un sistema adiabático (δQ=0).



Suponiendo que la fase gas se comporta como un gas ideal.



Procesos isentrópicos.

La ecuación de Poisson para dos puntos diferentes de un mismo sistema tiene las siguientes formas:

 =   ∙ − =  ∙ −  ∙ − =  ∙ −  = 

Ec. 4.92 Ec. 4.93 Ec. 4.94

Ec. 4.95

donde: T i

Temperatura de la mezcla de gases en el punto i [K]

Pi

Presión de la mezcla de gases en el punto i [kPa]

V i

Volumen de la mezcla de gases en el punto i [m 3]

γ

Índice adiabático [adimensional]

C  p

Calor específico isobárico de un compuesto [kJ/kg K]

C v

Calor específico isocórico de un compuesto [kJ/kg K]

4.1.10.1.4.3 Ecuación de los gases ideales [6] Simplemente se sustituyó la definición de densidad en la ecuación 4.96.

 = ∙ donde:

Ec. 4.96

69

 ρGI 

Densidad del gas ideal [kg/m 3]

 R

Constante de los gases ideales [ 0,008314472 kJ/(mol·K) ]

T GI 

Temperatura del gas ideal [K]

 MW V 

Masa molecular del gas [kg/mol]

4.1.10.1.4.4 Balance de masa [6] El balance de masa entre el punto (1) ubicado a la entrada de la bomba y el punto (2) ubicado en la salida del equipo sin acumulación ni generación de masa en el interior del mismo tiene la siguiente forma:

̇ = ̇  =  ̇

Flujo másico en el punto i [kg/s]

Qi

Caudal en el punto i [m 3/s]

 ρi

Densidad en el punto i [kg/m 3]

Ec. 4.97 Ec. 4.98

donde:

Sustituyendo en primera instancia la ecuación de un gas ideal, y posteriormente la ecuación de Poisson, se tiene que el caudal en dos puntos diferentes se puede calcular como:

/    =  

Ec. 4.99

donde: Qi

Caudal en el punto i [m 3/s]

Pi

Presión de la mezcla de gases en el punto i [kPa]

Esta ecuación sólo es válida para la fase gaseosa, suponiendo flujo adiabático y sin intercambio de calor entre los fluidos. Esta ecuación es válida para cualesquiera dos puntos de las diferentes secciones que conforman el Jet.

70

4.1.10.1.4.5 Cálculo de las velocidades [6] El cálculo de las velocidades de cada una de las fases presentes en el equipo se realiza a  partir de la definición de la velocidad superficial de una fase; es decir, se excluyen las fases adicionales y se considera que dicha fase fluye ocupando toda la superficie transversal de la tubería. Por lo tanto:

 = 

Ec. 4.100

donde: V  ph

Velocidad de la fase [m/s]

Qi

Caudal en el punto i [m 3/s]

 A ph

Área transversal de la fase [m 2]

Para determinar el área ocupada por cada uno de los fluidos en cualquier sección del equipo, se debe determinar la fracción volumétrica de cada una de las fases que se encuentran  presentes. A continuación se presenta la fracción de líquido de la mezcla en la sección de la garganta ( H t)  y en la sección del difusor ( H d ):

 =    =   

Ec. 4.101

Ec. 4.102

donde:  H t 

Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección de la garganta [adimensional]

 Alt 

Altura del líquido en la garganta [m]

 Agt 

Altura del gas en la garganta [m]

 H d 

Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección del difusor [adimensional]

 Ald 

Altura del líquido en el difusor [m]

 Agd 

Altura del gas en el difusor [m]

71

Las velocidades del líquido y el gas en la sección de la garganta y el difusor del Jet están dadas por la combinación de las ecuaciones de fracción de líquido con la definición de velocidad superficial en una tubería:

 =  1   =  1 

Ec. 4.103

Ec. 4.104

donde: V gt 

Velocidad del gas que atraviesa la garganta [m/s]

Qg

Caudal de gas [m 3/s]

 Atotal

Área total de la interfaz entre líquido y gas [m 2]

 H t 

Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección de la garganta [adimensional]

V gd 

Velocidad del gas que atraviesa el difusor [m/s]

 H d 

Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección del difusor [adimensional]

4.1.10.1.4.6 Densidad de la mezcla [6] Para determinar la densidad de la mezcla se supone que el flujo es homogéneo (no existe deslizamiento entre las fases gas y líquido), además que no existe intercambio de calor con el medio ambiente.

̇ = ̇  ̇  = (  ) =     = (  )  ( ) ̇

donde:

 Flujo másico de la mezcla en el Jet [kg/s]

Ec. 4.105 Ec. 4.106

Ec. 4.107

72

̇

Flujo másico gas en el Jet [kg/s]

 ρmezcla

Densidad de la mezcla en el Jet [kg/m 3]

 ρl

Densidad del líquido en el Jet [kg/m 3]

 ρg

Densidad del gas en el Jet [kg/m 3]

Ql

Caudal de líquido en el Jet [m 3/s]

Qg

Caudal de gas en el Jet [m 3/s]

La fracción de líquido, y por su parte la fracción de gas, para una mezcla bifásica sin deslizamiento entre las fases está dada por:

 = ( ) 1 = ( )

Ec. 4.108

Ec. 4.109

donde:  λ

Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases

[adimensional] 1- λ

Fracción de gas en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases

[adimensional] Ql

Caudal de líquido en el Jet [m 3/s]

Qg

Caudal de gas en el Jet [m 3/s]

Simplificándose así la densidad de la mezcla a la siguiente expresión:

 =  ∙  1 

Ec. 4.110

donde:  ρmezcla

Densidad de la mezcla en el Jet [kg/m 3]

 ρl

Densidad del líquido en el Jet [kg/m 3]

 ρg

Densidad del gas en el Jet [kg/m 3]

 λ

Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases [adimensional]

73

Fracción de gas en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases

1- λ

[adimensional] Esta expresión puede utilizarse tanto para la salida de la garganta como para la salida del difusor.

4.1.10.1.4.6 Energías específicas de las fases [6] Para analizar las energías específicas, se hace uso de la ecuación de Bernoulli, la cual toma en cuenta las siguientes consideraciones: 

Fluido incompresible (densidad constante).



Flujo no viscoso (sin esfuerzos cortantes).



Flujo estable (∂v/∂t = 0).



A lo largo de una línea de corriente ( v·∂v/∂s = as).



h1 = h2 (misma cota de nivel para ambas posiciones).

La ecuación tiene la siguiente forma para la fase líquida, pudiendo la misma ser aplicada  para cualquier sección del jet (las alturas se descartan por estar las secciones del Jet a la misma altura):

          =  ∗  2    ℎ =  ∗  2    ℎ           =  ∗ 2   =  ∗  2   donde: ei

Energía específica de la fase en la sección i [kJ/kg ó m 2/s2]

η

Eficiencia isentrópica [adimensional]

vi

Velocidad del fluido en la sección i [m/s]

Pi

Presión en la sección i [kPa]

 ρi

Densidad del fluido en la sección i [kg/m 3]

hi

Altura de la sección i [m]

g

Aceleración de la gravedad (9,81 m/s 2)

Ec. 4.111

Ec. 4.112

74

Para el caso de la fase gas, se emplea la ecuación de Bernoulli modificada. La misma tiene la inclusión del término α  y, al igual que la versión para la fase líquida, puede ser implementada para cualquier sección del equipo, tal que:

       =  ∗  1 ∙   2 

Ec. 4.113

donde: ei

Energía específica de la fase en la sección i [kJ/kg ó m 2/s2]

η

Eficiencia isentrópica [adimensional]

vgi

Velocidad del gas en la sección i [m/s]

Pi

Presión en la sección i [kPa]

 ρgi

Densidad del gas en la sección i [kg/m 3]

hi

Altura de la sección i [m]

g

Aceleración de la gravedad (9,81 m/s 2)

γ

Índice adiabático [adimensional]

4.1.10.1.4.7 Energía específica para la mezcla [6] Partimos de la siguiente ecuación, la cual incorpora las ecuaciones 4.112 y 4.113 con las definiciones de energía específica para cada fase, sin mencionar que puede ser aplicada a cualquier sección del equipo.

   =                     =  ∙  ∙  ∗  2   ∙  ∙ { ∗ 1∙   2 } donde:  E mtot 

Flujo total de energía de la mezcla de fluidos [kJ/s]

 E l

Flujo de energía del líquido [kJ/s]

 E g

Flujo de energía del gas [kJ/s]

Ql

Caudal de líquido en el Jet [m 3/s]

Pi

Presión en la sección i [kPa]

 ρl

Densidad del líquido [kg/m3]

η

Eficiencia isentrópica [adimensional]

Ec. 4.114

75

Qgi

Caudal de gas en la sección i [m 3/s]

 ρgi

Densidad del gas en la sección i [kg/m 3]

γ

Índice adiabático [adimensional]

vgi

Velocidad del gas en la sección i [m/s]

Ahora, la energía específica total va a depender de la masa total que se trabaje, aunque la misma a su vez puede ser escrita en base a los caudales de líquido y gas, tal que:

 =               =  ∙  ∙  ∗   2   ∙   ∙  ∙ ∙{ ∗ 1∙   2 }    

Ec. 4.115

donde: emtot 

Energía específica total [kJ/kg ó m 2/s2]

mtotal

Masa total trabajada [kg]

Por lo tanto, la energía específica de la mezcla no es más que la suma de las energías de cada una de las fases por unidad de masa de mezcla.

F = ṁ a

4.1.10.1.4.8 Balance de cantidad de movimiento en la garganta [6] Partiendo de la definición de cantidad de movimiento (Σ

Σ

, se puede realizar el

 balance de cantidad de movimiento entre la entrada y la salida de la garganta del equipo, tal que:

 ∙    ∙ = ∙  ∙   ∙  ∙  (∙    )∙     ∙ 

        Δ

donde: Pe

Presión en la entrada de la bomba Jet [kPa]

 At 

Área transversal de la garganta [m 2]

 ρl

Densidad del líquido en el Jet [kg/m 3]

Ql

Caudal de líquido en el Jet [m 3/s]

Ec. 4.116

76

 ρge

Densidad del gas en la entrada [kg/m 3]

Qge

Caudal de gas en la entrada [m 3/s]

γ

Índice adiabático [adimensional]

vge

Velocidad del gas en la entrada [m/s]

Pt 

Presión en la garganta [kPa]

 ρmt 

Densidad de la mezcla en la garganta [kg/m 3]

Qgt 

Caudal de gas en la garganta [m 3/s]

vmt 

Velocidad de la mezcla en la garganta [m/s]

 ΔPet 

Caída de presión (Pérdidas por fricción) de la entrada a la garganta [kPa]

Aunque, partiendo de la definición de balance de masa se puede expresar que:

 ∙ (  ) =  ∙    ∙   ∙  =  ∙ 

Ec. 4.117 Ec. 4.118

donde: Qgt 

Caudal de gas en la garganta [m 3/s]

 ρgt 

Densidad del gas en la garganta [kg/m 3]

Qge

Caudal de gas en la entrada [m 3/s]

 ρge

Densidad del gas en la entrada [kg/m 3]

 ρl

Densidad del líquido en el Jet [kg/m 3]

 ρmt 

Densidad de la mezcla en la garganta [kg/m 3]

Por lo tanto, sustituyendo la ecuación 4.118 dentro de 4.117, se tiene que:

 ∙ (  ) =  ∙    ∙ 

Ec. 4.119

Y por último, reemplazando la ecuación 4.119 recién obtenida dentro de la ecuación 4.116, y rearreglando, se obtiene que:

    ∆ ∙ =  ∙  ∙ (  ) ∙  ∙ (  )

Ec. 4.120

77

4.1.10.1.4.9 Balance de energía en la garganta [6] Por el principio de conservación de la energía se sabe que:

 =    ̇ ∙ = ̇ ∙    ∙  ∙    ∙  ∙  = (  )∙ ∙   ∆

Ec. 4.121 Ec. 4.122 Ec. 4.123

donde:  E e

Flujo de energía en la entrada [kJ/s]

 E s

Flujo de energía en la succión del gas [kJ/s]

̇

Flujo de energía en la garganta [kJ/s]

ee

Energía específica en la entrada [kJ/kg ó m 2/s2]

es

Energía específica en la succión del gas [kJ/kg ó m 2/s2]

Ql

Caudal de líquido [m3/s]

 ρl

Densidad del líquido [kg/m3]

elj

Energía específica del líquido en el Jet [kJ/kg ó m 2/s2]

Qge

Caudal de gas en la entrada [m 3/s]

 ρge

Densidad del gas en la entrada [kg/m 3]

ege

Energía específica del gas en la entrada [kJ/kg ó m 2/s2]

Qgt 

Caudal del gas en la garganta [m 3/s]

 ρmt 

Densidad de la mezcla en la garganta [kg/m 3]

emt 

Energía específica de la mezcla en la garganta [kJ/kg ó m 2/s2]

 Δ E m

Pérdidas de energía por mezclado [kJ/s]

 E t 

Flujo másico que atraviesa a la bomba Jet [kg/s]

Despejando  Δ E m, y sustituyendo las ecuaciones 4.112 y 4.113 (dependiendo del estado de la fase) se tiene que:

              ∆ =  ∙  ∙  ∗   2   ∙  ∙ { ∗ 1∙   2 }       (  )∙ ∙  ∗   2 

Ec. 4.124

78

donde:  Δ E m

Pérdidas de energía por mezclado [kJ/s]

4.1.10.1.4.10 Caída de presión en la zona de la garganta [6] Cuando en un sistema se determinan las pérdidas por presión, generalmente se consideran las perdidas asociadas a la elevación, aceleración y las pérdidas asociadas a los efectos de la fricción entre el fluido y el sistema con el cual se encuentre en contacto. Sin embargo para la zona de la garganta se supone que no hay elevación y las perdidas por aceleración y expansión del fluido se consideran despreciables, por lo tanto a continuación se  presentan las pérdidas asociadas a la fricción, representadas mediante la ecuación de Fanning.

         ∆ =    2

Ec. 4.125

donde:  ΔPt 

Pérdidas de presión en la garganta [kPa]

 f t 

Factor de fricción en la garganta [adimensional]

 ρmt 

Densidad de la mezcla en la garganta [kg/m 3]

vt 

Velocidad de la mezcla en la garganta [m/s]

 Lt 

Longitud de la garganta [m]

 Dt 

Diámetro (promedio) de la garganta [m]

En el caso que el flujo sea laminar, se tiene que turbulento se presenta la ecuación de Blassius:

  = 64/

  = 0,3164 ∙−/ donde:  f t 

Factor de fricción en la garganta [adimensional]

 Re

Número de Reynolds del fluido [adimensional]

Donde el Reynolds de mezcla se define como:

, mientras que para flujo

Ec. 4.126

 = 

79

Ec. 4.127

donde:  Re

Número de Reynolds del fluido [adimensional]

 ρmt 

Densidad de la mezcla en la garganta [kg/m 3]

vt 

Velocidad del fluido en la garganta [m/s]

 Dt 

Diámetro (promedio) de la garganta [m]

 µ mt 

Viscosidad de la mezcla en la garganta [kg/m s]

La viscosidad de la mezcla se determina según:

 = [ +−()]

Ec. 4.128

donde:  µ mt 

Viscosidad de la mezcla en la garganta [kg/m s]

 µ gt 

Viscosidad del gas en la garganta [kg/m s]

 µl

Viscosidad del líquido [kg/m s]

 λt 

Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases en la garganta [adimensional]

1- λt 

Fracción de gas en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases en la garganta [adimensional]

4.1.10.1.4.11 Pérdidas de energía en las diferentes zonas del Jet [6] A continuación se presentan las ecuaciones correspondientes a las pérdidas presentadas en la boquilla, en la cámara de mezclado y en el difusor de la bomba Jet.

4.1.10.1.4.11.1 Pérdidas de energía en la zona de la boquilla [6] Las pérdidas de energía en la zona de la boquilla se representan mediante un coeficiente de  pérdidas que considera el cambio de sección que ocurre en el equipo.

         ∆ =     2

Ec. 4.129

80

 Δ E  j

Pérdidas de energía en la boquilla del Jet [kJ/s]

k  j

Coeficiente de pérdidas en la boquilla del Jet [adimensional]

 ρl

Densidad del líquido [kg/m3]

Ql

Caudal del líquido por la boquilla del Jet [m 3/s]

 L j

Longitud de la boquilla del Jet [m]

 D j

Diámetro de la boquilla del Jet [m]

v j

Velocidad del líquido pasando por la boquilla del Jet [m/s]

Este coeficiente de pérdidas está presentado como:

             = 0,5 1  0,8  1  sen()

Ec. 4.130

donde: k  j

Coeficiente de pérdidas en la boquilla del Jet [adimensional]

 Dv

Diámetro del Venturi [m]

 D p

Diámetro de la bomba [m]

 D j

Diámetro de la boquilla del Jet [m]

θ  j

Ángulo de inclinación de la boquilla con respecto a la horizontal [°]

4.1.10.1.4.11.2 Pérdidas de energía en la zona de la cámara de mezclado [6] Las pérdidas de energía en la zona de la cámara de mezclado se representan mediante un coeficiente de pérdidas que considera el cambio de sección que ocurre en el equipo.

         ∆ =     2 donde:  Δ E e

Pérdidas de energía en la entrada del gas [kJ/s]

k e

Coeficiente de pérdidas en la entrada [adimensional]

 ρge

Densidad del gas en la entrada [kg/m 3]

Qge

Caudal del gas en la entrada [m 3/s]

 Le

Longitud de la entrada [m]

 De

Diámetro (promedio) de la entrada [m]

Ec. 4.131

81

Donde el coeficiente de perdidas está presentado como:

         = 0,51    

Ec. 4.132

donde: k e

Coeficiente de pérdidas en la entrada [adimensional]

 Dt 

Diámetro (promedio) de la garganta [m]

 Ds

Diámetro de la succión del gas [m]

 D j

Diámetro de la boquilla del Jet [m]

4.1.10.1.4.11.3 Pérdidas de energía en la zona del difusor [6] Las pérdidas de energía en la zona del difusor se representan mediante un coeficiente de  pérdidas que considera el cambio de sección que ocurre en el equipo.

       ∆ =  (    )  2

Ec. 4.133

donde:  Δ E d 

Pérdidas de energía en el difusor [kJ/s]

k d 

Coeficiente de pérdidas en el difusor [adimensional]

 ρgd 

Densidad del gas en el difusor [kg/m 3]

Qgd 

Caudal del gas en el difusor [m 3/s]

 ρl

Densidad del líquido en el Jet [kg/m 3]

Ql

Caudal del líquido en el Jet [m 3/s]

 Ld 

Longitud del difusor [m]

 Dd 

Diámetro (promedio) del difusor [m]

vgd 

Velocidad del gas pasando por el difusor [m/s]

Donde el coeficiente de perdidas está presentado como:

    = 2,61  sen

Ec. 4.134

82

k d 

Coeficiente de pérdidas en el difusor [adimensional]

 Dt 

Diámetro de la garganta [m]

 Dd 

Diámetro (promedio) del difusor [m]

θ  j

Ángulo de inclinación del difusor con respecto a la horizontal [°]

4.1.10.1.4.12 Balance de energía específica en la succión y en el difusor [6]

    =  2     =  2

Ec. 4.135

Ec. 4.136

donde: egs

Energía específica del gas en la succión [kJ/kg ó m 2/s2]

k e

Coeficiente de pérdidas en la entrada [adimensional]

vge

Velocidad del gas en la entrada del gas [m/s]

emd 

Energía específica de la mezcla en el difusor [kJ/kg ó m 2/s2]

k d 

Coeficiente de pérdidas en el difusor [adimensional]

vmd 

Velocidad de la mezcla en el difusor [m/s]

4.1.10.1.4.13 Balance de energía total sobre la bomba Jet [6] Aplicando el principio de conservación de la energía sobre el Jet, se tiene que la energía que ingresa a un sistema ha de ser igual a la que sale más la que es transformada. Por lo tanto, se tiene que:

 =     ̇ ̇   ̇ ̇ =  ̇ ̇ ∆  ∆  ∆  ∆  ∙  ∙  = (  ∙  ∙)∙  ∙    ∆   ∆   ∆   ∆         donde:

Ec. 4.137 Ec. 4.138

Ec. 4.139

83

 ρl

Densidad del líquido [kg/m3]

elp

Energía específica del líquido en la bomba [kJ/kg ó m 2/s2]

Qgp

Caudal del gas en la bomba [m 3/s]

 ρgp

Densidad del gas en la bomba [kg/m 3]

egp

Energía específica del gas en la bomba [kJ/kg ó m 2/s2]

Qgd 

Caudal del gas en el difusor [m 3/s]

 ρmd 

Densidad de la mezcla en el difusor [kg/m 3]

emd 

Energía específica de la mezcla en el difusor [kJ/kg ó m 2/s2]

 Δ E m

Pérdidas de energía por mezclado [kJ/s]

 Δ E  j

Pérdidas de energía en la boquilla [kJ/s]

 Δ E e

Pérdidas de energía en la entrada [kJ/s]

 Δ E d 

Pérdidas de energía en el difusor [kJ/s]

Sabiendo que la energía de la mezcla es:

(  )∙ ∙  =  ∙  ∙    ∙  ∙ 

Ec. 4.140

donde: eld 

Energía específica del líquido en el difusor [kJ/kg ó m 2/s2]

Qgd 

Caudal del gas en el difusor [m 3/s]

 ρgd 

Densidad del gas en el difusor [kg/m 3]

egd 

Energía específica del gas en el difusor [kJ/kg ó m 2/s2]

El balance de energía en el Jet se expresa como:

 ∙  ∙ (  ) ∙  ∙ (  ) = ∆  ∆  ∆  ∆ donde: Ql

Caudal del líquido [m3/s]

 ρl

Densidad del líquido [kg/m3]

elp

Energía específica del líquido en la bomba [kJ/kg ó m 2/s2]

eld 

Energía específica del líquido en el difusor [kJ/kg ó m 2/s2]

Qgs

Caudal del gas en la succión [m 3/s]

 ρ

Densidad del gas en succión [kg/m 3]

Ec. 4.141

84

egp

Energía específica del gas en la bomba [kJ/kg ó m 2/s2]

egd 

Energía específica del gas en el difusor [kJ/kg ó m 2/s2]

 Δ E m

Pérdidas de energía por mezclado [kJ/s]

 Δ E  j

Pérdidas de energía en la boquilla [kJ/s]

 Δ E e

Pérdidas de energía en la entrada [kJ/s]

 Δ E d  d 

Pérdidas de energía en el difusor [kJ/s]

Con la deducción de las ecuaciones presentadas, es necesario resolver un Sistema de ecuaciones no lineales, el cual está determinado por las ecuaciones 4.119, 4.120, 4.135, 4.136 y 4.141.

4.1.10.2 Diseño de una unidad de recuperación de vapor para brazos de carga De manera similar a lo presentado para los tanques de almacenamiento, en esta sección se  presentan los métodos de cálculo de emisiones provenientes de brazos de carga en la industria. Además, se explica la posible incorporación de una URV al sistema de brazos de carga, además de sistemas de control para aminorar las emisiones suscitadas bajo diferentes circunstancias. Se decidió no repetir o expandir la información correspondiente al  predimensionamiento  predimensionamiento de las URV debido a que la información presentada para el dimensionamiento de éstas en la sección de tanques puede perfectamente ser empleada en la recuperación de vapores de un brazo de carga.

4.1.10.2.1 Estimación de pérdidas asociadas a los brazos de carga durante el llenado o vaciado de camiones de transporte [4] Las emisiones de Compuestos Orgánicos Volátiles (VOC) resultantes de la carga de materiales líquidos en camiones de carga y carros de carga pueden ser calculadas usando la siguiente ecuación de pérdida por carga:

 = 7.408.385,1 ∗  ∗  ∗  ∗ 

Ec. 4.142

donde:  E VOC  VOC 

Pérdidas por carga de COV [kg/min]

S VOC  VOC 

Factor de saturación (véase la tabla 4.4) [adimensional]

PV 

Presión de vapor real del material en el tanque a la temperatura T [kPa] [ kPa]

85

QVOC 

Volumen del material cargado [m 3/min]

T

Temperatura del material en el tanque [K]

7.408.385,1

Constante de la ecuación [(K mol)/(kPa m 3)]

A continuación se muestra la tabla de la cual se pueden extraer los diferentes factores de saturación requeridos en la ecuación 4.142:

Tabla 4.4  Posibles valores para el factor de saturación S VOC [3] Tipo de transporte

Modo de operación

Llenado sumergido en un tanque vacío Llenado sumergido: servicio normal dedicado Llenado sumergido: Servicio por balance de vapor dedicado Tanques de almacenamiento sobre camiones o vehículos Llenado con salpicado en un tanque terrestres vacío Llenado con salpicado: servicio normal dedicado Llenado con salpicado: Servicio por  balance de vapor dedicado dedicado Llenado sumergido: barcos pequeños Dispositivos de carga marítimos Llenado sumergido: barcazas

Factor SVOC [adimensional] 0,50 0,60 1,00 1,45 1,45 1,00 0,2 0,5

El cálculo de las emisiones de los compuestos orgánicos volátiles (COV) utilizando la ecuación 4.142 se basa en las siguientes suposiciones: 

La ley del gas ideal es aplicable.



La carga previa que generó los vapores siendo desplazados es la misma que el líquido siendo cargado en el momento.



 No hay transferencia de masa o de calor proveniente del líquido siendo cargado cargado a los vapores previamente existentes dentro del tanque; solo se está modelando el desplazamiento.

Por otro lado, las emisiones de compuestos orgánicos volátiles (VOC) provenientes de la carga de crudo en barcos y barcazas oceánicas pueden ser estimadas utilizando la siguiente ecuación):

 =    ∗  ∗ 

Ec. 4.143

86

donde:  E VOCB VOCB

Pérdidas totales de COV por carga [kg/min]

C  AB

Factor de llegada de la emisión, contribuido por vapores en el compartimiento A del tanque vacío antes de cargar, [kg/m 3] (Véase la tabla 5.2-3 en la norma AP-42)

C G

Factor de emisiones generadas, debido a la evaporación durante el proceso de carga [kg/m3]

QVOCB

Volumen de material cargado [m 3/min]

 X VOC  VOC 

Fracción másica de COV en el vapor [kg COV/kg] (de acuerdo a AP-42, el valor por defecto utilizado es 0.85 COV)

Se puede calcular el parámetro C G utilizando la siguiente ecuación (por sección 5.2 en la AP-42):

   = 16,019 ∗  = 16,01919 ∗ 1,84∗4 ∗ 0,0,44∗44 ∗   0,0,4242 ∗  ∗ 

Ec. 4.144

donde: C G

Factor de emisiones generadas, debido a la evaporación durante el proceso de carga [kg/m3 o lb/ft3]

P RV 

Presión real del vapor del crudo/gasolina cargado [psia] (véase la AP-42, Figura 7.1-5 y la Tabla 7.1-2).

 MW V  V 

Masa molecular de los vapores [lb/lbmol].

G

Factor de crecimiento del vapor (generalmente se le asigna el valor 1,02) [adimensional]

T 

Temperatura de los vapores [°F]

16,019 Constante de cambio de unidad [(kg/m 3)/(lb/ft3)] Sin embargo, cabe mencionar que los resultados de los estudios hechos por la EPA indican que tomando en cuenta un escape mínimo de gas de los camiones durante el proceso de carga, las emisiones a la atmósfera no deberían exceder los 80 mg por litro de gasolina cargada cuando se cuenta con los equipos para llevar a cabo la recuperación de las emisiones.

87

4.1.10.2.2 Tecnologías para la recuperación de vapor en brazos de carga durante el llenado o vaciado de camiones de transporte [10] La recuperación de emisiones de vapores tales como la gasolina es de interés por motivos económicos, de seguridad y ambientales. En la mayoría de las locaciones donde se cargan los camiones, no se ha considerado el total de emisiones de vapores de gasolina como un factor significativo el cual afecta la calidad del ambiente local. Sin embargo, es esencial minimizar las emisiones de vapores durante el proceso de carga mediante la eliminación de la caída libre de los productos volátiles y la reducción de la propulsión y del salpicado. Para ello, hay que modificar los vehículos de carga con sistemas de vapor cerrados; esto conlleva a las siguientes modificaciones:

4.1.10.2.2.1 Incorporación de una URV al proceso de llenado ll enado por el tope [10] Dado que la mayoría de las facilidades de carga en servicio son de llenado por el tope, la mejor solución sería reemplazar (o modificar) los brazos de carga existentes para que cuando se carguen productos volátiles, se selle el orificio y los vapores sean direccionados hacia una URV. Dicho sistema pudiese estar incorporado al brazo de carga o pudiese haber un colector de vapor en el vehículo el cual conecte a todos los compartimientos del tanque.

4.1.10.2.2.2 Incorporación de una URV al proceso de llenado l lenado por el fondo [10] Aquellos vehículos equipados para carga por el fondo requieren de una conexión por tubería desde el respiradero de emisiones de vapor de cada compartimiento hacia una URV, la cual debería estar dispuesta en una posición la cual sea fácilmente accesible desde el nivel del suelo para ser usado tanto en las islas de llenado como en los puntos de venta. Los mecanismos de acoplamiento para el líquido y el vapor han de ser diferentes.

4.1.10.2.2.3 Reducción de emisiones [10] Además de instalar un sistema completo de recuperación de vapor, se puede lograr reducciones considerables en las emisiones de vapores si se evita la caída libre y el salpicado de los productos volátiles durante las operaciones de llenado por el tope o por el fondo. Esto se puede lograr de la siguiente manera:

4.1.10.2.2.3.1 Reducción de emisiones para el llenado por el tope Se debe diseñar o seleccionar los brazos de carga para que los mismos alcancen el fondo del compartimiento del tanque del vehículo, de tal manera que el tubo de descarga pueda penetrar penetrar

88

4.1.10.2.2.3.2 Reducción de emisiones para el llenado por el fondo Puede que sea necesaria la implementación de deflectores dentro del tanque del vehículo en el punto de entrada del producto al compartimiento. Tal medida tiene las siguientes ventajas: 

Minimiza la cantidad de vapor formado.



Reduce la pérdida de producto.



Reduce el riesgo de incendios: se disipará la concentración de emanaciones de vapor en el compartimiento de manera más rápida hasta por debajo del límite explosivo.

4.1.10.2.2.4 Control de Derrames [10] Los principales dispositivos a considerar en las instalaciones de carga son: 

Válvula de cierre de emergencia; para prevenir o reducir los derrames debido a sobrellenado, sobrellenado, fallas de mangueras, etc.



Botón de emergencia para el apagado de las bombas, la activación de las alarmas y el cierre de todos los controles de flujo y bloqueo de válvulas en la isla.



Drenaje adecuado y arreglos de intercepción.

4.1.10.2.2.5 Sistemas de llenado [10] Idealmente, el sistema de llenado debería ser capaz de llenar todos los compartimientos del vehículo sin la necesidad de mover el vehículo. El espacio entre los sistemas de llenado en las islas de llenado debería permitir que los brazos de carga o mangueras sean operados de manera independiente, sin interferencia entre los diferentes elementos, y con la mínima obstrucción del acceso al operador.

4.1.10.2.2.6 Sistemas de control de flujo por volumen [10] La medición del volumen del producto rige la cantidad de producto vertida en el compartimiento y esto se dispone normalmente mediante el flujo a través de un medidor de desplazamiento positivo. El aminoramiento y detención del flujo se controla normalmente por un dispositivo de control a una cantidad preestablecida, el cual representa la primera línea de control. En el caso de alguna emergencia, como por ejemplo el malfuncionamiento del mecanismo o el establecimiento incorrecto de estos, la posibilidad de un derrame puede ocurrir, por lo que una segunda línea de control es necesaria. Algunos métodos para lograr esto se muestran a continuación:

89

4.1.10.2.2.6.1 Sistema de control de flujo por volumen para el llenado por el tope [10] La incorporación de un bloqueador en la forma de una válvula que se mantenga abierta también le permite al operador, cuando se esté llenando mediante una compuerta abierta, observar el nivel del producto y detener el flujo de manera inmediata en caso de alguna emergencia. La palanca de operación de la válvula (o barra de control) debe estar localizada de tal manera que el operador pueda ver el producto en los compartimientos de alto nivel, a la vez que evita las columnas de vapor emanadas de la compuerta. Sin embargo, la tentación de colocar las válvulas para mantener abierto el paso en posición abierta ha resultado en derrames. Este factor, en conjunto con la necesidad de los operadores de pararse sobre los vehículos al momento de cargar, ha llevado al uso cada vez mayor de equipos controladores del nivel del líquido como medio secundario positivo para parar el flujo del producto en caso de una emergencia. Cuando se requiere llenar dos o más compartimientos a la vez, es muy recomendable la utilización de un equipo controlador del nivel del líquido como medio secundario positivo para parar el flujo del producto en caso de una emergencia.

