UNIVERSIDAD NACIONAL EXPERIMENTAL “FRANCISCO DE MIRANDA” ÁREA DE TECNOLOGÍA PROGRAMA DE INGENIERÍA QUÍMICA
PROPUESTAS DE MEJORA PARA MAXIMIZAR LA RECUPERACIÓN DE CONDESADO EN LA PLANTA DE LUBRICANTES TERMINADORES DEL CRP CARDÓN
Omar Eduardo Davalillo Marín C.I 19059774 PUNTO FIJO, Noviembre del 2013
UNIVERSIDAD NACIONAL EXPERIMENTAL “FRANCISCO DE MIRANDA” ÁREA DE TECNOLOGÍA PROGRAMA DE INGENIERÍA QUÍMICA
PROPUESTAS DE MEJORA PARA LA RECUPERACIÓN DE CONDENSADO EN LA PLANTA DE LUBRICANTES TERMINADOS DEL CRP CARDÓN Trabajo Especial de Grado presentado ante la Ilustre Universidad Nacional Experimental “Francisco de Miranda” para optar al Título de Ingeniero Químico
Tutor Académico
Autor
Tutor Industrial
Alejandro Proaño
Omar Davalillo
Carlos Lugo
C.I. 24636860
C.I. 19059774
C.I. 14074625
PUNTO FIJO, NOVIEMBRE 2013
DEDICATORIA A mi Mamá porque a pesar de que este camino que escogí de estudiar por 5 años implicó mucho sacrificio siempre estuvo a mi lado. El sacrificio no por el hecho de estudiar propiamente, porque me encanta aprender, sino por las limitaciones que como muchas personas hay que afrontar por el hecho de no trabajar y poder aportar al hogar económicamente. A mi tía ADIS Siempre te admirado, ya que tuviste la fuerza de buscar un trabajo, sin ningún tipo de ayuda, progresaste, te graduaste por tus medios de profesora. En fin, me gusto como seguiste tu camino, y me gustaría haber tenido la mentalidad cuando Salí de bachillerato para emprender un camino parecido. Además cuando se me daño el celular, me compraste uno, quizás lo hiciste por mamá, pero no sabes la cantidad de cosas importantes y mensajes que recibe en esa semana, que permitieron poder estar redactando estas palabras hoy. A mis hermanos Siempre les desearé que le vaya bien en sus vidas. Espero que esta tesis sea el principio de un proyecto exitoso de vida, que me permita ayudarles cuando me necesiten. Así no esté cerca, siempre podrán pedirme lo que sea, porque yo siempre querré que nada malo les pase. A mi familia entera. No soy la persona que más les demuestre cariño, o que siempre este en los momentos importantes, y es porque aún no estoy satisfecho con mi vida, por el hecho de no tener una fuente de ingreso que me limita mucho. Pero si soy la persona con los valores morales más grandes, por lo que les doy gracias por estar allí siempre, espero avanzar y estar en los momentos futuros con ustedes.
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AGRADECIMIENTOS A la majestuosa Universidad Nacional Experimental Francisco de Miranda por ser la casa de estudios que me formó como una persona íntegra frente a cualquier situación de la vida. Al Centro Refinador Paraguaná, por permitirme crecer un poco más como profesional en sus instalaciones, enriqueciéndome con cada estrategia de trabajo. A mi madrina Porque a pesar de no ser una parte de su vida, siempre me ayudó y sin ella, esta tesis no hubiese sido posible. A mi tutor de Pasantía II Javier Marín por hacerme sentir parte de su equipo de trabajo y brindarme las herramientas necesarias para el logro de esta meta tan esperada. A mi tutor académico de Tesis “Alejandro Proaño” por ser un guía durante la realización de este sueño, y comportarse siempre a la altura de la gran persona que es. A todo el personal de la Envasadora de Lubricantes y en especial al señor Juan, quienes me brindaron su apoyo incondicional durante la realización de éste trabajo.
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Davalillo O, Lugo C. “Propuestas de mejora para maximizar la recuperación de condensado en la planta lubricantes terminados del CRP cardón”. Trabajo de grado para optar por el Título de Ingeniero Químico. Universidad Nacional Experimental “Francisco de Miranda”. Punto Fijo, Marzo 2013. RESUMEN La planta de Lubricantes Terminados Cardón emplea vapor como medio de transferencia de calor indirecto, utilizando trazas de vapor para las tuberías y serpentines para los tanques, con el objetivo de lograr una reducción de viscosidad en los hidrocarburos, (bases lubricantes, aditivos y mezclas) que les facilite fluir a través de las tuberías. Debido al retraso en el calentamiento de los hidrocarburos que se genera cuando está en funcionamiento el sistema de retorno de condensado, actualmente se prefiere liberar vapor flash a la atmósfera; lo que implica grandes pérdidas económicas ya que el vapor cuesta 17$ la tonelada. Ante esta problemática se realizó una evaluación al sistema de vapor y condensado la cual comprendió: levantamiento de datos asociados a las trampas de vapor en tablas, redacción de la filosofía de operación de las trazas, detección de fugas de vapor y representación mediante isométricos, levantamiento de la posición de los vástagos de las válvulas (abierto/cerrado) en los ramales de las trazas, evaluación térmica de las trampas, cálculo del vapor que consumen los tanques, elaboración se una simulación en Inplant y dimensionamiento de las trampas de vapor, con la finalidad de generar propuestas de mejora que permitan restablecer la condición normal de operación del sistema. Los resultados obtenidos demuestran el mal funcionamiento en la red de vapor y condensado. De 112 trampas que deberían estar activas, 61 están fueran de servicio y 51 están operativas. De las 51 una gran cantidad están sobredimensionadas y subdimensionadas. En conclusión algunas trampas están dañadas y permiten un paso libre del vapor al retorno de condensado, generando un aumento de presión en la tubería que obstruye la descarga de otras trampas. Esto, junto a trampas sobre y subdimensionadas son las causas que impiden un calentamiento eficiente del hidrocarburo. Palabras claves: trampas de vapor, transferencia de calor, serpentines, venas de vapor, contrapresión.
vi
ÍNDICE GENERAL
APROBACIÓN DEL JURADO ................................................................ iii DEDICATORIA ........................................................................................ iv AGRADECIMIENTOS............................................................................... v RESUMEN ............................................................................................... vi INDICE GENERAL ............................................................................... vii-x INDICE DE TABLAS ........................................................................... xi-xii INDICE DE FIGURAS ........................................................................ xiii-xv INDICE DE ANEXOS .............................................................................. xvi INDICE DE APÉNDICE ......................................................................... xvii LISTA DE SÍMBOLOS Y ABREVIATURAS .............................................. 1 INTRODUCCIÓN ....................................................................................... 2 CAPÍTULO I. EL PROBLEMA................................................................ 3-8 1.1 PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA ............................................ 3-5 1.2 OBJETIVOS...................................................................................... 6 1.3 JUSTIFICACIÓN............................................................................... 7 1.4 DELIMITACIÓN Y ALCANCE DEL ESTUDIO .................................. 8 CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO ........................................................ 9-53 2.1 ANTECEDENTES ........................................................................... 9-11 2.2 BASES TEÓRICAS ....................................................................... 12-53 2.2.1
FILOSOFÍA
DE
OPERACIÓN
DE
LA
PLANTA
ENVASADORA DE LUBRICANTES ................................................ 12-16
vii
2.2.2 FILOSOFÍA DE OPERACIÓN DEL SISTEMA DE VAPOR Y CONDESADO .................................................................................. 17-26 2.2.3 DEFINICIÓN E IMPORTANCIA DE LAS TRAMPAS DE VAPOR ................................................................................................. 27 2.2.4 FACTORES QUE AFECTAN LA TRANSFERENCIA DE CALOR ............................................................................................ 27-29 2.2.5 ACCESORIOS DE UN ARREGLO TÍPICO DE TRAMPAS DE VAPOR ............................................................................................ 29-32 2.2.6 DATOS DE DISEÑO PARA EVALUACIÓN DE TRAMPAS .... 32-37 2.2.7 FUNCIONAMIENTO DE LA TRAMPA DE VAPOR BALDE INVERTIDO ..................................................................................... 37-39 2.2.8 FUNCIONAMIENTO DE LA TRAMPA DE VAPOR DISCO CONTROLADO ............................................................................... 40-41 2.2.9 CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE TRAMPAS DE VAPOR ............................................................................................ 41-42 2.2.10. MÉTODOS DE ESTIMACIÓN DEL CONSUMO DE VAPOR42-47 2.2.11 ECUACIONES UTILIZADAS EN LOS CÁLCULOS .............. 48-49 2.3. TERMINOS BÁSICOS .............................................................. 50-53 CAPÍTULO III. MARCO METODOLÓGICO ....................................... 54-64 3.1 DISEÑO DE LA INVESTIGACIÓN ................................................ 54-55 3.2 INSTRUMENTOS Y TÉCNICAS DE RECOLECCIÓN DE DATOS55-56 3.3 TÉCNICAS DE PROCESAMIENTO Y ANÁLISIS DE DATOS ........... 56 3.4 FASES DE LA INVESTIGACIÓN .................................................. 57-64 CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS ...... 65-99
viii
4.1
RESTRICCIONES
EXISTENTES
EN
EL
SISTEMA
DE
RETORNO QUE IMPIDEN EL ENVÍO DE CONDESADO HACIA RSI CARDÓN ............................................................................................ 65-83 4.1.1 SIMULACIÓN DEL SISTEMA DE DISTRIBUCIÓN DE VAPOR EN INPLANT ....................................................................................... 65-68 4.1.2 ESTUDIO DE LAS HIPÓTESIS QUE PODRIAN AFECTAR EL
RETORNO
DE
CONDESADO
HACIA
SERVICIOS
INDUSTRIALES .................................................................................. 69-83 4.1.2.1 PROBLEMA DE CONTRAPRESIÓN DE PROFALCA SOBRE LA PLANTA ENVASADORA CARDÓN .................................. 69 4.1.2.2
TRAMPAS
SOBREDIMENSIONADAS
Y
SUBDIMENSIONADAS. .................................................................. 70-75 4.1.2.3 PROBLEMAS DE CONTRAPRESIÓN EN LA LÍNEA DE RETORNO
DE
CONDESADO
POR
AUMENTO
EN
LA
TEMPERATURA. ............................................................................. 75-76 4.1.2.4 TRAMPAS EN SERVICIO Y FUERA DE SERVICIO. .......... 77-79 4.1.2.5 MALA OPERACIÓN EN LA PLANTA ENVASADORA. ........ 80-83 4.2
DETERMINAR
LA
CANTIDAD
DE
CONDESADO
RECUPERADO EN LA PLANTA ENVASADORA CARDÓN .............. 84-93 4.2.1 COMPARACIÓN ENTRE EL CONSUMO DE VAPOR EN EL DISEÑO Y EL CONSUMO DE VAPOR ACTUAL ............................ 84-91 4.2.2. CÁLCULO DE LA CANTIDAD DE CONDESADO QUE SE DEVUELVE HACIA RSI CARDÓN .................................................. 91-92 4.2.3 PÉRDIDADS ECONÓMICAS OCASIANADAS POR FUGAS DE VAPOR ...................................................................................... 92-93
ix
4.3 PROPUESTAS DE MEJORAS PARA RESTAURAR LA OPERACIÓN NORMAL EN LA PLANTA ENVASADORA CARDÓN .. 94-99 4.3.1 CAMBIAR LAS TRAMPAS DE VAPOR INSTALADAS ACTUALMENTE POR LAS RECOMENDADAS ............................. 94-95 4.3.2 CONECTAR LOS ISOTANQUES
A LA RED DE
RECUPERACIÓN DE CONDESADO .............................................. 96-99 5. CONCLUSIONES .............................................................................. 100 6. RECOMENDACIONES ...................................................................... 101 7. BIBLIOGRAFÍAS ............................................................................... 102 8. APÉNDICES ............................................................................... 103-147 9. ANEXOS ..................................................................................... 151-159
x
ÍNDICE DE TABLAS TABLA 1 CAÍDA DE PRESIÓN Y FLUJOS. SIMULACIÓN INPLANT ............. 65 TABLA 2 VELOCIDADES. SIMULACIÓN INPLANT ........................................ 66 TABLA 3 TRAMPAS DE VAPOR EN LOS TANQUES ACTUALMENTE ....70-71 TABLA 4 TRAMPAS EN SERVICIO Y FUERA DE SERVICIO ........................ 77 TABLA 5 POSICIÓN ABIERTA Y CERRADA DE LAS VÁVULAS PRINCIPALES .................................................................................................. 81 TABLA 6 CONSUMO DE VAPOR POR TANQUES. ........................................ 84 TABLA 7 CONSUMO DE VAPOR EN ISOTANQUES Y DISOLUTOR ............ 85 TABLA 8 CONSUMO DE VAPOR EN RECIPIENTES Y CALENTADOR DE SUCCIÓN POR DISEÑO. ......................................................................86-88 TABLA 9 DIMENSIONAMIENTO DE TRAMPAS DE VAPOR .....................94-95 TABLA
10
DIMENSIONAMIENTO
DE
TRAMPA
PARA
LOS
ISOTANQUES .................................................................................................. 96 TABLA 11 FLUJO DE LOS SISTEMAS DE TRAZAS DE VAPOR ................. 109 TABLA 12 TANQUES CON SISTEMA DE VAPOR ACTIVOS ....................... 110 TABLA 13 FLUJO MÁSICO DE VAPOR ACTUAL EN LOS TANQUES........ 112 TABLA
14
CONDENSADO
TOTAL
ACTUAL
EN
LAS
LÍNEAS
PRINCIPALES ................................................................................................ 114 TABLA 15 TRAMPA ACTUAL Y RECOMENDADA T-901 y T-902 ................ 116 TABLA
16
DESCRIPCIÓN
DE
LAS
TRAMPAS
INSTALADAS
ACTUALMENTE ............................................................................................. 118
xi