4.1.10.2.2.6.2 Sistema de control de flujo por volumen para el llenado por el fondo f ondo [10] Cuando todas las operaciones de carga se llevan a cabo al nivel del suelo, y todos los orificios permanecen cerrados, se torna esencial la utilización de un sistema de protección contra el sobrellenado basado en equipos de detección del nivel del líquido. El equipo controlador del nivel del líquido debería estar conectado a un sistema de bloqueo el cual debería formar parte del brazo de carga. Esto mejora la seguridad y provee la base para un sistema de control automatizado.

4.1.10.3 Diseño de una unidad de recuperación de vapor para islas i slas de llenado De manera seguida, en esta sección se presentan los métodos de cálculo de emisiones suscitadas en islas de llenado durante el llenado de vehículos de transporte en la industria. Además, se discuten tres modificaciones posibles a las islas de llenado para incorporar a las mismas una URV. Nuevamente, se decidió no repetir o expandir la información correspondiente al predimensionamiento de las URV debido a que la información presentada  para el dimensionamiento dimensionamiento de éstas en la sección sección de tanques puede puede perfectamente ser ser empleada en la recuperación de emisiones en las islas de llenado.

90

4.1.10.3.1 Estimación de pérdidas en islas de llenado durante el llenado de tanques de vehículos de transporte [4] De manera similar a la estimación de pérdidas mediante el llenado de un camión empleando  brazos de carga (sección 10.2.1.), se puede utilizar las ecuaciones encontradas en dicha sección para realizar los cálculos de las emisiones de los compuestos orgánicos volátiles (VOC) utilizando la ecuación 4.143. Para ello, se tiene que tomar las ciertas condiciones como ciertas o aplicables: 

La ley del gas ideal es aplicable.



La carga previa que generó los vapores siendo desplazados es la misma que el líquido siendo cargado en el momento.



 No hay transferencia de masa o de calor proveniente del líquido siendo cargado a los vapores previamente existentes dentro del tanque; solo se está modelando el desplazamiento.

Por lo tanto, las emisiones de Compuestos Orgánicos Volátiles (VOC) resultantes de la carga de materiales líquidos en tanques de vehículos mediante la utilización de islas de llenado pueden ser calculadas usando la ecuación 4.142, mostrada nuevamente abajo.

 = 7.408.385,1 ∗  ∗  ∗  ∗ 

Ec. 4.142

donde:  E VOC 

Pérdidas por carga de COV [kg/min]

S VOC 

Factor de saturación (véase la tabla 4.4) [adimensional]

PV 

Presión de vapor real del material en el tanque a la temperatura T [kPa]

 MW V 

Masa molecular del vapor [kg/mol]

QVOC 

Volumen del material cargado [m 3/min]

T

Temperatura del material en el tanque [K]

7.408.385,1

Constante de la ecuación [(K mol)/(kPa m 3)]

Se puede calcular el parámetro C G utilizando nuevamente la ecuación 4.144:

   = 16,019 ∗ = 16,019 ∗ 1,84∗ 0,44∗   0,42 ∗  ∗ 

Ec. 4.144

91

donde: Factor de emisiones generadas, debido a la evaporación durante el proceso de

C G

carga [kg/m3 o lb/ft3] P RV 

Presión real del vapor del crudo/gasolina cargado [psia] (véase la AP-42, Figura 7.1-5 y la Tabla 7.1-2)

 MW V 

Masa molecular de los vapores [lb/lbmol]

G

Factor de crecimiento del vapor (generalmente se le asigna el valor 1,02) [adimensional]

T 

Temperatura de los vapores [°F]

16,019 Constante de cambio de unidad [(kg/m 3)/(lb/ft3)]

4.1.10.3.2 Tecnologías para la recuperación de vapor en islas de llenado [11] Se consideran tres tipos diferentes de sistemas de recuperación de vapor para las islas de llenado de gasolina: 

Balance de vapor.



Vacío pasivo asistido.



Vacío activo asistido.

El sistema de “balance de vapor”, configurado con un fuelle corrugado sobre el pico de la  boquilla diseñado para capturar vapor, ha estado en uso desde que se requirió la recuperación de vapor. Sin embargo, el sistema ha sido refinado y mejorado con tecnología más moderna. Una tecnología más moderna es el sistema de “vacío pasivo asistido”. Versiones iniciales de este sistema utilizaban bombas de vacío recíprocas para cada boquilla activa, recibiendo energía del flujo de gasolina en vías al tanque de gasolina del vehículo. Versiones subsecuentes de este tipo de mecanismos “basados en dispensadores” utilizan bombas eléctricas para regresar el vapor recolectado a los tanques de almacenamiento de la gasolina, utilizando señales electrónicas desde los medidores del dispensador para regular la velocidad de bombeo del vapor. Finalmente, el sistema de “vacío activo asistido” también ha pasado por muchas mejoras desde que se utilizó por primera vez. Este sistema mantiene un vacío en todo el sistema de recuperación de vapor y procesa el exceso de vapor recolectado por medio de un procesador o quemador central de vapor.

92

4.1.10.3.2.1 Recuperación de vapor en islas de llenado por balance de vapor [11] El sistema de balance de vapor es uno de las tecnologías originalmente utilizadas para este  propósito (véase Fig. 4.5). Este sistema utiliza el balance natural de presiones entre el  producto extraído del tanque de almacenamiento de la isla de llenado el cual desarrolla una  presión negativa (de vacío) y la presión positiva desarrollada a medida que el combustible es despachado en el tanque de combustible del vehículo sin la necesidad de motores o bombas adicionales. El efecto neto es el flujo de vapor proveniente del tanque de combustible del vehículo al tanque de almacenamiento de la isla de llenado.

Figura 4.4 Ilustración de una URV en una isla de llenado por balance de vapor [11] El fuelle de la boquilla es el elemento clave y más característico del sistema de balance. El sistema funciona cuando la boquilla, con su fuelle en el pico con una placa adjunta, es minuciosamente colocada sobre la abertura del tanque de combustible del vehículo, creándose en consecuencia un sello. Se acostumbra a que la manguera de abastecimiento sea coaxial. La gasolina fluye a través de la manguera interna mientras que el vapor es retornado al tanque de almacenamiento subterráneo a través de la manguera externa. El líquido producto de la condensación o del salpicado puede empozarse en la sección más baja de la manguera externa y bloquear el paso del vapor; por lo tanto, se entorpece el sistema. Por este motivo, suelen instalarse tubos o

93

Se ha demostrado que la instalación de la válvula de presión/vacío en el extremo del tubo de ventilación del tanque mejora la habilidad de los sistemas de balance de vapor de contener vapores dentro del sistema.

4.1.10.3.2.2 Recuperación de vapor en islas de llenado por vacío pasivo asistido [11] De los dos tipos de recuperación de vapor asistidos por vacío, el sistema más nuevo, y el más popular primordialmente por la preferencia de los consumidores, es el sistema de vacío  pasivo asistido (véase la Fig.4.6).

Figura 4.5 Ilustración de una URV en una isla de llenado por vacío pasivo asistido [11] Los sistemas de vacío pasivo asistido utilizan una tecnología basada en dispensadores para recuperar el vapor del proceso de reabastecimiento. En versiones anteriores del sistema de vacío pasivo asistido, la cantidad de vapor recuperado puede ser regulada mediante la utilización de una bomba recíproca en el dispensador, en donde el combustible siendo dispensado pasa a través de una sección de la bomba, generando un vacío en la otra sección. Este vacío hala el vapor de la gasolina del área de llenado del tanque de gasolina del vehículo hacia el tanque de almacenamiento de la gasolina en una relación prácticamente 1:1. En el transcurso de la última década, han emergido modificaciones al concepto inicial del

94

retornar el vapor a los tanques de gasolina. Se mantiene la relación 1:1 del proceso de recuperación de vapor de estas versiones más nuevas mediante la regulación de la velocidad de las bombas eléctricas del vapor basadas en dispensadores a través del monitoreo electrónico de la relación de despacho utilizando el medidor de entrega. La boquilla aparenta ser convencional, pero de hecho tiene un pico dentro de un pico (un  pico coaxial). El pico externo tiene una serie de pequeños orificios localizados cercanos y alrededor del extremo a través de los cuales el vacío generado por la bomba recíproca/eléctrica en el dispensador extrae los vapores del combustible siendo abastecido. La manguera de abastecimiento es coaxial, pero a diferencia del sistema de balance de vapor, el producto fluye a través de la manguera externa mientras que el vapor es retornado al tanque de almacenamiento subterráneo a través de la manguera interna, haciendo así la necesidad de remoción de líquido innecesaria. Dado que este sistema adiciona una cierta presión al sistema de tanques de almacenamiento subterráneos a todo momento, se requiere de una válvula de presión/vacío en el venteo de los tanques de almacenamiento subterráneos y se debe instalar válvulas check al vapor, típicamente en la boquilla, manguera o dispensador, para prevenir el escape de emisiones de vapor del sistema.

4.1.10.3.2.3 Recuperación de vapor en islas de llenado por vacío activo asistido [11] Los sistemas de recuperación de vapor de vacío activo asistido están configurados con una unidad central generadora de vacío la cual produce un vacío en todas las líneas de vapor que vienen de cada boquilla al sistema de tanques con exceso de vapores, tal que los mismos son direccionados a una unidad central procesadora de vapores (véase la Fig. 4.7). La unidad central procesadora de vapores utiliza un quemador o algún otro proceso para disponer del exceso de vapores recopilados del proceso de reabastecimiento.

95

Figura 4.6 Ilustración de una URV en una isla de llenado por vacío activo asistido [11] La primera generación de boquillas de “vacío activo” tenía una configuración con un fuelle corto y el extremo del pico descubierto a través del cual la unidad central de vacío extraía los vapores. Las boquillas actuales se asemejan más cercanamente a las boquillas con picos coaxiales empleadas por los sistemas de vacío pasivo con boquillas con picos coaxiales y  perforaciones cercanas al extremo donde el combustible es abastecido. Dado que este sistema adiciona una cierta presión al sistema de tanques de almacenamiento subterráneos a todo momento, se requiere de una válvula de presión/vacío en el venteo de los tanques de almacenamiento subterráneos y se debe instalar válvulas check al vapor, típicamente en la boquilla, manguera o dispensador, para prevenir el escape de emisiones de vapor del sistema.

4.1.10.4 Hoja de cálculo En esta sección se hace referencia a la hoja de  Microsoft® Office Excel™ en la cual se  programaron todos los procedimientos de cálculo presentados en el manual. En Inelectra no se tiene un formato o un estándar para la creación de las hojas de cálculo, por lo que las mismas se construyeron todas dentro de un mismo archivo, para facilitar el acceso a la información. En consecuencia, se tuvo que subdividir la hoja bajo las siguientes categorías: 

Estimación de pérdidas en tanques Adsorbedor de la URV

96



Separador por membranas de la URV



Bomba Jet de la URV.



Pérdidas en brazos de carga / islas de llenado.

Cada hoja de cálculo contiene una sección en la cual el usuario ha de introducir ciertas variables para poder llevar a cabo los cálculos. Dichas variables están identificadas por su símbolo, los cuales están explícitamente presentados en la lista de símbolos del manual y a lo largo de los procedimientos enunciados en el manual antes mencionado. Las variables a introducir por el usuario están enmarcadas dentro de un marco con un encabezado de color rojo, mientras que los resultados calculados se presentan dentro de un recuadro con un encabezado de color verde. Aparte de facilitar el predimensionamiento de los equipos, las hojas de cálculo le permitirán a los especialistas corroborar ofertas que reciban por parte de los proveedores. Las hojas de cálculo se encuentran en el Apéndice B.

4.1.11 Referencias Se enumeran las fuentes de información que se utilizaron para la elaboración del manual de diseño.

4.1.12 Anexos En el Anexo A se muestra el Inelectra Documento Normalizado, o  INEDON , “GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR¨. En el Anexo B, se  presenta la hoja de cálculo para el documento normalizado antes mencionado; en la misma se  programaron todos los procesos de cálculo estipulados en el manual. Todos los  procedimientos presentados en ambos anexos se muestran en unidades inglesas.

97

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES Una vez terminado el manual de diseño y el informe de pasantía, se presentan las siguientes conclusiones: 

Las emisiones de COV provenientes de los tanques de almacenamiento, islas de llenado y brazos de carga pueden ser controladas mediante la implementación de unidades de recuperación de vapor.



Una unidad de recuperación de vapor se encarga de la separación o extracción de una corriente gaseosa de una corriente en mezcla, ya sea con líquidos o con gases.



Los cálculos de las emisiones provenientes de los tanques de almacenamiento, islas de llenado y brazos de carga son clave para el dimensionamiento de la unidad de recuperación de vapor, dado que dichas emisiones representan el flujo a recuperar mediante la URV.



La unidad de separación incluida dentro de la URV puede ser seleccionada de entre una gran gama de opciones; para los planteamientos sugeridos por Inelectra, los equipos y procedimientos presentados en el manual son los más sencillos y convenientes.



La bomba Jet es un equipo de implementación opcional en una URV; su inclusión depende de la necesidad de desplazar a grandes distancias la mezcla a separar, desde los tanques o equipos de almacenamiento hasta la unidad de separación de la URV.



El manual de diseño y las hojas de cálculo facilitan el trabajo al momento de estimar las emisiones emergentes de un tanque de almacenamiento de techo fijo, de un brazo de carga o de una isla de llenado y al requerir predimensionar equipos para conformar una URV, lo cual reduce la cantidad de horas hombre a invertir en el proceso.

De la misma manera, se presentan las siguientes recomendaciones:



Hacer cálculos más complejos para obtener resultados más cercanos a los flujos reales, dado que los cálculos acá presentados parten, en su gran mayoría, de casos ideales.



Estudiar otros equipos que pueden componer una URV, dado que dependiendo de las  propiedades de la corriente a tratar, la selección de tecnología va a cambiar.

98



Debido a la variedad de tecnologías empleadas en la industria para la recuperación de vapores, se recomienda clasificar las diferentes corrientes que pudieran ser tratadas con una URV.



Que Inelectra se asocie con universidades y entes venezolanos involucrados en el tema de recuperación de vapores, para hacer una base de datos con corrientes caracterizadas y teorías de predimensionamiento de equipos, avalados por especialistas en el área  para ser empleada en proyectos y trabajos internos de Inelectra.



Buscar la sociedad con proveedores de equipos para participar en el proceso de diseño y adquirir experiencia en el campo.



Crear hojas de datos estandarizadas para las tecnologías tratadas y asociarlas a las hojas de cálculo desarrolladas para agilizar el proceso de especificación de equipos.



Validar los resultados de las hojas de cálculo con información de equipos existentes.

99

REFERENCIAS [1] Decreto 638 "Normas sobre calidad del aire y control de la contaminación atmosférica" , Gaceta Oficial Extraordinaria, N° 4899., 1995. [2] U.S. National Library of Medicine, "Tox Town: Inquietudes de salud ambiental y sustancias químicas tóxicas en su lugar de residencia, trabajo y diversión" .

http://toxtown.nlm.nih.gov/espanol/index.php [3] Ciolek, Michael; “ Emission Factor Documentation for AP-42, Organic Liquid Storage Tanks”. Carolina del Norte: U.S. Environmental Protection Agency Office of

Air Quality

Planning and Standards Emission Factor and Inventory Group, 2006. AP-42. [4] Eastern Research Group, Inc. “Prefered and Alternative Methods for estimating Air  Emissions from Oil and Gas Field Production and Processing Operations ”.

s.l.:

Emission Inventory Improvement Program, 1999. [5] Armenante, Piero M. “Sustainable Sanitation and Water Management ”. [Online] http://www.sswm.info/sites/default/files/reference_attachments/ARMENANTE%20ny% 20Adsorption%20with%20Granular%20Activated%20Carbon.pdf. [6] Urbina Beroes, Maricé del valle. “Factibilidad Técnica de la Recuperación de Vapores en tanques de Almacenamiento de Crudo utilizando la Tecnología Jet como Método de  Extracción”. Caracas : Universidad Central de Venezuela, 2003.

[7] Compact Membrane Systems, Inc. “ Environmental Expert ”. [Online] Compact Membrane Systems, Inc. http://www.environmental-expert.com/products/gasoline-vaporrecovery-158344. [8] McCabe, Warren L., Smith, Julian C. and Harriott, Peter. “Unit Operations of Chemical  Engineering (Fifth Edition)”.

2.

Singapore : McGraw-Hill, Inc., 1993. ISBN 0-07-044844-

100

[9] Bill Webb, Inc. Hy-Bon. “The Vapor Jet System - A Method for Vapor Recovery ”. [Online] 2014. www.hy-bon.com. [10] Iranian Ministry of Petroleum. “ Engineering Standard for Process Design of Loading and Unloading Facilities for Road Tankers (Original Edition) ”.

s.l. : Iranian Ministry of

Petroleum, 1997. IPS-E-PR-370. [11] American Petroleum Institute. “Stage II Vapor Recovery System Operations & System  Installation Costs (First Edition)”. Washington : American Petroleum Institute, 2002.

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APÉNDICE A GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR

INEDON PROCESOS

903-HM120-P09-GUD-000

Rev. GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR

0

FECHA

OBJETO

ELABORÓ Iniciales

REVISÓ Iniciales

 APROBÓ Iniciales/Cargo

SEP. 2015

Emisión Original

FV

MM/JC

EA/VPO SN/VPO

903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

1 de 144

INEDON

INEDON PROCESOS

903-HM120-P09-GUD-000

Rev. GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR

Símbolo AA aA Agd Agt  Ald Alt

AM AP Ap At  Atotal B BA C CA CAB CAM CA1M CA2M CB CBM CC CE

LISTA DE SÍMBOLOS Definició n Constante en la ecuación de presión de vapor Actividad del compuesto A Altura del gas en el difusor Altura del gas en la garganta Altura del líquido en el difusor Altura del líquido en la garganta rea requerida para llevar una separación particular a cabo rea transversal de la fase rea de las partículas en el lecho Área transversal de la garganta rea total de la interfaz entre líquido y gas Masa de carbón en el lecho Constante en la ecuación de presión de vapor Volumen molar de un gas ideal Constante en la ecuación de presión de vapor Factor de llegada de la emisión, contribuido por vapores en el compartimiento A del tanque vacío antes de cargar Concentración del compuesto A Concentración de A en la superficie de la membrana aguas arriba Concentración de A en la superficie de la membrana aguas abajo Concentración del contaminante adsorbido al momento de saturación del lecho Concentración del compuesto B Concentración del contaminante en las partículas de carbón Concentración del adsorbato en la corriente de salida al momento del lecho alcanzar el punto de agotamiento

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Unidad (adimensional) (lbmol/ft 2 s psi) (ft) (ft) (ft) (ft)

(ft2) (ft 2) (ft 2) (ft 2) (ft 2) (lb) (°R) 3 (ft /lbmol) (°R) (lb/ft3) (lbmol/ft 3) (lbmol/ft3) (lbmol/ft3) (lbmol/ft3) (lbmol/ft 3) (lbmol/ft3) (lbmol/ft3) INEDON

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CG Cp Co Ct Cv C1 C2 C3 D DA Dd De  DeA D j DO DP Dp Ds Dt Dv DVA DVB EA Ee ee Eg egd ege egp egs

Factor de emisiones generadas, debido a la evaporación durante el proceso de carga Calor específico isobárico de un compuesto Concentración del contaminante en la corriente de entrada del equipo Concentración del adsorbato para un momento dado Calor específico isocórico de un compuesto Constante empírica Constante empírica Constante empírica Diámetro del tanque Coeficiente de difusión del contaminante en el carbón Diámetro (promedio) del difusor Diámetro (promedio) de la entrada Difusividad efectiva del compuesto A Diámetro de la boquilla del Jet Días de operación por año Diámetro de partícula Diámetro de la bomba Diámetro de la succión del gas Diámetro (promedio) de la garganta Diámetro del venturi Coeficiente de difusividad volumétrica del compuesto A Coeficiente de difusividad volumétrica del compuesto B Energía de activación Flujo de energía en la entrada Energía específica en la entrada Flujo de energía del gas Energía específica del gas en el difusor Energía específica del gas en la entrada Energía específica del gas en la bomba Energía específica del gas en la succión

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(lb/ft3) (BTU/lb °F) (lbmol/ft3) (lbmol/ft 3) (BTU/lb °F) 2 ((ft /bbl)*((1/psia)^C 2))) (adimensional) (°F) (ft) (ft 2/h) (ft) (ft) (ft 2/s) (ft) (día/year) (ft) (ft) (ft) (ft) (ft) (ft2/s) (ft2/s) (BTU/lbmol) (BTU/s) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/s) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/lb ó ft 2/s2) INEDON

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ei El eld elj elp emd emt Emtot emtot Es es Et EVOC EVOCB  f f t G GOR Hd hi HL HLX HR HRO HS Ht HVO I JA

Energía específica de la fase en la sección i Flujo de energía del líquido Energía específica del líquido en el difusor Energía específica del líquido en el Jet Energía específica del líquido en la bomba Energía específica de la mezcla en el difusor Energía específica de la mezcla en la garganta Flujo total de energía de la mezcla de fluidos Energía específica total Flujo de energía en la succión del gas Energía específica en la succión del gas Flujo de energía en la garganta Pérdidas por carga de COV Pérdidas totales de COV por carga Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna Factor de fricción en la garganta Factor de crecimiento del vapor Relación gas-petróleo en un tanque Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección del difusor Altura de la sección i Altura del líquido Altura máxima del líquido Altura del techo del tanque Corte del techo Altura de la carcasa del tanque Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección de la garganta Corte del espacio con vapor  Insolación solar total diaria en una superficie horizontal Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A

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(BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/s) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/s) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/s) (BTU/lb ó ft 2/s2) (BTU/s) (lb/min) (lb/min) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (ft 3/bbl) (adimensional) (ft) (ft) (ft) (ft) (ft) (ft) (adimensional) (ft) (Btu/(ft2 day) (lbmol/ft2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) INEDON

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JB

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B

k kd KE ke

Permeabilidad del medio Coeficiente de pérdidas en el difusor Factor de expansión del espacio con vapor  Coeficiente de pérdidas en la entrada

KF

Constante empírica para cada par adsorbenteadsorbato a una temperatura dada

k j KP KN KS KB L L’

LA Ld Le LF Lin L j Lout LS LT Lt LW  MW MWV M m

Coeficiente de pérdidas en la boquilla Factor de producción con pérdidas por trabajo Factor de saturación por rendimiento con pérdidas por trabajo Factor de saturación del vapor ventilado Factor de corrección de las condiciones de venteo Altura del lecho poroso Altura experimental de prueba de la columna Altura de la zona de adsorción Longitud del difusor Longitud de la entrada Pérdidas intermitentes Flujo de alimentación Longitud de la boquilla Flujo de residuo Pérdidas por reposo o por respiración Pérdidas totales Longitud de la garganta Pérdidas por llenado o vaciado Masa molecular del adsorbato Masa molecular del vapor Masa de adsorbato al momento de saturación Masa de contaminante removida posterior al alcance

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(lbmol/ft2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) (ft2) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (las unidades de K F siempre contrarrestan las unidades de C O, las cuales dependen del valor de n) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (ft) (ft) (ft) (ft) (ft) (ft 3/min) (lbmol/s o lb/s) (ft) (lbmol/s o lb/s) (ft 3/min) (ft 3/min) (ft) (ft 3/min) (lb/lbmol) (lb/lbmol) (lb) (lb) INEDON

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̇ ̇̇  ̇̇   MA

MS

mS mtotal MWV N n P PA pA PA1 PA2 PAM pB PBM PBP PBV Pe

del punto de saturación del lecho hasta haber alcanzado la concentración C del contaminante en el lecho Flujo másico que atraviesa a la bomba Jet Masa molecular del gas A en difusión Flujo másico gas en el Jet Flujo másico en el punto i Flujo másico del líquido en el Jet Flujo másico de la mezcla en el Jet Cantidad máxima teórica de contaminante en la columna Masa máxima de contaminante removible posible posterior al alcance del punto de saturación del lecho hasta la saturación máxima del lecho Masa total trabajada Masa molecular del vapor Número de rendimientos por año Constante empírica para cada par adsorbenteadsorbato a una temperatura dada Presión de operación del tanque Presión atmosférica Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) Presión del compuesto A aguas arriba de la membrana Presión del compuesto A aguas debajo de la membrana Presión del compuesto A en la membrana Permeabilidad del compuesto B (flujo por unidad de diferencia de presión) Presión del compuesto B en la membrana Presión establecida para ventilar el respirador Vacío establecido para ventilar el respirador Presión en la entrada de la bomba Jet

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(lb/s) (lb/lbmol) (lb/s) (lb/s) (lb/s) (lb/s) (lb) (lb) (lb) (lb/lbmol) (year) -1 (adimensional) (psia) (psia) (lbmol/ft2 s psi) (psi) (psi) (psi) (lbmol/ft2 s psi) (psi) (psig) (psig) (psi) INEDON

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PGI PI Pi PRV Pt PV PVA PVN PVX P1 P2 Q qA Ql Qg Qge  Qgi Qgt Qgd  Qgp Qgs  Qi QO QS QVOC QVOCB

Presión del gas ideal Presión del espacio con vapor a condiciones normales de operación Presión de la mezcla de gases en el punto i Presión real del vapor del crudo/gasolina cargado Presión en la garganta Presión de vapor real del material en el tanque a la temperatura T Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie Presión de vapor del líquido a la temperatura mínima diaria de la superficie Presión de vapor del líquido a la temperatura máxima diaria de la superficie Presión aguas arriba de la membrana Presión aguas abajo de la membrana Rendimiento neto anual (capacidad del tanque [bbl] multiplicado por la tasa de rendimiento anual) Coeficiente de permeabilidad del compuesto A (caudal por unidad de gradiente de presión Caudal de líquido en el Jet Caudal de gas en el Jet Caudal de gas en la entrada Caudal de gas en la sección i Caudal de gas en la garganta Caudal del gas en el difusor Caudal del gas en la bomba Caudal del gas en la succión Caudal en el punto i Caudal de petróleo procesado Caudal de salida de la columna Volumen del material cargado Volumen de material cargado de la barca

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(psi) (psig) (psi) (psia) (psi) (psia) (psia) (psia) (psia) (psi) (psi) (bbl/yr) (lbmol/ft s psi) (ft 3/s) (ft 3/s) (ft 3/s) (ft 3/s) (ft 3/s) (ft 3/s) (ft 3/s) (ft 3/s) (ft 3/s) (bbl/día) (ft 3/s) (ft 3/min) (ft 3/min) INEDON

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R r r p Re RR RS S SA SB SR SVOC T tA TAA TAN TAX TB tB  tE tF TGI Ti tL

TLA TM

Constante de los gases ideales Radio de las partículas en el lecho (Suponiendo que tienen forma redonda) Radio medio de los poros Número de Reynolds Radio del techo en forma de domo del tanque Radio de la carcasa del tanque Área transversal de la columna Coeficiente de solubilidad del compuesto A Coeficiente de solubilidad del compuesto B Pendiente del techo cónico del tanque Factor de saturación Temperatura de operación del tanque Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazarse su propia altura a lo largo de la columna Temperatura diaria ambiental promedio Temperatura diaria mínima del ambiente Temperatura diaria máxima del ambiente Temperatura del granel líquido Tiempo de saturación del lecho Tiempo requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento Tiempo requerido por la zona de adsorción para formarse Temperatura del gas ideal Temperatura de la mezcla de gases en el punto i Tiempo requerido por la zona de adsorción completamente formada para desplazarse a lo largo de la altura de la columna, L, hasta que la concentración en los residuos sea igual a C E Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie Temperatura a la cual ocurre la separación por

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[ 10,73164 (psi*ft3)/(lbmol*°R) ] (ft) (ft) (adimensional) (ft) (ft) (ft 2) (lbmol/ft 3 psi) (lbmol/ft 3 psi) (ft/ft) (adimensional) (°F) (s) (°R) (°R) (°R) (°R) (s) (s) (s) (°F) (°F) (s)

(°R) (°F) INEDON

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Tm ua us uw VB VE Vgd vge vgi Vgt Vi vi v j vli vlj VLX Vmáx vmd vmt Vout Vp VPh vt VV W WV X

membranas Temperatura absoluta de la mezcla Velocidad de la zona de adsorción Velocidad superficial del fluido (velocidad que el fluido tendría a través del espacio vacío al mismo caudal volumétrico) Velocidad de la onda de adsorción Volumen acumulado de desechos en el lecho poroso Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna durante el intervalo de tiempo [0,tE] Velocidad del gas que atraviesa el difusor Velocidad del gas en la entrada Velocidad del gas en la sección i Velocidad del gas que atraviesa la garganta Volumen de la mezcla de gases en el punto i Velocidad del fluido en la sección i Velocidad del líquido pasando por la boquilla Velocidad del líquido en la sección i Velocidad del líquido en la sección Jet Volumen máximo de líquido en el tanque Volumen acumulado total de la corriente de desecho Velocidad de la mezcla en el difusor Velocidad de la mezcla en la garganta Flujo de permeado Volumen de las partículas en el lecho Velocidad de la fase Velocidad de la mezcla en la garganta Volumen del espacio con vapor Relación entre las presiones a ambos lados de la membrana Densidad del vapor Masa máxima de adsorbato que puede adsorber el lecho

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(°F) (ft/s) (ft/s) (ft/s) (ft 3) (ft3) (ft/s) (ft/s) (ft/s) (ft/s) (ft 3) (ft/s) (ft/s) (ft/s) (ft/s) (ft 3) (ft 3) (ft/s) (ft/s) (lbmol/s o lb/s) (ft 3) (ft/s) (ft/s) (ft 3) (adimensional) (lb/ft 3) (lb) INEDON

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xa xAA xin xout XVOC

̅ y

yA yout α αM γ γg γgc γo γos  ΔCA  ΔEd  ΔEe  ΔEm   ΔE j  ΔP  ΔPA  ΔPB

Cantidad de adsorbato adsorbido Fracción molar del compuesto A en la alimentación Fracción molar del compuesto A en la alimentación Fracción molar del compuesto A en el residuo Fracción molar del COV en el vapor Composición del flujo de permeado Composición promedio del gas que difunde Fracción molar de A en el permeado Fracción molar del compuesto A en el permeado Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque Selectividad de la membrana para la separación de gases ndice adiabático Gravedad específica del gas en solución a la temperatura y presión real del tanque Gravedad específica del gas disuelto a 100 psig Grados API del líquido en el tanque de almacenamiento Gravedad específica del petróleo en el tanque de almacenamiento Diferencial de concentración del compuesto A antes y después de la membrana Pérdidas de energía en el difusor Pérdidas de energía en la entrada del gas Pérdidas de energía por mezclado Pérdidas de energía en la boquilla Caída de presión Diferencial de la presión parcial del compuesto A antes y después de la membrana Rango de variación establecido de presión de ventilación del respirador

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(lb) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (lb COV/lb COV en vapor) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (lbmol/ft3) (BTU/s) (BTU/s) (BTU/s) (BTU/s) (psi) (psi) (psi) INEDON

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Rev. GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR  ΔPet  ΔPt  ΔPV  ΔTA  ΔTV  ΔV  Δz ɛB ɛM ɛP ɛS η θ j λ λt

1-λ 1-λt µ µgt µl µmt ξ ρB ρg ρgd ρge ρGI

Caída de presión (Pérdidas por fricción) de la entrada a la garganta Pérdidas de energía en la garganta Rango de variación diaria de la presión del vapor Rango de temperatura ambiental diaria Rango de variación diaria de la temperatura del vapor Variación del caudal de permeado Grosor de la membrana porosa Fracción de vacío del lecho poroso Porosidad o fracción de vacío de la membrana Fracción de vacío de la partícula Fracción de vacío del sólido Eficiencia isentrópica ngulo de inclinación de la boquilla con respecto a la horizontal Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases en la garganta Fracción de gas en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases Fracción de gas en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases en la garganta Viscosidad del medio Viscosidad del gas en la garganta Viscosidad del líquido Viscosidad de la mezcla en la garganta Grado de saturación de la columna en el punto de saturación Densidad del lecho poroso Densidad del gas en el Jet Densidad del gas en el difusor Densidad del gas en la entrada Densidad del gas ideal

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(psi) (psf) (psi) (°R) (°R) 3 (ft /s, lbmol/s o lb/s) (ft) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (°) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (adimensional) (lb/ft s) (lb/ft s) (lb/ft s) (lb/ft s) (adimensional) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) INEDON

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Rev. GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR ρgi ρgp ρgs ρgt ρi ρL ρl ρmd ρmezcla  ρmt ρP ρS ρS app τM

Densidad del gas en la sección i Densidad del gas en la bomba Densidad del gas en succión Densidad del gas en la garganta Densidad del fluido en el punto i Densidad del fluido Densidad del líquido en el Jet Densidad de la mezcla en el difusor Densidad de la mezcla en el Jet Densidad de la mezcla en la garganta Densidad de la partícula Densidad real del sólido Densidad aparente del sólido Tortuosidad

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(lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (lb/ft 3) (adimensional)

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Índice Página 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 10.1.