TABLA 17 DESCRIPCIÓN DE LAS TRAMPAS PROPUESTAS .................... 119 TABLA 18 TRAMPA 206 ACTUALMENTE INSTALADA................................ 120 TABLA 19 TRAMPA 132, 133 ACTUALMENTE INSTALADA ........................ 121 TABLA 20 TRAMPA134 ACTUALMENTE INSTALADA................................. 121 TABLA 21 TRAMPA 145 ACTUALMENTE INSTALADA................................ 122 TABLA 22 TRAMPA150 ACTUALMENTE INSTALADA................................. 122 TABLA 23 TRAMPA146 ACTUALMENTE INSTALADA................................. 123 TABLA 24 TRAMPA128 ACTUALMENTE INSTALADA Y LA QUE SE RECOMIENDA ................................................................................................ 124 TABLA 25 TRAMPA 166 ACTUAL Y LA QUE SE RECOMIENDA ................ 125 TABLA 26 TRAMPA 151 ACTUAL Y LA QUE SE RECOMIENDA ................ 126 TABLA 27 TRAMPA 236 QUE SE RECOMIENDA ........................................ 126 TABLA 28 POSICIÓN ABIERTA Y CERRADA DE LAS VENAS DE VAPOR ........................................................................................................... 127 TABLA 29 POSICIÓN ABIERTA Y CERRADA DEL SISTEMA DE RECUPERACIÓN DE CONDENSADO....................................................127-129 TABLA 30 INTERPOLACIÓN PARA OBTENER EL FLUJO QUE SE PIERDE EN UNA TRAMPA ¾” ....................................................................... 141 TABLA 31 FLUJOS PARA DISTINTOS DIÁMETROS DE ORIFICIO ........... 142
xii
ÍNDICE DE FIGURAS
FIGURA 1 BOMBA DE LOS TANQUES T-917/T-932 ...................................... 14 FIGURA 2 BOMBA DE LOS RECIPIENTES V-903/V-908 ............................... 15 FIGURA 3 SUBIDAS EN LA LÍNEA PRINCIPAL .............................................. 17 FIGURA 4 DIAGRAMA DE UBICACIÓN DE TRAMPAS DE VAPOR Y CONEXIÓN DE MANÓMETROS ...................................................................... 24 FIGURA 5 DIAGRAMA DE FLUJO DE TRAZAS DE VAPOR. PARTE I........... 25 FIGURA 6 DIAGRAMA DE FLUJO DE LAS TRAZAS DE VAPOR. PARTE II. .......................................................................................................... 26 FIGURA 7 LIMITANTES AL TRANSFERIR CALOR A LAS TUBERÍAS ........... 28 FIGURA 8 MONTAJE TRAMPA BI ................................................................... 29 FIGURA 9 MONTAJE TRAMPA DISCO ........................................................... 29 FIGURA 10 MONTAJE TRAMPA BI SALIDA LATERAL .................................. 30 FIGURA 11.MONTAJE TRAMPA BI CON BYPASS ......................................... 31 FIGURA 12 FILTRO EN Y. BOLSILLO PLANO HORIZONTAL. ....................... 31 FIGURA 13 FILTRO EN Y. BOLSILLO PLANO VERTICAL ............................. 32 FIGURA 14 DISTANCIA ENTRA TRAMPAS DE VAPOR ................................ 34 FIGURA 15 TRAMPEO UNITARIO Y EN GRUPO .......................................... 36 FIGURA 16. AISLAMIENTO EN TRAMPAS DE DISCO ................................... 37 FIGURA 17.AISLAMIENTO EN TRAMPAS BI .................................................. 37 FIGURA 18-21.FUNCIONAMIENTO TRAMPA BI .......................................38-39 FIGURA 22-24 FUNCIONAMIENTO TRAMPA DE DISCO .........................40-41
xiii
FIGURA 25 GRÁFICA. FACTOR DE TRANSFETENCIA DE CALOR .............. 44 FIGURA. 26 ÁREA SUPERFICIAL DE LA TUBERÍA ....................................... 45 FIGURA. 27 TOMA DE PRESIÓN DE CONDENSADO ................................... 68 FIGURA 28 VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA RESPECTO A LA PRESIÓN .......................................................................................................... 69 FIGURA. 29 GRÁFICA SOBRE LA FUNCIONABILIDAD DE LAS TRAMPAS ....................................................................................................... 79 FIGURA 30 BI ENVUELTA ............................................................................... 80 FIGURA. 31 DISCO ENVUELTA ...................................................................... 80 FIGURA. 32 TRAMPA 222 ............................................................................... 81 FIGURA 33 ARREGLO TAMPA 222 ................................................................ 81 FIGURA. 34 FUGA AL FINAL DE LA LÍNEA S-9601........................................ 82 FIGURA 35 SUMINISTRO DE VAPOR A LOS ISOTANQUES ........................ 83 FIGURA 36 ISOTANQUES ............................................................................... 83 FIGURA 37 TRAMPA BI MODELO 312, ORIFICIO 5/32” .............................. 97 FIGURA 38 ISOMÉTRICO DE LA DESCARGA DE VAPOR A LA TANQUILLA ...................................................................................................... 98 FIGURA 39 ISOMÉTRICO DE COMO SE DEBE INSTALAR LA TRAMPA EN LOS ISOTANQUES .................................................................................... 98 FIGURA 40 TRAMPA BI, MODELO 313, ORIFICIO 9/32” ............................. 116 FIGURA 41 TRAMPA BI MODELO ................................................................ 117 FIGURA 42 TRAMPA BI, MODELO 316 ........................................................ 117 FIGURA 43 TRAMPA BI, MODELO 316, ORIFICIO 9/16” ........................... 117 FIGURA 44 HOJA DE CÁLCULO TRAMO I ................................................... 137
xiv
FIGURA 45 HOJA DE CÁLCULO TRAMO II Y III ........................................... 138 FIGURA 46 SIMULACIÓN DEL FLUJO DE VAPOR EN INPLANT ................ 143 FIGURA 47 DISTRIBUIDOR EN LA LÍNEA S-9600 ..................................... 144 FIGURA 48 DISTRIBUIDOR EN LA LÍNEA S-9600 ..................................... 145 FIGURA 49 DISTRIBUIDOR EN LA LÍNEA S-9679 ..................................... 146 FIGURA 50 DISTRIBUIDOR EN LA LÍNEA S-9679 ..................................... 147 FIGURA 51 DISTRIBUIDOR EN LA LÍNEA S-9679 ..................................... 148 FIGURA 52 SISTEMA DE RECUPERACIÓN DE CONDENSADO EN LA LÍNEA S-9600 ............................................................................................... 149 FIGURA 53 SISTEMA DE RECUPERACIÓN DE CONDENSADO EN LA LÍNEA S-9600 ............................................................................................... 149 FIGURA 54 DISTRIBUIDOR EN LA LÍNEA S-9600 ..................................... 150
xv
ÍNDICE DE ANEXOS
ANEXO A FLUJO DE VAPOR Y PRESIÓN DE LOS MESES JUNIO Y JULIO .......................................................................................................151-152 ANEXO B TABLA DE PROPIEDADES DEL VAPOR SATURADO ................ 155 ANEXO C TABLA BASE PARA ESCOGER EL TIPO DE TRAMPA DE VAPOR Y ESTABLECER EL FACTOR DE SEGURIDAD .............................. 154 ANEXO
D
ISOMÉTRICOS
DE
LAS
LÍNEAS
DE
VAPOR
Y
CONDENSADO. ......................................................................................155-157 ANEXO E GRÁFICA DE SELECCIÓN ARMSTRONG. .................................. 158 ANEXO F GRÁFICA UTILIZADA PARA CALCULAR LA CAPACIDAD CALORÍFICA.. ................................................................................................ 159
xvi
ÍNDICE DE APÉNDICE APÉNDICE. A. TABLAS DONDE SE LISTAN LOS DATOS DEL PUNTO DE TRAMPEO Y DE LA TRAMPA DE VAPOR .......................................103-105 APÉNDICE B. CÁLCULO DE CONDENSADO EN VENAS DE VAPOR. 106-109 APÉNDICE C. CÁLCULO DEL CAUDAL QUE CONSUMEN LOS TANQUES POR FORMULAS DE TRANSFERENCIA DE CALOR.. ........110-112 APÉNDICE
D.
CÁLCULO
DE
CONDESADO
EN
LAS
LÍNEAS
PRINCIPALES ........................................................................................113-114 APÉNDICE E. DIMENSIONAMIENTO DE LAS TRAMPAS DE VAPOR. ...................................................................................................115-126 A. EVALUACIÓN DEL DIMENSIONAMIENTO DE LAS TRAMPAS DE VAPOR PARA LOS TANQUES .............................................................115-122 B. EVALUACIÓN DE TRAMPAS TERMODINÁMICAS PARA SERVICIO DE TRAZAS DE VAPOR .......................................................................122-126 APÉNDICE F REPORTE POSICIÓN (ABIERTA/CERRADA) DE LAS VÁLVULAS. .............................................................................................127-130 APÉNDICE G. CÁLCULO MANUAL DE LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL TRAMO I Y II............................................................................................131-138 APÉNDICE H. CÁLCULO DEL COSTO DE LAS FUGAS DE VAPOR ....139-142 APÉNDICE I. ISOMÉTRICOS DE LAS FUGAS Y AVERÍAS EN LA PLANTA ...................................................................................................143-150
xvii
LISTA DE SÍMBOLOS Y ABREVIATURAS
Q = Carga de condensado, kg/hr L = Distancia de tubería de producto entre trampas de las venas, en m U = Factor de transferencia de calor, en kJ/hr•m2•°C DT = Diferencia de temperaturas, en °C E = 1 menos la eficiencia del aislamiento térmico (ejemplo: eficiencia de aislamiento del 75%: 1 - 0.75 = 0.25, o sea E = 0.25) S = Surface area of pipe per linear meter H = Calor latente del vapor, en kJ/kg Q = Calor transferido total, en kJ/hr A = Área de la superficie exterior del serpentín, en 𝑚2 U = Factor global de transferencia de calor, en 𝐾𝑗 (𝑟 ∗ 𝑚2 ) kJ/hr•m2•°C. L = Flujo del líquido, en lt/min C = Calor específico del líquido, en kJ/kg•°C 60 = 60 min/hr Sg = Gravedad específica del líquido
INTRODUCCIÓN Deltaven es una filial de la Estatal Petróleos de Venezuela (PDVSA) cuya actividad es
la comercialización de combustibles, lubricantes, solventes,
asfaltos, grasas y otros derivados de hidrocarburos bajo la marca comercial PDV. Deltaven posee la Planta Envasadora de Lubricantes Terminados Cardón en el Complejo Refinador de Paraguaná donde se realizó la presente tesis. La Envasadora es la encargada de la elaboración, envasado y despacho de los diferentes tipos de lubricantes permitiendo distribuir estos productos
al
mercado venezolano a través de la flota terrestre y al Caribe a través de transporte marítimo siendo Afton Chemical (productor de aditivos para lubricantes) el principal aliado en la elaboración de lubricantes PDV. La razón de esta investigación es que se usa muy poco el sistema de recuperación de condensado ya que las trampas de vapor en algunos casos no pueden descargar y en otros presentan una descarga deficiente. Las trampas de vapor se instalan en la línea de drenaje, entre la unidad calentada por vapor (Tanque, recipiente, decantador) y la tubería de recuperación de condensado. Por tanto, si la trampa no puede descargar se produce una obstrucción que impide al vapor pasar continuamente por el serpentín del tanque, aumentando el tiempo de calentamiento del hidrocarburo (bases lubricantes, aditivos, mezclas) en el equipo. Según los mezcladores el tiempo ha pasado de 6 horas a 2 y 3 días. Para evitar estos retrasos en la producción se ha optado por utilizar los bypass a la atmósfera que le ocasionan a la empresa importantes pérdidas económicas ya que el vapor está valorado en 17$ la tonelada.
Ante estas premisas, surge la necesidad de evaluar el sistema actual de la planta Envasadora con la finalidad de identificar las limitaciones operacionales e hidráulicas que afecten el proceso y establecer las posibles alternativas de mejora, para ello se realizan cálculos de caída de presión, flujo, dimensionamiento de trampas de vapor entre muchos otros aspectos metodológicos. Las propuestas generadas estarán destinadas a la optimizar el funcionamiento del sistema de vapor y condensado.
El trabajo se encuentra estructurado en cuatro capítulos:
El primer capítulo se refiere al planteamiento del problema, objetivos, justificación del problema, delimitaciones y limitaciones de estudio. El segundo capítulo corresponde al marco teórico, en donde se presentan los antecedentes de este estudio, descripción del funcionamiento de los sistemas de vapor y condensado, fundamentos y conceptos teóricos relacionados con el estudio.
El tercer capítulo, define la metodología utilizada para llevar a cabo los objetivos planteados, así como el diseño de la investigación, técnicas y análisis de recolección de datos. Asimismo se definen cada una de las fases desarrolladas durante la investigación. En el cuarto capítulo, se presentan y analizan los resultados obtenidos durante las fases de investigación.
Finalmente se presentan las conclusiones y recomendaciones basadas en los resultados obtenidos.
CAPÍTULO I. EL PROBLEMA
CAPÍTULO I. EL PROBLEMA 1.1 PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA. La planta Envasadora de Lubricantes ubicada en el Complejo Refinador Cardón, tiene como prioridad elaborar y envasar
productos, orientados
principalmente a la lubricación de motores. Durante la preparación de los lubricantes con el fin de permitir la fluidez de las bases, aditivos y mezclas se emplea vapor como medio de transferencia de calor indirecto, utilizando como superficies de calentamiento trazas de vapor para las tuberías y serpentines para los tanques.
El vapor ingresa a la planta de dos formas distintas. La primera mediante las trazas de vapor permitiendo transferir calor a los cabezales de bases mezclas y aditivos, y la segunda mediante la línea principal de vapor, permitiendo calentar el líquido contenido en los tanques recipientes y decantadores.
Por la línea principal de vapor S-9600-1126 entra vapor de media presión (18 Kg cm2 ) el cual es transformado en vapor de baja (4 Kg cm2 ) por una válvula de control ubicada en la entrada de la planta. Este vapor tiene tres usos principales los cuales son: Para trazas de vapor, equipos que consumen vapor (tanques, recipientes y decantadores.) y calentamiento de los Isotanques. Sin embargo el vapor destinado para los Isotanques, y el Disolutor (T-914) no se recupera, siendo estos los dos puntos que más consumen vapor en la planta. Por esta razón es una necesidad incorporarlos a la red de recuperación de condesado.