INTRODUCCIÓN ............................................................................................................ 16 OBJ ETIVOS.................................................................................................................... 16 USO DE LOS CRITERIOS Y LA NORMATIVA .............................................................. 16 INEDONES RELACIONADOS ....................................................................................... 17 ACRÓNIMOS Y SIGLAS ................................................................................................ 18 EXCEPCIONES .............................................................................................................. 19 MEMORIA DE CÁL CULO .............................................................................................. 19 LECCIONES APRENDIDAS ........................................................................................... 21 DEFINICIONES............................................................................................................... 21 DISEÑO UNIDADES DE RECUPERACIÓN DE VAPOR ............................................... 41 Diseño de Unidad de Recup eración de Vapor para Tanques de  Almac enamiento de Tec ho Fijo .......................................................... 41 10.1.1. Estimació n de Pérdidas en Tanques de Almacenamiento de Techo Fijo (1) .......................................................................................................... 41 10.1.1.1. Pérdidas por Repos o o por Respi ración (Standing Storage Loss or Breathing Loss ) (1) .............................................................................. 42 10.1.1.2. Pérdidas por Llenado o Vaciado (Working Loss ) (1) ......................................... 51 10.1.1.3. Pérdid as Intermitentes (Flashing Loss ) (2) ........................................................ 55 10.1.2. Tecno logías para la Recup eración de Vapor en Tanques de  Almac enamiento .................................................................................. 59 10.1.2.1. Recuperación de Vapor por Adsorción (Carbón Activado) .............................. 59 10.1.2.1.1. Equipo s Requerid os para la Recuperación de Vapor por Adsorc ión (Carbó n  Ac tivado) .............................................................................................. 60 10.1.2.1.2. Ecuaciones de Diseño para un Adsorb edor con Empaque de Carbón  Ac tivado (3) .......................................................................................... 61 10.1.2.1.2.1. Efecto d el Tamaño de la Partícula en la Caída de Presió n y en la Transferencia de Masa (3) ................................................................... 62 10.1.2.1.2.2. Capacidad Total de Adsorc ión de una Columna (3) .......................................... 68 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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10.1.2.1.2.3. Método Simpl ific ado para la Estimació n de la Capacidad de Adso rción en un Lecho Fijo (3) .................................................................................. 69 10.1.2.1.2.4. Regeneración Térmic a de l os Lech os de Carbón Activado (3) ........................ 81 10.1.2.2. Recuperación de Vapor aplicando una Bomba Jet (4) ...................................... 82 10.1.2.2.1. Equipo s Requeridos para la Recuperación de Vapor empleando una Bomba Jet (5) .................................................................................................... 83 10.1.2.2.2. Ecuaciones de Diseño para una Unidad de Recup eración de Vapor empleando una Bomba Jet (4) ............................................................ 84 10.1.2.2.2.1. Representación esquemática del dis eño ........................................................... 86 10.1.2.2.2.2. Ecuación de Poisson o Procesos Politrópicos (4) ............................................ 87 10.1.2.2.2.3. Ecuación de los Gases Ideales (4) ...................................................................... 88 10.1.2.2.2.4. B alan ce d e Masa (4) ............................................................................................. 88 10.1.2.2.2.5. Cálculo de las Velocidades (4) ............................................................................ 89 10.1.2.2.2.5. Densidad de la Mezcla (4) .................................................................................... 91 10.1.2.2.2.6. Energías Específicas de las Fases (4) ................................................................ 93 10.1.2.2.2.7. Energía Específica para la Mezcla (4) ................................................................. 94 10.1.2.2.2.8. Balance de Cantidad de Movimiento en la Garganta (4) ................................... 95 10.1.2.2.2.9. Balance de Energía en la Garganta (4) ............................................................... 97 10.1.2.2.2.10. Caída de Presión en la Zona de la Garganta (4) ........................................ 98 10.1.2.2.2.11. Pérdidas de Energía en las diferentes Zonas del Jet (4) ........................ 100 10.1.2.2.2.11.1. Pérdidas de Energía en la Zon a de la Boquilla ........................................ 100 10.1.2.2.2.11.2. Pérdidas de Energía en la Zon a de la Cámara de Mezclado ................... 101 10.1.2.2.2.11.3. Pérdidas de Energía en la Zon a del Difusor ............................................ 102 10.1.2.2.2.12. Balance de Energía Específica en la Succión y en el Difusor (4) ........................................................................................................ 103 10.1.2.2.2.13. Balance de Energía Total sobr e la Bomba Jet (4) ................................... 103 10.1.2.3. Recuperación de Vapor por Membr anas (6) ..................................................... 105 10.1.2.3.1. Equipos Requeridos para la Recuperación de Vapor por Membr anas (7) .... 107 10.1.2.3.2. Ecuaciones de Diseño para una Unidad de Recup eración de Vapor por Memb ranas ......................................................................................... 108 10.1.2.3.2.1. Ecuaciones de Diseño para Membr anas Porosas (6) ............................. 108 10.1.2.3.2.2. Ecuaciones de Diseño para Membr anas de Polímero (6) ....................... 111 10.1.2.3.2.2. Estru ctur a de la Membr ana (6) .................................................................. 115 10.1.2.3.2.3. Patrones de Flujo en Separadores de Membr ana (6) .............................. 116 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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10.1.2.3.2.4. Pureza del Producto y Rendimiento (6).................................................... 118 10.1.2.4. Comparación de las Diferentes Tecno logías presentadas para la Recuperación de Vapor ..................................................................... 124 10.2. Diseño de una Unidad de Recuperació n de Vapor para Brazos de Carga ............. 129 10.2.1. Estimació n de Pérdidas durante el Llenado o Vaciado de Camiones de Transp orte mediante Brazos de Carga (2) ....................................... 129 10.2.2. Tecno logías para la Recup eración de Vapor durante el Llenado o Vaciado de Camiones de Transpo rte mediant e Brazos de Carga (8) .......... 131 10.2.2.1. Incorporación de una URV al Proceso de Llenado por el Tope (8) ................ 132 10.2.2.2. Incorporación de una URV al Proceso de Llenado por el Fondo (8) .............. 132 10.2.2.3. Reducc ión de Emisiones de Vapores (8) .......................................................... 132 10.2.2.3.1. Reducc ión de Emisiones de Vapores para el Llenado po r el Tope (8) .......... 132 10.2.2.3.2. Reducc ión de Emisiones de Vapores para el Llenado por el Fondo ............. 133 10.2.2.4. Contr ol de Derrames (8) ..................................................................................... 133 10.2.2.5. Sis temas de Ll enado (8) ..................................................................................... 133 10.2.2.6. Sistemas de Control de Flujo ............................................................................ 134 10.2.2.6.1. Sistema de Control de Flujo po r Volu men (8) .................................................. 134 10.2.2.6.1.1. Sis tema de Contro l de Flujo p or Volumen para el Llenado por el Tope (8) ... 134 10.2.2.6.1.2. Sistema de Contro l de Flujo por Volumen para el Llenado por el Fondo (8) 135 10.3. Diseño de una Unidad de Recup eració n de Vapor para Islas de Llenado ............. 135 10.3.1. Estimació n de Pérdidas en Islas de Llenado durante el llenado de tanques de vehículos de transporte. (2) ......................................................... 135 10.3.2. Tecnolog ías para la Recuperació n de Vapor en Islas de Llenado (9) ............ 137 10.3.2.1. Recuperación de Vapor en Islas de Llenado por Balance de Vapor (9) ......... 137 10.3.2.2. Recuperación de Vapor en Islas de Llenado por Vacío Pasivo Asis tido (9).. 139 10.3.2.3. Recuperación de Vapor en Islas de Llenado por Vacío Activo Asisti do (9) .. 141 10.4. Hoja de Cálc ul o ........................................................................................................... 143 11. REFERENCIAS ............................................................................................................ 143

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1.

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INTRODUCCIÓN La Disciplina de Procesos tiene como responsabilidad realizar el diseño y evaluación de las unidades de recuperación de vapor durante una propuesta o en las diferentes fases de un proyecto. El ingeniero de procesos debe estar familiarizado con los diferentes criterios y lineamientos de diseño y evaluación usados en la industria.

2.

OBJETIVOS Los objetivos principales de este INEDON son el suministro de: 





3.

Los lineamientos y criterios básicos para la selección de equipos a conformar la unidad de recuperación de vapor según sea el proceso y las condiciones pre-establecidas. Los parámetros y criterios para el diseño y dimensionamiento de los diferentes equipos que diversifican a una unidad de recuperación de vapor y sus elementos auxiliares. Los criterios y consideraciones necesarios para la evaluación de unidades de recuperación de vapor existentes, requerida debido a cambios propuestos en las condiciones de operación, de fluido, de capacidad, etc.

USO DE LOS CRITERIOS Y LA NORMATIVA I. Los criterios especificados por el Cliente tienen prioridad sobre los indicados en este INEDON. Si las especificaciones del Cliente carecen de algún criterio, el Líder de Procesos en el Proyecto solicita la aprobación del Cliente para usar los criterios mostrados aquí.

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II. Los criterios especificados por la ley, de entre los cuales se tiene el Decreto N˚ 638, “Normas sobre Calidad del Aire y Control de la Contaminación Atmosférica ” o la “Ley Penal del Ambiente ”, de entre los cuales se especifíca: “Artículo 1°.- Este Decreto tiene por objeto establecer las normas para el mejoramiento de la calidad del aire y la prevención y control de la contaminación atmosférica producida por fuentes fijas y móviles capaces de generar emisiones gaseosas y partículas. ” (10) 

III. El usuario de este INEDON tiene la obligación de utilizar la revisión más actualizada de la normativa (normas, códigos, estándares, especificaciones, leyes, etc.) nacional e internacional usada en el Proyecto; así como, solicitar al Cliente o ente gubernamental correspondiente, la normativa local usada en el país donde se construye la instalación. 4.

INEDONES RELACIONADOS Procedimientos e instrucciones de trabajo relacionados con este INEDON: Ingeniería (HM010) 903-P3000-A20-ADM-917

903-HM010-A90-TEC-003 903-HM120-P09-GUD-093

Procedimiento para la Identificación, Registro y Aplicación de Lecciones Aprendidas Equivalencia de Términos entre Centros de Ejecución Guía para la Especificación de los Tanques de Almacenamiento

Gestió n de la Calid ad (HM060) 903-HM060-G09-ADM-901 Elaboración y Actualización de INEDONES Procesos (HM120) 903-P3100-P09-ADM-901 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

Bases de Diseño 17 de 144

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903-P3100-P09-ADM-906 903-HM120-P09-GUD-013 903-HM120-P09-GUD-052 903-HM120-P09-GUD-041

0

Diseño y Especificación de Equipos Bases y Criterios de Diseño Guía para la Elaboración de la Memoria de Cálculo Guía de Diseño para los Sistemas de Alivio de Presión

Ingeniería Mecánica (HM130) 903-HM130-M01-ESP-041 Especificación para el Diseño y Fabricación de Recipientes a Presión 903-P3030-M01-TEC-046 Bases y Criterios de Diseño  –  Equipos Mecánicos

5.

ACRÓNIMOS Y SIGLAS

API

DBP

DTI INEDON HdD EPA MSCFD CEPRO 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

Español Instituto Americano de Petróleo Diagrama Básico de Procesos (Diagramas de Flujo de Procesos, de Servicios y de Materiales de Construcción) Diagrama de Tuberías e Instrumentación inelectra Documento Normalizado Hoja de Datos Agencia para la Protección del Ambiente Miles de Pies Cúbicos Estándares por Día Centro Experimental de Producción (PDVSA) 18 de 144

Inglés  American Petroleum Institute

Process Basic Diagram

Piping and Instrumentation Diagram Standard Document inelectra Data Sheet Environmental Protection  Agency Thousand Standard Cubic Feet per Day Production Experimental Center (PDVSA) INEDON

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Temperatura y Presión Estándar Libra por pulgada cuadrada Libra por pie cuadrado

STP PSI PSF 6.

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Standard Temperature and Pressure Pounds per Square Inch Pounds per Square Foot

EXCEPCIONES Este INEDON no incluye el cálculo y especificación de los tamaños de válvulas de ningún tipo, tanques de almacenamiento de ningún tipo, turbinas o ventiladores de soplado, condensadores, intercambiadores de calor, separadores, absorbedores, bombas (a excepción de la bomba Jet), mezcladores, venteo de emergencia. Sin embargo, se presentaron las condiciones de operación de dichos equipos en base a los equipos especificados en el presente INEDON.

7.

MEMORIA DE CÁLCULO La memoria de cálculo para obtener las pérdidas suscitadas en diferentes métodos de almacenamiento y/o transporte, además de la especificación y dimensionamiento del equipo central que conforma las diferentes unidades de recuperación de vapor es realizada según el INEDON “Guía   para la Elaboración de la Memoria de Cálculo”, No. 903 -HM120-P09-GUD-052. A continuación se lista la información necesaria para realizar el cálculo de las pérdidas y el dimensionamiento de los equipos que conforman las unidades de recuperación de vapor y sus sistemas de protección: a. Documentación mínima requerida: 

 

Bases y Criterios de Diseño del Proyecto: este documento puede complementar la información de este INEDON. DBP: complementa al documento anterior. DMC (si existe en el Proyecto): permite conocer el requerimiento preestablecido de los materiales de construcción para las unidades de recuperación de vapor.

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HdD de los equipos: si existe de una etapa anterior del Proyecto, provee la información base que puede ser validada o revisada. Según la etapa y alcance del Proyecto, se pueden obtener del fabricante, de la Disciplina de Ingeniería Mecánica o de Procesos.

b. Condiciones de operación de los tanques o equipos a los cuales se les quiere calcular las pérdidas por emisiones e implementar una unidad recuperadora de vapor:   Temperatura.   Presión. Propiedades del fluido a recuperar. Propiedades del o los fluidos con los cuales el fluido a recuperar está en mezcla. Caudales de los cuales se quiere recuperar vapor. Presiones de vapor.

   

 

c. Dimensionamiento de los equipos: 

Criterios de diseño.

d. Selección y configuración de los dispositivos de seguridad.    

Capacidad de venteo. Gas de manto (si aplica). Cantidad recuperada de gas de manto (si aplica). Presión de ajuste de los dispositivos de seguridad de los tanques trabajados y/o de los equipos dimensionados.

e. Elaboración y/o revisión de la HdC. f. Documentación adicional según el INEDON “Guía para la Elaboración de la Memoria de Cálculo”, N° 90 3-HM120-P09-GUD-052. i. Información del Cliente, del fabricante, otras Disciplinas, la ubicación, cantidad y detalle de la información depende de la etapa y alcance del Proyecto. 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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8.

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LECCIONES APRENDIDAS Las Lecciones Aprendidas están disponibles a través de la página de intranet de Ingeniería. El sistema de Lecciones Aprendidas puede contener información adicional para el tema de este INEDON. El INEDON “Procedimiento para la Identificación, Registro y  Aplicación de Lecciones Aprendidas”, No. 903 -P3000-A20-ADM917, indica lo siguiente “cuando no se encuentre evidencia del

uso del Sistema de Lecciones Aprendidas, se levantará una No Conformidad” durante una revisión técnica.

9.

DEFINICIONES  Adsor ción

Proceso que se caracteriza por la adhesión de átomos, iones o moléculas de un gas, un líquido o sólidos disueltos sobre una superficie. Este proceso crea un filme del adsorbato  (compuesto siendo adsorbido) en la superficie del adsorbente  (compuesto sobre el cual se adhiere el adsorbato). Este proceso difiere de la absorción debido a que en la absorción un fluido (el absorbato) permea o se disuelve en un líquido o un sólido. Por su parte, la adsorción es un proceso netamente superficial, mientas que la absorción involucra a la totalidad del volumen del material. Los adsorbentes se utilizan comúnmente en la forma de pastillas esféricas, también conocidos como pellets, con un radio hidrodinámico el cual varía desde 0,25 mm hasta los 5 mm. Éstos han de tener alta resistencia a la abrasión, alta estabilidad térmica y diámetros de poro pequeños, lo cual resulta en una alta exposición del área superficial, y por ende, en una alta capacidad de adsorción. 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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La mayoría de los adsorbentes industriales pertenecen a una de las siguientes tres categorías: Compuestos a base de oxígeno: típicamente hidrofílicos y polares, lo cual incluye materiales como el gel de sílice y zeolitas. Compuestos a base de carbón: comúnmente hidrofóbicos y no-polares, lo cual incluye materiales tales como el carbón activado y el grafito. Compuestos a base de polímeros: poseen grupos funcionales polares o no polares en una matriz de polímeros porosos. 





 Afor o de Tanqu es ( Gaging of Tanks )

Proceso mediante el cual se mide la altura o profundidad del líquido en un tanque de almacenamiento, y con el cual se determina la capacidad total del tanque, o las correspondientes capacidades parciales a diferentes alturas del mismo. Este proceso termina con la elaboración de una tabla de aforo en la cual se indica el volumen de líquido correspondiente a diferentes alturas específicas. Bases de Diseño (Design Basis )

Documento elaborado conjuntamente entre el Cliente e inelectra. El documento establece la información básica del lugar del Proyecto, premisas y criterios de diseño especiales o particulares, requerimientos de operación, constructibilidad y mantenimiento, normativa para el Proyecto, y toda la información adicional en la cual se fundamenta la ejecución del Proyecto. Dependiendo del alcance del Proyecto y del documento, los usuarios pueden ser solo Procesos, varias o todas las Disciplinas. Consulte los INEDON “Bases de Diseño”, N° 903 -P3100-P09-ADM-901, y “Bases y Criter ios de Diseño” N° 903 -HM120-P09-GUD-013. Bomba Jet

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Equipo que cumple con la acción de bombeo y/o compresión (depende de la aplicación) con el fin de que un fluido impulsor transfiera su energía al fluido a succionar a la salida de la boquilla y la garganta del dispositivo. Dentro de las principales partes del equipo se destacan básicamente cuatro secciones: tobera, boquilla, garganta y difusor. Brazo de carga

Dispositivo que permite el transvase de un líquido o gas licuado de una cisterna a otra. Para el transvase desde una cisterna (de camión o ferrocarril) se necesita de un brazo de carga superior o inferior. Para el transvase desde un barco es necesaria la utilización de un brazo de carga marino. Estos tipos de brazos de carga están formados por 3 tubos denominados brazo interior, brazo exterior y tubo buzo. Los diámetros pueden ir de 2” a 6”. Estos tres tubos están unidos entre ellos por juntas rotativas que les

permiten girar fácilmente. El brazo se puede extender para obtener la posición de trabajo requerida para acceder al depósito a cargar o descargar y ser plegado para ocupar el mínimo espacio de almacenamiento. Caída de presión o p érdida de carga

Es la pérdida de presión en un fluido debido a la fricción de las partículas del fluido entre sí y contra las paredes de la tubería o equipo que las conduce. Las pérdidas pueden ser continuas, a lo largo de conductos regulares, o accidentales o localizadas, debido a circunstancias particulares, como un estrechamiento, un cambio de dirección, la presencia de una válvula, entre otras posibilidades. Carbón activado o activo

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Familia de adsorbentes carbonáceos altamente cristalinos con una microporosidad interna altamente desarrollada (poros menores a 2 nanómetros de radio). A causa de ello, un solo gramo de carbón activado puede poseer una superficie de 500 m² o más. Una de sus desventajas es que reacciona con el oxígeno a temperaturas moderadas (sobre los 300 °C). El carbón activado se utiliza en la extracción de  metales, la purificación de agua potable (tanto para la potabilización a nivel público como doméstico), en medicina veterinaria y medicina humana para casos de  intoxicación, en el tratamiento de aguas residuales,   clarificación de jarabe de azúcar, purificación de glicerina, en máscaras antigás, en filtros de purificación y en controladores de emisiones de automóviles, entre otros muchos usos. Compuestos Orgánicos Volátiles ( Volatile Organic Compoun ds )

Son todos aquellos hidrocarburos que se presentan en estado gaseoso a temperatura ambiente o que son muy volátiles a dicha temperatura. Se puede considerar como COV aquel compuesto orgánico que a 20ºC tenga una presión de vapor de 0.01 kPa o más, o una volatilidad equivalente en las condiciones particulares de uso. Los compuestos orgánicos volátiles comprenden una amplia gama de sustancias entre las que figuran los hidrocarburos (alcanos, alquenos y aromáticos), los halocarburos (por ejemplo, el tricloroetileno) y los oxigenatos (alcoholes, aldehídos y cetonas). Suelen presentar una cadena con un número de carbonos inferior a doce. Estos compuestos, una vez en la atmósfera, tienen diferentes efectos secundarios, como son el producir cáncer en humanos, contribuir al agotamiento del ozono estratosférico e, indirectamente, a la formación de acidez atmosférica, entre otros. Condiciones Base (Base Conditions ) 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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Valores de presión y temperatura para la especificación del volumen de gas y líquido. En la Ingeniería de Procesos existen dos bases principales: Las condiciones estándar, usadas principalmente en los EUA y los países con influencia estadounidense en sus unidades de medición o en su normativa. La designación “S” es de us o común; pero algunos países o clientes usan la “E” como traducción. Ejemplos: SCF (Sft3) o PCE, pie cúbico estándar.

Base

Estándar Normal

Tabla #1 Condiciones base ambientales. Presión absolu ta Temperatura (atm) (bar) (psi) (°C) (°F) 15,56 60 1 1.0133 14,696 0 32

Condiciones normales de operación (Condiciones normales de presión y temperatura o CNPT)

Valores de presión atmosférica y temperatura que imperan en un laboratorio o en un área particular de desarrollo de un proyecto. Estas condiciones, siguiendo los criterios de la IUPAC, no   se corresponden a unos valores bien definidos (invariables), como es el caso de las condiciones estándar de presión y temperatura (STP). Corte del techo de un tanque de almacenamiento con t echo cónic o

Altura a la cual la carcasa de un tanque hace contacto con el comienzo de la estructura que delimita el techo de dicho tanque cónico. Es importante remarcar este concepto debido a que desde este punto de la altura del tanque hasta el tope del techo cónico, para calcular el volumen que ocupa un fluido dentro de un tanque cónico es necesario tomar en consideración el cambio en la forma de la estructura. Curva isoterma 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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Aquellas curvas típicamente empleadas para la descripción de un proceso de adsorción. Estas curvas se elaboran midiendo la cantidad de adsorbato en el adsorbente como una función de su presión (en el caso de los gases) o su concentración (en el caso de los líquidos) a una temperatura constante. Muy generalmente, la cantidad adsorbida se normaliza entre la masa del adsorbente, para así permitir la comparación de diferentes materiales. Hasta la fecha, se han desarrollado 15 modelos de isotermas diferentes; cuatro de los más comunes son: El modelo lineal. El modelo de Freundlich. El modelo de Langmuir. El modelo BET.    

Diagrama de Tuberías e Instrumentación, Diagramas Mecánicos de Flujo (Piping and Instrum entation Diagram )

Diagramas que describen la secuencia del proceso, su automatización y control, indicando todos los equipos, las líneas, la instrumentación, las lógicas de control y accesorios que los conforman. Consulte el INEDON “Guía para la Elaboración de los Diagramas Instrumentación”, N° 903 -HM120-P09-GUD-025.

de

Tuberías

e

Difusión (difusión mol ecular)

Proceso físico irreversible en el cual ocurre el movimiento de moléculas o átomos desde una región con alta concentración de una sustancia hacia una región de baja concentración de dicha sustancia; también conocido como el movimiento de una sustancia a causa de un gradiente de concentración. Una característica de la difusión es que la misma resulta en la mezcla o transporte de masa sin la necesidad de incitar movimiento a la totalidad de la masa en donde ocurre la difusión. Normalmente los procesos de difusión están sujetos a la Ley de Fick. La membrana permeable puede permitir el paso de partículas y disolvente 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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siempre a favor del gradiente de concentración.  La difusión, proceso que no requiere aporte energético,  es frecuente como forma de intercambio celular. Difusividad

Coeficiente el cual sirve para medir la velocidad a la cual difunden las partículas de una sustancia o el calor en un medio dado. La difusividad puede referirse a la difusividad térmica o a la difusividad másica. Este coeficiente, para el caso de difusividad másica es una constante de proporcionalidad entre el flujo molar debido a la difusión molecular y el gradiente de concentración de las especies. Diseño (Design )

Término que puede ser usado por el fabricante del equipo para describir varios parámetros como presión de diseño, temperatura de diseño o velocidad de diseño. Algunas Normativas indican que el término “diseño”

debería ser usado solamente por el diseñador y fabricante del equipo y no en las especificaciones del comprador. Dispos itivo d e Alivio (Relevo) de Presión (Pressure Relief Device )

Dispositivo activado por una presión estática a su entrada y diseñado para abrir durante una emergencia o condición anormal con el objetivo de prevenir un incremento en la presión del fluido interno por encima del valor especificado de diseño. El dispositivo puede ser también diseñado para prevenir un vacío interno excesivo. El dispositivo puede ser una válvula de alivio de presión, un dispositivo de alivio de presión sin posibilidad de cierre después de activado o una válvula de alivio de vacío. Egreso de Aire/Gas (Outbreathing ) 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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Es el movimiento de vapor hacia fuera del tanque cuando los vapores en el tanque se expanden y el líquido en el tanque se vaporiza como resultado de cambios climáticos (incremento de temperatura ambiente) y/o causado por la entrada de líquido al tanque. Emisiones (Exhaust Gas ) Las emisiones son resultado de la combustión de combustibles tales como gas natural, gasolina, biodiesel, combustible diesel, carbón, entre otros. De acuerdo al tipo de motor, éstas son descargadas a la atmósfera a través de un tubo de escape, una pila de gases de combustión o una boquilla de propulsión. Frecuentemente estos se dispersan en el viento. La mayoría de los contaminantes son emanados tanto por fuentes antropogénicas como por fuentes naturales. Las fuentes naturales no están influenciadas por los humanos o por actividades inducidas por los humanos; los volcanes son un buen ejemplo de este tipo de fuente. Energía específica

Es la energía acumulada en una sustancia por unidad de masa de dicha sustancia. Se utiliza para cuantificar, por ejemplo, el calor almacenado u otras propiedades termodinámicas de sustancias. La energía específica es una propiedad intensiva,  mientras que la energía y la masa son propiedades extensivas. Gas de manto o bl anqueo (Blanketing)

Proceso de cubrir la superficie de un material almacenado, generalmente un líquido, con un gas de manto (gas inerte o gas combustible) con el fin de aislarlo del medio circundante. Gas ideal

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Gas teórico compuesto de un conjunto de partículas puntuales con desplazamiento aleatorio que no interactúan entre sí. El concepto de gas ideal se deriva de la ley de los gases ideales,  una ecuación de estado simplificada. En condiciones normales (entiéndase condiciones normales de presión y temperatura), la mayoría de los gases reales se comporta en forma cualitativa como un gas ideal. Muchos gases tales como el nitrógeno, oxígeno, hidrógeno, gases nobles, y algunos gases pesados tales como el dióxido de carbono pueden ser tratados como gases ideales dentro de una tolerancia razonable. Las propiedades termodinámicas de un gas ideal pueden ser descritas por las dos siguientes ecuaciones:

donde: P V n R T U

̂

=  = ̂   

Ec. 1 Ec. 2

Presión del gas (psi) Volumen que ocupa el gas (ft 3) Cantidad de sustancia de un gas (lbmol) Constante de los gases ideales [ 10,73164 (psi*ft 3)/(lbmol*°F) ] Temperatura del gas (°F) Energía interna del sistema (BTU) Calor específico adimensional a volumen constante (adimensional)

Gravedad específica

También conocida como densidad relativa o densidad específica, es la relación o cociente entre la densidad de una sustancia y la densidad de una sustancia referencial. Para los líquidos y los sólidos, la densidad 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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referenciada habitualmente es la del agua líquida a la presión de 14,696 psi y la temperatura de 39,2 F. En esas condiciones, la densidad absoluta del agua es de 62,43 lb/ft3.Para los gases, la densidad de referencia habitual es la del aire a la presión de 14,696 psi y la temperatura de 32  F. Ambas densidades se expresan en las mismas unidades y en iguales condiciones de temperatura y presión. La densidad relativa es adimensional. Inertización (Blanketing Gas )

Gas usado en equipos de almacenamiento (por ejemplo, en los tanques) para: Evitar la entrada de aire durante operaciones que generen vacío, disminución del nivel de líquido debido a la succión de bombas, enfriamiento del fluido debido a disminución de la temperatura ambiental. La presencia de aire, en suficiente cantidad, puede generar una mezcla combustible del gas. Mantener una presión de operación positiva (pocos milímetros o pulgadas de agua) para disminuir la generación de vapores. 



Los gases más usados para estos fines en tanques de almacenamiento son: Gas combustible: el componente principal es metano. Este gas es usado si el fluido almacenado lo permite. El gas combustible puede ser producido en las instalaciones o extraído de otra instalación. Nitrógeno: es usado cuando no es permitido el gas combustible. 



Insolación solar

Cantidad de energía solar que incide en un momento cualquiera sobre una superficie dada. Al alcanzar un objeto, se absorbe parte de la radiación, mientras que se refleja el resto de la misma. Generalmente, la radiación 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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absorbida se convierte en energía térmica, aumentando así la temperatura del objeto.

Instrumentos de Medición del Nivel de Líquido ( Liquid Level Measurement Instruments )

Dispositivos usados para determinar la altura que ocupa un líquido dentro de un recipiente. Los criterios para la selección, especificación e instalación de los instrumentos de nivel son establecidos en el INEDON “Criterios de Diseño de Automatización y Control”, N° 903 -P3200-I01-GUD-033.

Isla de llenado

Estructura la cual cumple la función de dispensar un fluido o una mezcla de éstos en un contenedor o tanque de almacenamiento; comúnmente utilizadas en la industria para dispensar gasolina en los tanques de almacenamiento de los automóviles. Máxima Presión de Operación Permisible, MPOP ( Maximum Allow able Working Pressure , MAWP) 



Recipientes a presión: es la máxima presión permisible en el tope del recipiente en su posición normal de operación a la temperatura de diseño coincidente especificada para esa presión. Es el menor de los valores determinados de máxima presión de operación permisible para todas las partes esenciales del recipiente. Líneas dentro de las instalaciones: es equivalente a la presión de diseño y no es menor que la presión a la condición más severa de presión interna o externa y coincidente con temperatura (mínima o máxima) durante el servicio.

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

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Líneas para los sistemas de transporte de gas: es la máxima presión a la cual puede operar el sistema de gas según lo establecido en el código. Líneas para los sistemas de transporte de hidrocarburo líquido: es equivalente a las presiones internas y externas de diseño. La MPOP es la base para la presión de ajuste de los dispositivos de alivio de presión que protegen al recipiente. La MPOP (MAWP) es generalmente mayor a la presión de diseño; pero tiene que ser igual a la presión de diseño cuando las reglas de diseño son usadas únicamente para calcular el espesor mínimo de pared para cada elemento y si los cálculos no son realizados para determinar el valor de la MPOP (MAWP). Evite confundir la Máxima Presión de Operación Permisible (usada en el diseño mecánico del equipo o de la línea) con la máxima presión de operación establecida en el proceso, por ejemplo, en un BME.

Máxima Presión de Operación Permisible en Vacío, MPOV ( Maximum  Allo wable Workin g Vacuum, MAWV )

Máxima presión manométrica externa permisible en el tope de un tanque (en su posición normal de operación) a la temperatura de diseño correspondiente a esa presión [2]. La presión corresponde al menor valor determinado para la presión externa de diseño del tanque para cada uno de sus elementos, para esto se usa el espesor nominal, el cual excluye el espesor adicional del metal para la corrosión permitida y otras cargas diferentes a la presión. La MPOV ( MAWV) es la base para la presión de ajuste de los dispositivos de alivio de presión negativa que protegen al tanque en vacío. Pérdidas intermitentes (Flashing Losses )

Emisiones que ocurren cuando un líquido mezclado con gases pasa de un estado a alta presión a uno de baja presión. A medida que la presión en el líquido cae, se liberan o “separan” algunos de los compuestos livianos

disueltos en el líquido mientras que algunos de los compuestos que son 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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líquidos a la presión/temperatura inicial pasan de ser un líquido a un gas/vapor, además de también ser liberados o “separados” del líquido.