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CAPÍTULO I. EL PROBLEMA
Entre los equipos que consumen vapor solo 8 tanques más 5 recipientes aportan al sistema de recuperación de condesado. La distribución se establece a continuación:
De los 11 tanques de bases; al T-901, T-902 y T-910 se les suministra vapor para despacho ya que almacenan BS150 y MVIP1300. De los 18 tanques de mezclas Maxi; al T-920 (Plastificantes) y al T-927 (Translub´s)
se les
suministra vapor para condición de mezclado y almacenado. De los 7 tanques de aditivos; al T-915 (InfiniumV533) y el Disolutor T-914 se les suministra vapor en condición de despacho; y por último los recipientes V903 V-908 también reciben vapor, el cual es destinado para la preparación de mezclas.
El principal problema en la planta Envasadora de Lubricantes es que se usa muy poco el sistema de recuperación de condesado, ya que el tiempo de calentamiento del líquido en los tanques aumenta limitando la producción diaria, y ocasionando que se usen bypass a la atmósfera, lo que implica una pérdida de vapor saturado que cuesta a la empresa 17$ la tonelada.
Una razón para la limitante en el calentamiento es que las trampas de vapor están fallando en posición abierta, permitiendo
un pase libre de vapor
sobrecalentado, lo que puede generar una contrapresión en el sistema de recuperación de condesado presurizando las descargas de las trampas de vapor que se encuentren aguas arriba lo que evita el uso adecuado del sistema de calentamiento en tanques y recipientes.
Otro problema es el dimensionamiento de las trampas de vapor ya que al disminuir la presión diferencial mínima la trampa no cumple con el flujo de operación, necesitando especificarse otro diámetro de orificio o conexión. 4
CAPÍTULO I. EL PROBLEMA
Aunado a estos problemas de calentamiento se presentan fugas de vapor a lo largo de la línea S-9600 y en zonas cercanas de los tanques de bases, aditivos y mezclas ya mencionados. Las trampas en la trazas de vapor deben estar en constante funcionamiento, pero por inspecciones recientes se confirma que algunas están frías, por tanto surge la necesidad de realizar evaluaciones hidráulicas en el sistema de retorno de condesado, y actualizar el balance de masa en los equipos que consumen vapor, ya que por diseño los 23 tanques de retención (donde se almacenan los productos terminados) consumían vapor y en la actualidad debido al cambio en las mezclas no es necesario.
5
CAPÍTULO I. EL PROBLEMA
1.2 OBJETIVOS 1.2.1 Objetivo General Desarrollar propuestas de mejora para la recuperación de condensado en la Planta de Lubricantes Terminados del CRP Cardón.
1.2.2 Objetivos Específicos
Identificar las restricciones existentes en el sistema de retorno que impiden el envío de condensado hacia Servicios Industriales (RSI) Cardón. Determinar la cantidad de condensado recuperado de la planta envasadora Cardón. Generar propuestas de mejoras que permitan restablecer la condición normal durante la operación del sistema de vapor y condesado.
6
CAPÍTULO I. EL PROBLEMA
1.3 JUSTIFICACIÓN
La Planta Envasadora de Lubricantes cumpliendo con los lineamientos de Petróleos de Venezuela S.A (PDVSA), requiere que el proceso de calentamiento se realice de la manera más eficiente posible, ya que el ahorro del tiempo permitirá cumplir la demanda del mercado nacional e internacional. Además el ahorro de energía asociado a la trasferencia de calor se traduce en un ahorro monetario, por este mismo motivo se hace indispensable un sistema de recuperación de condesado eficiente.
La investigación se realizó porque en la planta envasadora de lubricantes, no se está utilizando el sistema de retorno de condesado, producto del trampeo de serpentines estampado o tubulares; y el trampeo de las trazas de vapor. En vez de ello se utiliza un bypass hacia la atmósfera lo que genera una pérdida de 17$ por cada tonelada de vapor.
Por razones ambientales y económicas asociadas al gran coste del vapor, surge la necesidad de realizar esta investigación que permitirá evaluar todos los problemas de contrapresión que afecten el proceso, establecer comparaciones entre el caso diseño y el actual con el fin de determinar si las trampas de vapor se encuentran fuera de especificación. En cuyo caso deberán ser dimensionadas, actualizar el consumo de vapor que requiere cada tanque en caso de que la base aditivo o mezcla haya cambiado. Todo esto con el fin de restablecer la operación normal del sistema de retorno de condesado.
Es importante mencionar que la problemática descrita anteriormente afecta al Centro de Refinador Paraguaná (CRP) Cardón, a la empresa Propileno de Falcón C.A (PROFALCA) y a la Envasadora de Lubricantes Cardón. 7
CAPÍTULO I. EL PROBLEMA
1.4 DELIMITACIÓN O ALCANCE DEL ESTUDIO
El estudio se llevó a cabo en la Planta Envasadora de Lubricantes Cardón específicamente en los sistemas Especial, Midi, Maxi y Famefa de la planta ubicada en el centro de refinación Paraguaná municipio Carirubana estado Falcón. El estudio se realizó a través de la superintendencia de Lubricantes de la gerencia DELTAVEN.
La duración del estudio es de veintiséis semanas, comprendido en el lapso de tiempo entre febrero-Julio 2013; con la finalidad de establecer propuestas de mejoras en el sistema de recuperación de condesado que tiene como fin ser descargado en Servicios Industriales. El estudio comprende el desarrollo de los siguientes aspectos:
Cálculo del condesado que descarga la trampa en las trazas de vapor y en los tanques mediante el uso de fórmulas de transferencia de calor, para luego realizar el dimensionamiento actual de las trampas de vapor. Se desarrollan
cálculos
para
obtener
las
caídas
de
presión,
aunque
teóricamente la variación para el servicio de vapor a presiones de 5 bar se genera una pérdida de 0.0250 bar por cada 100 metros de tubería.
Se realizó una inspección térmica a las trampas de vapor para diagnosticar si las trampas operan correctamente, sin embargo este método no permite escuchar el ciclo de descarga de la trampa, por lo que no se descarta que las trampas estén fallando en abierto. Para futuras investigaciones se recomienda usar el método sónico como complemento. Por último se listan todas las fugas de vapor en la Planta Envasadora de Lubricantes realizando su representación mediante isométricos.
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO 2.1 ANTECEDENTES
COLINA S (2009). EVALUACIÓN ENERGÉTICA A UN SISTEMA DE TRAMPEO DE VAPOR: ALTA, MEDIA Y BAJA EN UNA PLANTA DE POLIETILENO DE ALTA DENSIDAD: SECCIÓN RECUPERACIÓN DE SOLVENTE. VERACRUZ, Trabajo Especial de Grado. “UNIVERSIDAD VERACRUZANA”. Área de Tecnología. Programa de Ingeniería Química. El objetivo general de la investigación fue estimar las pérdidas energéticas ocasionadas por fugas de vapor en tuberías, válvulas check y trampas de vapor en una planta de Polietileno de baja densidad, con el fin de reducir los costos anuales excesivos que las fugas de vapor acarrean a la empresa. Los resultados indicaron que para muchas tuberías con un tiempo de servicio de 20 años se presentaban fugas de 4mm a una presión de 10 atmosferas lo que acarreaba una pérdida de 673 𝐾𝑔 𝑟, causando 118260 $ de pérdidas extras a la compañía. Por tanto se llegó a la conclusión de que al diseñar líneas de vapor la inspección y detección oportuna de cualquier fuga supone un reducción de costos importantes, paralelamente se incrementan los niveles de seguridad del personal de mantenimiento Este trabajo de grado, permitió estudiar y evaluar las pérdidas energéticas sirviendo de patrón comparativo para la evaluación del caso actual de operación en la planta Envasadora de Lubricantes Cardón.
VILLACRES. J y ANDRADE, F. (2008) AHORRO ENERGÉTICO EN EL SISTEMA RECUPERADOR DE CONDESADOS DE
UNA PLANTA
INDUSTRIAL EN GUAYAQUIL UTILIZANDO UN SURGE TANK. Trabajo Especial de Grado. “Escuela Superior Politécnica del litoral”. Área de Tecnología. Programa de Ingeniería Mecánica.
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
El objetivo general de la investigación fue analizar y comparar el ahorro energético que se obtiene al
implementar un sistema recuperador de
condensados presurizado utilizando un Surge recuperador de
Tank en vez del sistema
condensado con un tanque recolector de
condensados
venteado a la atmósfera que posee una planta industrial. Al final llegaron a la conclusión de que el tanque Surge Tank podría aportar hasta un 15% de ahorro en materia energética. Los aportes a la presente tesis se basan en fundamentaos teóricos y no en parámetros de comparación, obteniendo conocimiento sobre los balances de energía, y fórmulas de transferencia de calor, lo cual permitió calcular la cantidad de vapor que necesitan los tanques en la Envasadora Cardón para aumentar la temperatura hasta los niveles requeridos.
Ovando Roca, S. (2007). BENEFICIOS EN SISTEMAS DE VAPOR POR MEDIO
DE
UNA
CORRECTA
INSTALACIÓN
Y
SELECCIÓN
DE
TRAMPAS. Trabajo Especial de Grado. “Universidad de San Carlos de Guatemala”. Área de Tecnología. Programa de Ingeniería Mecánica. El objetivo general de la investigación fue conocer alternativas para obtener beneficios en los sistemas de vapor además de
reducir costos en la
transformación de energía y mejorar la productividad de las distintas industrias que utilizan el vapor como instrumento indispensable en sus procesos. Uno de los puntos más importantes del trabajo es que presenta tablas las cuales indican como varía la tasa de condesado en función del diámetro, longitud de la tubería y eficiencia del aislamiento térmico, también muestra como varía el calentamiento cuando se emplea conducción forzada, llegando a la conclusión de que por convección forzada se puede reducir el tiempo de calentamiento hasta en un 75%. Los aportes a esta investigación se basan en fundamentaos teóricos y no en parámetros de comparación, siendo estos fundamentos los que permitieron evaluar el trampeo de líneas 10
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
de vapor, condesado y venas de vapor a partir de tres datos fundamentales: diferencial de presión, temperatura y flujo por unidad de tiempo.
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
2.2 BASES TEÓRICAS
2.2.1 Filosofía de operación de la Planta Envasadora de Lubricantes. (Manual Envasadora de Lubricantes)
La Planta Envasadora de la refinería Cardón dispone de tres sistemas de mezcla para la preparación de lubricantes. Estos son: Maxi, Midi y Especial. Para preparar dichas mezclas los componentes principales (aceites básicos y aditivos)
son
bombeados
simultáneamente
desde
los
tanques
almacenamiento, hacia los distintos cabezales de mezcla.
La diferencia entre los sistemas de mezcla antes mencionados se presenta en el tamaño de los lotes y tipos de lubricantes en ellos preparados. Los lotes de mayor volumen son preparados en el sistema Maxi, y los de menos volumen en los sistemas restantes; en los cuales la decisión de utilizar uno u otro (Midi o Especial) se base en el tipo y naturaleza (contaminante) del lubricantes terminado a ser mezclado.
Las cantidades requeridas de básicos y aditivos para una determinada mezcla, son transferidas a través de medidores de flujo de desplazamiento positivo, en los cuales es prefijada la cantidad en peso a ser utilizada.
Los aditivos en tambores se agregan a las mezclas Midi y Especial, vaciándolos en los decantadores
y bombeándolos desde allí a los
respectivos tanques o recipientes de mezcla. Adicionalmente, existe una pesa de tambores suspendida del monorriel, para los casos en que haga falta añadir únicamente una fracción de la cantidad contenida en un tambor.
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Una vez completado el proceso de preparación del lubricante se procede a certificar su calidad, luego es enviado a los tanques de retención, y de allí a las líneas de llenado de latas, tambores, paila, plásticos, y/o cisternas. La distribución del vapor en planta se clasifica en tanques de recibo, almacenamiento y tanques de mezclas.
a) Recibo y Almacenamiento: Bases: En esta área existen 11 tanques, de los cuales solo 3 están equipados con sistema de vapor: T-901, T-902 y T-910. (Estos tanques poseen serpentines internos y un calentador de succión). Aditivos: Los tanques ubicados dentro de esta área son dedicados, es decir, siempre se almacena el mismo producto. Los tanques que conforman esta área son: T-911, T-912, T-914, T-915, y T-937, forma parte del área el T-913 pero no se le suministra vapor (aunque posee serpentines instalados) ya que el aditivo almacenado HITEC 410 no lo amerita. El tanque T-914 es el que se conoce como Disolutor, el cual consume la mayor cantidad de vapor de la planta; en él se prepara un aditivo a partir de la mezcla del aceite base y un polímero en presentación sólida. A pesar de que el T-914 se encuentra equipado con el sistema de vapor y condensado; el condensado es drenado al piso.
En el área 51 el suministro de vapor viene dado a través de dos mangueras. En esta área no existe recuperación de condensado y el mismo es descargado completamente a la atmósfera.
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
b)
Mezcla: Los tanque que conforman esta área en su mayoría no son
dedicados; es decir, en función del requerimiento del mercado se elaboran productos de diferente composición físico-química. MAXI y FAMEFA: Los tanques que forman parte de esta sección están numerados desde el T-917 al T-934; estos cumplen funciones de almacenamiento o mezcla de un lubricante específico, son los tanques con mayor capacidad y están equipados con sistema de vapor y condensado. Los aceites bases y aditivos a granel, son bombeados simultáneamente a través de medidores de flujo, al cabezal de mezcla MAXI, y de allí al tanque de mezcla correspondiente, en donde se
homogeniza la misma al
recircularla por una boquilla de chorro. Todos los tanques de mezcla tienen serpentines de calentamiento en el fondo.
En cada tanque de mezcla hay una bomba que sirve para recircular y enviar el aceite lubricante a las líneas de envasado, o a la estación de cisternas para su despacho a granel. (Ver figura I)
Figura I. Bomba de los tanques T-917/T-932
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
MIDI: Este sistema se encuentra conformado por seis recipientes de mezcla (V-903, V-904, V-905, V-906, V-907 y V-908) ubicados dentro del galpón de mezcla y envasado. Estos recipientes están agrupados en pares con un decantador y bomba común; quedando distribuidos de la siguiente manera los recipientes V-903 y V-904 asociados al decantador V-909; V-905 y V-906 asociados al decantador V-910 y por el ultimo los recipientes V-907 y V-908 asociados al decantador V-911.
Los aditivos y bases lubricantes son bombeados a través de medidores de flujo al cabezal del sistema MIDI, y de allí al tanque de mezcla, donde se homogeniza la misma. En esta sección se dispone de tres bombas una por cada decantador (Ver figura 2). Estas bombas permiten transferir la mezcla de los decantadores a los recipientes de mezclas, recircular y homogeneizar la misma mediante boquillas y finalmente transferir los lubricantes a los tanques de retención. De allí serán bombeados a las líneas de envasado.
Figura 2. Bomba de los recipientes V-903/V-908
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
El sistema Midi también está formado por tanques de retención, que son: V919, V-920, V-921, V-922, V-923, V-924, V-925, V-926, V-927, V-928, V-937 y V-938; estos tanques están ubicados en la parte superior del área de mezcla; los mismos también se encuentran equipados con sistema de vapor y condensado, pero en la actualidad muy poco se usa debido a dos factores importantes: el primero de ellos, es que el sistema de vapor en algunos tanques se encuentra dañado (serpentines rotos), y el segundo, es que las mezclas ha cambiado su composición respecto al diseño de la planta, siendo innecesario suministrar vapor para reducir su viscosidad o conservar. Sin embargo hay casos esporádicos en que es necesario rectificar una mezcla fuera de especificación. Por esta razón se mantienen conectados al sistema de retorno. Sistema especial: En esta área existen 4 recipientes de mezclas que son: V912, V-913, V-914 y V-915; la división es similar a la sección de MIDI, con la excepción de que los recipientes V-912 y V-913 tienen cada uno su propio decantador; (V-916 y V-917 respectivamente) y los otros dos; V-914 y V-915 tienen un decantador y bomba común (V-918). En este sistema solo se preparan productos con especificaciones de 40ºC; es por ello que a pesar de encontrarse equipados con el sistema de vapor y condensado no es necesario el uso de vapor para el calentamiento.
En ningún punto de la red de distribución de vapor se cuenta con medidores de flujo. Las mediciones se realizan en el límite de batería a través de una placa orificio identificada 09-FR-36.
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
2.2.2 Filosofía de operación del sistema de vapor y condensado. (Fuente propia)
El vapor de media presión entra en la Planta Envasadora de Lubricantes por la línea principal S-9600-1126 a una presión entre 15 y 18 𝐾𝑔 𝑐𝑚2 , pasa a través de una válvula reductora de presión masonailan 09PCV-25 modelo camflex 35-35102 tamaño 3 pulgadas,
la cual debería disminuirla a 3
𝐾𝑔 𝑐𝑚2 , sin embargo los niveles de presión están en su mayoría entre 5 y 6 reportándose incluso picos de 7 𝐾𝑔 𝑐𝑚2 .
Los datos antes mencionados fueron tomados con un rango de 3 meses (Febrero, Marzo y Abril del 2013). Debido a esta presión las líneas colapsaron y en Mayo el controlador de la válvula fue reparado, registrándose ahora en promedio 4 𝐾𝑔 𝑐𝑚2 de presión manométrica, la cual se usó para la elaboración de este trabajo de investigación.
La línea S-9600-1126 de vapor posee cinco elevaciones con configuraciones idénticas, como se muestra en la figura 3. Estas elevaciones se encargan de separar el flujo, ya que el líquido tiende a ir por la parte externa del codo y el vapor tiende a ir por la parte interna.
Figura 3. Subidas en la línea principal
En las figura 4, 5 Y 6 se pueden apreciar las 6 elevaciones que posee la línea S-9600-1126,
las cuales servirán como punto de referenciar para
narrar el proceso.
17
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Primera elevación. Antes de la primera elevación se encuentra una inyección de trazas de vapor. En la figura 46 (Apéndice I) se puede ver la configuración del distribuidor, el cual sirve para suministrar por medio de trazas; vapor a las líneas P-9080-1101A, P-9126-1101 y P-9005-1101 (Ver figura 5,6). Al final del distribuidor de la figura 49 la trampa 114 descargar al sistema de recuperación de condesado por la línea S-9700. Una vez pasada la primera elevación
las tuberías P-9080-1101A, P-9126-1101
y P-9005-1101A
descargan sus condesados, en la tubería de recuperación de condesado por sus respectivas trampas de vapor. Tercera elevación. Antes de la tercera elevación Hay otro sistema de distribución de vapor. Figura 47 (Apéndice I). Y luego de esta la línea principal S-9600 se bifurca, hacía la S-9671. Esta línea baja y atraviesa la carretera (no es visible). Ella aporta vapor para despacho a los tanques T-901, T-902 por almacenar BS 150 y al T-910 por almacenar MVIP 1300. Estos tanques poseen serpentines internos y un calentador de succión; los calentadores de succión se operan de forma manual ya que los controles de temperatura automáticos se encuentran fuera de servicio. La línea P-9005-1101A también cruza la calle de manera no visible. Cuarta Elevación. Pasando la cuarta elevación La línea P-9080-1101A presenta dos sistemas con trampas de vapor al igual que la P-9126-1101. Los cuales descargan a la tubería de recirculación de condesado, o por sus respectivos drenajes. Ver Figura 52. Una vez pasado el Sistema de Trampas de Vapor se encuentra la conexión de la descarga de la línea S-9701 a la S-9700 de 4”. La cual contiene el condesado de los tanques T-901, T-902, T-910. 18
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Quinta elevación. Al pasar la quinta elevación se encuentra la entrada de vapor a los tanques de mezcla maxi por la línea S-9602-1126, de los diez tanques conectados a esta línea en el patio de tanques solo necesita vapor durante el mezclado el T-927 ya que es un tanque dedicado que contiene Translub´s. A la S-9700 descarga de la línea S-9702 de 3” la cual recibe aportes de la línea S-9704 de 3” que recoge el condesado de los tanques Midi (V-903 al V-908) junto con sus decantadores (V-909 al V-911).
Los recipientes de retención Midi V-919 al V-929 y los recipientes de retención Especial V-930 al V-935 y V-937, están conectados al sistema de recuperación de condesado pero no consumen vapor para almacenaje y por tanto no aportan al sistema de recuperación de condesado. Sexta elevación. Antes de la sexta elevación se encuentra un sistema de distribución de vapor al que aportan la tubería P-9080-1101A y P-9126-1101. Ver Figura 53. Y después se bifurca hacia la línea S-9603 la cual es la entrada de vapor para los tanques mezcla Maxi T-920 que almacena Plastificantes, y T-917 el cual no es un tanque dedicado y puede almacenar Multigrado´s / Maxidiesel´s / Ultradiesel´s. Más adelante está la S-9703 la cual es la salida de condesado de dichos tanques y 5 trampas de vapor. De los dos 9 tanques conectados a la S-9603 solo necesita calentamiento constante el T-920 tanto para almacenaje como mezclado.
La línea P-9126-1101 aporta bases lubricantes a los tanques T-920 y T-917. En los diagramas de flujo no se observa conexión alguna con el T-920 pero por recorrido se pudo evidenciar que si lo hace.
19
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Al continuar por la S-9600 luego de la sexta elevación se encuentra el punto de salida hacia la S-9679 que distribuye vapor a los tanques T-911, T-912, T-914, T-915, T-916. Sin embargo los tanques T-911 y T-912 están por debajo del nivel de los serpentines de calentamiento por lo que actualmente (marzo 2013) no se está calentando ni el Infineum P5443 ni el Infineum D1294 perteneciente a cada tanque respectivamente. El T-916 va a pasar de ser un tanque de aditivos a ser un tanque de mezcla, por tanto actualmente no consumen vapor siendo el T-914 llamado Disolutor el que más vapor consume, y el T-915 el segundo por almacenar Infineum V533.
En los diagramas de flujo de las figuras 5 y 6 se pueden observar
las
tuberías antes mencionadas que poseen trazas de vapor. Allí se indica como los aditivos son enviados desde RSI por la tubería P-9080-1101A de 8” y bombeado desde los Isotanques por la P-51. Poco más adelante está la conexión de la S-9779 con la S-9700 la cual recibe el condesado de los tanques antes mencionados.
Las pérdidas más importantes de vapor en la Planta Envasadora cardón, se deben a dos causas principales: Las fugas de vapor y los equipos que descargan a piso. Siendo el último problema más grave en la sección de aditivos, pues son hidrocarburos de mayor viscosidad y necesitan un mayor suministro de vapor.
Las trazas o venas de vapor
son tuberías rectas de 1”
las cuales se
encuentran en contacto con las tuberías de mayor diámetro que transportan bases, aditivos y mezclas. A estas venas se les inyecta vapor mediante los distribuidores, y en algún punto es retirado el condesado por medio de trampas de vapor. Estos puntos donde se retira el condesado deben ser identificados, para luego emprender acciones correctivas. 20
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Con el fin de lograr la descripción de punto donde se inyecta vapor y retira condesado se realiza la siguiente clasificación en cuatro categorías. La primera correspondiente a los tanques T-901, T-902 y T-910. La segunda a los tanques T-920, T-917. La tercera corresponde a los tanques T-911, T912, T-913, T-914, T915, T-916 y T-937 y la cuarta son las líneas que entran al galpón de mezcla y envasado. Las trampas de esta última clasificación se mencionan en las tablas del apéndice “A”
a) Trazas de vapor relacionadas con el T-901-T-902 Y T-910
La P-9005-1101A 8" cruza la calle bifurca un lado va hacia él recoge esfera L-902, y el otro es la tubería P-9008-1101 8” que distribuye a la P-9010-1101 de 8” y la P-9019-1101 8”. En el inicio de estas dos tuberías por medio de venas de vapor conectadas a la S-9601 se calienta el BS150 y MVIP1300 que transportan.
La P-9010-1101 se bifurca hacia el T-901, y la tubería que se dirige hacia el T-902 es la llamada ahora P-9011-1101 de 8”. A la salida del T-901 se encuentra la línea P-9012-1101 8” que entra a la bomba P-901 y sale como la línea P-9013-1101 6”. A la salida del T-902 se encuentra la línea P-9014-1101 8”que entra a la bomba P-902 y sale como la línea P-9015-1101 6”. Por las líneas P-90151101 6” y P-9013-1101 6”. Se originan las líneas P-9015-1101 6”, P-92571101 6” y P-9256-1101 6”. Ver diagrama de flujo
El último tanque de la sección de básicos es el T-910 alimentado por la línea P-9019-1101. Sale el producto de este tanque por la línea P-9062-1101 6” 21
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
hacia la bomba P-910 y sale como la línea P-9063-1101 6”. A la salida de las bombas P-901, P-902 y P-910 estas líneas reciben vapor en el distribuidor 210 y luego suben por el segundo pipe rack. b)
Trazas de vapor relacionadas con el T-920, T-917.
La tubería P-9126-11016" es la que entra al T-917 y T-920; luego sale como la P-9129-1101 4”.
c)
Trazas de vapor relacionadas con el T-911, T-912, T-913, T-914, T-
915, T-916, T-937. El aditivo entra al tanque T-911 por la línea P-9085-1101 de 6”. Sale del tanque por la línea P9091-1101 de 6” la cual llega a la bomba de desplazamiento positivo P-911 y es enviada hacía la P-9092-1101 de 4”. El aditivo entra al tanque T-912 por la línea P-9086-1101 de 6”. Sale del tanque por la línea P9095-1101 de 8” la cual llega a la bomba de desplazamiento positivo P-911 y es enviada hacía la P-9096-1101de 4”. El aditivo entra al tanque T-915 por la línea P-9088-1101 de 6”. Sale del tanque por la línea P9104-1101de 10” la cual llega a la bomba de desplazamiento positivo P-911 y es enviada hacía la P-9105-1101 de 6”. El aditivo entra al tanque T-916 por la línea P-9089-1101 de 8”. Sale del tanque por la línea P9108-1101de 6” la cual llega a la bomba de desplazamiento positivo P-911 y es enviada hacía la P-9109-1101de 6”.
22
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
El distribuidor 209 aporta vapor a las líneas que salen de las bombas P-912, 13, 14, 15. Ver figura 53. Y también a la continuidad de dichas líneas que se dirigen hacia el cabezal de mezcla MAXI y MIDI d)
Tuberías que ingresan al galpón de mezcla y envasado
De las muchas tuberías que ingresan al galpón de mezcla y envasado. Solo 3 tuberías contienen trazas de vapor al pasar el primer pipe rack estas son:
P-9015-1101 6”
P-9129-1101 4”
P-9259-1101 6”
Y 8 tuberías al pasar el segundo pipe rack las cuales son:
6" P-9101-1101
6” P-9109-1101
6” P-9105-1101
4” P-9096-1101
6” P-9063-1101
6” P-9256-1101
6” P-9257-1101
Del T-937 (No posee identificación en los diagramas de flujo)
23
←
←
←
©
←
Trampa 122-125
3" S-9779-1126
1
©
3" S-9703-1126
Trampa 115-120
3" S-9702-1126
Diagrama de flujo especificando punto de conexión de manómetro y bifurcaciones en la S-9600 y S-9700
←
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Distribuidor 126
Condensado del C.S Del T-902 al retorno
←
←
Inyección de Vapor Al T-920 Inyección de Vapor Al T-933-934
Condensado del T-933-34 al retorno Inyección de Vapor Al T-918-917 Condensado del T-926-25 al retorno
Condensado del C.S Del T-910 al retorno
© ©©
Inyección de Vapor Al T-926-925
Inyección de Vapor Al T-923-22
←
Inyección de Vapor Al T-932
STA
Condensado del T-911 al retorno
©©
© STA
Condensado del T-931 al retorno
P-9012 8" (T-910) Trampa
Condensado del T-910 al retorno
Inyección de Vapor Al T-910
Inyección de Vapor Al T-931
Condensado del T-924 al retorno Inyección de Vapor Al T-912 Condensado del T-920 al retorno Condensado del T-917-18 al retorno Inyección de Vapor Al T-937 Condensado del T-922-23 al retorno Inyección de Vapor Al T-915
© ©© ©© ©© ©
P-9019 6" (T-910) Trampa 134,135
P-9126 (RSI) Trampa 161, 162
Inyección de Vapor Al T-911
Inyección de Vapor Al T-924
P-9013 6" (T-901,T-902) trampa 132,133
Condensado del T-902 al retorno
Vapor al calentador de Succión del T-902
Vapor al calentador de Succión del T-910
Condensado del C.S Del T-901 al retorno
Condensado del T-911 al retorno
©
6" S-9601-1126
6" S-9701-1126
Inyección de Vapor Al T-902
©©©©
Vapor al calentador de Succión del T-901
Inyección de Vapor Al T-929-930
P-9126 (RSI) Trampa 160
4" S-9679-1126
Condensado del T-901 al retorno
Distribuidor 179
© ©
Inyección de Vapor Al T-901
6" S-9602-1126
1
4" S-9603-1126
←
←
Distribuidor 121
P-9129 (T-917) Trampa 163
Condensado del T-932 al retorno
P-9087 (T-913) Trampa 190,191
P-1004 (T-937) Trampa 192 salida (T-913) Trampa 193
Condensado del T-916 al retorno Antes de entrar a la P-954
© ©©©© © P-9062-1101 6” Trap 145 P-9063-1101 6” Trap 146 P-9014-1101 8” Trap 147 P-9012-1101 8” Trap 148 P-9015-1101 6” Trap 149 P-9013-1101 6” Trap 150
Distribuidor 210
Línea P-9100 8"
3" S-9704-1126
© ©
©
©
©
©
Punto conexión manómetro
3" S-9779-1126
Entrada P-915. trampa 199 Línea P-9104 6" Entrada P-915. trampa 198 Línea P-9104 6" Entrada P-912. trampa 197 Línea P-9091 6"
Inyección de condesado a la línea de
© recuperación de trazas de vapor.