Cuando estos gases se liberan, algunos de los compuestos más pesados de entre los líquidos pueden mezclarse con estos gases y ser emanados con ellos. Las emisiones intermitentes son mayores a medida que la caída de presión aumenta y a medida que la cantidad de hidrocarburos ligeros en el líquido aumenta. La temperatura de los líquidos y del tanque de almacenamiento también influenciará la cantidad de pérdidas intermitentes. Pérdidas po r llenado o vaciado (Working Losses )

Emisiones que se generan cuando un fluido es bombeado dentro o fuera de un tanque o dispositivo de almacenamiento; en otras palabras, cuando los niveles de fluido cambian o el fluido se agita. Pérdidas por respiración (Breathing Losses )

Emisiones de vapor generadas en los momentos durante los cuales no hay operaciones de llenado o vaciado llevándose a cabo. Los líquidos petroquímicos en tanques de almacenamiento siempre generan vapores, dependiendo de cuánto espacio libre hay disponible dentro del tanque o dispositivo de almacenamiento, y a veces estos vapores pueden escaparse del mismo, a pesar del aislamiento de los tanques. Para los tanques de techo fijo, el nivel del fluido es relevante de manera significativa ya que mientras más vacío esté el tanque, mayor el espacio que hay disponible para que se acumule vapor. Sin embargo, hasta el momento en que estos vapores tomen suficiente presión como para pasar por la válvula de ventilación, no se consideran emisiones. Otro factor que afecta a las pérdidas por respiración es la variación de la temperatura debido a la locación de los tanques de almacenamiento, lo 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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que causa la expansión de los gases adentro. La expansión de dichos gases aumenta la presión del vapor dentro del tanque, y las fuerzas resultantes por dicho aumento de presión también aportan al escape de los gases por la ventilación. Debido a esto es que un tanque el cual experimente menos variaciones de temperatura o que absorba menos calor (que sea de un color más claro o hecho de un material que refleje la luz) libera una cantidad inferior de emisiones. Permeabilidad

Capacidad que tiene un material de permitirle a un fluido que lo atraviese sin alterar su estructura interna. Se afirma que un material es permeable  si deja pasar a través de él una cantidad apreciable de fluido en un tiempo dado, e impermeable  si la cantidad de fluido es despreciable. La velocidad con la que el fluido atraviesa el material depende de tres factores básicos: la porosidad del material. la densidad del fluido considerado (afectada por su  temperatura). la presión a que está sometido el fluido.   

Para ser permeable, un material debe ser poroso, es decir, debe contener espacios vacíos o poros que le permitan absorber fluido. A su vez, tales espacios deben estar interconectados para que el fluido disponga de caminos para pasar a través del material. Presión de Ajust e (Set Pressure )

Presión manométrica a la cual un dispositivo de seguridad está ajustado para abrir o accionar [2]. Presión de Diseño (Design Pressure )

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Presión usada, junto con la temperatura de diseño, como base para determinar el espesor mínimo de pared del equipo. La presión de diseño puede ser menor o igual a la MPOP ( MAWP) y es usada en lugar de la MPOP (MAWP) cuando esta no ha sido determinada.

Presión de Operación (Operating Pressure )

Presión a la cual el equipo está normalmente en servicio. Los tanques atmosféricos consideran generalmente una presión de operación de +/0,825 pulg de H2O. Presión de Reajuste, Reasiento o Cierre ( Reseating or Blowdown Pressure)

Es la diferencia entre la presión de ajuste y la presión de cierre de la válvula de alivio de presión, expresada como un porcentaje de la presión de ajuste o en unidades de presión [10]. El término en inglés blowdown pressure, empleado para referirse a la presión de reasiento , está en desuso en el API STD 521 [2]. Es importante que no sea confundido con una despresurización. Presión de vacío

Presión que se origina dentro de un espacio cerrado donde la presión del aire o de cualquier otro gas o gases sea menor que la presión atmosférica. Presión d e Vapor de un Líquido (Vapor Pressure )

Presión parcial ejercida por el vapor de un líquido o de un sólido dentro de un contenedor cerrado en estado de equilibrio a una temperatura determinada. La fase líquida y el vapor se encuentran en equilibrio 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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dinámico;  su valor es independiente de las cantidades de líquido y vapor presentes mientras existan ambas. Presión Intern a (Positiva) (Internal Pressure )

Presión que experimenta el recipiente desde el interior. Si la unidad de presión es manométrica, su valor numérico es positivo. Proceso adiabático Cualquier proceso termodinámico que ocurra sin intercambiar calor con su entorno. Proceso isobárico

Cualquier proceso termodinámico que ocurra a presión constante. Proceso isocórico

Cualquier proceso termodinámico que ocurra a volumen constante. Proceso isotérmico

Cualquier proceso termodinámico que ocurra a volumen constante. Proceso politrópico

Cualquier proceso termodinámico, generalmente entre gases, en el que existe tanto una transferencia de energía al interior del sistema que contiene la o las sustancias como una transferencia de energía con el medio exterior. Punto burbuja

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Temperatura (a una presión dada) a la cual se forma la primera burbuja de vapor cuando se calienta una mezcla líquida que consiste de dos o más componentes. Para un solo componente, el punto burbuja y el punto de rocío son el mismo, y se refiere a este punto como el punto de ebullición.

Selectividad

Relación de producción u obtención de un componente en relación a la producción u obtención de algún otro componente. Esta relación también puede ser utilizada para la separación de componentes. Este término es adimensional, debido a que las cantidades de componentes a relacionar generalmente se presentan en masa o moles obtenidos al final de un proceso, o para los casos de procesos continuos, en caudales másicos o molares; siempre presentando ambos términos la misma unidad. Separación por adsorció n

Separador basado en la transferencia de un fluido en una mezcla a la superficie de un sólido (o absorbente). El absorbente necesitará ser regenerado cuando el lecho se acerque a su saturación para así poder volver a ser utilizado. Separación por membranas

Las membranas separan una mezcla de gases basándose en el gradiente de presión que se genera al atravesar una membrana, típicamente de unos 40 bar o mayor. Algunos gases pasan a través de la membrana más rápido que otros y se concentran en el lado con presión baja. Aquellos gases altamente polares y con masa molar baja tienen alta permeabilidad. Este tipo de separadores son efectivos cuando el gas a ser separado ya se 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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encuentra a una alta temperatura y solo se requiere una separación parcial. Tanques de Almacenamiento co n Techo Fijo ( Fixed Roof Storage Tanks )

Este tipo de tanques es el menos costoso de construir y se considera generalmente el mínimo equipo aceptable para el almacenamiento de COVs. Un tanque de techo fijo típico consiste de una carcasa de acero cilíndrica con un techo de forma cónica o de domo el cual está fijado a la carcasa. Tanques más modernos han sido diseñados para no permitir la salida de líquidos y vapores. Los respiradores están típicamente establecidos a 0,19 kPa para los tanques de techo fijo a presión atmosférica. Debido a que esta válvula previene la liberación de vapores solamente durante cambios muy pequeños de temperatura, presión barométrica o niveles de líquidos, las emisiones de un tanque de techo fijo pueden llegar a ser apreciables. Los tanques son recipientes de gran capacidad, generalmente mayor a 240 barriles ≈ 38 m 3, capaces de almacenar un fluido por varias horas o días. Estos tanques no se consideran como parte de la planta, sino fuera del límite de batería. Tortuosidad

Característica que representa el grado de vueltas o rodeos que tiene una curva. Unidad recup eradora de vapor (URV o VRU)

Conjunto de equipos los cuales cumplen principalmente la función de recuperar las emisiones gaseosas (generalmente en forma de compuestos orgánicos volátiles) generadas en tanques o recipientes de almacenamiento, con el doble fin de que los mismos no se escapen a la 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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atmósfera y poder darles un fin en la planta o sistema donde se encuentre la URV. En líneas generales, una URV está compuesta al menos por: La unidad de separación de gases o vapores. El tanque o sistema de tanques que da origen a la mezcla de gases o vapores (mejor conocida como emanaciones), los cuales comúnmente contienen hidrocarburos.  

Cualquier otro equipo, además de los antes mencionados, que también conforme a la URV, simplemente fue incluido para optimizar el funcionamiento de la misma; por ejemplo, la inclusión de bombas o compresores para ayudar al desplazamiento de los fluidos a través de las tuberías. A continuación se presenta un diagrama tipo de una unidad recuperadora de vapor aplicada a un sistema de tanques con gas de manto, sin que en la misma se haya definido la tecnología para separar la mezcla:

Figura #1 Unidad de recuperación de vapor tipo en un sistema de tanques con gas de manto 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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Válvulas de Seguridad o Emergenc ia (Safety or Emergency Valve )

Válvula de alivio de presión provista de un resorte, el cual es accionado por un incremento de la presión estática aguas arriba de la válvula, debido a una contingencia operacional (fuego externo u otro evento). La válvula está caracterizada por una apertura rápida o acción violenta. En algunas locaciones y comúnmente en el trópico se requiere colocar un malla en la salida del venteo para evitar el ingreso de aves e insectos. La malla anti-pájaros se puede instalar en venteos abiertos y en válvulas de presión y vacío. Velocidad sup erficial de un fluid o

En la ingeniería de flujos multifásicos y de flujos en medios porosos, es la velocidad del flujo hipotético (artificial) que se calcula como si la fase o el fluido dado fuese el único fluyendo por una sección transversal dada. Para su cálculo, se omite otras fases, partículas, el esqueleto del medio poroso, entre otras cosas, presentes en el canal de flujo. Este valor generalmente se conoce fácilmente y no está sujeto a ambigüedades, mientras que la velocidad real frecuentemente varía entre las distintas posiciones dentro del área transversal Venteo Normal

Venteo requerido por condiciones operacionales o cambios atmosféricos. Venteo de Emergencia

Venteo requerido cuando una condición anormal, tal como fuego externo, existe adentro o afuera del tanque.

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10.

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DISEÑO UNIDADES DE RECUPERACIÓN DE VAPOR La necesidad de aplicar una unidad de recuperación de vapor viene dada principalmente por la ventaja que representa la utilización de las emisiones en lugar de permitir que las mismas se escapen a la atmósfera. La selección de una URV a emplear se basa principalmente en dos factores: el equipo del cual se quiere recuperar el vapor y la tecnología o equipos que componen a la URV y sus respectivas restricciones. Se debe garantizar que la alimentación de la URV se encuentre en fase gaseosa. En el presente INEDON se propone lo siguiente: El cálculo de emisiones gaseosas de COV provenientes de tanques de almacenamiento, brazos de carga e islas de llenado. Dos tecnologías diferentes de separación de fluidos (adsorbedor y membranas) para su utilización en una URV. Un equipo alterno para el mejoramiento o asistencia de una URV (la bomba Jet).   Sistemas de control para procesos de carga y descarga de compuestos orgánicos en brazos de carga e islas de llenado. 







10.1.

Diseño de Unidad de Recuperación de Vapor para Tanques de Almacenamiento de Techo Fijo

10.1.1. Estimación de Pérdidas en Tanques de Almacenamiento de Techo Fijo (1) Las siguientes ecuaciones, provistas para estimar las emisiones perdidas en reposo y por trabajo, aplican para tanques con carcasas cilíndricas verticales y techos fijos. Estos tanques deben ser herméticos ante líquidos y gases y deben operar a una presión aproximada a la atmosférica. Las ecuaciones no están pensadas para el cálculo de pérdidas en reservas inestables o que estén hirviendo o en mezclas de hidrocarburos o petroquímicos para los cuales la presión de vapor no sea conocida o no pueda ser predicha fácilmente. Las pérdidas totales en los tanques de 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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techo fijo son iguales a la sumatoria de las pérdidas por reposo o respiración y las pérdidas por trabajo:

donde: LT LS LW

 =   

Ec. 3

Pérdidas totales (ft 3/min) Pérdidas por reposo o por respiración (ft 3/min) (véase Ecuación 4) Pérdidas por llenado o vaciado (ft 3/min) (véase Ecuación 30)

10.1.1.1.

Pérdidas por Reposo o por Respiración ( Standing Storage Loss or Breathing Loss ) (1) Las pérdidas por reposo o por respiración, L S, se refiere a la pérdida de vapores almacenados como resultado de la respiración del vapor en el espacio del tanque. Las pérdidas por reposo o respiración en los tanques de techo fijo pueden ser estimadas por medio de la Ecuación 4.

donde:

 = 14401   

Ec. 4

LS Pérdidas por reposo o por respiración (ft 3/min) VV Volumen del espacio con vapor (ft 3) (véase Ecuación 5) KE Factor de expansión del espacio con vapor (adimensional) KS Factor de saturación del vapor ventilado (adimensional) 1440-1 Constante, el número de minutos en un día (min) -1 Se calcula el volumen del espacio con vapor en el tanque (V V) usando la siguiente ecuación:

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 = 4  42 de 144

Ec. 5 INEDON

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donde: VV D HVO

Volumen del espacio con vapor (ft 3) Diámetro del tanque (ft) Corte del espacio con vapor (ft) (véase Ecuación 14)

La ecuación para la pérdida por reposo puede ser simplificada mediante la combinación de la Ecuación 4 con la Ecuación 5. El resultado es la Ecuación 6.

donde:

 = 14401 4   

Ec. 6

Pérdidas por reposo o por respiración (ft 3/min) Factor de expansión del espacio con vapor (adimensional) (véase Ecuación 7) D Diámetro del tanque (ft) HVO Corte del espacio con vapor (ft) (véase Ecuación 14) KS Factor de saturación del vapor ventilado (adimensional) (véase Ecuación 19) -1 1440 Constante, el número de minutos en un día (min) -1 LS KE

Los cálculos del factor de expansión del espacio con vapor, K E, dependen de las propiedades del líquido en el tanque y de las configuraciones de venteo del respirador. Si la reserva de líquido tiene una presión de vapor real mayor que 0,1 psia, o si las configuraciones de venteo del respirador son mayores que el rango típico de ±0,03 psig, véase la Ecuación 8 para determinar si la pérdida ocurre o no. Si el líquido almacenado en el tanque de techo fijo tiene una presión de vapor real menor que 0,1 psia y las configuraciones de venteo del respirador son ±0,03 psig, utilice entonces la Ecuación 9.

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Si se conocen la locación del tanque, su color y su condición, se calcula el KE utilizando la siguiente ecuación:

donde:

 = 0,0018∆ = 0,0018 0,72    0,028  

Ec. 7

KE  ΔTV TAX TAN

Factor de expansión del espacio con vapor (adimensional) Rango de variación diaria de la temperatura del vapor (°R) Temperatura diaria máxima del ambiente (°R) Temperatura diaria mínima del ambiente (°R) Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque α (adimensional) I Insolación solar total diaria en una superficie horizontal (Btu/(ft 2 day)) 0,0018 Constante, (°R) -1 0,72 Constante (adimensional) 0,028 Constante ((°R ft 2 día)/Btu) Si se desconoce la locación del tanque, se puede calcular un valor de K E utilizando las condiciones meteorológicas típicas del área en cuestión. El valor típico para la insolación solar diaria es de 1.370 Btu/(ft 2  day) y el coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque es de 0,17 para la pintura blanca en buena condición. Cuando el líquido almacenado tiene una presión de vapor real mayor que 0,1 psia, se obtiene un estimado más preciso del factor de expansión del espacio con vapor, K E, por la Ecuación 8. Tal como se muestra en la ecuación, K E  tiene que ser mayor que cero. Si K E  es menor que cero, no habrán pérdidas por reposo.

donde: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

 = ∆  ∆  ∆ > 0 44 de 144

Ec. 8

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 ΔTV  ΔPV  ΔPB

PA PVA TLA

0

Rango de variación diaria de la temperatura del vapor (°R) Rango de variación diaria de la presión del vapor (psi) Rango de variación establecido de presión de ventilación del respirador (psi) Presión atmosférica (psia) Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie (psia) (Ecuación 20) Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie (°R) (Ecuación 21)

El rango de variación diaria de la temperatura del vapor,  ΔTV, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

donde:  ΔTV  ΔTA α

I

∆ = 0,72∆  0,028  

Ec. 9

Rango de variación diaria de la temperatura del vapor (°R) Rango de temperatura ambiental diaria (°R) Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque (adimensional) Insolación solar total diaria en una superficie horizontal (BTU/(ft 2 day))

El rango de variación diaria de la presión del vapor,  ΔPV, puede ser calculado utilizando la siguiente ecuación:

donde:  ΔPV

∆ =   

Ec. 10

Rango de variación diaria de la presión del vapor (psia)

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PVX PVN

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Presión de vapor del líquido a la temperatura máxima diaria de la superficie (psia) Presión de vapor del líquido a la temperatura mínima diaria de la superficie (psia)

El siguiente método puede ser utilizado como método alterno para calcular  ΔPV para líquidos petroleros:

donde:  ΔPV

BA PVA TLA  ΔTV

∆ = 0,50   ∆

Ec. 11

Rango de variación diaria de la presión del vapor (psia) Constante en la ecuación de presión de vapor (°R) Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie (psia) Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie (°R) (Ecuación 21) Rango de variación diaria de la temperatura del vapor (°R)

El rango de variación establecido de presión de ventilación del respirador,  ΔPB, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

donde:  ΔPB

PBP PBV

∆ =   

Ec. 12

Rango de variación establecido de presión de ventilación del respirador (psig) Presión establecida para ventilar el respirador (psig) Vacío establecido para ventilar el respirador (psig)

Si no está disponible la información específica sobre la presión establecida para ventilar el respirador, suponga 0,03 psig para P BP  y -0,03 psig para 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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PBV  como calores típicos. Si el tanque de techo fijo es de construcción empernada o remachada en la cual los platos de la carcasa o del techo no son herméticos, asuma que  ΔPB = 0, inclusive si se utiliza un respirador de venteo. El rango de temperatura ambiental diaria,  ΔTA, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

donde:  ΔTA

TAX TAN

∆ =   

Ec. 13

Rango de temperatura ambiental diaria (°R) Temperatura diaria máxima del ambiente (°R) Temperatura diaria mínima del ambiente (°R)

Las presiones de vapor asociadas con las temperaturas máximas y mínimas en la superficie del líquido, P VX y PVN, respectivamente, son calculadas sustituyendo las temperaturas correspondientes, T LX y TLN, en la función de la presión de vapor discutida en la Ecuación 20. El corte del espacio con vapor, H VO, es la altura de un cilindro del diámetro del tanque, D, el volumen del cual es equivalente al volumen del espacio con vapor de un tanque con techo fijo, incluyendo el volumen bajo el techo cónico o de domo. El corte del espacio con vapor, H VO, se estima mediante:

donde: HVO HS HL

 =     

Ec. 14

Corte del espacio con vapor (ft) Altura de la carcasa del tanque (ft) Altura del líquido (ft)

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HRO

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Corte del techo (o equivalente de la altura de la carcasa para el volumen contenido bajo el techo) (ft)

Para techos cónicos, el corte del techo, H RO, se calcula de la siguiente manera:

donde: HRO HR

RS

Ec. 15

Corte del techo (o equivalente de la altura de la carcasa para el volumen contenido bajo el techo) (ft) Altura del techo del tanque (ft)

donde: SR

  = 1/3   = 

Ec. 16

Pendiente del techo cónico del tanque (ft/ft); si se desconoce este valor, comúnmente se utiliza un valor estándar de 0,0625 Radio de la carcasa del tanque (ft)

Para un techo en forma de domo, el corte del techo, H RO, se calcula como se muestra a continuación:

donde: HRO RS HR

 1 1    =  2  6   

Ec. 17

Corte del techo (ft) Radio de la carcasa del tanque (ft) Altura del techo del tanque (ft)

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donde: HR RR RS

 =   (  ),

0

Ec. 18

Altura del techo del tanque (ft) Radio del techo en forma de domo del tanque (ft) Radio de la carcasa del tanque (ft)

El valor de R R usualmente varía desde 0,8D  – 1,2D, donde D = 2R S. Si se desconoce el valor de R R, se utiliza el diámetro del tanque en su lugar. Si se utiliza el diámetro del tanque como el valor de R R, las ecuaciones 17 y 18 se reducen a H RO = 0.137RS y HR = 0.268 RS. El factor de saturación del vapor ventilado, K S, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

donde:

 = 1 0,0531  

Ec. 19

KS PVA

Factor de saturación del vapor ventilado (adimensional) Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie (psia) HVO Corte del espacio con vapor (ft) 0,053 Constante (psia-ft) -1 La presión de vapor real es la presión parcial de equilibrio ejercida por el líquido orgánico volátil, tal como se define en el ASTM-D 2879 o como se obtiene de los textos estándares de referencia. La presión de vapor Reid es la presión de vapor absoluta del crudo volátil y de los líquidos volátiles petroleros no viscosos, excepto los gases licuados del crudo.

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Se puede determinar la presión de vapor real para algunas reservas de crudo, a la temperatura de la superficie del líquido almacenado, utilizando la ecuación de Antoine:

donde: PVA TLA AA BA CA

log =     

Ec. 20

Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie (psia) Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie (°R) Constante en la ecuación de presión de vapor (adimensional) Constante en la ecuación de presión de vapor (°R) Constante en la ecuación de presión de vapor (°R)

Si la temperatura diaria promedio del líquido en la superficie, T LA, se desconoce, se puede calcular utilizando la siguiente ecuación:

donde: TLA TAA TB α

I

 = 0,44  0,56  0,0079  

Ec. 21

Temperatura diaria promedio del líquido en la superficie (°R) Temperatura diaria ambiental promedio (°R) Temperatura del granel líquido (°R) Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque (adimensional) Insolación solar total diaria en una superficie horizontal (Btu/(ft 2 day))

No debería utilizarse la ecuación 21 para estimar la temperatura del líquido en la superficie en tanques aislados. En el caso de tanques aislados, la temperatura promedio del líquido en la superficie debería basarse en 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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mediciones de temperatura del líquido en la superficie directamente del tanque. La temperatura diaria ambiental promedio, T AA, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

donde: TAA TAX TAN

 =  2 

Ec. 22

Temperatura diaria ambiental promedio (°R) Temperatura diaria máxima del ambiente (°R) Temperatura diaria mínima del ambiente (°R)

La temperatura del granel líquido, T B, se calcula utilizando la siguiente ecuación:

donde: TB TAA α

10.1.1.2.

 =   6  1

Ec. 23

Temperatura del granel líquido (°R) Temperatura diaria ambiental promedio (°R) Coeficiente de absorción solar de la pintura sobre el tanque (adimensional) Pérdidas por Llenado o Vaciado ( Working Loss) (1)

Las pérdidas por llenado o vaciado, L W, se refieren a las pérdidas de vapores de la reserve como resultado de las operaciones de llenado o vaciado del tanque. Las pérdidas por trabajo en los tanques de techo fijo se pueden estimar por: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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donde:

 = 525.1600·0,000998     

0

Ec. 24

LW Pérdida por llenado o vaciado (lb/min) MWV Masa molecular del vapor (lb/lbmol) PVA Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie (psia) Q Rendimiento neto anual (capacidad del tanque [bbl] multiplicado por la tasa de rendimiento anual) (bbl/yr) 525.600 -1 Factor de conversión (yr/min) 0,000998 Constante (lbmol/(psia bbla)) KP Factor de producción con pérdidas por trabajo (adimensional) para crudo KP = 0,75 para todos los otros líquidos orgánicos KP = 1 KN Factor de saturación por rendimiento con pérdidas por trabajo (adimensional) para rendimiento >36, KN = (180 + N)/6N para rendimiento ≤36, KN = 1 N Número de rendimientos por año (year) -1

donde: VLX

Ec. 25

Volumen máximo de líquido en el tanque (ft 3)

donde: D

 = 5,614 

 = 4  

Ec. 26

Diámetro del tanque (ft)

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HLX

0

Altura máxima del líquido (ft)

Siguiendo los siguientes pasos, la Ecuación 24 se puede simplificar para combinar todas las variables en una ecuación. En primera instancia, utilizando la ecuación de los gases ideales, el término “ MWV PVA” puede ser remplazado, tal que:

 =   

Ec. 27

 = 5,614 4

Ec. 28

Utilizando la combinación de la Ecuación 25 con la Ecuación 26, el término “Q” puede ser remplazado con la E cuación 28.

Suponiendo que el valor estándar de R sea 10,731 ((ft 3 psia)/(lb-mole °R)), el resultado es la Ecuación 28, la cual se tiene ahora que procede de la siguiente manera:

 = 525.16000,5,0601014  10,731    4  

Ec. 29

Suponiendo que la temperatura sea 60°F (520°R), y agregando el factor de corrección de las condiciones de venteo, K B, se obtiene que el resultado es la Ecuación 30. El factor de corrección de las condiciones de venteo responde a una reducción en las emisiones debido a la condensación de vapores previo a la apertura de la ventilación. Este factor de corrección solo afectará los cálculos si las condiciones de venteo son mayores a ± 0.03 psig.

donde:

 = 525.1600   4    

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Ec. 30

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LW Pérdida por trabajo (ft 3/min) 525.600 -1 Factor de conversión (yr/min) WV Densidad del vapor (lb/ft 3) N Número de rendimientos por año (year) -1 HLX Altura máxima del líquido (ft) D Diámetro del tanque (ft) KN Factor de saturación por rendimiento con pérdidas por trabajo (adimensional) para rendimiento >36, KN = (180 + N)/6N para rendimiento ≤36, KN = 1 KP Factor de producción con pérdidas por trabajo (adimensional) para crudo KP = 0,75 para todos los otros líquidos orgánicos KP = 1 KB Factor de corrección de las condiciones de venteo (adimensional) para ventilación abierta y para un rango de configuración de venteo de hasta ± 0,03 psig, K B = 1 Cuando las condiciones de ventilación del respirador son mayores a los valores típicos de ± 0.03 psig, y se cumple la condición expresada en la ecuación 31, se debe determinar un factor de corrección de las condiciones de venteo, K B, utilizando la Ecuación 32. Cuando:

entonces:

     > 1,0        =     

Ec. 31

Ec. 32

donde: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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KB PI PA KN

PVA PBP

0

Factor de corrección de las condiciones de venteo (adimensional) Presión del espacio con vapor a condiciones normales de operación (psig) Presión atmosférica (psia) Factor de saturación por rendimiento con pérdidas por trabajo (adimensional) para rendimiento >36, KN = (180 + N)/6N para rendimiento ≤36, KN = 1 Presión de vapor del líquido a la temperatura diaria promedio de la superficie (psia) Presión establecida para ventilar el respirador (psig)

PI  es una lectura de presión real (el manómetro). Si se tiene el tanque a presión atmosférica (no al vacío o a una presión constante), la P I sería 0. 10.1.1.3.

Pérdidas Intermitentes ( Flashing Loss ) (2)

Para estimar las pérdidas intermitentes se puede utilizar la siguiente ecuación:

donde: LF QO GOR C WV MWV XVOC DO

 = 525.1600∗  ∗  ∗  ∗1  ∗  ∗  ∗ 

Ec. 33

Pérdidas intermitentes (lb/min) Caudal de petróleo procesado (bbl/día) Relación gas-petróleo en un tanque (ft 3/bbl) Volumen molar de un gas ideal; 379 ft 3/lbmol a 60 °F y 1 atm (ft3/lbmol) Densidad de las emisiones (lb/ft 3) Masa molecular del vapor (lb/lbmol) Fracción molar del COV en el vapor (lb COV/lb COV en vapor) Días de operación por año (día/year)

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525.600 -1

0

Factor de conversión (yr/min)

La GOR puede ser estimada utilizando ya sea la correlación VazquezBeggs o la correlación Rollins, McCain, Creeger.

10.1.1.3.1.

Correlación Vazquez-Beggs (2)

Para que esta correlación aplique, se requiere que los siguientes parámetros se cumplan: Tabla #2 Rango de los parámetros para la aplicación de la correlación Vazquez-Beggs  (2) Parámetros para la cor relación Vazquez-Beggs Rango Presión de operación del tanque (P) 50 a 5250 (psia) Temperatura de operación del tanque (T) 70 a 295 (°F) Relación gas/petróleo del tanque (GOR) 20 a 2070 (ft 3/bbl) Grados API (γo) 16 a 58 (API) Gravedad específica del gas a temperatura y 0,56 a 1,18 presión real (γ g)

La correlación para la relación gas-petróleo Vazquez-Beggs para un petróleo en punto burbuja es tal como se muestra abajo:

donde:

 =  ∗  ∗  ∗  +∗ 

Ec. 34

GOR Relación gas-petróleo en un tanque para líquidos (ft 3/bbl) C1 Constante empírica ((ft 2/bbl)*((1/psia)^C 2))) si API ≤30, C 1 = 0,0362 si API >30, C 1 = 0,0178 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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C2

C3

γgc

P e γo

T

0

Constante empírica (adimensional) si API ≤30, C 2 = 1,0937 si API >30, C 2 = 1,1870 Constante empírica (°F) si API ≤30, C 3 = 25,7240 si API >30, C 3 = 23,9310 Gravedad específica del gas disuelto a 100 psig (adimensional) (ecuación 33) Presión de operación del tanque (psia) 2,718 (la base “e” del sistema logarítmico natural) Grados API del líquido en el tanque de almacenamiento (adimensional) Temperatura de operación del tanque (°F)

Si la gravedad específica del gas no fuese tomada a 100 psig, la gravedad específica del gas, a cualquier temperatura y presión, puede ser referenciada a 100 psig utilizando la siguiente ecuación:

donde: γgc γg

P γo

T log 10.1.1.3.2.

 =  ∗ 1,0 5,912∗ 10− ∗  ∗  ∗log114, 7

Ec. 35

Gravedad específica del gas disuelto a 100 psig (adimensional) Gravedad específica del gas en solución a la temperatura y presión real del tanque (adimensional) Presión de operación del tanque (psia) Grados API del líquido en el tanque de almacenamiento (adimensional) Temperatura de operación del tanque (°F) Logaritmo base 10 del sistema logarítmico estándar Correlación Rollins, McCain, Creeger  (2)

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La correlación Rollins, McCain, Creeger se basa en 301 muestras de crudo negro y es una función de la gravedad específica del crudo, de la gravedad específica del gas en el tanque, de la temperatura del tanque y de la presión del tanque. La correlación Rollins, McCain, Creeger es válida dentro de los siguientes rangos de valores:

Tabla #3 Rango de los parámetros para la aplicación de la correlación Rollins, McCain, Creeger (2) Parámetros para la correlación Rollins, Rango McCain, Creeger Presión de operación del tanque (P) 30 a 300 (psia) Temperatura de operación del tanque (T) 65 a 140 (°F) Relación gas/petróleo del tanque (GOR) ≥ 100,0 (ft3/bbl) 20 a 50 (API) Grados API (γ o) Gravedad específica del petróleo en el tanque 0,934 to 0,780 de almacenamiento (γ os)

La siguiente ecuación puede ser utilizada para estimar la GOR:

donde:

log =3,0,4489669 ∗l4,og(916)1,∗ log501∗ log 0,9213 ∗log

Ec. 36

GOR Relación gas-petróleo en solución en un tanque para líquidos (ft 3/bbl) Gravedad específica del petróleo en el tanque de almacenamiento γos (adimensional) 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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P T log

0

Gravedad específica del gas en solución a la temperatura y presión real del tanque (adimensional) Presión de operación del tanque (psia) Temperatura de operación del tanque (°F) Logaritmo base 10 del sistema logarítmico estándar

La siguiente ecuación puede ser utlizada para estimar γos:

donde: γos γo

Ec. 37

Gravedad específica del petróleo en el tanque de almacenamiento (adimensional) Grados API del líquido en el tanque de almacenamiento (adimensional)

10.1.2. Tecnologías para Almacenamiento 10.1.2.1.

 = 141,5/131,5

la Recuperación

de Vapor en

Tanques

de

Recuperación de Vapor por Adsorción (Carbón Activado)

El diseño de un sistema de adsorción depende de las características químicas del compuesto orgánico volátil o del contaminante del aire que se recupera, del caudal de entrada y de las propiedades físicas del adsorbente. Antes que el gas de desecho entre a un adsorbedor, éste puede ser filtrado para prevenir la contaminación del lecho por hollín, gotas de resina y por grandes partículas atrapadas en el flujo. El gas puede ser enfriado para mantener el lecho a una temperatura de operación óptima y para prevenir incendios o polimerización de los hidrocarburos.

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Cuando el lecho está completamente saturado y necesita ser regenerado, los COV entrantes o el flujo cargado de contaminantes peligrosos del aire es direccionado a un lecho alterno. La regeneración del lecho se hace típicamente mediante el calentamiento o la aplicación de un vacío para desorber los gases adsorbidos; entonces, se enfría y se seca el lecho, usualmente mediante el soplado de aire a través del mismo con un ventilador, y los vapores son direccionados a un sistema de recuperación tal como un condensador, decantador o torre de destilación. Se regresa el lecho regenerado al adsorbedor, mientras que el otro lecho ahora saturado es purgado de COVs o contaminantes peligrosos del aire. Se puede repetir el proceso de regeneración numerosas veces; sin embargo, el absorbente ha de ser remplazado eventualmente debido a un descenso gradual en su capacidad de adsorción. Los sistemas de adsorción industrial comunes usan a menudo carbón activado, zeolita y adsorbentes poliméricos. El carbón activado, el cual no es completamente hidrofóbico ni hidrofílico, tiene afinidad tanto por moléculas polares como por moléculas no polares. Como consecuencia de esto, la humedad tiene un efecto notable sobre el carbón activado. Los polímeros y la zeolita hidrofílica son generalmente mucho menos sensibles a la humedad, y mucho menos susceptibles al fuego, al desmoronamiento o a la pulverización. Por lo tanto, éstos no necesitan ser reemplazados tan frecuentemente; sin embargo, el carbón activado tiene un costo inicial más bajo. 10.1.2.1.1. Equipos Requeridos para la Recuperación de Vapor por Adsorción (Carbón Activado) El diseño generalmente contiene: Un adsorbedor, de doble lecho preferiblemente para poder llevar a cabo adsorción continua (debido a la regeneración del lecho). Compresor, debido a que cuanto mayor sea la presión, mayor será la capacidad de adsorción.   Soplador/Ventilador. 





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0

Un condensador/decantador, para poder almacenar más fácilmente los gases recuperados de la adsorción, de así requerirse.

De modo opcional, la unidad puede contener: Un enfriador, debido a que cuanto más baja sea la temperatura, mejor será la capacidad de adsorción. 

Figura #2 Diagrama de un adsorbedor típico

10.1.2.1.2. Ecuaciones de Diseño para un Adsorbedor con Empaque de Carbón Activado (3) El método mencionado a continuación sirve para determinar: el tamaño de la columna mediante la determinación de la zona de adsorción, la forma de 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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0

la curva de saturación, el tiempo de agotamiento del lecho, la cantidad de contaminante adsorbido por el lecho al momento de saturación del mismo y la caída de presión. A modo de referencia, abajo se incluye una tabla con valores característicos de adsorbedores comerciales: Tabla #4 Valores característicos de adsorbedores comerciales (3) 3 – 9 m (19 – 30 ft)  Altura del lech o p or os o 8 – 40 mesh Tamaño de partícula (1,4 – 6,8 L/m2 s) Carga Hidráulica (2 – 10 gpm/ft 2) 10 – 60 min Tiempo de residencia (típicamente 20  – 30 min) (gcarbón/m3desechos) 60 – 200 Requerimientos d el carbón 25 - 50 < 20 KPa/m de lecho Presión de operación

10.1.2.1.2.1. Efecto del Tamaño de la Partícula en la Caída de Presión y en la Transferencia de Masa (3) Es relevante saber sobre tres densidades diferentes para todos estos cálculos: densidad del lecho, de partícula y del sólido, representadas por  ρB ,  ρP y  ρS, respectivamente. De igual manera, hay cuatro fracciones de vacío diferentes: ɛB, ɛP, ɛS, y ɛ. Las tres primeras tienen las mismas asociaciones ya que tienen los mismos subíndices. La última, ɛ, es la fracción de vacío general del adsorbente en el lecho. Se calculan de la siguiente manera:  ρB =

(1- ɛ B)· ρP = (1- ɛ B)·(1- ɛ P)· ρS = (1- ɛ ) · ρS

Ec. 38

donde: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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Rev. GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR ρB ɛB ρP ɛP ρS ɛS

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Densidad del lecho poroso (lb/ft 3) Fracción de vacío del lecho poroso (adimensional) Densidad de la partícula (lb/ft 3) Fracción de vacío de la partícula (adimensional) Densidad real del sólido (lb/ft 3) Fracción de vacío del sólido (adimensional)

La densidad del lecho es la masa del adsorbedor en un volumen específico. Éste puede ser medido sencillamente mediante la utilización de un cilindro graduado. La densidad de la partícula es la masa del adsorbedor por el volumen ocupado por dicha partícula. Esto es fácilmente medible para pastillas o pellets realmente cilíndricos, pero es más complicado para formas distorsionadas y materiales granulares, a pesar de que existen métodos propietarios para obtener valores precisos inclusive para éstos. La densidad del sólido es la masa del adsorbente por el volumen ocupado por la partícula, pero con los poros deducidos. Se mide mediante la inmersión de una cantidad conocida de adsorbente en un líquido de densidad y volumen total conocidos, y luego se mide la masa total. En este caso, las características del líquido pueden afectar dramáticamente el resultado final Inversamente, para determinar las dimensiones del lecho a partir de la cantidad necesaria de adsorbente, o viceversa, requiere  ρB . Para calcular la caída de presión, la fracción de vacío relevante es ɛ B   debido a que el fluido en los poros del adsorbente se considera usualmente inmóvil. En cambio, para las ecuaciones del balance de masa, el fluido en los poros del adsorbente no se puede ignorar, por lo que la fracción de vacío relevante sería ɛ . El efecto del tamaño de la partícula, D P, sobre la caída de presión, ΔP, se puede determinar mediante la ecuación de Ergun para caída de presiones en medios granulares con flujo turbulento: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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donde:  ΔP

Re ɛB

L DP ρL

us

∆ = 150 1   1,751    

0

Ec. 39

Caída de presión (psi) Número de Reynolds (adimensional) Fracción de vacío del lecho poroso (adimensional) Altura del lecho poroso (ft) Diámetro de partícula (ft) Densidad del fluido (lb/ft 3) Velocidad superficial del fluido (velocidad que el fluido tendría a través del espacio vacío al mismo caudal volumétrico) (ft/s)

O la ecuación de Fair-Hatch para casos en los que haya flujo laminar:

donde:  ΔP

k µ ɛB

L DP us

   1   ∆ = 36     

Ec. 40

Caída de presión (psi) Permeabilidad del medio (ft 2) Viscosidad del medio (lb/ft s) Fracción de vacío del lecho poroso (adimensional) Altura del lecho poroso (ft) Diámetro de partícula (ft) Velocidad superficial del fluido (velocidad que el fluido tendría a través del espacio vacío al mismo caudal volumétrico) (ft/s)

Por otro lado, como una primera aproximación, el efecto del tamaño de las partículas en la transferencia de masa intraparticular del contaminante puede ilustrarse de la siguiente manera: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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           í         ℎ ≈         ≈ ∆   6 ≈    0012

0

Ec. 41

Ec. 42

donde D CC Ap Vp r DP

Coeficiente de difusión del contaminante en el carbón (ft 2/h) Concentración del contaminante en las partículas de carbón (mol/ft 3) Área de las partículas en el lecho (ft 2) Volumen de las partículas en el lecho (ft 3) Radio de las partículas en el lecho (Suponiendo que tienen forma redonda) (ft) Diámetro de la partícula (ft)

En conclusión:

           í     ≈    

Ec. 43

Por lo tanto, de las ecuaciones 42 y 43 se puede deducir lo siguiente:   Tamaños de partícula más grandes, implican una menor caída de presión y una cantidad pequeña de contaminante difundiéndose hacia dentro de la partícula. Tamaños de partícula más pequeños, implican una mayor caída de presión y, por ende, una cantidad mayor de contaminante difundiéndose hacia dentro de la partícula. 



Generalmente los tamaños de las partículas de carbón utilizados en lechos fijos varían entre 0,4 y 2,5 mm. Este rango de tamaños se origina de un compromiso práctico entre la delimitación de la caída de presión por un 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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lado, y de proveer un área adecuada y promover la transferencia de masa para la adsorción del contaminante. En la adsorción con lecho fijo, en cualquier momento dado, el lecho puede ser dividido en tres zonas aproximadas: 

La zona saturada:  a medida que el flujo de desecho entra el lecho, éste primero se encuentra con esta zona, en la cual el carbón se encuentra ya prácticamente saturado con contaminante (esto no es cierto para los lechos

frescos

completamente

“limpios”

recién

puestos

en

funcionamiento). Prácticamente no ocurre adsorción alguna en la zona saturada. A medida que la corriente de desecho se desplaza a través del empaque, la zona saturada se expande progresivamente a lo largo del empaque, eventualmente cubriéndolo por completo. La zona de adsorción:   la adsorción del contaminante ocurre casi que exclusivamente en esta porción del lecho, aguas abajo de la zona saturada. La concentración del contaminante en el carbón varía desde cercana a la saturación (al comienzo de la zona de adsorción) a cero (hacia el final de la zona de adsorción). De manera opuesta, la concentración del contaminante en la corriente de desechos la cual se encuentra en contacto (a todo momento) con el carbón cambia desde próxima a carga completa (al comienzo de la zona de adsorción) hasta cercana a cero (al final).   La zona en la cual el carbón no ha adsorbido poco o nada del contaminante. En cualquier momento, la porción del lecho aguas abajo de la zona de adsorción contiene muy poco contaminante adsorbido debido a que la corriente de desecho con la cual esta sección está en contacto ya ha sido casi completamente depurada del contaminante.





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0

Figura #3 Ilustración de las diferentes zonas fácilmente identificables durante el proceso de adsorción  (4)

A medida que transcurre el tiempo, una porción más grande del lecho se torna saturada con el contaminante y la zona de adsorción se desplaza aguas abajo, formándose así la ola de adsorció n (adsorption wave ). Eventualmente, la parte avanzada de la onda de adsorción alcanza el final del lecho. Cuando esto ocurre, el lecho comienza a liberar la corriente de desechos con una concentración del contaminante mayor que el valor deseado (típicamente 5-10% de la concentración de entrada). A este momento se le conoce como punto de saturación (breakpoint ). A la correspondiente curva de concentración del contaminante en la corriente de salida versus el tiempo se le conoce como la curva de saturación (breakthrough curve ). Una vez pasado el punto de saturación, la concentración del contaminante en el efluente aumenta de manera rápida (es decir, la curva de saturación es inclinada), hasta que la misma alcanza un punto definido de manera 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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arbitrario, denominado punto de agotamiento (exhaustion point ), en el cual la columna alcanza la máxima saturación. Si más corriente de desecho es pasada a través del lecho, el contenido completo de carbón del lecho se torna saturado. Entonces, los desechos que abandonan el lecho tienen, a efectos prácticos, la misma concentración de contaminante que la corriente de desechos entrante. 10.1.2.1.2.2. Capacidad Total de Adsorción de una Columna (3) Si se conoce la curva de adsorción, entonces conociendo el volumen de la columna y su fracción de vacío, uno puede calcular el volumen acumulado total de corriente de desecho, V max, que pudiese ser tratado si la columna se saturara completamente:

donde: Vmáx S L VB B ɛB ρS ρS app

x Ct

á =  1      =        =     

Ec. 44

Volumen acumulado total de la corriente de desecho (ft 3) Área transversal de la columna (ft 2) Altura del lecho poroso (ft) Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación (ft 3) Masa de carbón en el lecho (lb) Fracción de vacío del lecho poroso (adimensional) Densidad real del sólido (lb/ft 3) Densidad aparente del sólido (lb/ft 3) Masa máxima de adsorbato que puede adsorber el lecho (lb) Concentración del adsorbato para un momento dado (este dato puede ser cambiado a presión) (mol/ft 3)

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MW

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Masa molecular del adsorbato (lb/lbmol)

10.1.2.1.2.3. Método Simplificado para la Estimación de la Capacidad de Adsorción en un Lecho Fijo (3) Para esto, se supone que:   La concentración del contaminante en los residuos de la columna aumenta de manera lineal con el paso del tiempo hasta alcanzar el valor de saturación, C B. En el punto de saturación, la concentración promedio del contaminante 



en el lecho es solo una fracción, ξ, del valor de saturación (el cuál es 

típicamente 50%). El caudal de salida de la columna es constante e igual a Q.

Partiendo de un balance de masa para la cantidad de contaminante en el punto de saturación, se tiene que se pudiese aproximar la masa de contaminante acumulada a la que se adsorbería si todo el lecho fuese cubierto:

donde: M ξ

X B QS tB CB

 =    =     2   ≅    

Ec. 45

Masa de adsorbato al momento de saturación (lb) Grado de saturación de la columna en el punto de saturación (adimensional) Masa máxima de adsorbato que puede adsorber el lecho (lb) Masa de carbón en el lecho (lb) Caudal de salida de la columna (ft 3/s) Tiempo de saturación del lecho (s) Concentración del contaminante adsorbido al momento de saturación del lecho (lbmol/ft 3)

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Ct MW

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Concentración del adsorbato para un momento dado (este dato puede ser cambiado a presión) (lbmol/ft 3) Masa molecular del adsorbato (lb/lbmol)

Por su parte, la información correspondiente al equilibrio de adsorción es comúnmente recopilada a una temperatura fija y graficada o tabulada como capacidad o carga  versus la concentración o presión parcial del gas. En ese formato, la compilación de la data forma una curva isotérmica. Tal como se mencionó anteriormente, la capacidad de adsorción dicta la cantidad de adsorbente requerido, lo cual también ayuda a fijar el volumen de las columnas que contendrán al adsorbedor. El primer modelo matemático que se ajustaba a una isoterma fue presentado por Freundlich y Küster, y su modelo es una fórmula empírica la cual se ajusta a adsorbatos gaseosos. Tiene la siguiente forma:

donde: xa B KF

Co n

 =  /

Ec. 46

Cantidad de adsorbato adsorbido (lb) Masa de carbón en el lecho (lb) Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada (las unidades de K F  siempre contrarrestan las unidades de C O, las cuales dependen del valor de n) Concentración del contaminante en la corriente de entrada del equipo (lbmol/ft 3) Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada (adimensional)

Este modelo no funciona a presiones muy altas. En caso de requerirse proceder con presiones altas, hay muchos otros modelos de mayor complejidad los cuales pueden ser empleados para continuar con el procedimiento. 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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Por lo tanto, el tiempo requerido para alcanzar la saturación es:

donde: tB ξ

KF

n B QS CB Co Ct

/   (         =    2) 

Ec. 47

Tiempo de saturación del lecho (s) Grado de saturación de la columna en el punto de saturación (adimensional) Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada (las unidades de K F  siempre contrarrestan las unidades de C O, las cuales dependen del valor de n) Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada (adimensional) Masa de carbón en el lecho (lb) Caudal de salida de la columna (ft 3/s) Concentración del contaminante adsorbido en la corriente de salida al momento de saturación del lecho (lbmol/ft 3) Concentración del contaminante en la corriente de entrada del equipo (lbmol/ft 3) Concentración del adsorbato para un momento dado (este dato puede ser cambiado a presión) (lbmol/ft 3)

El volumen acumulado de residuos, V B, tratado hasta el punto de saturación está dado por:

donde:

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 =  

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Ec. 48

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VB

0

Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación (ft 3) Caudal de salida de la columna (ft 3/s) Tiempo de saturación del lecho (s)

QS tB

Este modelo supone que la zona de adsorción tiene una forma constante la cual se mueve a lo largo de la columna con el transcurrir del tiempo y que el proceso se rige por la masa de transferencia alrededor de los gránulos de carbón. El tiempo, tE, requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento, C E, es igual a la suma:

donde: tE tF tL

 =   

Ec. 49

Tiempo requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento (s) Tiempo requerido por la zona de adsorción para formarse (s) Tiempo requerido por la zona de adsorción completamente formada para desplazarse a lo largo de la altura de la columna, L, hasta que la concentración en los residuos sea igual a C E (s)

El tiempo, tE, requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento, C E, también es igual a:

donde: tE

 =  = ⁄⁄

Ec. 50

Tiempo requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento (s)

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VE QS S

0

Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna durante el intervalo de tiempo [0,t E] (ft3) Caudal de salida de la columna (residuos) (ft 3/s) Área transversal de la columna (ft 2)

El tiempo, t A, requerido por la zona de adsorción para desplazarse su propia altura a lo largo de la columna es:

donde:

 ≅  

Ec. 51

tA

Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazarse su propia altura a lo largo de la columna (s) VE Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el punto de agotamiento (ft 3) VB Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación (ft 3) QS Caudal de salida de la columna (residuos) (ft 3/s) La velocidad, u A, de la zona de adsorción (igual a la velocidad de la onda, uW), está dada por:

 =  =    =  =   =  =   

Ec. 52

Expresión la cual se puede rearreglar para obtener:

donde: LA

Ec. 53

Altura de la zona de adsorción (ft)

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L tA tL

tE tF

0

Altura de la columna (ft) Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazarse su propia altura a lo largo de la columna (s) Tiempo requerido por la zona de adsorción completamente formada para desplazarse a lo largo de la altura de la columna, L, hasta que la concentración en los residuos sea igual a C E (s) Tiempo requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento (s) Tiempo requerido por la zona de adsorción para formarse (s)

Si residuos adicionales pasan a través de la columna después de que la concentración en los residuos haya alcanzado el punto de saturación, C B, más contaminante será removido hasta que la concentración en los residuos se torne igual a C E. Esta cantidad extra de contaminante se determina de la siguiente manera:

   =      

Ec. 54

Esta cantidad es solo una fracción que pudiese ser removida si la zona de adsorción no estuviese al final de la columna, caso el cual sería:

donde: m

mS

CE

 =     

Ec. 55

Masa de contaminante removida posterior al alcance del punto de saturación del lecho hasta haber alcanzado la concentración C del contaminante en el lecho (lb) Masa máxima de contaminante removible posible posterior al alcance del punto de saturación del lecho hasta la saturación máxima del lecho (lb) Concentración del adsorbato en la corriente de salida al momento del lecho alcanzar el punto de agotamiento (lbmol/ft 3)

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CB VE VB MW

0

Concentración del contaminante adsorbido en la corriente de salida al momento de saturación del lecho (lbmol/ft 3) Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el punto de agotamiento (ft 3) Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación (ft 3) Masa molecular del adsorbato (lb/mol)

La capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna, f, es entonces:

donde: f

       ∫     =  =    

Ec. 56

Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna (adimensional)

La capacidad fraccional de remoción de contaminante, f, puede ser determinada experimentalmente mediante el monitoreo de la concentración en los residuos (después de la saturación) como una función del volumen acumulado de los residuos. Si f se aproxima a 1: La zona de adsorción al final de la columna ya contiene una cantidad significativa del adsorbato y tiene el potencial de adsorber muy poco contaminante extra. Esto implica que, en general, los residuos saturan al carbón “capa a 



capa” y que la zona de transición desde la zona con el carbón



completamente saturado hasta la zona no saturada es corta. Esto ocurre típicamente cuando la velocidad de los residuos es “baja”. Esto también significa que la zona de adsorción es considerablemente pequeña y que el tiempo requerido para su formación es cercano a cero.

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Si f se aproxima a 0:   La zona de adsorción al final de la columna contiene muy poco adsorbato en el carbón. Por lo tanto, ésta tiene el potencial de adsorber aproximadamente tanto como una zona similar hecha con carbón fresco. 



Esto implica que, en general, los residuos no saturan al carbón “capa por capa”, pero que la zona de transición desde la zona de carbón

completamente saturada hasta la zona no saturada es gradual. Esto ocurre típicamente cuando la ve locidad de los residuos es “alta”.   Esto además significa que la zona de adsorción es relativamente



profunda y que el tiempo requerido para su formación es “largo” y

prácticamente igual a aquel necesario por la zona de adsorción para moverse una distancia igual a su profundidad. Cuando la corriente a purificar entra por primera vez en una columna la cual contiene carbón activado fresco (o regenerado), la zona de adsorción aún no se ha establecido. El tiempo requerido para la formación de la zona de adsorción se puede estimar mediante:

donde: tF f tA

 = 1 

Ec. 57

Tiempo requerido para la formación de la zona de adsorción (s) Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna (adimensional) Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazarse su propia altura a lo largo de la columna (s)

  Si f se aproxima a 1, la longitud de la zona de adsorción es considerablemente pequeña y el tiempo para la formación de la zona de adsorción, t F, es cercano a cero.



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  Si f se aproxima a 0, la longitud de la zona de adsorción es considerablemente grande y el tiempo para la formación de la zona de adsorción, t F, es significativo.



Siendo esto así, ahora es posible eliminar t F de la expresión L A/L, para así obtener:

donde: LA L tA tL

tA tE f

 =  =   1

Ec. 58

Altura de la zona de adsorción (ft) Altura de la columna (ft) Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazarse su propia altura a lo largo de la columna (s) Tiempo requerido por la zona de adsorción completamente formada para desplazarse a lo largo de la altura de la columna, L, hasta que la concentración en los residuos sea igual a C E (s) Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazarse su propia altura a lo largo de la columna (s) Tiempo requerido por la concentración en los residuos para alcanzar el punto de agotamiento (s) Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna (adimensional)

La cual también puede ser expresada en términos de los volúmenes acumulados correspondientes como:

donde: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

 =   1      77 de 144

Ec. 59

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LA L VE VB f

0

Altura de la zona de adsorción (ft) Altura de la columna (ft) Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el punto de agotamiento (ft 3) Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación (ft 3) Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna (adimensional)

La ecuación 58 puede ser utilizada para determinar de manera experimental la altura de la zona de adsorción, L A, partiendo de información experimental (dado que solo las relaciones V i/S son de importancia). Los experimentos deberían ser llevados a cabo para el mismo valor de la relación Q/S. Entonces, el valor de L A  se puede determinar partiendo del hecho que la altura de la columna de prueba (L’) sea conocida, tal como:

   ′ =   1    =  1        

Ec. 60

donde: Altura experimental de prueba de la columna (ft) L’ S Área transversal de la columna (ft 2)

El grado de saturación de la columna en el punto de saturación, ξ, se define

como la fracción de la columna que se encuentra saturada al momento del punto de saturación: El valor de ξ está en el rango [0,1], y es proporcional al grado de utilización del empaque de carbón activado en el punto de saturación; es decir, antes que la columna deba ser apagada para reemplazar o regenerar el carbón.

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  = =       1      11 1    1   =       1         =   =  

0

Ec. 61

donde: ξ

M MS LA L f

Grado de saturación de la columna en el punto de saturación (adimensional) Cantidad de contaminante en la columna en el punto de saturación (lb) Cantidad máxima teórica de contaminante en la columna (lb) Altura de la zona de adsorción (ft) Altura de la columna (ft) Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna (adimensional)

Una vez conocido ξ, es posible determinar la cantidad cumulativa de

contaminante, M, removida para el tiempo en el cual se alcanza el punto de saturación (y se deba desconectar la columna):

 =  =       =        

Ec. 62

donde: M ξ

Cantidad de contaminante en la columna en el punto de saturación (lb) Grado de saturación de la columna en el punto de saturación (adimensional)

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MS B ρs app

S L KF

Co n

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Cantidad máxima teórica de contaminante en la columna (lb) Masa de carbón en el lecho (lb) Densidad aparente del sólido (lb/ft 3) Área transversal de la columna (ft 2) Altura del lecho poroso (ft) Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada (las unidades de K F  siempre contrarrestan las unidades de C O, las cuales dependen del valor de n) Concentración del contaminante en la corriente de entrada del equipo (lbmol/ft 3) Constante empírica para cada par adsorbente-adsorbato a una temperatura dada (adimensional)

El tiempo de saturación, t B, es el momento en el cual la columna debe ser desconectada, y el mismo se puede calcular como:

donde: tB M QS Co

 =  

Ec. 63

Tiempo requerido para alcanzar la saturación del lecho (s) Cantidad de contaminante en la columna en el punto de saturación (lb) Caudal de salida de la columna (residuos) (ft 3/s) Concentración del contaminante en la corriente de entrada del equipo (lbmol/ft 3)

Por su parte, el volumen acumulado de desechos adsorbidos, V B, hasta el punto de saturación está dado por:

donde: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

 =  

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Ec. 48

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VB tB QS

0

Volumen acumulado de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación (ft 3) Tiempo requerido para alcanzar la saturación del lecho (s) Caudal de salida de la columna (residuos) (ft 3/s)

10.1.2.1.2.4. Regeneración Térmica de los Lechos de Carbón Activado (3) Consiste en procesar el carbón gastado con altas temperaturas para volatilizar y/o quemar los materiales adsorbidos. La regeneración térmica típicamente involucra algunas pérdidas de carbón (típicamente entre 5 y 10%) y algunos cambios en las características de adsorción del carbón en sí (principalmente ocasionados por el proceso de reactivación, el cual produce poros más grandes que los inicialmente presentes en el material original). La regeneración térmica puede ser conducida en el mismo sitio donde se encuentra el adsorbedor o, más regularmente, fuera del mismo. Además, la regeneración es generalmente llevada a cabo en un horno o caldera. En esos casos en los cuales solo o principalmente compuestos volátiles han sido adsorbidos en el lecho, se pudiese llevar a cabo la desorción con vapor a una temperatura lo suficientemente alta como para producir la volatilización del adsorbato, pero lo suficientemente baja como para minimizar la degradación del carbón activado. Los compuestos orgánicos volátiles despojados pueden entonces ser condensados por separado. Si también se encuentran presentes compuestos no volátiles, estos se mantendrán en el carbón y se acumularán. La regeneración térmica incluye los siguientes pasos: Secado a temperaturas de 100 a 150 °C (212 a 300 °F) para remover el agua. 

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



10.1.2.2.

0

Volatilización de los compuestos orgánicos volátiles ligeros a temperaturas de 150 a 315 °C (300 a 600 °F) Pirólisis de los compuestos orgánicos pesados a temperaturas tan altas como 800 °C (1500 °F) Reactivación del carbón a temperaturas hasta de 1040° C (1900 °F) en la presencia de un oxidante (vapor, monóxido de carbón, u oxígeno). Recuperación de Vapor aplicando una Bomba Jet (4)

El proceso utiliza una bomba para presurizar un flujo de agua producida para que el mismo sirva como el medio operativo para la bomba jet. La energía potencial (presión) del flujo de agua producida es convertida en energía cinética (velocidad) en la bomba jet. La alta velocidad del flujo de agua arrastra los vapores a una presión cercana a la atmosférica y los regresa a los sistemas de baja presión de las facilidades para su separación muy posiblemente mediante un absorbedor o algún otro proceso de separación que se considere pertinente. El agua es entonces regresada a los tanques de almacenamiento de agua para ser desgasificada aún más y ser reutilizada en el proceso, desecho o inyección del agua en la bomba Jet. Los sistemas Jet son simples, rentables y virtualmente no requieren de mantenimiento. Estos sistemas pueden ser instalados por mucho menos que los sistemas basados en compresores y operar por una fracción de los gastos de operación de los otros. A continuación un breve resumen de las secciones del dispositivo: Tobera: consta de dos partes cónicas y concéntricas de igual longitud: la sección convergente del cuerpo y la boquilla. A través de la sección transversal de la boquilla, circula el fluido de baja presión y por el área entre la superficie externa del cono interior y la superficie interna de la sección convergente del cuerpo (o tobera) pasará el fluido impulsor. La reducción del área transversal anular de esta sección genera un aumento progresivo de la velocidad del fluido impulsor, el cual, al salir de la boquilla anular, genera un “jet”, también anular de alta velocidad y 

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



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baja presión rodeando el núcleo de fluido de baja energía para dar inicio al final de la tobera a la transferencia de energía cinética entre el fluido impulsor y el fluido a succionar. Garganta: se considera como la sección más importante del equipo Jet, debido a que es en ésta donde el fluido impulsor le transfiere parte de su energía al fluido succionado, obteniéndose como resultado la mezcla de los dos fluidos y un nivel energético intermedio a los iniciales. Se cumple que a mejor mezclado en la garganta, mejor es la eficiencia del equipo; además, la eficiencia disminuye cuando la longitud de la garganta es excesiva. Difusor: en esta sección la mezcla que sale a la garganta con cierto nivel de energía cinética transforma su energía cinética en presión, debido a un incremento progresivo en su sección transversal. Esta sección debe ser diseñada para recuperar la presión necesaria requerida para el transporte del fluido.

A continuación se presentan las condiciones típicas de operación de una bomba Jet: Tabla #5: Condic iones típicas de operación de una bom ba Jet Tamaño de la bomba Jet (in) 1½ 2 2½ Presión media de operación (psig) 200 200 200 Velocidad media de operación (gpm) 45 82 143 Volumen de gas recuperado (Mcfdp) 25 45 77

10.1.2.2.1. Equipos Requeridos para la Recuperación de Vapor empleando una Bomba Jet (5) El proceso requiere de: 

Bomba Jet:   dimensionada basándose en el volumen de vapor máximo esperado. El tamaño de la bomba determinará el caudal de agua (gpm) que ha de ser bombeado. Generalmente los Sistemas Jet de Vapor en operación utilizan una presión de entrada de 200  –  225 psig, donde la

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presión de descarga debe ser inferior a 40 psig para crear un vacío en la cámara de succión y permitir que el sistema funcione apropiadamente (véase la Fig. 4) Controlador de presión: el sistema utiliza un dispositivo controlador de presión capaz de medir presiones bajas. Sistema de compensación de gas: esencial debido a que una presión positiva ha de ser mantenida en los tanques a todo momento para prevenir la entrada de oxígeno hacia los sistemas de producción.   Unidad de mezclado en el flujo proveniente de la bomba Jet, de requerirse así, la cual dirige su contenido a la unidad de separación. Un separador del agua (o líquido inerte) y el hidrocarburo, posiblemente por diferencia de temperatura o por absorción.









Figura #4 Diagrama de una unidad de recuperación de vapor típica que emplea una bomba Jet y una unidad de separación no especificada (5)

10.1.2.2.2. Ecuaciones de Diseño para una Unidad de Recuperación de Vapor empleando una Bomba Jet (4)

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Dada las condiciones mínimas requeridas para mantener la estabilidad del sistema, es indispensable que se cumplan las cuatro condiciones que se mencionan a continuación: El valor del caudal de gas inyectado ha de ser al menos de 200 

MSCFD y no ha de sobrepasar el máximo de 2.500 MSCFD, con un margen de error permisible de ± 20 MSCFD aproximadamente. 

El suministro de la corriente líquida con residuos gaseosos ha de estar cerca de los 10 bbl/día a una presión de ± 5 psig.



Para el suministro de agua, se requiere un control de flujo de aproximadamente 10 bbl/día a una presión de ± 5 psig.



Se considera apropiado que la presión a la cual trabaje el separador sea de (60 ± 2) psia.

Para el desarrollo de las ecuaciones se utiliza el modelo presentado por Granados quien propone el anál isis realizado por Gosline y O’B rien agregando más complejidad al análisis incluyendo las siguientes modificaciones: Fluido de succión compresible (densidad variable). Comportamiento politrópico del fluido succionado. Los coeficientes de pérdidas en el Jet, se estiman como pérdidas de accesorios.   Mezcla homogénea del gas en el líquido, por lo que no existe deslizamiento entre las fases después del mezclado.   



Las ecuaciones de balance de energía, conservación de momento y continuidad para las distintas partes del Jet son combinadas para obtener el sistema de ecuaciones no lineales que originan el modelo solución.

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10.1.2.2.2.1. Representación esquemática del diseño

Figura #5 Representación esquemática de una bomba Jet  (4)

En la Fig. #5 puede observarse que las secciones para el flujo de gas, están dadas por la siguiente nomenclatura: la succión del gas " s " y la zona de entrada del gas " e". Para la mezcla: la garganta " t " (throat ) y el difusor "d ". En cuanto al líquido: la bomba " p ", el venturi " v " y el caudal a alta presión " j " ( jet). El problema puede ser descrito por las transiciones s → e → t → d para el gas y p → v → j → t → d para el líquido. Un modelo matemático consistiría en desarrollar las ecuaciones de conservación de masa, cantidad de movimiento y de energía entre cada sección. Sin embargo, si las temperaturas de los fluidos están cercanas a las temperaturas del 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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ambiente, y el flujo es relativamente rápido, se puede considerar el flujo isotérmico, y el gas adiabático (zona donde ésta tiene especial importancia). En este caso y despreciando la fricción en todas las zonas (excepto en la garganta), se puede omitir las ecuaciones de conservación de cantidad de movimiento en el líquido. 10.1.2.2.2.2. Ecuación de Poisson o Procesos Politrópicos (4) Este estudio se realizó con la finalidad de relacionar el caudal de gas en las diferentes secciones del Jet, a través de la presión respectiva en cada una de ellas. Considerando un sistema adiabático (δQ=0). Suponiendo que la fase gas se comporta como un gas ideal. Procesos politrópicos.   