Salida P-912. trampa 202,201 Línea P-9096 4" Entrada P-916. trampa 200 Línea P-9108 8"
Salida P-916. trampa 207 Línea P-9109 6" Salida P-915. trampa 206 Línea P-9105 6" Salida P-913. trampa 205-204 Línea P-9101 6" Entrada P-913. trampa 203
901
Símbolos
©
©
©
©
Trampa 227 Trampa 229 Trampa 231 Trampa 233 Trampa 235 Trampa 226 Trampa 230 Trampa 232 Trampa 228 Trampa 234
Figura 4. Diagrama de ubicación de trampas de vapor y conexión de manómetros. 24
P-9088 (T-915) Trampa 186 P-9088 (T-915) Trampa 187 P-9087 (T-913) Trampa 188,189
Condensado del T-913 al retorno
4" S-9679-1126
© © ©© © © © ©©
902
P-9095 (T-912) Trampa 182 P-9089 (T-916) Trampa 183 P-9089 (T-916) Trampa 184,185
Condensado del C.S Del T-915 al retorno
©
Distribuidor 209
910
P-9086 (T-912) Trampa 181
P-9129 (T-917) Trampa 165
Inyección de Vapor Al T-914
Distribuidor 152,153
P-1004 (T-937) Trampa 180
Condensado del T-912 al retorno
Condensado del T-915 al retorno
P-9129 (T-917) Trampa 164
Vapor al calentador de Succión del T-915 Inyección de Vapor Al T-913 Inyección de Vapor Al T-916
←
Distribuidor 114 8" S-9600-1126
Ver Trampa 127
4" S-9700-1126
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Entrada a la Planta Envasadora P-9080-1101A 8" S-9600-1126 8"
P-9080-1101A 8" S-9600-1126 8"
S-9700-1126 4"
S-9700-1126 4"
P-9126-1101 6"
P-9126-1101 6"
Continuación figura 5 Continuación figura 5 Continuación figura 5 Continuación figura 5
P-9005-1101A 8"
S-9601-1126 6"
P-9019-1101 8”
S-9701-1126 3"
L-902
P-9010-1101 8” S-9605-1126 3” S-9705-1126 1 1/2”
P-9011-1101 8”
P-9010-1101 8”
P-9008-1101 8”
S-9606-1126 3” S-9726-1126 2”
T-901 E-901
P-9013-1101 6” S-9607-1126 3” S-9707-1126 1 1/2”
T-902
S-9608-1126 3” S-9708-1126 2”
E-902
S-9609-1126 3” S-9709-1126 1” S-9610-1126 3”
T-910 E-910
P-9012-1101 8” P-9014-1101 8” P-9062-1101 6”
S-9710-1126 1 1/2”
Sube en el segundo pipe racks P-9063-1101 6”
P-910
Figura 5. Diagrama de flujo de trazas de vapor. Parte I.
25
P-902
A la estación de medidores Sube en el primer pipe racks P-9015-1101 6”
P-901
A la estación de medidores
Sube en el primer pipe racks A la estación de medidores P-9013-1101 6”
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Entrada a la Planta Envasadora P-9080-1101A 8"
Ver isométrico del área 51 para estas dos líneas
P-9080-1101A 8"
S-9600-1126 8"
S-9600-1126 8"
S-9700-1126 4"
S-9700-1126 4"
S-9606-1126 3” S-9726-1126 2”
E-901
P-9013-1101 6” S-9607-1126 3” S-9707-1126 1 1/2”
S-9602-1126 6"
S-9702-1126 3"
T-937 no sale
S-9679-1126 4"
P-9087-1126 8”
S-9779-1126 3"
P-9088-1101 6”
P-9089-1126 8”
P-9086-1101 6”
P-9085-1101 6” T-911 T-920 S-9734-1126 1”
T-937
S-9722-1126 3/4” S-9629-1126 1/2”
S-9619-1126 2” T-927 S-9719-1126 1”
T-902
S-9635-1126 2” T-917
T-912
S-9729-1126 1 3/4”
S-9636-1126 1 1/2” S-9735-1126 1” T-913
S-9609-1126 3” S-9709-1126 1” S-9610-1126 3” S-9710-1126 1 1/2”
S-9640-1126 3” E-902
T-910
S-9736-1126 3/4”
T-915
P-9129-1101 4”
S-9608-1126 3” S-9708-1126 2”
S-9740-1126 3/4” S-9641-1126 3” E-915 S-9741-1126 1 1/2” S-9632-1126 1 1/2”
E-910
T-914
T-916 S-9732-1126 1” S-9633-1126 3”
P-9679-1126 4"
P-9100-1126 8”
P-9779-1126 3"
P-9108-1126 8”
P-9104-1101 6”
6” P-9109-1101 6" P-9101-1101 S-9779-1126 3"
P-9095-1101 6”
S-9733-1126 1 1/2”
P-9091-1101 6”
E-916
S-9679-1126 4" 6” P-9105-1101 P-9129-1101 4” 4” P-9096-1101
P-9063-1101 6” P-9015-1101 6”
P-9013-1101 6” P-901
Primer pipe rack
4” P-9096-1101 6” P-9063-1101 6” P-9256-1101 6” P-9257-1101 Del t-937
P-902
P-9129-1101 4” P-9259-1101 6” S-9702-1126 3" S-9602-1126 6"
P-9256-1101 6” P-910
6” P-9109-1101 6” P-9105-1101
S-9701-1126 3"
P-916
P-9257-1101 6”
6" P-9101-1101
P-9015-1101 6”
P-9015-1101 6”
P-9019-1101 8”
S-9701-1126 3"
S-9601-1126 6"
T-901
S-9634-1126 2” S-9622-1126 1 1/2”
P-9012-1101 8” P-9014-1101 8” P-9062-1101 6”
P-9011-1101 8”
P-9010-1101 8”
L-902
P-9126-1101 6"
S-9703-1126 3"
P-9008-1101 8”
P-9010-1101 8” S-9605-1126 3” S-9705-1126 1 1/2”
S-9603-1126 4"
P-9126-1101 6"
Segundo Pipe rack
Figura 6. Diagrama de flujo de las trazas de vapor. Parte II 26
P-915
P-913
P-912
P-911
P-937
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
2.2.3 DEFINICIÓN E IMPORTANCIA DE LAS TRAMPAS DE VAPOR. Guía Armstrong. (1998)
Una trampa de vapor es un dispositivo que permite descargar condensado e impide el escape de vapor vivo. Este dispositivo, permite comunicar la red de vapor con la de condensado
Las trampas de vapor deben drenar el condensado de la línea de vapor, porque este disminuye la transferencia de calor, y causa golpe de ariete si de permanecer en el sistema. Las trampas deben expulsar el aire y otros gases in-condensables ya que ellos pueden disminuir la transferencia de calor e incluso aislar térmicamente el sistema,
ocasionando daños por
corrosión durante su permanencia en la tubería. Por ello es imperativo remover el condensado, aire y CO2 tan rápido y completamente como se pueda. 2.2.4 FACTORES QUE AFECTAN LA TRANSFERENCIA DE CALOR (AIRE, CO2 Y O2) Guía Armstrong. (1998)
a)
Propiedades aislantes del aire.
El vapor lleva consigo aire y otros gases durante su flujo por la tubería, serpentín o vena de vapor. Cuando el vapor se condensa dentro de una unidad de transferencia de calor, el aire se mueve hacia las paredes, donde se consolida en una capa que forma un aislamiento térmico bastante efectivo.
27
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Bajo ciertas condiciones, con un porcentaje tan bajo como 0.5% de aire en el volumen de vapor puede reducir en un 50% la eficiencia de la transferencia de calor.
Figura 7. Limitantes al transferir calor a las tuberías.
Cuando los gases in-condensables (principalmente aire) se continúan acumulando y no son removidos de la unidad, llenan el interior del intercambiador de calor y bloquean completamente el flujo del vapor. Entonces se dice que la unidad está “bloqueada por aire”. Esto junto con la suciedad y el sarro son impedimentos para una transferencia de calor adecuada. (Ver figura 7) b)
Corrosión debido al dióxido de carbono y Oxígeno.
Las dos causas principales para la formación de sarro y para la corrosión son el bióxido de carbono (CO2) y oxígeno (O2). El CO2 entra al sistema en los carbonatos que están disueltos en el agua de alimentación, y cuando ésta se mezcla con el condensado enfriado, se crea el ácido carbónico. El ácido carbónico
es
extremadamente
corrosivo
para
las
tuberías
y
los
intercambiadores de calor. El oxígeno entra al sistema como un gas disuelto en el agua de alimentación, agravando el efecto del ácido carbónico, e
28
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
incrementando la corrosión sobre las
superficies de hierro y acero. A
continuación se muestra la reacción: CO2 (g) + H2O CO2 (ac) + H2O CO2 (ac) + H2O H2CO3
2.2.5 ACCESORIOS DE UN ARREGLO TÍPICO DE TRAMPAS DE VAPOR. Spirax Sarco. (2005) a) Instalación de válvulas de pruebas Las válvulas de pruebas son permiten evaluar el funcionamiento en la operación de las trampas de vapor. Para ello se instala una válvula de macho pequeña y
una válvula Check o una válvula de cierre en la tubería de
descarga para aislar la trampa cuando se le esté probando. (Ver figura 8, 9 Y 10)
Figura 8. Montaje trampa BI
Figura 9. Montaje trampa de disco
29
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Figura 10. Montaje trampa BI. Salida lateral (Antes de abrir la válvula de prueba se cierra la válvula de la tubería de retorno). b) Las tuberías de bypass. No son recomendadas, debido a que si se dejan abiertas, básicamente eliminan la función y los beneficios de las trampas. Cuando sea absolutamente necesario tener servicio continuo, se deben de instalar dos trampas en paralelo, una como la unidad principal y la otra como la unidad de respaldo.
Existen dos tipos BYPASS, está el BYPASS hacia la atmósfera en el cual se usa la trampa de vapor pero sin intención de recuperar el condesado, esto usualmente sucede para tanques que solo requieren vapor para realizar mezclas, siendo su aporte intermitente al sistema de recolección. Y el segundo tipo de BYPASS es dirigido al sistema de recolección pero sin usar la trampa de vapor ni el filtro en “Y” usualmente instalado justo antes de ella. (Ver figura 11)
30
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Figura 11. Montaje trampa BI con BYPASS. c) Filtros antes de las trampas Para sistemas de vapor, un filtro “tipo Y” es la norma habitual y se usa casi universalmente. Su cuerpo tiene una forma cilíndrica compacta que es muy fuerte y puede manejar altas presiones. Los filtros de tipo Y en líneas de vapor o de gas deben instalarse de modo que el bolsillo este en el plano horizontal. Para minimizar la cantidad de líquido situada en el área de la pantalla. (Ver figura 12)
Figura 12. Filtro en Y. Bolsillo Plano horizontal En sistemas de líquidos sin embargo, el filtro debe apuntar verticalmente hacia abajo, esto asegura que la suciedad eliminada no se vuelve a introducirse en la tubería aguas arriba durante condiciones de flujo bajo. (Ver figura 13)
31
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Figura 13. Filtro en Y. Bolsillo plano vertical d) Válvulas de cierre (Check) Son necesarias antes de las trampas cuando se están usando para drenar tuberías principales de vapor, ya que no es posible parar el equipo o el sistema para darles mantenimiento a las trampas de vapor.
También son necesarias cuando las trampas presentan un bypass o se tiene alta presión en el cabezal de descarga. 2.2.6
DATOS
DE
DISEÑO
PARA
EVALUACIÓN
DE
TRAMPAS
Comisión nacional para el ahorro de la energía. (Noviembre, 2007) a) Distribución de vapor saturado o sobrecalentado A menudo se considera más eficaz distribuir el vapor sobrecalentado porque se hace menos factible la formación de condensado, pero es más caliente que el vapor saturado (a la misma presión) y por lo tanto las pérdidas de vapor sobrecalentado serán más altas generando un mayor gasto económico. También existe un problema potencial en plantas grandes, el vapor sobrecalentado pierde energía y llega a un estado de saturación a medida que fluye a través de las tuberías de la planta. La razón principal para elegir distribuir vapor sobrecalentado sería reducir las pérdidas por las trampas de vapor, pero si las trampas de vapor funcionan correctamente y el condensado se recolecta y retorna a la casa de calderas entonces la recomendación sería distribuir el vapor saturado.
32
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
b) Efecto del aislamiento mojado. El aislamiento mojado es peor que la falta de aislamiento. El revestimiento debe estar bien sellado y la tubería no se debe instalar en zanjas o trincheras donde hay una posibilidad de inundación.
El aislamiento de las tuberías de condensado, es muy importante, ya que cualquier pérdida de calor de la línea de condensado resulta ser más energía que se podría utilizar en la casa de calderas.
c) Criterios de Velocidad para comparar. Para vapor saturado la velocidad del vapor en la tubería debe ser de aproximadamente de 30 m/s a 40 m/s para líneas largas, y de 25 m/s para derivaciones y líneas cortas. En caso del vapor sobrecalentado el intervalo de velocidad se puede incrementar 10 m/s.