La ecuación de Poisson para dos puntos diferentes de un mismo sistema tiene las siguientes formas:

donde: Ti Pi Vi γ

Cp

 =   ∙ − =  ∙ −  ∙ − =  ∙ −  = 

Ec. 64 Ec. 65 Ec. 66 Ec. 67

Temperatura de la mezcla de gases en el punto i (°F) Presión de la mezcla de gases en el punto i (psi) Volumen de la mezcla de gases en el punto i (ft 3) Índice adiabático (adimensional) Calor específico isobárico de un compuesto (BTU/lb °F)

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Cv

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Calor específico isocórico de un compuesto (BTU/lb °F)

10.1.2.2.2.3. Ecuación de los Gases Ideales (4)

donde: PGI ρGI

R TGI MWV

 = ∙

Ec. 68

Presión del gas ideal (psi) Densidad del gas ideal (lb/ft 3) Constante de los gases ideales [ 10,73164 (psi*ft 3)/(lbmol*°R) ] Temperatura del gas ideal (°F) Masa molecular del gas (lb/lbmol

Simplemente se sustituyó la definición de densidad en la ecuación presentada. 10.1.2.2.2.4. Balance de Masa (4) El balance de masa entre el punto (1) ubicado a la entrada de la bomba y el punto (2) ubicado en la salida del equipo sin acumulación ni generación de masa en el interior del equipo se obtiene:

donde:

̇ Qi ρi

̇ = ̇  = 

Ec. 69 Ec. 70

Flujo másico en el punto i (lb/s) Caudal en el punto i (ft 3/s) Densidad en el punto i (lb/ft 3)

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Sustituyendo en primera instancia la ecuación de un gas ideal, y posteriormente la ecuación de Poisson, se tiene que el caudal en dos puntos diferentes se puede calcular como:

donde: Qi Pi γ

/    =  

Ec. 71

Caudal en el punto i (ft 3/s) Presión de la mezcla de gases en el punto i (psi) Índice adiabático (adimensional)

Esta ecuación sólo es válida para la fase gaseosa, suponiendo flujo adiabático y sin intercambio de calor entre los fluidos. Esta ecuación es válida para cualesquiera dos puntos de las diferentes secciones que conforman el Jet. 10.1.2.2.2.5. Cálculo de las Velocidades (4) El cálculo de las velocidades de cada una de las fases presentes en el equipo se realiza a partir de la definición de la velocidad superficial de una fase; es decir, se excluyen las fases adicionales y se considera que dicha fase fluye ocupando toda la superficie transversal de la tubería. Por lo tanto:

donde: Vph Qi Aph

 = 

Ec. 72

Velocidad de la fase (ft/s) Caudal en el punto i (ft 3/s) Área transversal de la fase (ft 2)

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Para determinar el área ocupada por cada uno de los fluidos en cualquier sección del equipo, se debe determinar la fracción volumétrica de cada una de las fases que se encuentran presentes, a continuación se presenta la fracción de líquido de la mezcla en la sección de la garganta ( Ht) y en la sección del difusor ( Hd):

donde: Ht Alt Agt Hd Ald Agd

 =    =  

Ec. 73

Ec. 74

Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección de la garganta (adimensional) Altura del líquido en la garganta (ft) Altura del gas en la garganta (ft) Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección del difusor (adimensional) Altura del líquido en el difusor (ft) Altura del gas en el difusor (ft)

Las velocidades del líquido y el gas en la sección de la garganta y el difusor del Jet están dadas por la combinación de las ecuaciones de fracción de líquido con la definición de velocidad superficial en una tubería:

 = 1  = 1

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Ec. 75

Ec. 76

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donde: Vgt Qg Atotal Ht Vgd Hd

Velocidad del gas que atraviesa la garganta (ft/s) Caudal de gas (ft 3/s) Área total de la interfaz entre líquido y gas (ft 2) Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección de la garganta (adimensional) Velocidad del gas que atraviesa el difusor (ft/s) Fracción volumétrica de líquido de la mezcla en la sección del difusor (adimensional)

10.1.2.2.2.5. Densidad de la Mezcla (4) Para determinar la densidad de la mezcla se supone que el flujo es homogéneo (no existe deslizamiento entre las fases gas y líquido), además que no existe intercambio de calor con el medio ambiente.

donde:

̇ = ̇  ̇  = (  ) =     = (  )  ( )

Ec. 77 Ec. 78 Ec. 79

̇̇   ̇

Flujo másico de la mezcla en el Jet (lb/s) Flujo másico del líquido en el Jet (lb/s) Flujo másico gas en el Jet (lb/s) ρmezcla Densidad de la mezcla en el Jet (lb/ft 3) Densidad del líquido en el Jet (lb/ft 3) ρl Densidad del gas en el Jet (lb/ft 3) ρg Ql Caudal de líquido en el Jet (ft 3/s) Qg Caudal de gas en el Jet (ft 3/s) 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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La fracción de líquido, y por su parte la fracción de gas, para una mezcla bifásica sin deslizamiento entre las fases está dada por:

donde: λ

1-λ Ql Qg

 = ( ) 1  = ( )

Ec. 80

Ec. 81

Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases (adimensional) Fracción de gas en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases (adimensional) Caudal de líquido en el Jet (ft 3/s) Caudal de gas en el Jet (ft 3/s)

Simplificándose así la densidad de la mezcla a la siguiente expresión:

donde:

 =  ∙  1 

Ec. 82

ρmezcla Densidad de la mezcla en el Jet (lb/ft 3) Densidad del líquido en el Jet (lb/ft 3) ρl Densidad del gas en el Jet (lb/ft 3) ρg Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre λ

1-λ

fases (adimensional) Fracción de gas en una mezcla bifásica sin deslizamiento entre fases (adimensional)

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Esta expresión puede utilizarse tanto para la salida de la garganta como para la salida del difusor. 10.1.2.2.2.6. Energías Específicas de las Fases (4) Para analizar las energías específicas, se hace uso de la ecuación de Bernoulli, la cual toma en cuenta las siguientes consideraciones: Fluido incompresible (densidad constante). Flujo no viscoso (sin esfuerzos cortantes). Flujo estable ( ∂v/∂t = 0). A lo largo de una línea de corriente ( v·∂v/∂s = as). h1 = h2 (misma cota de nivel para ambas posiciones).     

La ecuación tiene la siguiente forma para la fase líquida, pudiendo la misma ser aplicada para cualquier sección del jet:

donde: ei η

vi Pi ρi

hi g

          =  ∗  2    ℎ =  ∗ 2    ℎ           =  ∗  2   =  ∗ 2  

Ec. 83

Ec. 84

Energía específica de la fase en la sección i (BTU/lb ó ft 2/s2) Eficiencia isentrópica (adimensional) Velocidad del fluido en la sección i (ft/s) Presión en la sección i (psf) Densidad del fluido en la sección i (lb/ft 3) Altura de la sección i (ft) Aceleración de la gravedad (32,174 ft/s 2)

Para el caso de la fase gas, se emplea la ecuación de Bernoulli modificada. La misma tiene la inclusión del término α y, al igual que la versión para la 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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fase líquida, puede ser implementada para cualquier sección del equipo, tal que:

       =  ∗ 1 ∙   2 

donde: ei η

vgi Pi ρgi

hi g γ

Ec. 85

Energía específica de la fase en la sección i (BTU/lb ó ft 2/s2) Eficiencia isentrópica (adimensional) Velocidad del gas en la sección i (ft/s) Presión en la sección i (psf) Densidad del gas en la sección i (lb/ft 3) Altura de la sección i (ft) Aceleración de la gravedad (32,174 ft/s 2) Índice adiabático (adimensional)

10.1.2.2.2.7. Energía Específica para la Mezcla (4) Partimos de la siguiente ecuación, la cual incorpora las ecuaciones 84 y 85 con las definiciones de energía específica para cada fase, sin mencionar que puede ser aplicada a cualquier sección del equipo.

donde:

 =   =  ∙  ∙  ∗   2   ∙   ∙{ ∗  1  ∙    2}

Ec. 86

Emtot Flujo total de energía de la mezcla de fluidos (BTU/s) El Flujo de energía del líquido (BTU/s) 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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Eg Ql Pi ρl η

vli Qgi ρgi γ

vgi

0

Flujo de energía del gas (BTU/s) Caudal de líquido en el Jet (ft 3/s) Presión en la sección i (psi) Densidad del líquido (lb/ft 3) Eficiencia isentrópica (adimensional) Velocidad del líquido en la sección i (ft/s) Caudal de gas en la sección i (ft 3/s) Densidad del gas en la sección i (lb/ft 3) Índice adiabático (adimensional) Velocidad del gas en la sección i (ft/s)

Ahora, la energía específica total va a depender de la masa total que se trabaje, aunque la misma a su vez puede ser escrita en base a los caudales de líquido y gas, tal que:

 =               =  ∙  ∙  ∗   2   ∙   ∙  ∙ ∙{ ∗  1∙   2 }    

Ec. 87

donde:

emtot Energía específica total (BTU/lb ó ft 2/s2) mtotal Masa total trabajada (lb) Por lo tanto, la energía específica de la mezcla no es más que la suma de las energías de cada una de las fases por unidad de masa de mezcla. 10.1.2.2.2.8. Balance de Cantidad de Movimiento en la Garganta (4)

ΣF = Σṁ a

Partiendo de la definición de cantidad de movimiento ( , se puede realizar el balance de cantidad de movimiento entre la entrada y la salida de la garganta del equipo, tal que: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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 ∙    ∙ = ∙  ∙   ∙  ∙  (∙   ) ∙   ΔΔ ∙ 

0

Ec. 88

donde: Pe At ρl

Ql vlj ρge

Qge γ

vge Pt ρmt

Qgt vmt  ΔPet

Presión en la entrada de la bomba Jet (psi) Área transversal de la garganta (ft 2) Densidad del líquido en el Jet (lb/ft 3) Caudal de líquido en el Jet (ft 3/s) Velocidad del líquido en la sección Jet (ft/s) Densidad del gas en la entrada (lb/ft 3) Caudal de gas en la entrada (ft 3/s) Índice adiabático (adimensional) Velocidad del gas en la entrada (ft/s) Presión en la garganta (psi) Densidad de la mezcla en la garganta (lb/ft 3) Caudal de gas en la garganta (ft 3/s) Velocidad de la mezcla en la garganta (ft/s) Caída de presión (Pérdidas por fricción) fricción ) de la entrada a la garganta (psi)

Aunque, partiendo de la definición de balance de masa se puede expresar que:

donde: Qgt ρgt

Qge

 ∙ (  ) =  ∙    ∙   ∙  =  ∙ 

Ec. 89 Ec. 90

Caudal de gas en la garganta (ft 3/s) Densidad del gas en la garganta (lb/ft 3) Caudal de gas en la entrada (ft 3/s)

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Rev. GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN RECUPERACIÓN DE VAPOR ρge ρmt ρl

0

Densidad del gas en la entrada (lb/ft 3) Densidad de la mezcla en la garganta (lb/ft 3) Densidad del líquido en el Jet (lb/ft 3)

Por lo tanto, sustituyendo la ecuación 90 dentro de 89, se tiene que:

 ∙ (  ) =  ∙    ∙ 

Ec. 91

    ∆ ∙  =  ∙  ∙ (  )   ∙  ∙ (  )

Ec. 92

Y por último, reemplazando la ecuación 91 recién obtenida dentro de la ecuación 88, y rearreglando, se obtiene que:

10.1.2.2.2.9. Balance de Energía en la Garganta (4)

Por el principio de conservación de la energía se sabe que:

 =    ̇ ∙ = ̇ ∙    ∙  ∙    ∙  ∙  = ((  ) ∙  ∙   ∆

Ec. 93 Ec. 94 Ec. 95

donde: Ee Es Et

̇

ee es Ql

ρl

elj

Flujo de energía en la entrada (BTU/s) (BTU/s ) Flujo de energía en la succión del gas (BTU/s) Flujo de energía en la garganta (BTU/s) (BTU/s ) Flujo másico que atraviesa a la bomba Jet (lb/s) Energía específica en la entrada (BTU/lb ó ft 2/s2) Energía específica en la succión del gas (BTU/lb ó ft 2/s2) Caudal de líquido (ft 3/s) Densidad del líquido (lb/ft 3) Energía específica del líquido en el Jet (BTU/lb ó ft 2/s2)

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Qge ρge

ege Qgt ρmt

emt  ΔEm

0

Caudal de gas en la entrada (ft 3/s) Densidad del gas en la entrada (lb/ft 3) Energía específica del gas en la entrada (BTU/lb ó ft 2/s2) Caudal del gas en la garganta (ft 3/s) Densidad de la mezcla en la garganta (lb/ft 3) Energía específica de la mezcla en la garganta garganta (BTU/lb ó ft 2/s2) Pérdidas de energía por mezclado (BTU/s) (BTU/s )

Despejando  ΔEm, y sustituyendo las ecuaciones 84 y 85 (dependiendo del estado de la fase) se tiene que:

donde:  ΔEm

     ∆ =  ∙  ∙  ∗   2    ∙ ∙ { ∗  1 1 ∙    2} (  ) ∙  ∙  ∗   2 

Ec. 96

Pérdidas de energía energía por mezclado (BTU/s)

10.1.2.2.2.10. Caída de Presión en la Zona de la Garganta (4) Cuando en un sistema se determinan las pérdidas por presión, generalmente se consideran las perdidas asociadas a la elevación, aceleración y las pérdidas asociadas a los efectos de la fricción entre el fluido y el sistema con el cual se encuentre en contacto. Sin embargo para la zona de la garganta se supone que no hay elevación y las perdidas por aceleración y expansión del fluido se consideran despreciables, por lo tanto a continuación se presentan las pérdidas asociadas a la fricción, representadas mediante la ecuación de Fanning. 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/ 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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donde:  ΔPt

f t ρmt

vt Lt Dt

         ∆ =    2

Ec. 97

Pérdidas de presión en la garganta (psf) Factor de fricción en la garganta (adimensional) (adimensional) Densidad de la mezcla en la garganta (lb/ft 3) Velocidad de la mezcla en la garganta (ft/s) Longitud de la garganta (ft) Diámetro (promedio) de la garganta (ft)

  = 64/

En el caso que el flujo sea laminar, se tiene que para flujo turbulento se presenta la ecuación de Blassius:

donde: f t Re

0

  = 0,3164 ∙ −/

, mientras que

Ec. 98

Factor de fricción en la garganta (adimensional) (adimensional) Número de Reynolds del fluido (adimensional)

Donde el Reynolds de mezcla se define como:

donde: Re ρmt

vt Dt µmt

 = 

Ec. 99

Número de Reynolds del fluido (adimensional) Densidad de la mezcla en la garganta (lb/ft 3) Velocidad del fluido en la garganta (ft/s) Diámetro (promedio) de la garganta (ft) Viscosidad Viscosi dad de la mezcla en la garganta (lb/ft s)

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La viscosidad de la mezcla se determina según:

 = [ +−−()])]

donde: µmt µgt µl λt

1-λt

Ec. 100

Viscosidad Viscosi dad de la mezcla en la garganta (lb/ft s) Viscosidad del gas en la garganta garganta (lb/ft s) Viscosidad del líquido (lb/ft s) Fracción de líquido en una mezcla bifásica sin deslizamiento deslizamient o entre fases en la garganta (adimensional) Fracción de gas gas en una mezcla bifásica bifásica sin deslizamiento deslizamiento entre fases en la garganta (adimensional)

10.1.2.2.2.11. Pérdidas de Energía en las diferentes Zonas del Jet (4) 10.1.2.2.2.11.1.

Pérdidas de Energía en la Zona de la Boquilla

Las pérdidas de energía en la zona de la boquilla se representan mediante un coeficiente de pérdidas que considera el cambio de sección que ocurre en el equipo.

donde:  ΔE j

k j ρl

Ql L j D j

         ∆ =     2

Ec. 101

Pérdidas de energía en la boquilla del Jet (BTU/s) Coeficiente de pérdidas en la boquilla del Jet (adimensional) Densidad del líquido (lb/ft 3) Caudal del líquido por la boquilla del Jet (ft 3/s) Longitud de la boquilla del Jet (ft) Diámetro de la boquilla del Jet (ft)

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v j

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Velocidad del líquido pasando por la boquilla del Jet (ft/s)

Este coeficiente de pérdidas está presentado presentado como:

             = 0,0,51   0,8  1   sen()) 

Ec. 102

donde: k j Dv Dp D j θ j

Coeficiente de pérdidas en la boquilla del Jet (adimensional) Diámetro del venturi (ft) Diámetro de la bomba (ft) Diámetro de la boquilla del Jet (ft) Ángulo de inclinación de la boquilla con respecto a la horizontal (°)

10.1.2.2.2.11.2.

Pérdidas de Energía en la Zona de la Cámara de Mezclado

Las pérdidas de energía en la zona de la cámara de mezclado se representan mediante un coeficiente de pérdidas que considera el cambio de sección que ocurre en el equipo.

donde:  ΔEe

ke ρge

Qge Le De vge

         ∆ =     2

Ec. 103

Pérdidas de energía en la entrada del gas (BTU/s) (BTU/s ) Coeficiente de pérdidas en la entrada (adimensional) (adimensional ) 3 Densidad del gas en la entrada (lb/ft ) Caudal del gas en la entrada (ft 3/s) Longitud de la entrada (ft) Diámetro (promedio) de la entrada (ft) Velocidad del gas pasando por la entrada (ft/s)

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Donde el coeficiente de perdidas está presentado como:

         = 0,51    

donde: ke Dt Ds D j

Ec. 104

Coeficiente de pérdidas en la entrada (adimensional) Diámetro (promedio) de la garganta (ft) Diámetro de la succión del gas (ft) Diámetro de la boquilla del Jet (ft)

10.1.2.2.2.11.3.

Pérdidas de Energía en la Zona del Difusor

Las pérdidas de energía en la zona del difusor se representan mediante un coeficiente de pérdidas que considera el cambio de sección que ocurre en el equipo.

donde:  ΔEd

kd ρgd

Qgd ρl

Ql Ld Dd vgd

       ∆ =  (    )  2

Ec. 105

Pérdidas de energía en el difusor (BTU/s) Coeficiente de pérdidas en el difusor (adimensional) Densidad del gas en el difusor (lb/ft 3) Caudal del gas en el difusor (ft 3/s) Densidad del líquido en el Jet (lb/ft 3) Caudal del líquido en el Jet (ft 3/s) Longitud del difusor (ft) Diámetro (promedio) del difusor (ft) Velocidad del gas pasando por el difusor (ft/s)

Donde el coeficiente de perdidas está presentado como: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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donde: kd Dt Dd θ j

    = 2,61  sen

0

Ec. 106

Coeficiente de pérdidas en el difusor (adimensional) Diámetro de la garganta (ft) Diámetro (promedio) del difusor (ft) Ángulo de inclinación del difusor con respecto a la horizontal (°)

10.1.2.2.2.12. Balance de Energía Específica en la Succión y en el Difusor (4)

donde: egs ke vge emd kd vmd

    =  2     =  2

Ec. 107 Ec. 108

Energía específica del gas en la succión (BTU/lb ó ft 2/s2) Coeficiente de pérdidas en la entrada (adimensional) Velocidad del gas en la entrada del gas (ft/s) Energía específica de la mezcla en el difusor (BTU/lb ó ft 2/s2) Coeficiente de pérdidas en el difusor (adimensional) Velocidad de la mezcla en el difusor (ft/s)

10.1.2.2.2.13. Balance de Energía Total sobre la Bomba Jet (4) Aplicando el principio de conservación de la energía sobre el Jet, se tiene que la energía que ingresa a un sistema ha de ser igual a la que sale más la que es transformada. Por lo tanto, se tiene que: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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donde: Ql ρl

elp Qgp ρgp

egp Qgd ρmd

emd  ΔEm  ΔE j  ΔEe  ΔEd

 =     ̇ ̇  ̇ ̇ =  ̇ ̇ ∆  ∆  ∆  ∆  ∙ = ∙ (    )∙∙  ∙  ∙  ∆  ∆  ∆  ∆

0

Ec. 109 Ec. 110 Ec. 111

Caudal del líquido (ft 3/s) Densidad del líquido (lb/ft 3) Energía específica del líquido en la bomba (BTU/lb ó ft 2/s2) Caudal del gas en la bomba (ft 3/s) Densidad del gas en la bomba (lb/ft 3) Energía específica del gas en la bomba (BTU/lb ó ft 2/s2) Caudal del gas en el difusor (ft 3/s) Densidad de la mezcla en el difusor (lb/ft 3) Energía específica de la mezcla en el difusor (BTU/lb ó ft 2/s2) Pérdidas de energía por mezclado (BTU/s) Pérdidas de energía en la boquilla (BTU/s) Pérdidas de energía en la entrada (BTU/s) Pérdidas de energía en el difusor (BTU/s)

Sabiendo que la energía de la mezcla es:

donde: eld Qgd ρgd

egd

(  )∙ ∙  =  ∙  ∙    ∙  ∙ 

Ec. 112

Energía específica del líquido en el difusor (BTU/lb ó ft 2/s2) Caudal del gas en el difusor (ft 3/s) Densidad del gas en el difusor (lb/ft 3) Energía específica del gas en el difusor (BTU/lb ó ft 2/s2)

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El balance de energía en el Jet se expresa como:

donde: Ql ρl

elp eld Qgs ρgs

egp egd  ΔEm  ΔE j  ΔEe  ΔEd

 ∙  ∙ (  =∆) ∆ ∙   ∙∆(  ∆ )

Ec. 113

Caudal del líquido (ft 3/s) Densidad del líquido (lb/ft 3) Energía específica del líquido en la bomba (BTU/lb ó ft 2/s2) Energía específica del líquido en el difusor (BTU/lb ó ft 2/s2) Caudal del gas en la succión (ft 3/s) Densidad del gas en succión (lb/ft 3) Energía específica del gas en la bomba (BTU/lb ó ft 2/s2) Energía específica del gas en el difusor (BTU/lb ó ft 2/s2) Pérdidas de energía por mezclado (BTU/s) Pérdidas de energía en la boquilla (BTU/s) Pérdidas de energía en la entrada (BTU/s) Pérdidas de energía en el difusor (BTU/s)

Con la deducción de las ecuaciones presentadas, es necesario resolver un Sistema de ecuaciones no lineales y que está determinado por las ecuaciones (91), (92), (107), (108) y (113). 10.1.2.3.

Recuperación de Vapor por Membranas (6)

En un separador de membrana típico, el flujo de gas de desecho es alimentado a un arreglo de módulos de membranas, donde los solventes orgánicos preferencialmente penetran la membrana. Los compuestos orgánicos en el flujo que penetró la membrana son luego condensados y removidos como un líquido para su reciclaje o recuperación. El flujo de gas purificado es removido como un residuo. El transporte a través de la membrana es inducido manteniendo la presión de vapor en la salida (aguas abajo) más baja que la presión de vapor en el lado de la alimentación 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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(aguas arriba). En algunos casos, se requiere de una bomba de vacío en la salida para mantener esta fuerza propulsora. Un compuesto es separado por la membrana a una tasa dependiente de la permeabilidad del material de la membrana y de su fuerza propulsora a presión parcial. En algunos sistemas, se comprime la alimentación antes de pasar por la membrana para proveer la caída de presión a la membrana y/o para permitir la condensación del solvente a una temperatura más alta. Generalmente, el flujo permeado posee una concentración de VOC/HAP de cinco a veinte veces mayor que en la alimentación. En líneas generales, existen dos tipos de membranas: porosas y no porosas. Las membranas porosas son utilizadas principalmente para microfiltración y ultrafiltración. Este tipo de membranas contienen poros que varían desde 0,1 a 10 μm para las microfiltraciones, y de 0,001 a 0,1 μm para las ultrafiltraciones. Esta separación está basada en el tamaño de las partículas. Para lograr una selectividad alta, los poros de la membrana necesitan ser relativamente más pequeños que las partículas en la mezcla. Una desventaja de utilizar membranas porosas son las incrustaciones las cuales pueden ocasionar disminución del flujo a través del tiempo. Las membranas no porosas (o de polímeros) son utilizadas principalmente para ósmosis inversa, nanofiltración o separación molecular en la fase gaseosa. La membrana es una lámina a través de la cual el permeado difunde debido a un gradiente de presión, concentración o de potencial eléctrico. El material polimérico afecta la permeabilidad y la selectividad de la membrana. El proceso de separación ocurre debido a diferencias entre las solubilidades y las difusividades. Una desventaja de las membranas no porosas es el bajo flujo; por lo tanto, el capa densa está usualmente hecha extremadamente fina y se deposita en tope de membranas asimétricas. Los sistemas de separación por membrana pueden tener una sola etapa o múltiples etapas, como sea necesario, para lograr las eficiencias de recuperación deseadas. La mayoría de las membranas están hechas de 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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polímeros sintéticos; sin embargo, algunos vendedores están considerando materiales inorgánicos, tales como cerámicas, para lidiar con aplicaciones más rigurosas. Las membranas son delgadas, filmes de múltiples capas hechos mediante el recubrimiento de una membrana de soporte microporosa con una capa bastante delgada y densa. La membrana de soporte provee fuerza mecánica, mientras que la capa delgada lleva a cabo la separación. Los filmes más delgados promueven una tasa de permeado mayor. Estas membranas son entonces incorporadas en los módulos que pueden aguantar temperaturas de hasta 60 °C (140 °F). La vida de la membrana puede ser de hasta tres años. Las separaciones por membranas deberían ser consideradas para flujos bajos, flujos de gas con alta concentración de desechos, en dónde la condensación o la adsorción demuestran ser poco económicas o incapaces de lograr el nivel de eficiencia de recuperación. 10.1.2.3.1. (7)

Equipos Requeridos para la Recuperación de Vapor por Membranas

En la literatura, el gas inerte por lo general es aire, pero no necesariamente tiene que serlo así. Lo importante es que haya una diferencia entre el tamaño de partícula entre el gas inerte y el vapor que se desea recuperar. Este método require de: El separador a base de membranas. Un ventilador para que sople la alimentación a separar. Un compresor que extraiga el gas inerte de la unidad de separación, y lo redireccione ya sea a la atmósfera (generalmente en el caso del aire) o lo redireccione para su reutilización como gas de manto o como algún otro servicio.   

Además, de manera opcional, se puede tener: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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Un condensador para licuar el hidrocarburo reobtenido. Un tanque para almacenar el hidrocarburo reobtenido.

Figura #6 Diagrama de una URV típica empleando un separador a base de membranas (7)

10.1.2.3.2. Ecuaciones de Diseño para una Unidad de Recuperación de Vapor por Membranas 10.1.2.3.2.1. Ecuaciones de Diseño para Membranas Porosas (6) Si se parte del hecho que se conoce la composición del flujo a ser depurado en el separador por membrana, entonces también se conoce el flujo de gas que se espera recuperar empleando este proceso. El flujo para cada gas es proporcional al gradiente de concentración, el cual es lineal si la estructura de la membrana es uniforme y los gases no interactúan entre 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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sí. Usualmente, el gradiente se expresa como un gradiente de presión, y los gases se suponen como ideales. Como el flujo que atraviesa la membrana depende de una difusividad efectiva, D e, se procede a calcularla mediante la siguiente ecuación:

donde: DeA JA  Δz  ΔCA  ΔPA

R TM

 =  ∆ ∆ =  ∆∆

Ec. 114

Difusividad efectiva del compuesto A (ft 2/s) Caudal volumétrico del compuesto A (lbmol/ft 2 s) Grosor de la membrana porosa (ft) Diferencial de concentración del compuesto A antes y después de la membrana (lbmol/ft 3) Diferencial de la presión parcial del compuesto A antes y después de la membrana (psi) Constante de los gases ideales [ 10,73164 (psi*ft 3)/(lbmol*°F) ] Temperatura a la cual ocurre la separación por membranas (°F)

Una vez con la difusividad efectiva, D e, se puede proceder a calcular el coeficiente de difusión volumétrico para el compuesto A, D A, el cual es mayor que la difusividad efectiva por el factor τ /ɛ. Para membranas con una porosidad del 50%, este factor es generalmente 5 o 10/3:

donde: DVA DeA ɛM τM

 = ɛ  ≅ 4 

Ec. 115

Coeficiente de difusión volumétrica (ft 2/s) Coeficiente de difusividad efectiva del compuesto A (ft 2/s) Porosidad o fracción de vacío de la membrana (adimensional) Tortuosidad (adimensional)

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Cabe acotar que las moléculas de mayor tamaño (es decir, con mayor masa molecular), tienen coeficientes de difusión más pequeños debido a la mayor dificultad de que los mismos difundan a través del medio en el cual se encuentren. Con esta información, ya se puede conocer el radio necesario para los poros mediante la ecuación de difusión de Knudsen, Suponiendo que son poros cilíndricos (siendo esta la forma más común en la cual se presentan los poros, además de la forma más fácil para simular y calcular). A continuación la ecuación antes mencionada:

donde: r p MA Tm DVA

  =  9.700

Ec. 116

Radio medio de los poros (ft) Masa molecular del gas A en difusión (lb/lbmol) Temperatura absoluta de la mezcla (°F) Coeficiente de difusión volumétrica (ft 2/s)

Una vez con el radio medio de los poros, r, se puede comparar con listas de membranas de proveedores, para escoger la membrana que más se acerque al cálculo realizado, y así poder recalcular el proceso a la inversa, obteniéndose en consecuencia el flujo del compuesto orgánico volátil a ser reobtenido. De todas maneras, la composición del flujo permeado depende de todos los flujos de las especies. Para un sistema binario, la fracción molar de A en el permeado es:

donde: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

 =   

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Ec. 117

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yA JA JB

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Fracción molar de A en el permeado (adimensional) Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s)

10.1.2.3.2.2. Ecuaciones de Diseño para Membranas de Polímero (6) El transporte de gases a través de membranas de polímeros (no porosos) densos ocurre por un mecanismo de solución-difusión. El gas se disuelve en el polímero por el lado de la membrana alta presión, difunde a través de la fase de polímero, y se desorbe o evapora del lado a baja presión. La relación de la transferencia de masa depende del gradiente de concentración en la membrana, lo cual es proporcional al gradiente de presión a lo largo de la membrana si la solubilidad es proporcional a la presión.

Figura #7 Ilustración de un gradiente de concentración en una membrana polimérica densa (6)

Se supone que la ley de Henry aplica a cada gas, y se supone equilibrio en la interfaz. Se omiten las resistencias puestas por la capa de gas para este 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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caso, por lo que las presiones parciales en la interfaz gas-polímero son iguales a las presiones parciales dentro del bulto de gases. Basándose en esto, el flujo de gas A es:

donde:

  =    =    

Ec. 118

JA Caudal molar del compuesto A (lbmol/ft 2-s) DVA Coeficiente de difusividad volumétrica (ft 2/s) CA1M Concentración de A en la superficie de la membrana aguas arriba (lbmol/ft3) CA2M Concentración de A en la superficie de la membrana aguas abajo (lbmol/ft3) Grosor de la membrana porosa (ft)  Δz En vista que las concentraciones están relacionadas a las presiones parciales por un coeficiente de solubilidad S, el cual tiene unidades tales como mol/cm3-atm (S es el recíproco al coeficiente de la ley de Henry):

donde: CAM CBM PAM PBM SA SB

 =   = 

Ec. 119 Ec. 120

Concentración del compuesto A en la membrana (lbmol/ft 3) Concentración del compuesto B en la membrana (lbmol/ft 3) Presión del compuesto A en la membrana (psi) Presión del compuesto B en la membrana (psi) Coeficiente de solubilidad del compuesto A (lbmol/ft 3 psi) Coeficiente de solubilidad del compuesto B (lbmol/ft 3 psi)

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Sustituyendo las expresiones 119 y 120 en 118, se reemplaza el gradiente de concentración por uno de presión, tal que:

donde: JA DVA SA PA1 PA2  Δz

  =   

Ec. 121

Caudal molar del compuesto A (lbmol/ft 2-s) Coeficiente de difusividad volumétrica (ft 2/s) Coeficiente de solubilidad del compuesto A (lbmol/ft 3 psi) Presión del compuesto A aguas arriba de la membrana (psi) Presión del compuesto A aguas abajo de la membrana (psi) Grosor de la membrana porosa (ft)

El producto entre D A y SA es el flujo por unidad de gradiente de presión, a lo cual se le conoce como coeficiente de permeabilidad, q A, y generalmente se expresa en Barrers, donde 1 Barrer = 10 -10 cm3 (STP)-cm/cm2-s-cmHg. Ya que el grosor real de la membrana no siempre está especificado para membranas comerciales, se acostumbra a utilizar el flujo por unidad de presión diferencial, al cual se le llamará la permeabilidad q A:

donde: JA qA PA1 PA2  Δz

  =    =   

Ec. 122

Caudal molar del compuesto A (lbmol/ft 2 s) Coeficiente de permeabilidad del compuesto A (caudal por unidad de gradiente de presión (lbmol/ft s psi)) Presión del compuesto A aguas arriba de la membrana (psi) Presión del compuesto A aguas debajo de la membrana (psi) Grosor de la membrana porosa (ft)

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pA

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Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi)

Es imperativo tener extremo cuidado con las diferentes definiciones de permeabilidad, y sus correspondientes unidades. La relación de permeabilidades para una mezcla binaria es la selectividad de la membrana α  (también denominado el factor de separación ideal):

donde: αM

pA pB DVA DVB SA SB

 =  = 

Ec. 123

Selectividad de la membrana para la separación de gases (adimensional) Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi) Permeabilidad del compuesto B (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi) Coeficiente de difusividad volumétrica del compuesto A (ft 2/s) Coeficiente de difusividad volumétrica del compuesto B (ft 2/s) Coeficiente de solubilidad del compuesto A (lbmol/ft 3 psi) Coeficiente de solubilidad del compuesto B (lbmol/ft 3 psi)

Una alta selectividad puede ser obtenida ya sea una relación de difusividad favorable o de una gran diferencia entre las solubilidades. Las difusividades en la membrana dependen más fuertemente en el tamaño y la forma de las moléculas que las difusividades del gas en la fase, y grandes diferencias pueden existir para moléculas de un mismo tamaño. La solubilidad del gas también varía ampliamente con el gas y el tipo de polímero; la solubilidad es baja para gases que tienen un punto de ebullición o temperatura crítica baja, pero la similitud entre el gas y el 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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polímero es también importante. Para la mayoría de los gases, la permeabilidad aumenta con la temperatura, ya que el aumento de la difusividad dispara el descenso de la solubilidad. El cambio de la permeabilidad generalmente se correlaciona con una ecuación exponencial:

donde: pA aA EA R TM

 =  exp 

Ec. 124

Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi) Actividad del compuesto A (lbmol/ft2 s psi) Energía de activación (BTU/lbmol) Constante de los gases ideales [ 10,73164 (psi*ft 3)/(lbmol*°F) ] Temperatura absoluta en la membrana (°F)

Sin embargo, un aumento en temperatura usualmente hace decrecer la selectividad de la membrana, tal que la temperatura de operación sea determinada balanceando las necesidades de un flujo alto y alta selectividad. 10.1.2.3.2.2. Estructura de la Membrana (6) Dado que el flujo a través de una capa de polímero denso es inversamente proporcional a su grosor, hay un fuerte incentivo a hacer la membrana tan delgada como se pueda sin orificios o puntos débiles en la misma. Los procesos de separación de gases operan con una caída de presión de 1 a 20 atm, por lo que la membrana ha de estar sostenida por una estructura porosa capaz de aguantar tales presiones pero a su vez ofrecer poca resistencia al flujo de gas. El soporte generalmente está hecho de alguna cerámica, metal o polímero poroso, y el mismo debería tener una porosidad de aproximadamente 50%. Por heurística, el tamaño de los poros debería 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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ser comparable al grosor de la delgada capa selectiva que cubre el soporte. Sin embargo, manejar una capa delgada y unirla al soporte sin desgarrarla es difícil, y la mayoría de las membranas de separación de gases se preparan con el soporte ya incorporado; es decir, como parte integral de la membrana. Las membranas de separación típicas tienen un grosos de entre 50 y 200 µm, con una capa o cobertura protectora de entre 0,1 a 1 µm. Las membranas con una cobertura muy delgada son más propensas a la formación accidental de pequeños agujeros, y dado que el flujo a través de dichas fallas es muy rápido en comparación a la difusión a través del polímero, tan solo unos pocos pequeños agujeros por unidad de área ya pueden disminuir la selectividad de manera apreciable. Una solución a este problema es recubrir la membrana con un polímero no selectivo pero muy permeable, el cual rellenaría los pequeños agujeros y no reduciría considerablemente la permeabilidad del resto de la membrana. Se supone que los gases están en equilibrio con la fase polimérica a ambos lados de la cubierta. La composición del gas en los poros junto a la cubierta generalmente no es la misma que la composición del bulto de permeado en este punto del proceso. La composición del bulto depende de los arreglos de flujo del separador, y el bulto gaseoso podría tener ya sea más A o menos A que el gas en la capa porosa. 10.1.2.3.2.3. Patrones de Flujo en Separadores de Membrana (6) Hay muchas formas para disponer el área superficial de las membranas en un separador de gases. Si bien la forma más sencilla es mediante láminas planas de manera perpendicular al flujo, también hay maneras de jugar con las membranas, expandiéndose dicha área. Algunas de estas otras formas se muestran a continuación en la Fig. 8 mediante membranas de fibra hueca con una cubierta externa. Solo se representan unas cuantas fibras en la ilustración, y sus tamaños fueron 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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altamente exagerados por motivos ilustrativos. Las fibras están fijadas en una tubería delgada con un encapsulado de epoxi en uno o ambos extremos de la unidad para mantener a la alimentación y al permeado separados.

Figura #8 Diferentes arreglos de flujo para membranas de fibra hueca: (a) contracorriente, (b) paralelo y contracorriente, (c) radial cruzado (6) 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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En la Fig. 8 se denota un separador dispuesto en flujo a contracorriente con la alimentación de gas del lado de la carcasa. Las fibras están encerradas por un extremo, tal que el flujo de permeado aumente desde cero en el extremo cerrado hasta el valor final en el extremo de descarga. El gas de alimentación tiene que fluir a través de algunas de las fibras cerca de la entrada y la salida, tal que el flujo no siempre está paralelo al eje, tal como lo estaría para un flujo a contracorriente ideal. La buena distribución del flujo en el lado de la carcasa es un problema de diseño para las unidades de gran diámetro. En algunos separadores, ambos extremos de las fibras están abiertos, tal como en la Fig. 8, por lo que el permeado fluye hacia el centro desde cada extremo. Esto hace que el flujo vaya a contracorriente en una mitad del separador y en paralelo en la otra mitad. Este arreglo disminuye la caída de presión para el flujo de permeado dentro de las fibras o permite la elaboración de unidades de mayor longitud con la misma caída de presión. 10.1.2.3.2.4. Pureza del Producto y Rendimiento (6) Las composiciones del permeado y del residuo dependen de la diferencia de presión a lo largo de la membrana, de la permeabilidad de las especies varias, de la composición de la alimentación y de la fracción de la alimentación que se recupera como permeado. Las ecuaciones aquí mostradas toman las siguientes consideraciones: Mezcla binaria Se omitieron las resistencias de bordes. Las presiones tanto del lado de la carcasa como del lado de los tubos se supone constante.   

La composición del lado de la alimentación, x, cambia con la longitud a lo largo del eje de la fibra, pero se ignoran los gradientes radiales en x. Sin embargo, para la composición del permeado a cualquier longitud, se hace necesario para poder distinguir entre la composición promedio del gas, y, y la composición del gas en el lado de presión baja de la capa con la 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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cubierta, a la cual se le llama composición local o de la interfaz, y i. La relación entre x y y i  no es de equilibrio, pero la misma depende de las permeabilidades relativas y las diferencias de presiones parciales. Los flujos se consideran conocidos mediante las siguientes ecuaciones, donde P1 es la presión de la alimentación y P 2 la presión del permeado:

donde: JA JB pA pB P1 P2 xAA yA

  =      = 1   1 

Ec. 125 Ec. 126

Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi) Permeabilidad del compuesto B (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi) Presión aguas arriba de la membrana (psi) Presión aguas abajo de la membrana (psi) Fracción molar del compuesto A en la alimentación (adimensional) Fracción molar de A en el permeado (adimensional)

La relación de presiones absolutas, R, es introducida mediante las ecuaciones de flujo, obteniéndose que:

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 =    =      = 1    1  119 de 144

Ec. 127 Ec. 128 Ec. 129 INEDON

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donde: W JA JB pA pB P1 P2 xAA yA

Relación entre las presiones a ambos lados de la membrana (adimensional) Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi) Permeabilidad del compuesto B (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi) Presión aguas arriba de la membrana (psi) Presión aguas abajo de la membrana (psi) Fracción molar del compuesto A en la alimentación (adimensional) Fracción molar de A en el permeado (adimensional)

Por lo tanto, la composición local del permeado, y i, depende en la relación de flujo en este punto:

donde: yA JA JB pA

 =           =   1   1 

Ec. 130

Fracción molar de A en el permeado (adimensional) Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi)

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pB P1 xAA W

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Permeabilidad del compuesto B (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi) Presión aguas arriba de la membrana (psi) Fracción molar del compuesto A en la alimentación (adimensional) Relación entre las presiones a ambos lados de la membrana (adimensional)

Utilizando α para la relación de permeabilidad Q A/QB se obtiene que:

donde: αM

 =     1    /

Ec. 131

Selectividad de la membrana para la separación de gases (adimensional)

El rearreglo de esta expresión arroja una ecuación cuadrática, donde:

  1   1   1      1    = 0

Ec. 132

donde: αM

xAA yA W

Selectividad de la membrana para la separación de gases (adimensional) Fracción molar del compuesto A en la alimentación (adimensional) Fracción molar de A en el permeado (adimensional) Relación entre las presiones a ambos lados de la membrana (adimensional)

La composición del flujo de permeado en cualquier punto a lo largo del separador es un promedio integrado de las contribuciones incrementales a V: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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donde: y Vout  ΔV

yA

 = ∑∆ ≅ ∫

0

Ec. 133

Composición del flujo de permeado (adimensional) Flujo de permeado (ft 3/s, lbmol/s o lb/s) Variación del caudal de permeado (ft 3/s, lbmol/s o lb/s) Fracción molar de A en el permeado (adimensional)

Los balances generales y de cada componente para el separador son:

donde: Lin Lout Vout xin xout yout

 =     =   

Ec. 134 Ec. 135

Flujo de alimentación (lbmol/s o lb/s) Flujo de residuo (lbmol/s o lb/s) Flujo de permeado (lbmol/s o lb/s) Fracción molar del compuesto A en la alimentación (adimensional) Fracción molar del compuesto A en el residuo (adimensional) Fracción molar del compuesto A en el permeado (adimensional)

̅

Cuando se utiliza una solución paso a paso para determinar el desempeño del separador, las siguientes ecuaciones aplican, donde es la composición promedio del gas que difunde a través de una longitud creciente del deparador:

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 =   ̅ ̅ = 1/2    122 de 144

Ec. 136 Ec. 137 INEDON

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donde:

̅

xin yout Lin Lout

Composición promedio del gas que difunde (adimensional) Fracción molar del compuesto A en la alimentación (adimensional) Fracción molar del compuesto A en el permeado (adimensional) Flujo de alimentación (lbmol/s o lb/s) Flujo de residuo (lbmol/s o lb/s)

Luego de reemplazar L out  con (Lin  – Vout) en la ecuación 136, se obtiene que:

donde: Lin Vout xin

̅

xout

   = ̅  

Ec. 138

Flujo de alimentación (lbmol/s o lb/s) Flujo de permeado (lbmol/s o lb/s) Fracción molar del compuesto A en la alimentación (adimensional) Composición promedio del gas que difunde (adimensional) Fracción molar del compuesto A en la salida (adimensional)

Las ecuaciones 132 y 138 se pueden resolver de manera numérica para determinar la cantidad de permeado y su composición para valores dados de xout. El área requerida para llevar una separación en particular a cabo se calcula del flujo total o del flujo de A:

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  =      =  ̅ 123 de 144

Ec. 139 Ec. 140 INEDON

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donde: Vout JA JB

̅

Flujo de permeado (lbmol/s o lb/s) Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto A (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) Caudal molar, másico o volumétrico del compuesto B (lbmol/ft 2-s, lb/ft2-s o ft3/ft2-s) Composición promedio del gas que difunde (adimensional)

Se puede obtener un área aproximada del flujo de permeado y del flujo promedio del gas más permeable:

donde: AM Vout yout pA P1 xin P2 yout

  =    =   

Ec. 141

Área requerida para llevar una separación particular a cabo (ft 2) Flujo de permeado (lbmol/s o lb/s) Fracción molar del compuesto A en el permeado (adimensional) Permeabilidad del compuesto A (flujo por unidad de diferencia de presión) (lbmol/ft 2 s psi) Presión aguas arriba de la membrana (psi) Fracción molar del compuesto A en la alimentación (adimensional) Presión aguas debajo de la membrana (psi) Fracción molar del compuesto A en el permeado (adimensional)

10.1.2.4. Comparación de las Diferentes Tecnologías presentadas para la Recuperación de Vapor Las tecnologías discutidas en este documento para la recuperación de vapor son las siguientes: Recuperación de vapor por adsorción con carbón activado. Recuperación de vapor por bomba Jet con absorción.  

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Recuperación de vapor por membranas.

A continuación se presenta una tabla comparativa entre las tres tecnologías discutidas anteriormente: 10.1.2.4.1.

Ventajas y Desventajas de la Recuperación por Adsorción

La adsorción es comúnmente aplicada a mezclas entre COV diluidos y aire (por ejemplo, solventes de limpieza y pinturas) y generalmente han de tener una concentración de entrada práctica máxima de 10.000 ppmv (<1%). 10.1.2.4.1.1. Ventajas de la Recuperación por Adsorción      

Alta eficiencia de recuperación de vapor. Fácilmente instalable en áreas peligrosas. No requiere flama para el encendido del equipo. No produce contaminantes como consecuencia del proceso. Requisitos mínimos para su utilización (solo electricidad). Fácil operación y mantenimiento del equipo.

10.1.2.4.1.2. Desventajas de la Recuperación por Adsorción Se requiere la deshumidificación del flujo de vapor; de lo contrario, decae la eficiencia de manera inversamente proporcional al aumento de la humedad relativa en la corriente.   Pueden ocurrir un potencial incendio en el lecho o combustión espontánea a temperaturas mayores de 350 °F debido al calor generado por la oxidación catalítica. La eficiencia del proceso disminuye con el aumento de la temperatura en el lecho. Alto potencial de corrosión en presencia de calor, humedad y productos recuperados. El etano y sus derivados pueden ensuciar u obstruir el lecho de carbón muy rápidamente.









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Puede requerirse tratamiento secundario de aguas residuales. Eventualmente se requiere el costoso remplazo del carbón activado, debido a que el mismo pierde su capacidad de adsorción cada vez que el mismo es regenerado. Muchos compuestos pueden simplemente destruir el lecho de carbón. El carbón activado inutilizado es un desperdicio peligroso el cual requiere un tratamiento especial para su efectiva disposición residual.   La eficiencia de recuperación disminuye cuando se utiliza con los componentes más ligeros de la gasolina. Puede requerir altas cantidades de electricidad para la regeneración si no se utiliza un rehervidor.

 







10.1.2.4.2. Jet

Ventajas y Desventajas de la Recuperación empleando una Bomba

Si bien el INEDON se enfoca en las características de la bomba Jet, la separación no se dará por sí sola dentro de dicho equipo. Por lo tanto, se hace mención de las ventajas y desventajas del equipo de separación que generalmente acompaña 10.1.2.4.2.1. Ventajas de la Recuperación empleando una Bomba Jet Para la bomba Jet en sí:    

Virtualmente no tiene tiempo de parada. Un sistema que no requiere de lubricación alguna. No necesita la revisión o reemplazo del compresor del gas. No hay enfriador al cual hacerle mantenimiento.

En cuanto al equipo generalmente pareado con la bomba Jet (un absorbedor) requerido para culminar la recuperación:  

Presenta una pérdida de presión baja. Indistinto a variaciones de caudal.

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Indistinto a variaciones de concentraciones del vapor. No se ve afectado por altos niveles de humedad.   No se ve afectado de manera significativa por altas o bajas temperaturas. Bajo costo de operación. No requiere el reemplazo del medio absorbente, debido a que el mismo no se consume. No requiere de compresores o ventiladores. Alta eficiencia de recuperación (~99%) Ningún hidrocarburo queda atrapado en el sistema. Este sistema no tiene productos residuales.

  

 

   

10.1.2.4.2.2. Desventajas de la Recuperación empleando una Bomba Jet 





10.1.2.4.3.

Se require de un suministro adecuado de agua el cual sirva como medio de operación para la bomba Jet. Requiere la utilización de equipos de baja presión capaces de manejar el volumen adicional de agua y gas que puede circular de manera intermitente por el sistema Jet. Requiere bajas presiones en la sección de separación, debido a la presión de descarga de la bomba Jet (aproximadamente unos 20 psig). Ventajas y Desventajas de la Recuperación por Membranas

La adsorción es comúnmente aplicada a mezclas entre COV diluidos y aire (por ejemplo, solventes de limpieza y pinturas) y tiene una concentración de entrada práctica máxima de 10,000 ppmv (<1%). 10.1.2.4.3.1. Ventajas de la recuperación por membranas   Debido a que este proceso puede separar inclusive a una escala molecular, un gran número de requerimientos pueden llegar a cumplirse con la separación por membranas.



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Generalmente no requieren de un cambio de fase para llevar a cabo una separación. En consecuencia, los requerimientos energéticos del proceso son bajos, a menos que se requiera aumentar la presión de la corriente de alimentación. Se pueden producir membranas con altos niveles de selectividad para lograr una separación efectiva. En general, los valores de estas selectividades son mucho mayores que los valores típicos de las volatilidades relativas que para las operaciones por destilación. Este proceso permite la recuperación de componentes menores pero de gran importancia de un flujo sin costos energéticos substanciales.   Potencialmente mejor para el ambiente porque los procesos con membranas requieren la utilización de materiales relativamente sencillos y no dañinos.









10.1.2.4.3.2. Desventajas de la Recuperación por Membranas Los procesos por membranas netamente producen la obtención de DOS productos puros, lo cual implica que seguramente una de las dos corrientes está contaminada con una cantidad pequeña de un segundo componente. En algunos casos, la presión osmótica y la misma selectividad de la membrana pueden ser inconvenientes para el proceso.   Estos procesos generalmente se dan en varias etapas (entiéndase varios equipos en sucesión), a diferencia de las destilaciones u otros procesos de separación.   Las membranas pueden tener incompatibilidad química con algunas soluciones del proceso. Esto es especialmente cierto en soluciones con altas concentraciones de varios compuestos orgánicos. En contra de dichas soluciones, muchas membranas basadas en compuestos poliméricos (siendo estas las más usadas hoy en día), pueden disolverse, expandirse o debilitarse hasta el punto que sus lapsos de vida se tornan inaceptablemente cortos o su selectividad se torna inaceptablemente baja.





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Las temperaturas de operación no pueden superar los 100 °C dado que una gran fracción de los polímeros empleados para las membranas no mantienen su integridad física a temperaturas mayores a los 100 °C. Los procesos por membranas usualmente no funcionan tan bien a gran escala al momento de trabajar con flujos de tamaño masivo. Típicamente, estos procesos consisten en un número de separadores de membranas establecidos en paralelo, los cuales deben ser replicados una y otra vez hasta poder satisfacer los requerimientos de alimentación.   Las membranas generalmente afrontan problemas de ensuciamiento cuando procesan ciertas corrientes. Este ensuciamiento, especialmente si es difícil de remover, puede restringir de manera significativa el permeado a través de las membranas.







10.2.

Diseño de una Unidad de Recuperación de Vapor para Brazos de Carga

10.2.1. Estimación de Pérdidas asociadas a los Brazos de Carga durante el Llenado o Vaciado de Camiones de Transporte (2) Las emisiones de Compuestos Orgánicos Volátiles (VOC) resultantes de la carga de materiales líquidos en camiones de carga y carros de carga pueden ser calculadas usando la siguiente ecuación de pérdida por carga:

donde:

 = 12,46 ∗  ∗  ∗  ∗ 

Ec. 146

EVOC Pérdidas por carga de COV (lb/min) SVOC Factor de saturación (véase la Tabla 5.2-1 en la norma AP-42) (adimensional) PV Presión de vapor real del material en el tanque a la temperatura T (psia) MWV Masa molecular del vapor (lb/lbmol) QVOC Volumen del material cargado (ft 3/min) 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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T Temperatura del material en el tanque (°F) 12,46 Constante de la ecuación ((°F lbmol)/(psi ft 3)) El cálculo de las emisiones de los compuestos orgánicos volátiles (VOC) utilizando la ecuación 146 se basa en las siguientes suposiciones: La ley del gas ideal es aplicable. La carga previa que generó los vapores siendo desplazados es la misma que el líquido siendo cargado en el momento. No hay transferencia de masa o de calor proveniente del líquido siendo cargado a los vapores previamente existentes dentro del tanque; solo se está modelando el desplazamiento.  



Las emisiones de compuestos orgánicos volátiles (VOC) provenientes de la carga de crudo en barcos y barcazas oceánicas pueden ser estimadas utilizando la siguiente ecuación):

donde:

 =    ∗  ∗ 

Ec. 147

EVOCB Pérdidas totales de COV por carga (lb/min) CAB Factor de llegada de la emisión, contribuido por vapores en el compartimiento A del tanque vacío antes de cargar, (lb/ft 3) (Véase la tabla 5.2-3 en la norma AP-42) CG Factor de emisiones generadas, debido a la evaporación durante el proceso de carga (lb/ft 3) QVOCB Volumen de material cargado (ft 3/min) XVOC Fracción másica de COV en el vapor (lb COV/lb) (De acuerdo a AP42, el valor por defecto utilizado es 0.85 COV) Se puede calcular el parámetro C G  utilizando la siguiente ecuación (por sección 5.2 en la AP-42):

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donde: CG PRV MWV G T

 = 1,84 ∗0,44 ∗  0,42 ∗  ∗ 

0

Ec. 148

Factor de emisiones generadas, debido a la evaporación durante el proceso de carga (lb/ft 3) Presión real del vapor del crudo/gasolina cargado (psia) (Véase la AP-42, Figura 7.1-5 y la Tabla 7.1-2). Masa molecular de los vapores (lb/lbmol). Factor de crecimiento del vapor (generalmente se le asigna el valor 1,02) (adimensional) Temperatura de los vapores (°F)

Sin embargo, cabe mencionar que los resultados de los estudios hechos por la EPA indican que tomando en cuenta un escape mínimo de gas de los camiones durante el proceso de carga, las emisiones a la atmósfera no deberían exceder los 80 mg por litro de gasolina cargada cuando se cuenta con los equipos para llevar a cabo la recuperación de las emisiones. 10.2.2. Tecnologías para la Recuperación de Vapor en Brazos de Carga durante el Llenado o Vaciado de Camiones de Transporte (8) La recuperación de emisiones de vapores tales como la gasolina es de interés por motivos económicos, de seguridad y ambientales. En la mayoría de las locaciones donde se cargan los camiones, no se ha considerado el total de emisiones de vapores de gasolina como un factor significativo el cual afecta la calidad del ambiente local. Sin embargo, es esencial minimizar las emisiones de vapores durante el proceso de carga mediante la eliminación de la caída libre de los productos volátiles y la reducción de la propulsión y del salpicado. Para ello, hay que modificar los vehículos de carga con sistemas de vapor cerrados; esto conlleva a las siguientes modificaciones: 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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10.2.2.1.

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Incorporación de una URV al Proceso de Llenado por el Tope (8)

Dado que la mayoría de las facilidades de carga en servicio son de llenado por el tope, la mejor solución sería reemplazar (o modificar) los brazos de carga existentes para que cuando se carguen productos volátiles, se selle el orificio y los vapores sean direccionados hacia una URV. Dicho sistema pudiese estar incorporado al brazo de carga o pudiese haber un colector de vapor en el vehículo el cual conecte a todos los compartimientos del tanque. 10.2.2.2.

Incorporación de una URV al Proceso de Llenado por el Fondo (8)

Aquellos vehículos equipados para carga por el fondo requieren de una conexión por tubería desde el respiradero de emisiones de vapor de cada compartimiento hacia una URV, la cual debería estar dispuesta en una posición la cual sea fácilmente accesible desde el nivel del suelo para ser usado tanto en las islas de llenado como en los puntos de venta. Los mecanismos de acoplamiento para el líquido y el vapor han de ser diferentes. 10.2.2.3.

Reducción de Emisiones de Vapores (8)

Además de instalar un sistema completo de recuperación de vapor, se puede lograr reducciones considerables en las emisiones de vapores si se evita la caída libre y el salpicado de los productos volátiles durante las operaciones de llenado por el tope o por el fondo. Esto se puede lograr de la siguiente manera: 10.2.2.3.1.. 10.2.2.3.1

Reducción de Emisiones de Vapores para el Llenado por el Tope (8)

Deberían diseñarse o seleccionarse los brazos de carga para que los mismos alcancen el fondo del compartimiento del tanque del vehículo de tal 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/ 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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manera que el tubo de descarga pueda penetrar de manera perpendicular al fondo del compartimiento. 10.2.2.3.2.

Reducción de Emisiones de Vapores para el Llenado por el Fondo

Puede que sea necesaria la implementación de deflectores dentro del tanque del vehículo en el punto de entrada del producto al compartimiento. Tal medida tiene las siguientes ventajas: Minimiza la cantidad de vapor formado. Reduce la pérdida de producto.   Reduce el riesgo de incendios: se disipará la concentración de emanaciones de vapor en el compartimiento de manera más rápida hasta por debajo del límite explosivo.   

10.2.2.4.

Control de Derrames (8)

Los principales artículos a considerar en las facilidades de carga son a cuenta de: Válvula de cierre de emergencia; para prevenir o reducir los derrames debido a sobrellenado, fallas de mangueras, etc. Botón de emergencia para el apagado de las bombas, la activación activaci ón de las alarmas y el cierre de todos los controles de flujo y bloqueo de válvulas en la isla. Drenaje adecuado y arreglos de intercepción. 





10.2.2.5.

Sistemas de Llenado (8)

Idealmente, el sistema de llenado debería ser capaz de llenar todos los compartimientos del vehículo sin la necesidad de mover el vehículo. El espacio entre los sistemas de llenado en las islas de llenado debería permitir que los brazos de carga o mangueras sean operados de manera independiente, sin interferencia entre los diferentes elementos, y con la mínima obstrucción del acceso al operador. operador. 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/ 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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10.2.2.6.

Sistemas de Control de Flujo

10.2.2.6.1.

Sistema de Control de Flujo por Volumen (8)

0

La medición del volumen del producto rige la cantidad de producto vertida en el compartimiento y esto se dispone normalmente mediante el flujo a través de un medidor de desplazamiento positivo. El aminoramiento y detención del flujo se controla normalmente por un dispositivo de control a una cantidad preestablecida, el cual representa la primera línea de control. En el caso de alguna emergencia, como por ejemplo el malfuncionamiento del mecanismo o el establecimiento incorrecto de estos, la posibilidad de un derrame puede ocurrir, por lo que una segunda línea de control es necesaria. Algunos métodos para lograr esto se muestran a continuación: 10.2.2.6.1.1. Sistema de Control de Flujo por Volumen para el Llenado por el Tope (8) La incorporación de un bloqueador en la forma de una válvula que se mantenga abierta también le permite al operador, cuando se esté llenando mediante una compuerta abierta, observar el nivel del producto y detener el flujo de manera inmediata en caso de alguna emergencia. La palanca de operación de la válvula (o barra de control) debe estar localizada de tal manera que el operador pueda ver el producto en los compartimientos de alto nivel, a la vez que evita las columnas de vapor emanadas de la compuerta. Sin embargo, la tentación de colocar las válvulas para mantener abierto el paso en posición abierta ha resultado en derrames. Este factor, en conjunto con la necesidad de los operadores de pararse sobre los vehículos al momento de cargar, ha llevado al uso cada vez mayor de equipos controladores del nivel del líquido como medio secundario positivo para parar el flujo del producto en caso de una emergencia. Cuando se requiere llenar dos o más compartimientos a la vez, se recomienda fuertemente la utilización de un equipo controlador del 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/ 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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nivel del líquido como medio secundario positivo para parar el flujo del producto en caso de una emergencia. 10.2.2.6.1.2. Sistema de Control de Flujo por Volumen para el Llenado por el Fondo (8) Cuando todas las operaciones de carga se llevan a cabo al nivel del suelo, y todos los orificios permanecen cerrados, se torna esencial la utilización de un sistema de protección contra el sobrellenado basado en equipos de detección del nivel del líquido. El equipo controlador del nivel del líquido debería estar conectado a un sistema de bloqueo el cual debería formar parte del brazo de carga. Esto mejora la seguridad y provee la base para un sistema de control automatizado. 10.3.

Diseño de una Unidad de Recuperación de Vapor para Islas de Llenado

10.3.1. Estimación Estimac ión de Pérdidas en Islas de Llenado durante el llenado de tanques de vehículos de transporte (2) De manera similar a la estimación de pérdidas mediante el llenado de un camión empleado brazos de carga, se puede utilizar las ecuaciones encontradas en esa sección para realizar los cálculos de las emisiones de los compuestos orgánicos volátiles (VOC) utilizando la ecuación 146. Para ello, se tiene que tomar las ciertas condiciones como ciertas o aplicables: La ley del gas gas ideal ideal es aplicable. La carga previa que generó los vapores siendo desplazados es la misma que el líquido siendo cargado en el momento. No hay transferencia transferenc ia de masa o de calor proveniente del líquido siendo cargado a los vapores previamente existentes dentro del tanque; solo se está modelando el desplazamiento.  



Por lo tanto, las emisiones de Compuestos Orgánicos Volátiles (VOC) resultantes de la carga de materiales líquidos en tanques de vehículos 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/ 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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mediante la utilización de islas de llenado pueden ser calculadas usando la ecuación 146, mostrada nuevamente abajo.

donde:

 = 12,46 ∗  ∗  ∗  ∗ 

Ec. 146

EVOC Pérdidas por carga de COV (lb/min) SVOC Factor de saturación (véase la Tabla 5.2-1 en la norma AP-42) (adimensional) PV Presión de vapor real del material en el tanque a la temperatura T (psia) MWV Masa molecular del vapor (lb/lbmol) QVOC Volumen del material cargado (ft/min) T Temperatura del material en el tanque (°F) 12,46 Constante de la ecuación ((°F lbmol)/(psi ft 3)) Se puede calcular el parámetro C G utilizando nuevamente la ecuación 138:

donde: CG PRV MWV G T

 = 1,84 ∗∗ 0,0,4444 ∗   0,0,4242 ∗  ∗ 

Ec. 148

Factor de emisiones generadas, debido a la evaporación durante el proceso de carga (lb/ft 3) Presión real del vapor del crudo/gasolina crudo/gasol ina cargado (psia) (Véase la AP-42, Figura 7.1-5 y la Tabla 7.1-2). Masa molecular molecular de los vapores (lb/lbmol). (lb/lbmol). Factor de crecimiento del vapor (generalmente se le asigna el valor 1,02) (adimensional) Temperatura de los vapores (°F)

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10.3.2. Tecnologías para la Recuperación de Vapor en Islas de Llenado (9) El INEDON considera tres tipos diferentes de sistemas de recuperación de vapor para las islas de llenado de gasolina: Balance de vapor. Vacío pasivo asistido. Vacío activo asistido.   

El sistema de “balance de vapor”, configurado con un fuelle corrugado

sobre el pico de la boquilla diseñado para capturar vapor, ha estado en uso desde que se requirió la recuperación de vapor. Sin embargo, el sistema ha sido refinado y mejorado con tecnología más moderna. Una tecnología más moderna es el sistema de “vacío pasivo asistido”.

Versiones iniciales de este sistema utilizaban bombas de vacío recíprocas para cada boquilla activa, recibiendo energía del flujo de gasolina en vías al tanque de gasolina del vehículo. Versiones subsecuentes de este tipo de mecanismos “basados en dispensadores” utilizan bombas eléctricas para

regresar el vapor recolectado a los tanques de almacenamiento de la gasolina, utilizando señales electrónicas desde los medidores del dispensador para regular la velocidad de bombeo del vapor. Finalmente, el sistema de “vacío “vacío activo asistido” también ha pas ado por

muchas mejoras desde que se utilizó por primera vez. Este sistema mantiene un vacío en todo el sistema de recuperación de vapor y procesa el exceso de vapor recolectado por medio de un procesador o quemador central de vapor. 10.3.2.1. (9)

Recuperación de Vapor en Islas de Llenado por Balance de Vapor

El sistema de balance de vapor es uno de las tecnologías originalmente utilizadas para este propósito (véase Fig. 9). Este sistema utiliza el balance natural de presiones entre el producto extraído del tanque de 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/ 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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almacenamiento de la isla de llenado el cual desarrolla una presión negativa (de vacío) y la presión positiva desarrollada a medida que el combustible es despachado en el tanque de combustible del vehículo sin la necesidad de motores o bombas adicionales. El efecto neto es el flujo de vapor proveniente del tanque de combustible del vehículo al tanque de almacenamiento de la isla de llenado.