Para el retorno de condensado la velocidad de diseño depende de si hay vapor flash en la línea. Si es solo condensado tal como un flujo bombeado después de un tanque de condensado, entonces generalmente la velocidad es de 1 a 1,5 m/s pero si es flujo de dos fases con vapor flash, las líneas deben ser dimensionadas en base al flujo de vapor en lugar del flujo condensado. Para flujo de dos fases la velocidad de diseño debe reducirse aproximadamente 15 m/s. d) Línea está sobredimensionada con respecto al flujo (Este es el caso de la planta envasadora de lubricantes) En el caso de vapor sobrecalentado en teoría no hay condensado, pero no siempre es así. Si la tubería está sobredimensionada según el flujo enseguida se formará una capa de condensado estancado, la cual perderá 33
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
calor y producirá más condensado. También en las líneas de distribución largas, es posible que el vapor pierda el sobrecalentamiento y empiece a condensar. Así que la mejor opción, incluso con vapor sobrecalentado, es diseñar correctamente el sistema de remoción de condensado.
e) Distancia y ubicación de los sistemas de Trampas de Vapor. Deberán instalarse trampas de vapor en las siguientes situaciones: Cada 30 a 50 metros (100 a 160 pies)
Figura 14. Distancia entre trampas de vapor Trampas deberán de instalarse en intervalos de 30 a 50 metros (100 a 160 pies) en la línea de vapor. Antes de Válvulas de Control o Reductoras de Presión Se deberá instalar una trampa de vapor inmediatamente antes de válvulas de control/reductoras de presión para prevenir que el condensado se acumule cuando las válvulas estén cerradas. La trampa de vapor también ayuda a reducir la erosión del asiento de la válvula ocasionado por el condensado. De manera similar, suelen instalarse trampas de vapor entre dos válvulas reductoras de presión instaladas en serie para remover el condensado atrapado entre las dos válvulas durante su operación o paro.
34
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Antes de válvulas manuales que permanecen cerradas por Largos periodos de Tiempo. Se deberá instalar una trampa de vapor antes de válvulas que permanezcan cerradas por largos periodos de tiempo para ayudar a eliminar el condensado que se acumula en esta área, de lo contrario podría ser propulsado a gran velocidad a lo largo de la tubería cuando la válvula manual sea abierta. De igual manera, se requiere de una trampa de vapor al final de una tubería (final de línea) para ayudar el drenado del sistema para una operación segura y efectiva. En la parte Inferior de subidas o bajadas verticales Se deberá instalar una trampa de vapor en la parte inferior de tramos de tuberías verticales ya que la subida/bajada vertical puede generar un depósito de condensado debido a los cambios en la dirección del flujo en combinación con la gravedad. f) Consideraciones arranque del Sistema Selección de trampas y factor de seguridad para tuberías principales (sólo para vapor saturado).Las trampas se deben de seleccionar para que descarguen el condensado, al liberar energía por radiación durante la operación normal del equipo. Si se seleccionan basado en la carga de arranque, se tendrán trampas demasiado grandes que se desgastarán prematuramente. Las piernas colectoras se deben calcular con base en la colección de condensado durante las condiciones de baja presión del precalentamiento ya que la velocidad será máxima.
g) Trampeo unitario o trampeo en grupo: Cuando se tiene una sola trampa conectada a más de una tubería de descarga, es posible que el condensado o vapor de una o más de las 35
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
unidades en operación no puedan llegar hasta la trampa (Ver figura 15). Cuando hay diferencia en las cantidades de condensado de cada unidad, se tendrá una diferencia en la caída de presión del vapor, y una pequeña diferencia de presiones es suficiente para permitir que el vapor de la unidad con presión más alta bloquee el flujo de aire y condensado de la unidad con presión más baja. El resultado final es una reducción en la capacidad de calentamiento de la unidad afectada y un retraso en la producción de combustible.
Figura 15. Trampeo unitario y en grupo
h) Trampas que no deben ser aisladas Tipo disco y tipo termostática El condensado debe llenar el cuerpo de la trampa de vapor para abrir la válvula. Si la trampa se aísla, esto dificulta la liberación de calor por radiación y la apertura de la válvula se retarda (Ver figura 16). Este retardo en la apertura de la válvula provoca una obstrucción que ocasiona retraso en el equipo calentado con vapor, por lo que estos tipos de trampas nunca deben aislarse.
36
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Figura 16. Aislamiento en trampas de disco.
Tipo Cubeta La flotabilidad de la cubeta se utiliza para abrir y cerrar la válvula, pero esto ocurre en conjunto con el proceso de condensación de vapor en el interior de la trampa, por lo que un aislamiento excesivo de la trampa retrasa la apertura de la válvula. (Ver figura 17)
Figura 17. Aislamiento en trampas BI
2.2.7
FUNCIONAMIENTO
DE
LA
TRAMPA
DE
VAPOR
BALDE
INVERTIDO. Guía Armstrong. (1998) FASE I La trampa de vapor se instala en la línea de drenaje, entre la unidad calentada por vapor y el cabezal de retorno de condensados. Al arranque, el balde está abajo y la válvula está completamente abierta.
Cuando el flujo inicial de condensado entra a la trampa, fluye por debajo del borde inferior del balde, llena el cuerpo de la trampa y sumerge
37
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
completamente al balde. El condensado entonces sale a través de la válvula completamente abierta y se descarga a la tubería de regreso.
Figura 18. Trampa BI. Fase I FASE II El vapor también entra a la trampa dentro del balde invertido, donde se eleva y se acumula en la parte superior, provocando la flotación del balde. Al subir el balde también sube la bola de la válvula hacia su asiento, hasta que la válvula cierra herméticamente. El aire y el dióxido de carbono pasan continuamente por el venteador del balde y se acumula en la parte superior de la trampa. El vapor que se escape por el venteador se condensa debido a la radiación de la trampa.
Figura 19. Trampa BI. Fase II
38
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
FASE III Cuando el condensado empieza a llenar el balde, el balde comienza a jalar la palanca de la válvula. Dado que el nivel del condensado sigue subiendo, más fuerza es ejercida en la palanca, hasta que es suficiente para vencer la presión diferencial de la válvula, la cual se abre.
Figura 20. Trampa BI. Fase III FASE IV Al momento que la válvula se abre, la fuerza de la presión a través de ella se reduce, y el balde se hunde rápidamente, lo que abre la válvula completamente. Primero sale el aire que se ha acumulado, seguido por el condensado. El flujo que hay por debajo del borde del balde levanta la suciedad y se la lleva fuera de la trampa. La descarga continúa hasta que llegue más vapor que haga flotar al balde, y así se repita el ciclo.
Figura 21. Trampa BI Fase IV
39
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
2.2.8
FUNCIONAMIENTO
DE
LA
TRAMPA
DE
VAPOR
DISCO
CONTROLADO. Guía Armstrong. (1998) FASE I Al arrancar, el condensado y el aire entran a la trampa y pasan por la cámara de calentamiento, alrededor de la cámara de control, y a través de los orificios de entrada. Este flujo separa el disco de los orificios y permite que el condensado fluya por los conductos de salida.
Figura 22. Trampa de disco. Fase I FASE II El vapor entra por los conductos de entrada y fluye hasta debajo del disco de control. La velocidad de flujo a lo largo de la cara del disco se incrementa, produciéndose una reducción en la presión que jala al disco hacia al asiento, cerrando la trampa.
Figura 23. Trampa de disco. Fase II 40
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
FASE III El disco se apoya en las dos caras concéntricas del asiento, cerrando los conductos de entrada y trampeando vapor y condensado arriba del disco. Hay una purga controlada del vapor en la cámara de control, y el vapor flash generado ayuda a mantener la presión en la cámara de control. Cuando la presión arriba del disco se reduce, la presión a la entrada separa al disco de su asiento. Y si existe condensado, se descarga y básicamente se repite el ciclo.
Figura 24. Trampa de disco. Fase III 2.2.9 CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE TRAMPAS DE VAPOR. Armstrong. (1998) Para la selección de trampas se usó el Programa de Computadora No. 1 de Armstrong, “Especificación y Selección de Trampas de Vapor”. Dicho programa requiere el cálculo de la siguiente información. Carga de condensado en kg/hr En el caso de la envasadora se aplican fórmulas de transferencia de calor a serpentines tubulares, estampados, venas de vapor y tuberías principales para obtener la carga de condesado, También se toman presiones en el área y realizan cálculos hidráulicos.
41
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
El factor de seguridad a usar Se debe de utilizar un factor de seguridad cuando se seleccionan trampas de vapor. Por ejemplo, para obtener los mejores resultados posibles, un serpentín condensando 300 kg/hr puede requerir de una trampa con capacidad de hasta 900 kg/hr. Este factor de seguridad de 3 sirve para satisfacer condiciones de flujo de condensado variable, caídas ocasionales de la presión diferencial, y factores del diseño propio del equipo. Los factores de seguridad varían desde un mínimo de 1.5, hasta un máximo de 10. La diferencia de presiones Diferencial Máximo es la diferencia entre la presión de la caldera, o del cabezal de vapor, o a la salida de una válvula reguladora de presión, y la presión de la línea de retorno. Una trampa debe de ser capaz de abrir venciendo esta presión diferencial. La presión máxima permitida La trampa debe ser capaz de resistir la máxima presión permitida en el sistema o la presión de diseño. Aunque no opere a esta presión, debe ser capaz de resistirla. Por ejemplo: si la máxima presión de entrada es 26 bar y la presión en la línea de retorno es 11 bar, esto resulta en una presión diferencial de 15 bar, sin embargo, la trampa debe de resistir la presión máxima posible de 26 bar. 2.2.10 MÉTODOS DE ESTIMACIÓN DEL CONSUMO DE VAPOR. Spirax Sarco. (2005). El diseño óptimo de un sistema de vapor dependerá en gran medida de, si la tasa de consumo de vapor ha sido establecida con exactitud. Esto permitirá calcular los tamaños de tubería, mientras que los equipos auxiliares tales
42
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
como válvulas de control y las trampas de vapor pueden ser dimensionados para dar los mejores resultados posibles. La demanda de vapor de la planta se puede determinar utilizando tres métodos diferentes: a) Cálculo Mediante el análisis de la salida de calor en un elemento de planta usando las ecuaciones de transferencia de calor, puede ser posible obtener una estimación para el consumo de vapor. Aunque la transferencia de calor no es una ciencia exacta y puede haber muchas variables desconocidas, es posible utilizarlos datos anteriores experimentales de aplicaciones similares. Los resultados obtenidos utilizando este método son normalmente lo suficientemente preciso para la mayoría de los propósitos.
Método para calcular el condesado que deben manejar las
trampas de para el servicio de Venas de Vapor
El objetivo principal de instalar trampas de vapor en las venas de vapor es el de poder retener el vapor en la tubería hasta que todo su calor latente sea utilizado,
entonces
se
descargar
el
condensado
y los
gases no
condensables.
Las venas de vapor como cualquier equipo de transferencia de calor, deben de tener su propia trampa.
La carga de condensado que debe de manejarse en una vena de vapor se puede calcular basado en la pérdida de calor en la tubería con el producto. Para ello puede usar la siguiente fórmula:
43
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
𝑄=
𝐿 ∗ 𝑈 ∗ 𝑆 ∗ ∆𝑇 ∗ 𝐸 𝐸𝑐𝑢𝑎𝑐𝑖ó𝑛 1 𝐻
𝑄 = 𝑚𝑠 ∗ 𝑓𝑔 𝐸𝑐𝑢𝑎𝑐𝑖ó𝑛 2 Significado de los términos 𝑄 = 𝐶𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒𝑠𝑎𝑑𝑜 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐿 = 𝐷𝑖𝑠𝑡𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟í𝑎 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑚𝑝𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑙𝑎𝑠 𝑣𝑒𝑛𝑎𝑠 𝑒𝑛 𝑚𝑚 𝑈 = 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 𝐾𝑗 (𝐻𝑟 ∗ 𝑚2 ) ∆𝑇 = 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑒𝑛 °𝐶 𝐸 = 1 𝑚𝑒𝑛𝑜𝑠 𝑙𝑎 𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑖𝑠𝑙𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑡é𝑟𝑚𝑖𝑐𝑜 𝐸𝑗𝑒𝑚𝑝𝑙𝑜. 𝐸𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑖𝑠𝑙𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑒𝑙 75%: 1 − 0.75 = 0.25; 𝐸 = 0.25 𝑆 = Á𝑟𝑒𝑎 𝑠𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟í𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑙𝑖𝑛𝑒𝑎𝑙 𝐻 = 𝐶𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑙𝑎𝑡𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝑒𝑛 𝐾𝑗 𝐾𝑔
Figura 25. Gráfica. Factor de transferencia de calor
44
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Figura. 26. Área superficial de la tubería. En la mayoría de las venas de vapor el flujo en la trampa de vapor es bastante bajo, por lo tanto la trampa más pequeña es usualmente suficiente. Las venas de vapor deben de tener una cierta inclinación para que exista drenado por gravedad, y las trampas deben de estar en puntos de nivel más bajos.
Método para el cálculo del Vapor que consumen los tanques por
fórmulas de transferencia de calor.
La ecuación 1 se puede aplicar si la sustancia que se calienta es un sólido, un líquido o un gas. Sin embargo, no tiene en cuenta la transferencia de calor involucrada cuando hay un cambio de fase. La cantidad de calor proporcionada por la condensación de vapor de agua puede ser determinada por la siguiente Ecuación:
45
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
𝑄 = 𝑚𝑠 ∗ 𝑓𝑔
Por lo tanto, se deduce que el consumo de vapor se puede determinar a partir de la tasa de transferencia de calor y viceversa.
Si se supone que la transferencia de calor es 100% eficiente, el calor proporcionado por el vapor debe ser igual a la demanda de calor del fluido a calentar. Esto puede ser usado para construir un balance de calor, en el que se compare la energía térmica suministrada y la que se requiere mediante la siguiente ecuación:
𝑚𝑠 ∗ 𝑓𝑔 = 𝑄 =
𝑚 ∗ 𝑐𝑝 ∗ ∆𝑇 𝑒𝑐𝑢𝑎𝑐𝑖ó𝑛 1 𝑡
𝑄 = 𝐶𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒𝑠𝑎𝑑𝑜 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝑄2 = 𝐿𝑎 𝑡𝑎𝑠𝑎 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 𝐾𝑗 𝑠 𝑀 = 𝑀𝑎𝑠𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 (𝐾𝑔) 𝐶𝑝 = 𝐶𝑎𝑝𝑎𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 (𝐾𝑗 𝐾𝑔 ∗ °𝐶) ∆𝑇 = 𝐴𝑢𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 °𝐶 𝑇 = 𝑇𝑖𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑜 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑠𝑔 𝑚𝑠 = 𝑀𝑎𝑠𝑎 𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝐾𝑔 𝐻𝑓𝑔 = 𝐸𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝í𝑎 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑒𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝐾𝑗 𝐾𝑔
b) Medición El consumo de vapor puede determinarse por medición directa. Esto proporcionará datos exactos sobre el consumo de vapor en una planta. Sin
46
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
embargo, la Envasadora de Lubricantes Cardón solo posee medición de flujo de vapor en la entrada.
c) Diseño térmico: La calificación térmica a menudo aparece en la placa de características, de un elemento individual de la planta, según lo previsto por los fabricantes. Estas calificaciones normalmente expresan el calor que consume el equipo en kW a una presión de vapor recomendada.