Figura #9 Ilustración de una URV en una isla de llenado por balance de vapor (9)

El fuelle de la boquilla es el elemento clave y más característico del sistema de balance. El sistema funciona cuando la boquilla, con su fuelle en el pico con una placa adjunta, es minuciosamente colocada sobre la abertura del tanque de combustible del vehículo, creándose en consecuencia un sello.

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Se acostumbra a que la manguera de abastecimiento sea coaxial. La gasolina fluye a través de la manguera interna mientras que le vapor es retornado al tanque de almacenamiento subterráneo a través de la manguera externa. Líquido producto de la condensación o del salpicado puede empozarse en la sección más baja de la manguera externa y bloquear el paso del vapor; por lo tanto, se entorpece el sistema. Por este motivo, suele instalarse tubos o dispositivos recolectores de líquido en la manguera para la recolección continua del líquido. Se ha demostrado que la instalación de la válvula de presión/vacío en el extremo del tubo de ventilación del tanque mejora la habilidad de los sistemas de balance de vapor de contener vapores dentro del sistema. 10.3.2.2. Recuperación de Vapor en Islas de Llenado por Vacío Pasivo Asistido (9) De los dos tipos de recuperación de vapor asistidos por vacío, el sistema más nuevo, y el más popular primordialmente por la preferencia de los consumidores, es el sistema de vacío pasivo asistido (véase la Fig. 10).

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Figura #10 Ilustración de una URV en una isla de llenado por vacío pasivo asistido (9)

Los sistemas de vacío pasivo asistido utilizan una tecnología basada en dispensadores para recuperar el vapor del proceso de reabastecimiento. En versiones anteriores del sistema de vacío pasivo asistido, la cantidad de vapor recuperado puede ser regulada mediante la utilización de una bomba recíproca en el dispensador, en donde el combustible siendo dispensado pasa a través de una sección de la bomba, generando un vacío en la otra sección. Este vacío hala el vapor de la gasolina del área de llenado del tanque de gasolina del vehículo hacia el tanque de almacenamiento de la gasolina en una relación prácticamente 1:1. En el transcurso de la última década, han emergido modificaciones al concepto inicial del sistema de vacío pasivo asistido. Estas versiones más 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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nuevas utilizan bombas eléctricas para retornar el vapor a los tanques de gasolina. Se mantiene la relación 1:1 del proceso de recuperación de vapor de estas versiones más nuevas mediante la regulación de la velocidad de las bombas eléctricas del vapor basadas en dispensadores a través del monitoreo electrónico de la relación de despacho utilizando el medidor de entrega. La boquilla aparenta ser convencional, pero de hecho tiene un pico dentro de un pico (un pico coaxial). El pico externo tiene una serie de pequeños orificios localizados cercanos y alrededor del extremo a través de los cuales el vacío generado por la bomba recíproca/eléctrica en el dispensador extrae los vapores del combustible siendo abastecido. La manguera de abastecimiento es coaxial, pero a diferencia del sistema de balance de vapor, el producto fluye a través de la manguera externa mientras que el vapor es retornado al tanque de almacenamiento subterráneo a través de la manguera interna, haciendo así la necesidad de remoción de líquido innecesaria. Dado que este sistema adiciona una cierta presión al sistema de tanques de almacenamiento subterráneos a todo momento, se requiere de una válvula de presión/vacío en el venteo de los tanques de almacenamiento subterráneos y se debe instalar válvulas check al vapor, típicamente en la boquilla, manguera o dispensador, para prevenir el escape de emisiones de vapor del sistema. 10.3.2.3. Recuperación de Vapor en Islas de Llenado por Vacío Activo Asistido (9) Los sistemas de recuperación de vapor de vacío activo asistido están configurados con una unidad central generadora de vacío la cual produce un vacío en todas las líneas de vapor que vienen de cada boquilla al sistema de tanques con exceso de vapores, tal que los mismos son direccionados a una unidad central procesadora de vapores (véase la Fig. 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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11). La unidad central procesadora de vapores utiliza un quemador o algún otro proceso para disponer del exceso de vapores recopilados del proceso de reabastecimiento.

Figura #11 Ilustración de una URV en una isla de llenado por vacío activo asistido (9) La

primera

generación

de

boquillas

de

“vacío

activo”

tenía

una

configuración con un fuelle corto y el extremo del pico descubierto a través del cual la unidad central de vacío extraía los vapores. Las boquillas actuales se asemejan más cercanamente a las boquillas con picos coaxiales empleadas por los sistemas de vacío pasivo con boquillas con picos coaxiales y perforaciones cercanas al extremo donde el combustible es abastecido. Dado que este sistema adiciona una cierta presión al sistema de tanques de almacenamiento subterráneos a todo momento, se requiere de una válvula de presión/vacío en el venteo de los tanques de almacenamiento 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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subterráneos y se debe instalar válvulas check al vapor, típicamente en la boquilla, manguera o dispensador, para prevenir el escape de emisiones de vapor del sistema. 10.4.

Hoja de Cálculo El  Anexo A contiene el enlace de la HdC útil en la determinación de pérdidas de emisiones evaporativas para todos los diferentes casos presentados en el presente documento, además del dimensionamiento de los diferentes equipos aquí presentados.

11.

REFERENCIAS 1. Ciolek, Michael;. Emission Factor Documentation for AP-42, Organic Liquid Storage Tanks. Carolina del Norte : U.S. Environmental Protection Agency Office of Air Quality Planning and Standards Emission Factor and Inventory Group, 2006. AP-42. 2. Eastern Research Group, Inc. Prefered and Alternative Methods for estimating Air Emissions from Oil and Gas Field Production and Processing Operations. s.l. : Emission Inventory Improvement Program, 1999.

3.  Armen ante, Pier o M. Sustainable Sanitation and Water Management. [Online] http://www.sswm.info/sites/default/files/reference_attachments/ARMENANTE %20ny%20Adsorption%20with%20Granular%20Activated%20Carbon.pdf. 4. Urbina Beroes, Maricé del vall e. Factibilidad Técnica de la Recuperación de Vapores en tanques de Almacenamiento de Crudo utilizando la Tecnología Jet como Método de Extracción. Caracas : Universidad Central

de Venezuela, 2003. 5. Compact Membrane Systems, Inc. Environmental Expert. [Online] Compact Membrane Systems, Inc. http://www.environmentalexpert.com/products/gasoline-vapor-recovery-158344. 903-HM120-P09-GUD-16/07/2015/a/

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6. McCabe, Warren L., Smith, Julian C. and Harriott, Peter. Unit Operations of Chemical Engineering (Fifth Edition). Singapore : McGraw-Hill, Inc., 1993. ISBN 0-07-044844-2. 7. Bill Webb, Inc.   Hy-Bon. The Vapor Jet System - A Method for Vapor Recovery. [Online] 2014. www.hy-bon.com. 8. Iranian Ministry of Petroleum. Engineering Standard for Process Design of Loading and Unloading Facilities for Road Tankers (Original Edition). s.l. : Iranian Ministry of Petroleum, 1997. IPS-E-PR-370. 9.  Americ an Petr oleum Ins titute. Stage II Vapor Recovery System Operations & System Installation Costs (First Edition). Washington : American Petroleum Institute, 2002. 10. Venezuela, Ministerio del Ambiente Y Recursos Naturales de la República Bolivariana de. Decreto Nro 638. Caracas : s.n., 1995.

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APÉNDICE B HOJA DE CÁLCULO DE LA GUÍA PARA EL DISEÑO DE UNA UNIDAD DE RECUPERACIÓN DE VAPOR

[LOGO DEL CLIENTE O PROYECTO]

TÍTULO

GUĺ A PARA EL DISEÑO DE UNA VAP VARIABLES A INTRODUCIR POR EL USUARIO PARA LA ESTIMACIÓN DE PÉRDIDAS EN TANQUES T AX

°R

RR

T AN

°R

SR

TB P A

°R psi

HS HL

PVX

psi

A

(adimensional)

PVN

psi

B

°R

PBP

psi

C

°R

PBV

psi

α

 

(adimensional)

I

 

(Btu/(ft  day))

D

ft

RS

ft

N

(year)

HLX PI C1

KN

2

1 (adimensional) (adimensional)

1 psig

KB

 

(adimensional)

DO

 

día/year 

(varía)

Q 1

 

ft ft

 

C3

XVOC

(adimensional)

KP

1

C MWV

 

ft

 

C2

-

ft

 °F

WV

1

 lb/ft

3

(adimensional)

γg

 

(adimensional)

bbl/día

γO

 

(adimensional)

3

 ft /lbmol

P

lb/lbmol

T

(adimensional)

psia °F

NIDAD DE RECUPERACIÓN DE R VARIABLES RESULTANTES DE LA ESTIMACIÓN DE PÉRDIDAS EN TANQUES LT

0  ft

3

PVA

1  psia

LS

0  ft

3

ΔTV

0  °R

Vv KE

0

3

HVO HRO

0  ft

0

ft (adimensional)

KS

1

(adimensional)

HR

0  ft

/min /min

0  ft

 ΔPV

0  psi

TLA

0  °R

 ΔPB

0  psi

T AA

0  °R

 ΔT A

0  °R

TB

-1  °R

LW

 

1,90259E-06 ft 3/min

KB

0 (adimensional)

LF

0  lb/min 0  ft

GOR γgc γOS

 

2

/bbl

0

(adimensional)

1,076045627

(adimensional)

PROYECTO

UNIDAD

DOC.

SECUENCIAL

903-HM120

P09

GUD

071-1

REV

Fecha

Elab.

Rev.

Apr.

0

20/Noviembre/2015

FV

MM

EA

1.1 Pérdidas Totales en Tanques de Almacenamiento de Techo Fijo LT 0 ft /min LS

0 ft /min

LW

ft /min

1.2 Pérdidas por Reposo o por Respiración (Breathing Loss) LS

0 ft /min

Vv

0 ft

KE

0 (adimensional)

KS

1 (adimensional)

1.3 Volumen del espacio con vapor en el tanque (Vv) 3 VV 0 ft D

0 ft

HVO

0 ft

1.4 Factor de expansion del espacio con vapor (adimensional) KE

0 (adimensional)

 ΔTV

0 °R

T AX T AN

0 °R 0 °R

α

0 (adimensional)

I

0 (°R)

-

1.5 Corroboración que el Factor de Expansion del espacio sea >0 KE 0 (adimensional)  ΔTV

0 °R

TLA

6 °R

 ΔPV

0 psi

Si es líquido petrolero,

 ΔPB

0 psi

modificar a =C71

P A

5 psi

PVA

1 psi

1.6 Rango de variacion diaria de la presion del vapor  ΔPV

0 psi

PVX

0 psi

PVN

0 psi

1.7 Rango de variacion diaria de la presion de vapor   ΔPV 0 psi (Caso para líquidos petroleros) B 0 °R PVA 1 psi  ΔTV

0 °R

TLA

6 °R

1.8 Rango de variación de presión de ventilacion del respirador   ΔPB

0 psi

PBP

0 psi

PBV

0 psi

1.9 Rango de temperatura ambiental daria  ΔT A

0 °R

T AX

0 °R

T AN

0 °R

1.10 Corte del Espacio con Vapor dentro del Tanque HVO 0 ft HS

0 ft

Seleccionar Hro basándose

HL

0 ft

en si el techo es cónico o

HRO

0 ft

en forma de domo

1.11 Corte del Techo para un Techo Cónico HRO 0 ft HR

0 ft

1.12 Altura del Techo Cónico del Tanque HR 0 ft

Corte del Techo para un Domo HRO 0 ft HR

0 ft

RS

2 ft

Altura del Domo del Tanque HR 0 ft

SR

0 (adimensional)

RR

0 ft

RS

0 ft

RS

0 ft

1.13 Factor de Saturación del Vapor Ventilado KS 1 (adimensional) PVA

1 psia

HVO

0 ft

1.14 Presión de Vapor Real mediante la Ecuación de Antonie PVA 1 psia TLA  A B C

1 0 0 0

°R (adimensional) °R °R

1.15 Temperatura Diaria Promedio del Líquido en la Superficie del Tanque TLA 0 °R T AA

0 °R

TB α

0 °R 0 (adimensional)

I

0 (Btu/(ft  day))

2

1.16 Temperatura Ambiental Diaria Promedio T AA 0 °R T AX

0 °R

T AN

0 °R

1.17 Temperatura del Granel Líquido TB -1 °R T AA α

0 °R 0 (adimensional)

2.1 Pérdidas por Llenado o Vaciado (Working Loss) LW 1,90259E-06 ft /min -

N

0 (year)

HLX

0 ft

D KN

0 ft

KP

0 (adimensional)

KB

0 (adimensional)

1 (adimensional)

2.2 Condición de Ventilación del Respirador  Si expresió 0 >1 KN

1

PBP

0

P A

0

PI

1

Hay que calcular Kb

2.3 Factor de Corrección de las Condiciones de Venteo KB

0 (adimensional)

PI

1 psig

P A

0 psia

KN

1 (adimensional)

PVA

1 psia

PBP

0 psig

3.1 Pérdidas Intermitentes (Flashing Loss) LF

0 lb/min

Q

0 bbl/día

GOR

0 ft /bbl

C MWV

1 ft /lbmol

XVOC

0 (adimensional)

DO

0 día/year 

WV

1 lb/ft

3

0 lb/lbmol

3.2 Correlación para la Relación Gas-Petróleo Vazquez-Beggs para un petróleo en punto burbuja 2 GOR 0 ft /bbl 2

C1

0 ((ft /bbl)*((1/psia)^C 2)))

C2

1 °F

C3

0 (adimensional)

γgc

0 (adimensional)

P

0 psia

γo

0 (adimensional)

T

0 °F

3.3 Gravedad específica del gas γgc

0 (adimensional)

γg

P

0 (adimensional) 1 psia

γo

0 (adimensional)

T

0 °F

3.4 Correlación para la Relación Rollings, McCain, Creeger  para un petróleo en punto burbuja GOR

3,08745 ft /bbl

γOS

1 (adimensional)

γg

1 (adimensional) 1 psia 1 °F

P T

3.5 Gravedad específica del petróleo en el tanque de almacenamiento γOS γO

1,07605 (adimencional) 0 (adimensional)

[LOGO DEL CLIENTE O PROYECTO]

TÍTULO

GUĺ A PARA EL DISEÑO DE UNA U VAP VARIABLES A INTRODUCIR POR EL USUARIO PARA EL DISEÑO DEL ABSORBEDOR Re

1 (adimensional)

ρL

1  lb/ft

ɛB

1 (adimensional)

us

1 ft/s

L DP ρs app

1 ft 1 ft  

lb/ft

3

2

k µ

1 ft 1 lb/ft s

Ct

1  mol/ft

B

lb

MW

x

1 lb

QS

1 lb/lbmol ft /s

ft /s

CB

1  lbmol/ft

lbmol/ft

CE

lb/lbmol

VE

ft

ft

VB

ft

S

ft

L

ft

Q Co MW S

 

KF n

1 (adimensional)

 

lbmol/ft

2

B

lb

L A

ft

tL

s

mS

lb

IDAD DE RECUPERACIÓN DE R VARIABLES RESULTANTES DEL DISEÑO DEL ADSORBEDOR  ΔP(turb)

Vmáx

0 psi

0 ft

 

ΔP(lami)

0 psi

tB

0s

3

VB

0 ft

M

0 lb

mS

0 lb

B

0 lb

m

0 lb

tB

0s

f

tE

0s

L A/L

t A

0s

ξ

tF

0s

0 (adimensional) 1 (ft/ft) 1 (adimensional)

PROYECTO

UNIDAD

DOC.

903-HM120

P09

GUD

SECUENCIAL

REV

Fecha

Elab.

Rev.

Apr.

0

20/Noviembre/2015

FV

MM

EA

1.1 Caída de Presión del flujo en medio granular (Flujo Turbulento)  ΔP

0 psi

Re

1 (adimensional)

ɛB

1 (adimensional)

L DP

1 ft 1 ft

ρL

1 lb/ft

us

1 ft/s

1.2 Caída de Presión del flujo en medio granular (Flujo Laminar) 0 psi  ΔP k 1 ft µ

1 lb/ft s

ɛB

1 (adimensional)

L DP

1 ft 1 ft

us

1 ft/s

2.1 Volumen cumulativo total de corriente de desecho Vmáx 0 ft VB

0 ft

ρs app

0 lb/ft

B

0 lb

x

1 lb

Ct

1 mol/ft

MW

1 lb/lbmol

2.2 Volumen cumulativo de los residuos que han pasado a través de la columna hasta alcanzar el tiempo de saturación VB 0 ft QS

0 ft /s

tB

0s

Estimación de la Capacidad de Adsorción de un Lecho Fijo 3.1 Masa de Adsorbato al momento de Saturación M

0 lb

Q tB

0 ft /s

Co

0 lbmol/ft

MW

1 lb/lbmol

3

0s

3.2 Masa de carbón en el lecho B 0 lb ρS app 0 lb/ft S

0 ft

L

1 ft

3.3 Tiempo requerido para alcanzar la Saturación tB ξ KF

n B

0s (adimensional)

QS

1 (adimensional) lb 1 ft /s

CB

1 lbmol/ft

3

Co

lbmol/ft

3

Ct

1 lbmol/ft

3.4 Tiempo requerido por la concentración de los residuos para alcanzar el punto de aagotamiento tE 0s tF

s

tL

s

3.5 Tiempo requerido por la concentración de los residuos para alcanzar el punto de aagotamiento (manera opcional de cálculo) tE 0s 3

VE

ft

QS

1 ft /s

3.6 Tiempo requerido por la zona de adsorción para desplazarse su propia altura a lo largo de la columna t A 0s VE

ft

VB

ft

QS

1 ft /s

3

3.7 Masa de contaminante removida posterior al alcance del punto de saturación del lecho hasta haber  alcanzado la concentración C del contaminante del lecho m 0 lb lbmol/ft CE CB

lbmol/ft

VE

ft

VB

ft

MW

lb/mol

3

3.8 Masa máxima de contaminante removible posible porterior al alcance del punto de saturación del lecho hasta la saturación máxima del lecho mS 0 lb CE

lbmol/ft

VE

ft

VB

ft

MW

lb/mol

3

3

3.9 Capacidad fraccional de remoción de contaminante al final de la columna f (adimensional) m lb mS lb 3.10 Tiempo requerido para la formación de la zona de adsorción tF 0s f (adimensional) t A s

3.11 Relación entre altura de la zona de adsorción y la altura de la columna L A/L 1 (adimensional)=(ft/ft) VE VB f

1 ft

3

0,5 ft (adimensional)

3.12 Grado de saturación de la columna en el punto de saturación 1 (adimensional) ξ L 1 ft L A ft f

(adimensional)

3.13 Cantidad de contaminante en la columna en el punto de saturación M 0 lb (adimensional) ξ 3 lbmol/ft Co KF n ρs app

S L

1 (adimensional) 3 lb/ft ft ft

2

3.14 Tiempo de saturación de la columna (tiempo de desconexión de la columna) tB 0s M QS

lb 1 ft /s

Co

1 lbmol/ft

[LOGO DEL CLIENTE O PROYECTO]

TÍTULO

GUĺ A PARA EL DISEÑO DE UNA UN VAPO VARIABLES A INTRODUCIR POR EL USUARIO PARA EL DISEÑO DE LA BOMBA JET Cp

3 BTU/lb °F 3

Cv

1 BTU/lb °F 1 psi

Q2

ft /s

P2

P1

psi 1  ft /s

γ

3   (adimensional)

Ht

0,5 (adimensional)

1  ft /s 1  ft

Hd

0,5 (adimensional)

Ql

ρg

1  lb/ft 1  lb/ft

Qg

1  ft /s 1  ft /s

vi

1 ft/s

ρi

1  lb/ft

Pi

1 psf 

vi

1 ft/s

ρi

1  lb/ft

Pi

1 psf 

γ

ρl

1  lb/ft

eil

BTU/lb ó ft /s

ρg

eig

BTU/lb ó ft /s

Ql

1  lb/ft 1  ft /s

Qg

1  ft /s

Qgt

ft /s

Qge

ft /s

Qgd

ft /s

Qg

1  ft

 Atotal

3

Qg  Atotal ρl

3

3

3

3   (adimensional)

2

2

2

2

elj

BTU/lb ó ft /s

ege

BTU/lb ó ft /s

ρgd

 

lb/ft

ρge

 

lb/ft

Re

ρmt

 

lb/ft

µgt

10000 (adimensional) 1 lb/ft s

θ j

1 (°)

µl

1 lb/ft s

v j

 

ft/s

D j

1 ft

vge

 

ft/s

Dt

1 ft

vmt

 

ft/s

Dv

1 ft

vlj

 

ft/s

Dp

1 ft

vge

 

ft/s

Dd

1 ft

vm

 

(ft/s)

Ds

1 ft

vgd

 

ft/s

De

1 ft

1 ft/s

L j

ft

vt k j

 

(adimensional)

Ld

ft

ke

 

(adimensional)

Le

ft

kd

 

(adimensional)

Lt

ft

IDAD DE RECUPERACIÓN DE

VARIABLES RESULTANTES DEL DISEÑO DE LA BOMBA JET γ

3

(adimensional) 3

Q1

0  ft

/s

Vgt

2  ft/s

Vgd

2  ft/s

1  lb/ft

ρmezcla

eil

1,5  BTU/lb

ó ft /s

eig

2  BTU/lb

ó ft /s

1,75 BTU/lb

ó ft /s

emtot

 

Sum(P)*At  ΔEm

 

2

λ

0,5   (adimensional)

1-λ

0,5   (adimensional)

2

0  psi.ft2

egs

0  BTU/lb

ó ft /s

-1,75 BTU/s

emd

0  BTU/lb

ó ft /s

2

2

 ΔEe

0

BTU/s

Re

1   (adimensional)

 ΔEd

0  BTU/s

µmt

1  lb/ft

 ΔE j

0  BTU/s

k j

s

0   (adimensional)

 ΔPt

ft

0  psf  64

(adimensional)

kd

0   (adimensional)

ke

0,5 (adimensional)

PROYECTO

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MM

EA

1.1 Ecuación de Poisson o Procesos Polirópicos γ

3 (adimensional)

Cp

3 BTU/lb °F

Cv

1 BTU/lb °F

1.2 Balance de Masa entre dos puntos Q1

0 ft /s

Q2 P1 P2 γ

0 0 1 3

3

ft /s psi psi (adimensional)

1.3 Velocidad del gas que atraviesa la garganta Vgt 2 ft/s Qg

1 ft /s

 Atotal

1 ft

Ht

2

0,5 (adimensional)

1.4 Velocidad del gas que atraviesa el difusor Vgd

2 ft/s

Qg

1 ft /s

 Atotal Hd

1 ft

0,5 (adimensional)

1.5 Fracción de líquido para una mezcla bifásica sin deslizamiento entre las fases λ

0,5 (adimensional) 3

Ql

1 ft /s

Qg

1 ft /s

1.6 Fracción de gas para una mezcla bifásica sin deslizamiento entre las fases 0,5 (adimensional) 1-λ Ql 1 ft /s Qg

1 ft /s

1.7 Densidad de la mezcla bifásica ρmezcla 1 lb/ft ρl

1 lb/ft

ρg

1 lb/ft

λ

0,5 (adimensional)

1-λ

0,5 (adimensional)

1.8 Energía específica para la fase líquida en cualquier sección de la bomba Jet eil

1,5 BTU/lb ó ft /s

vi

1 ft/s

Pi

1 psf  

ρi

1 lb/ft

1.9 Energía específica para la fase gaseosa en cualquier sección de la bomba Jet eig γ vi

2

2

2

2

2 BTU/lb ó ft /s 3 (adimensional) 1 ft/s

Pi

1 psf  

ρi

1 lb/ft

3

1.10 Energía específica total de la mezcla emtot

1,75 BTU/lb ó ft /s 3

Ql

1 ft /s

Qg

1 ft /s

ρl

1 lb/ft

ρg

1 lb/ft

3

eil

1,5 BTU/lb ó ft /s

eig

2 BTU/lb ó ft /s

1.11 Balance de cantidad de movimiento en la garganta de la bomba Jet

Sum(P)*A

0 psi.ft2

ρl

1 lb/ft

Ql

1 ft /s

vmt

0 ft/s

vlj

0 ft/s

ρge

0 lb/ft

Qge

0 ft /s

vge

0 ft/s

3

3

1.12 Pérdidas de energía por mezclado en la garganta de la bomba Jet  ΔEm -1,75 BTU/s Ql

1 ft /s

ρl

1 lb/ft

elj

0 BTU/lb ó ft /s

Qge

0 ft /s

ρge

0 lb/ft

ege

0 BTU/lb ó ft /s

Qgt

0 ft /s

ρmt

1 lb/ft

emt

3 2

2

1,75 BTU/lb ó ft /s

1.13 Caída de presión en la zona de la garganta  ΔPt 0 psf   f t

64 (adimensional)

ρmt

1 lb/ft

vt

1 ft/s

Lt

ft

Dt

1 ft

1.14 Factor de friccion para flujo laminar  ft 64 (adimensional) Re 1 (adimensional) 1.15 Factor de fricción para flujo turbulento ft Re

0,3164 (adimensional) 1 (adimensional)

1.16 Reynolds de mezcla Re 1 (adimensional) 3 ρmt 1 lb/ft vt

1 ft/s

Dt

1 ft

µmt

1 lb/ft s

1.17 Viscosidad de la mezcla µmt 1 lb/ft s µgt

1 lb/ft s

µl

1 lb/ft s

λt

0,5 (adimensional)

1-λt

0,5 (adimensional)

1.18 Pérdidas de energía en la zona de la boquilla  ΔE j

0 BTU/s

k j

0 (adimensional)

ρl

1 lb/ft

Ql

1 ft /s

L j

0 ft

D j

1 ft

v j

0 ft/s

3

1.19 Coeficiente de pérdidas en la zona de la boquilla k j

0 (adimensional)

Dv

1 ft

Dp

1 ft

D j

1 ft

θ j

1 (°)

1.20 Pérdidas de energía en la entrada del gas  ΔEe

ke

0 BTU/s 0,5 (adimensional)

ρge

0 lb/ft

Qge

0 ft /s

Le

0 ft

De

1 ft

vge

0 ft/s

1.21 Coeficiente de pérdidas en la entrada del gas ke

0,5 (adimensional)

Dt

1 ft

Ds

1 ft

D j

1 ft

1.22 Pérdidas de energía en la zona del difusor 

 ΔEd

0 BTU/s

kd

0 (adimensional)

ρgd

0 lb/ft

Qgd

0 ft /s

ρl

1 lb/ft

Ql

1 ft /s

Ld

0 ft

Dd

1 ft

vgd

0 ft/s

1.23 Coeficiente de pérdidas en la zona del difusor  kd

0 (adimensional)

Dt

1 ft

Dd

1 ft

θ j

1 (°)

1.24 Balance de energís específica en la succión egs

0 BTU/lb ó ft /s

ke

0,5 (adimensional)

vge

0 (ft/s)

1.25 Balance de energís específica en la succión 2 2 emd 0 BTU/lb ó ft /s kd

0 (adimensional)

vm

0 (ft/s)

[LOGO DEL CLIENTE O PROYECTO]

TÍTULO

GUĺ A PARA EL DISEÑO DE UNA U VAPO VARIABLES A INTRODUCIR POR EL USUARIO PARA EL DISEÑO DE LAS MEMBRANAS ft

ɛM

1  psi

τM

 

(adimensional)

M A

 

lb/lbmol

 Δz  ΔP A

3

R 10,7316  (psi*ft )/(lbmol*°F) TM

1  °F

1  (adimensional)

2

2

3

1  (lbmol/ft -s, lb/ft -s o ft /ft -s)

lbmol/ft s psi

P A1

psi

a A

1

P A2

psi lbmol/ft s psi

E A

1  BTU/lbmol

P2

psi

Lin

1  lbmol/s

o lb/s

P1

1  psi

Lout

0  lbmol/s

o lb/s

pB

x AA

1

 

(adimensional)

2

JB

xin

0,5  (adimensional)

xout

0,5  (adimensional)

IDAD DE RECUPERACIÓN DE R VARIABLES RESULTANTES DEL DISEÑO DE LAS MEMBRANAS DeA

0  ft

DVA

0  ft

2

/s

r p

/s

y A

J A

0  lbmol/ft

-s

αM

  0,911027 (adimensional)

W

0  ft 0  (adimensional)

p A

  0,911027 lbmol/ft

s psi

0  (adimensional)

Vout

1  lbmol/s

o lb/s

y A(+)

  -10,2394 (adimensional)

yout

y A(-)

0  (adimensional)

AM

0,5  (adimensional)   1,097662 ft

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EA

Ecuaciones de Diseño para Membranas Porosas

1.1 Difusividad efectiva del compuesto A DeA 0 ft /s J A

0 lbmol/ft s

 Δz

0 ft

 ΔP A

1 psi

R TM

3

10,7316 (psi*ft )/(lbmol*°F) 1 °F

1.2 Coeficiente de difusión volumétrica 2

DVA

0 ft /s

DeA

0 ft /s

ɛM

1 (adimensional)

τM

0 (adimensional)

1.3 Radio medio de los poros r p

0 ft

M A

0 lb/lbmol

Tm

1 °F

DVA

0 ft /s

2

1.4 Fracción molar de A en el permeado y A

0 (adimensional)

J A

0 (lbmol/ft -s, lb/ft -s o ft /ft -s)

JB

1 (lbmol/ft -s, lb/ft -s o ft /ft -s)

2

2

3

2

Ecuaciones de Diseño para Membranas de Polímero 2.1 Caudal molar del compuesto A J A 0 lbmol/ft -s p A

0,91103 lbmol/ft s psi

P A1

0 psi

P A2

0 psi

2.2 Selectividad de la membrana para la separación de gases αM

0,91103 (adimensional)

p A

0,91103 lbmol/ft  s psi

pB

1 lbmol/ft  s psi

2 2

2.3 Permeabilidad del compuesto A p A

0,91103 lbmol/ft s psi

a A

1 lbmol/ft  s psi

E A

1 BTU/lbmol

R

10,7316 (psi*ft )/(lbmol*°F)

TM

2

1 °F

Pureza del Producto y Rendimiento 3.1 Relación entre las presiones a ambos lados de la membrana W 0 (adimensional) P2 0 psi P1 1 psi 3.2 Fracción molar de A en el permeado (por medio de la ecuación cuadrática) y A(+) y A(-) -10,239 0 Términos de la resolvente W 1 (adimensional) A -0,089 x AA 0 (adimensional) B -0,911 αM 0,91103 (adimensional) C 0 3.3 Flujo de permeado Vout Lin Lout

1 lbmol/s o lb/s 1 lbmol/s o lb/s 0 lbmol/s o lb/s

3.4 Fracción molar de A en el flujo permeado yout 0,5 (adimensional) xin 0,5 (adimensional) xout 0,5 (adimensional) Vout 1 lbmol/s o lb/s Lin 1 lbmol/s o lb/s Lout 0 lbmol/s o lb/s 3.5 Área requerida para llevar a cabo una separación particular a cabo 2  AM 1,09766 ft Vout yout p A P1 xin P2 yout

1 0,5  

0,91103 1 0,5 0 0,5

lbmol/s o lb/s (adimensional) lbmol/ft s psi psi (adimensional) psi (adimensional)

[LOGO DEL CLIENTE O PROYECTO]

TÍTULO

GUĺ A PARA EL DISEÑO DE UNA U VAPO VARIABLES A INTRODUCIR POR EL USUARIO PARA LA ESTIMACIÓN DE PÉRDIDAS EN BRAZOS SVOC

(adimensional)

PV

 

psia

MWV

 

lb/lbmol

QVOC

 

ft/min °F lb/ft

T C AB

1

 

3

ft /min

QVOCB XVOC

lb COV/lb

PRV

 

psia

MWV

 

lb/lbmol (adimensional)

G

IDAD DE RECUPERACIÓN DE R VARIABLES RESULTANTES DE LA ESTIMACIÓN DE PÉRDIDAS EN BRAZOS EVOC

0   lb/min

EVOCB

0   lb/min

CG

0   lb/ft

3

PROYECTO

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Fecha

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