Un cambio en cualquier parámetro altera
consumo de vapor esperado,
siendo este diferente al valor real. La calificación del fabricante es
una
indicación de la capacidad ideal de un artículo y no es necesariamente igual a la carga conectada.
Un fluido secundario que es más frío que el especificado aumentará la demanda, mientras que el vapor a menos de la presión especificada reducirá la capacidad de transferir calor. La temperatura y la presión a menudo pueden medirse fácilmente, por lo que las correcciones se pueden aplicar. Sin embargo, los caudales de aire, agua y otros fluidos puede ser mucho más difícil de medir. Tampoco detecta el desgaste del impulsor de la bomba por ejemplo dando lugar a discrepancias.
Si la carga es citada en kW, y la presión del vapor se da, entonces caudal de vapor puede determinarse como se muestra la siguiente ecuación. 𝐶𝑎𝑢𝑑𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑉𝑎𝑝𝑜𝑟 𝐾𝑔 =
𝐶𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑒𝑛 𝐾𝑊 ∗ 3600 𝐻𝑓𝑔 𝑎 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑂𝑝𝑒𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛
47
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
2.2.11 ECUACIONES UTILIZADAS EN LOS CÁLCULOS a) Esta ecuación es para tuberías de vapor adiabáticas y permite calcular la velocidad másica 4∗𝑓∗𝐿
𝐺 𝐾2𝑎 ∗𝑔𝑐 ∗𝑃1
1/2
𝐷
=
𝑘 +1
− 2∗𝑘 ∗ ln 1−
𝜐1
𝜐1
2
−1/2
𝜐1 2 𝜐2
−
𝑘−1 2∗𝑘
𝑬𝒄𝒖𝒂𝒄𝒊ó𝒏 𝟏
𝜐2
𝐷 = 𝐷𝑖á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟í𝑎 𝑒𝑛 𝑚 𝑓 = 𝑓𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑓𝑟𝑖𝑐𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑓𝑎𝑛𝑛𝑖𝑛𝑔 𝐺 = 𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑚á𝑠𝑖𝑐𝑎 𝐾𝑔 (𝑠𝑔 ∗ 𝑚𝑚2 ) 𝑘 = 𝑅𝑒𝑙𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑙𝑜𝑠 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟𝑒𝑠 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑜𝑠 "𝐶𝑝/𝐶𝑣" 𝐾2𝑎 = 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 "10−9 " 𝜐 = 𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑒𝑛 𝑚3 𝐾𝑔 𝑃 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑒𝑛 𝐾𝑝𝑎 𝑔𝑐 = 𝐶𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝐺𝑟𝑎𝑣𝑖𝑡𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙 1 𝐾𝑝𝑎 (𝐾𝑔 ∗ 𝑚 ∗ 𝑠𝑔2 )
b) Permite calculas la presión 2, conociendo la velocidad másica. 𝑃1∗ 𝜐1 ∗ 𝑃2 =
𝜐 2 1− 2 ∗𝐺 2 ∗𝜐 1 𝜐1
𝐾2𝑎 ∗𝑔𝑐 ∗𝑃1
∗
𝜐2
𝑘−1 2∗𝑘
+1 𝑬𝒄𝒖𝒂𝒄𝒊ó𝒏 𝟐
c) Formula del número Reynolds conociendo el flujo másico. 𝑅𝑒 = 𝐹4 ∗
𝑊 𝑬𝒄𝒄𝒖𝒂𝒄𝒊ó𝒏 𝟑 𝜇∗𝑑
F4 = 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑒𝑚𝑝í𝑟𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 1.27 𝑤 = 𝐶𝑎𝑢𝑑𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚á𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑘𝑔 𝑠𝑔 𝜇 = 𝑉𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑖𝑛á𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑃𝑎𝑠𝑐𝑎𝑙 ∗ 𝑠𝑔 𝑑 = 𝐷𝑖á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟í𝑎 𝑒𝑛 𝑚𝑚 𝑅𝑒 = 𝑁ú𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑅𝑒𝑦𝑛𝑜𝑙𝑑
48
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
d) Factor de fricción de fanny para un flujo turbulento (Re mayor de de 4000) 6.9 (𝜀/𝑑 𝑓 = −3.6 ∗ ln + 𝑅𝑒 3.7
1.11 −2
𝑬𝒄𝒖𝒂𝒄𝒊ó𝒏 𝟒
𝜀 𝑑 = 𝑅𝑢𝑒𝑔𝑜𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑡𝑖𝑣𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟í𝑎 e) Suma de todos los coeficientes de resistencia para llevarlos a una equivalencia en longitud de tubería. 𝐿𝑒 =
𝑑 ∗ 𝐹14 ∗ 𝑓
𝐾 𝑬𝒄𝒖𝒂𝒄𝒊ó𝒏 𝟓
𝐿𝑒 = 𝐿𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑 𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑡𝑜𝑑𝑜𝑠 𝑙𝑜𝑠 𝑎𝑐𝑐𝑒𝑠𝑜𝑟𝑖𝑜𝑠 𝑒𝑛 𝑚 𝐹14 = 4 ∗ 103 𝐾 = 𝑆𝑢𝑚𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑠 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑡𝑜𝑑𝑜𝑠 𝑙𝑜𝑠 𝑎𝑐𝑐𝑒𝑠𝑜𝑟𝑖𝑜𝑠
f) Caída de presión en flujos divergentes. ∆𝑃
1−2
= 𝐹11 ∗ 𝜌 ∗ 1.36 ∗ 𝑉2 2 − 0.64 ∗ 𝑉1 2 − 0.72 ∗ 𝑉1 ∗ 𝑉2 𝑬𝒄𝒖𝒂𝒄𝒊ó𝒏 𝟔
𝐹11 = 5 ∗ 10−4 𝜌 = 𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎 𝐾𝑔 𝑚3 𝑉 = 𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑚 𝑠𝑔 ∆𝑃
1−3
= 𝐹11 ∗ 𝜌 ∗ 1.8 ∗ 𝑉3 2 − 0.368 ∗ 𝑉1 ∗ 𝑉3 𝑬𝒄𝒖𝒂𝒄𝒊ó𝒏 𝟕
49
CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
2.3 TÉRMINOS BÁSICOS
Tuberías principales de vapor:
Llevan el vapor desde la caldera hasta el lugar en la planta donde se encuentran los diferentes equipos que utilizan el vapor. (Armstrong, 1998).
Ramales de vapor:
Llevan el vapor desde las tuberías principales de vapor hasta los equipos calentados con vapor. (Armstrong, 1998).
Tuberías de descarga del vapor:
Llevan el condensado y el vapor flash desde la trampa hasta la tubería de retorno. (Armstrong, 1998).
Tuberías de retorno de condensado:
Reciben el condensado de varias tuberías donde descargan las trampas de vapor y lo llevan de regreso a la caldera. (Armstrong, 1998).
Vapor flash:
Cuando se tiene condensado caliente o agua hirviendo, presurizados, y se libera a una presión más baja, parte de esos líquidos se vuelven a evaporar, y a esto se le llama Vapor Flash o Vapor Secundario. (Spirax Sarco, 2005)
Vapor saturado:
Es vapor puro a una temperatura igual a la temperatura a la que hierve el agua a una presión dada. (Spirax Sarco, 2005)
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Calor latente o calor de vaporización:
Es la cantidad de calor (expresada en kJ/kg o kcal/hr) que se requiere para cambiar un kilogramo de agua hirviendo a un kilogramo de vapor. (Spirax Sarco, 2005)
Calor del líquido saturado o sensible:
Ésta es la cantidad de calor requerida para elevar la temperatura de un kilogramo de agua desde 0°C hasta el punto de ebullición a una presión y temperatura dada. Se expresa en kJ/kg (o en kcal/kg). (Spirax Sarco, 2005)
Trampeo unitario:
Se refiere al uso de trampas individuales en cada unidad condensadora de vapor, incluyendo, siempre que sea posible, una por
cada calentador o
serpentín que existe en cada máquina. (Armstrong, 1998).
Cortocircuito
Cuando se tiene una sola trampa conectada a más de una tubería de descarga, es posible que el condensado y el aire de una o más de las unidades en operación no puedan llegar hasta la trampa. Cuando hay cualquier diferencia en las cantidades de condensado de cada unidad, se tendrá una diferencia en la caída de presión del vapor, y una pequeña diferencia de presión es suficiente para permitir que el vapor de la unidad con la presión más alta bloquee el flujo de aire y condensado de la unidad con presión más baja. (Armstrong, 1998).
Transferencia de calor.
El calor fluye de un punto a alta temperatura a un punto de temperatura menor. (Spirax Sarco, 2005)
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Traza de vapor:
Es una vena de vapor o línea de vapor que se coloca en el exterior de líneas de proceso ya sea paralela o en forma helicoidal para transmitir el poder calorífico del fluido que ellas consumen. (Spirax Sarco, 2005)
Las válvulas Check:
En la tubería de descarga evitan el contra flujo y al mismo tiempo aíslan a la trampa cuando la válvula de pruebas esté abierta. (Armstrong, 1998).
Kilo joule.
El Kilo joule es la unidad de energía en el sistema internacional de unidades (SI). Está relacionado a la Kilocaloría, que es la cantidad de energía calorífica requerida para elevar la temperatura en 1°C de un kilogramo de agua a 4°C. De la misma manera, una Kilocaloría es la cantidad de energía calorífica cedida por un kilogramo de agua cuando se enfría. Un Kilo joule son 0.2388 Kilocalorías. (Spirax Sarco, 2005)
Número de Reynolds (Re).
Es un número adimensional el cual expresa la relación de la fuerza inercial y la fuerza viscosa en el flujo de fluido. (PDVSA, 2005)
Teorema de Bernoulli.
Es una forma de expresar la aplicación de la ley de la conservación de la energía al flujo de fluidos en una tubería. La energía total en un punto cualquiera por encima de un plano horizontal arbitrario fijado como referencia, es igual a la suma de la altura geométrica, la altura debida a la presión y la altura debida a la velocidad. (PDVSA, 2005)
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CAPÍTULO II. MARCO TEÓRICO
Longitud equivalente (de una válvula o accesorio).
Es la longitud de tubería recta que daría la misma caída de presión que una válvula o un accesorio del mismo diámetro nominal bajo las mismas condiciones. (PDVSA, 2005)
Coeficiente de resistencia k.
Es un coeficiente empírico en la ecuación de pérdida por fricción para válvulas y accesorios. Este expresa el número de cabezales de velocidad que se pierden por fricción. El coeficiente es normalmente una función del diámetro nominal. (PDVSA, 2005)
Coeficiente de resistencia de línea n.
Es análogo al coeficiente de resistencia, K, pero aplicado a la fricción en tuberías rectas. (PDVSA, 2005)
Rugosidad Relativa.
Es la relación entre la rugosidad absoluta de la pared de la tubería y el diámetro interno d, en unidades consistentes. (PDVSA, 2005)
Factor de fricción de Fanning.
Es un factor empírico en la ecuación de Fanning para caídas de presión en tuberías rectas. Este factor es función del número de Reynolds y la rugosidad relativa a la pared /d. Para una determinada clase de material la rugosidad es relativamente independiente del diámetro de la línea. (PDVSA, 1996. Metodología General de Cálculo) (PDVSA, 2005)
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CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
CAPÍTULO III. MARCO METODOLÓGICO 3.1 DISEÑO DE LA INVESTIGACIÓN La evolución de la investigación depende en gran proporción de la metodología ejecutada para su desarrollo, por ello es necesario establecer el tipo de investigación que permitió el cumplimiento de los objetivos y por ende delimitar las estrategias orientadas a solucionar el problema expuesto. Desde el punto de vista de contexto del estudio, se adapta a una investigación de campo, caracterizada según Barrios (2001), por el análisis sistemático de problemas en la realidad, con el propósito de describirlos, interpretarlos, entender su naturaleza y factores constituyentes, explicar sus causas y sus efectos, haciendo uso de enfoques de investigación. Los datos son recogidos en forma directa de la realidad; de este modo en la investigación se recopiló la información a partir de la fuente, es decir directamente del área asignada o ambiente natural; además de variables reportadas en la Base de Datos del Software Aspen Process Explorer de la Refinería de Cardón, entre otras.
Según los objetivos que se persiguieron en el estudio, la investigación de campo fue de carácter Descriptiva y Evaluativa (Barrios M., 2001). De tipo descriptiva, es aquella que permite identificar las características del fenómeno en estudio y realizar una descripción detallada o medir en forma independiente las variables involucradas, hecho que es reflejado en el marco del estudio que se ejecutó.
La investigación es de tipo evaluativa, en el sentido que se debieron establecer la operabilidad de las unidades y el funcionamiento para sus respectivos equipos en el orden de los parámetros requeridos para su
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CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
correcto desempeño, ello con el fin de proporcionar respuestas o soluciones a la problemática planteada en la Planta Envasadora de Lubricantes Cardón. Se identificó como una investigación de este tipo debido a que se caracteriza en indagar sobre el cumplimiento de objetivos de un determinado programa o modelo (Barrios M., 2001); descripción que se adapta a lo anteriormente señalado. 3.2 INSTRUMENTOS Y TÉCNICAS DE RECOLECCIÓN DE DATOS Para el desarrollo de la investigación, en función de los datos e información requerida se emplearon un conjunto de técnicas e instrumentos orientados al logro de los objetivos. Entre las técnicas utilizadas, se encuentra el análisis documental, donde se realizó una revisión bibliográfica, notas técnicas, memorándums que describían trabajos de investigación relacionados a las unidades asignadas como campo de estudio así como se incluyen planos, hojas de especificaciones para cada uno de los equipos además de diagramas de flujo de proceso, y diagramas de tubería e instrumentación. También se abarcó la observación directa; identificando la dirección de las corrientes, puntos de llegada de trampas de vapor, seguimiento de las líneas, localización de los equipos que las conforman, así como, la identificación de la instrumentación localizada en las instalaciones. La entrevista no estructurada, fue otra de las técnicas empleadas, dirigida a los ingenieros de procesos y operadores de planta quienes asesoraron en cuanto al funcionamiento de los equipos, controles y condiciones de operación de las unidades; permitiendo obtener información en cuanto al desempeño de la unidad en general y sus variables operacionales en el transcurso del tiempo.
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CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
Entre los instrumentos se mencionan: guías de entrevistas, presentación de cuadros, gráficos, cámara fotográfica, resúmenes, listas de chequeo; entre otros que permitieron recolectar los datos de manera clara, precisa y ordenada. 3.3 TÉCNICAS DE PROCESAMIENTO Y ANÁLISIS DE DATOS En la investigación, fue necesario introducir algunos criterios para procesar los datos e información recopilada, con el objeto de organizar y ordenarlos, asimismo establecer las relaciones con el problema planteado. Las principales técnicas de procesamiento utilizadas, fueron los paquetes de simulación: PROVISION versión 8.0, Implant versión 4.0. La mayoría de los datos recolectados fueron introducidos en estos programas, ya sea como especificaciones o estimación de las variables. Adicionalmente usó Microsoft Word y Excel, a fin de tabular y graficar los datos.
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CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
3.4 FASES DE LA INVESTIGACIÓN
FASE I. IDENTIFICACIÓN DE LAS RESTRICCIONES EXISTENTES EN EL SISTEMA DE RETORNO QUE IMPIDEN EL ENVÍO DE CONDENSADO HACIA RSI CARDÓN
a) Familiarización con el proceso de las unidades de la Planta de Lubricantes Terminados Cardón.
Identificación del Problema.
El trabajo asignado fue proponer mejoras para la recuperación de condensado. Para ello se deben identificar las restricciones hidráulicas que impiden usar el sistema de retorno de condensado.
Lo primero que se realizó fue buscar notas técnicas o memorándums en el software Pcamat, para obtener antecedentes de las fallas. Luego se realizaron entrevistas no estructuradas al personal de la Envasadora, con el objetivo de definir el problema.
La temática principal del problema, es que se usa muy poco el sistema de retorno, porque las trampas de vapor no pueden descargar, obstruyendo el flujo a la salida de los serpentines del tanque, lo que retrasa o impide (según sea el caso) calentar el hidrocarburo. Por tanto, la metodología de esta investigación, está orientada a identificar las causas que provoquen dicha obstrucción.
57
CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
Búsqueda de información.
Durante esta etapa de la investigación se buscó información en lo concerniente al sistema de vapor y condensado. Los recursos empleados fueron: manual de operación, diagramas de flujo y el Plot Plant de la Envasadora.
Del manual de operación se obtuvo información de los equipos que consumen vapor en la planta (tanques, recientes y decantadores), y de la única medición de flujo, la cual se encuentra en la entrada de vapor asociada a una válvula reductora.
La fecha de publicación del manual es de 1998, por lo que en sala de control, con el personal de la Envasadora, se identificaron los tanques que actualmente consumen vapor, y si funcionan los calentadores de succión de los mismos.
Los diagramas de flujos y el Plot Plant permitieron localizar equipos que consumen vapor en el área (galpón de mezcla y envasado, patio de tanques).
b) Levantamiento de datos en campo para la comprensión del funcionamiento del sistema de vapor y condesado.
Las placas con la numeración de las trampas de vapor que se encontraron en el área estaban deterioradas, y en su mayoría eran inexistentes.
58
CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
Dicha numeración es necesaria para establecer la ubicación espacial, al diagnosticar las trampas como: en servicio o fuera de servicio, por lo que se creó una nueva identificación usando marcadores de metal.
Se desarrolló una tabla que permitió recaudar la información actual en campo, necesaria para determinar, si la trampa está bien dimensionada o emprender acciones correctivas en caso de que no lo esté; una vez se haya calculado el flujo de condensado y las presiones que debería ser capaz de manejar.
Esta tabla se dividió en tres categorías: datos del punto de trampeo (incluye: diámetro de entrada y salida de la trampa), datos de la trampa de vapor (incluye: modelo, tipo, diámetro de orificio y si tiene filtro incorporado), accesorios conexos (si tiene válvula a la entra o salida, y filtro).
Para identificar fugas de vapor y averías se levantaron isométricos de los distribuidores de vapor y colectores de condensado. Sistemas en los que se concentran los mayores daños. El resto de las fugas se ubicaron de acuerdo al número de la trampa o línea.
Se levantó la filosofía de operación del funcionamiento de las trazas de vapor, especificando su origen (donde se inyecta vapor), la trampa de vapor en la línea, y su fin (donde drena el condensado). Luego realizó un levantamiento
de
la
posición
de
los vástagos
en
las
válvulas
(Abierto/Cerrado), para hacer la inspección térmica y determinar si la trampa de vapor funciona.
Para una mejor comprensión de la filosofía levantada, se realiza un diagrama de flujo que condensa gran parte de esta. 59
CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
c) Desarrollo de una simulación en Inplant correspondiente al caso actual de la Planta Envasadora de Lubricantes.
Simulación en Inplant
Para determinar las presiones que manejan en la red de distribución de vapor, se dividió el sistema en 19 tramos de diámetro nominal y flujo constante.
Los equipos tomados en cuenta para el caso actual son: el T-910, T-920, V903 y T-914. Se ignora el aporte de las trazas de vapor ya que 6 de los 7 distribuidores están inoperantes, y el último funciona de manera irregular.
Se calculó por fórmulas de transferencia de calor, el vapor que consumen los tanques implicados en la simulación, y los que con menor frecuencia consumen vapor (para futuras evaluaciones que se deseen realizar al sistema). Se tomaron 4 tomas de presión en el área, correspondiente a los 4 puntos de bifurcación de la tubería S-9600. Esto, permitió estimar las presiones y flujos en las T divergentes, y así obtener las variables necesarias para simular completamente la red de vapor. Un manómetro de 5 𝐾𝑔/𝑐𝑚2 fue usado para tomar las 4 presiones por un operador. Para que esté prestará la colaboración, se suministró por escrito al jefe de mantenimiento, el plan de tomas de presión, y se solicitó acceso al manómetro antes mencionado, ya que se encontraba instalado en una bomba
de
desplazamiento
positivo.
Por
último
se
notificó
a
los
instrumentistas la necesidad de una toma de 1x3/4” para poder hacer uso del manómetro en los puntos especificados en el plan de muestreo.
60
CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
Soporte técnico a la Envasadora.
La Envasadora de Lubricantes Cardón, no posee instalado en ninguna de sus computadores el software Inplant 4.0. Por tanto, se realizaron cálculos manuales siguiendo las normas PDVSA para crear una tabla en Excel (la cual se dejó como soporte en la Envasadora). Esta tabla cumple la misma función que el simulador, pero se puede acceder a ella en horas de trabajo, permitiendo emitir recomendaciones en el momento. (La tabla se muestra en el apéndice G).
d) Estudio de hipótesis que pudiesen afectar el retorno de condesado hacia RSI Cardón.
Se solicitó a la empresa Profalca el diagrama de flujo del punto en que se combina su descarga de condensado con la de la Envasadora en una tubería que tiene como destino las calderas en Servicios Industriales (RSI).
En el diagrama de flujo se observó una válvula controladora de presión. La presión, es el dato de interés para despejar la duda de: “Si existe contrapresión de Profalca sobre la Envasadora”, Para ello se solicitó el esquemático del punto donde se encuentra la válvula de control, lo que permitió descartar esta hipótesis.
Otra hipótesis se basa en que: las trampas al tener un pase libre de vapor genera una contrapresión en la tubería de retorno, impidiendo la descarga de las trampas cuyo ciclo sea normal. Para comprobarla, se realizaron tomas de temperatura en el área con una pistola infrarroja y se empleó la ecuación de Lussac.
61
CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
Para
determinar
si
las
trampas
estaban
subdimensionadas
o
sobredimensionadas, se calculó el flujo mediante fórmulas de transferencia de calor, y con la simulación en Inplant 4.0 se obtuvieron las presiones, lo cual, permitió usar las gráficas de la compañía Armstrong y el simulador de Spirax Sarco para realizar el dimensionamiento de las trampas de vapor.
FASE II. DETERMINACIÓN DE LA CANTIDAD DE CONDESADO RECUPERADO EN LA PLANTA ENVASADORA CARDÓN.
a) Determinación del vapor que consumen los tanques y venas de vapor en la planta Envasadora de Lubricantes Cardón.
Para calcular el flujo de vapor en tanques y venas se emplea un balance de energía en el cual el calor necesario para aumentar la temperatura de la base lubricante, aditivo o mezcla, es igual al calor transmitido por el vapor.
Consumo en los tanques.
Estando en conocimiento de cuáles son los equipos que consumen vapor (tanques, recipientes y decantadores). Se busca su capacidad en litros y la densidad de los productos que almacenan. La densidad se obtiene por el manual de: bases lubricantes, aditivos y mezclas. Con estos datos se calcula el volumen de hidrocarburos en los equipos,
y se multiplica por sus
respectivos niveles en % (dato tomado de los medidores de nivel en campo), para obtener el volumen real.
62
CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
El tiempo de calentamiento se obtiene mediante notas técnicas. La capacidad calorífica de los hidrocarburos es un dato desconocido en la Envasadora, al igual que sus composiciones, por tanto, se realiza una aproximación usando las gráficas del libro Maxwell.
Se ubicó en el área la presión dentro del tanque para hallar por tablas de vapor la entalpía de vaporización.
Con todos los datos mencionados anteriormente se calcula el flujo de vapor que consume cada tanque y se comparan los consumos actuales con los de diseño.
Consumo en venas (trazas) de vapor
Para determinar el consumo de vapor en las venas, se midió la longitud existente entre el
distribuidor
de vapor y el sistema de retorno de
condensado donde descarga la trampa de vapor. Se toma en el área la temperatura a la que se mantiene la tubería principal que está en contacto con la traza de vapor, para obtener el factor de transferencia de calor.
Se calcula el área superficial de las trazas midiendo una de ellas con un vernier en el área ya que todas presentan el mismo diámetro. b) Análisis del costo que acarrean las fugas de vapor.
Para identificar todas las fugas de vapor, se realizaron inspecciones en el área del pato de tanques, por un lapso de 20 días hábiles. Luego se dividieron las fugas en dos categorías (fugas en las trampas de vapor , fugas
63
CAPÍTULO II. MARCO METODOLÓGICO
en las tuberías y válvulas Check). Se estimó el diámetro de los orificios y el flujo que se pierde a través de ellos por una tabla de Spirax Sarco, con lo cual, se cuantificó la perdida a 17 $ la tonelada de vapor. c) Cantidad de condesado que retorna a Servicios Industriales.
Se le resta la cantidad de flujo medido en la entrada de la planta (Por la válvula de control de 3”), el flujo de las pérdidas de vapor ocasionadas por las fugas en tuberías, trampas de vapor, válvulas Check y los tanques que consumen vapor, obteniendo la cantidad de
condensado que retorna
actualmente hacia RSI Cardón. FASE III. GENERACIÓN DE PROPUESTAS QUE PERMITAN RESTABLECER LA OPERACIÓN NORAMAL DE LA PLANTA. Esta fase tiene como objetivo condensar todos los datos correspondientes a los cálculos de caída de presión, dimensionamiento de trampas de vapor y la cuantificación de las fugas de vapor con el objetivo de establecer propuestas que permitan restablecer la condición normal durante el calentamiento de los equipos.
64
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
CAPÍTULO IV RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS 4.1 RESTRICCIONES EXISTENTES EN EL SISTEMA DE RETORNO QUE IMPIDEN EL ENVÍO DE CONDESADO HACIA RSI CARDÓN.
4.1.1 Simulación del sistema de distribución de vapor en Inplant.
El sistema de distribución de vapor de la Envasadora de Lubricantes Cardón se distribuyó en 19 tramos como se observa en la figura 27. En la tabla 1 se muestran los flujos y las caídas de presión y en la tabla 2 las velocidades en cada tramo. Tabla 1. Caída de presión y flujos. Simulación Inplant. Tramo de Tubería Tramo 1 Tramo 2 Tramo 3 Tramo 4 Tramo 5 Tramo 6 Tramo 7 Tramo 8 Tramo 9 Tramo 10 Tramo 11 Tramo 12 Tramo 13 Tramo 14 Tramo 15 Tramo 16 Tramo 17 Tramo 18 Tramo 19
Presión E 𝐊𝐩𝐚 484.5778 482.8343 482.8343 481.8415 481.8415 481.4045 481.4045 478.0293 478.0293 481.1174 481.1174 480.9757 480.9757 479.6715 479.6715 479.2954 479.2954 475.7348 475.7348
Presión S 𝐊𝐩𝐚 482.8343 481.8415 481.4045 481.8189 454.0981 478.0293 481.1174 477.9279 475.7348 480.5286 480.9757 479.6715 480.9754 479.2954 478.9304 477.2682 471.4248 436.8008 474.9209
65
ΔP en 𝐊𝐩𝐚 Simulador 1.7435 0.9928 1.4298 0.0226 27.7434 3.3752 0.2871 0.1014 2.2945 0.5888 0.1417 1.3042 0.0003 0.3761 0.7411 2.0272 7.8706 38.934 0.8139
Flujo másico (W) en 𝐊𝐠 𝐡𝐫 3370.1001 1069.9803 2300.1198 569.9848 499.9955 1618.3925 681.7273 498.9309 1119.4616 249.6075 432.1198 402.1192 30.0006 338.7568 63.3624 228.1981 110.5587 989.353 130.1086
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Tabla 2. Velocidades. Simulación en Inplant Tramo de Tubería Tramo 1 Tramo 2 Tramo 3 Tramo 4 Tramo 5 Tramo 6 Tramo 7 Tramo 8 Tramo 9 Tramo 10 Tramo 11 Tramo 12 Tramo 13 Tramo 14 Tramo 15 Tramo 16 Tramo 17 Tramo 18 Tramo 19
Velocidades 𝐦/𝐬𝐠 12.59 6.54 8.10 14.21 12.35 9.22 3.87 6.25 14.03 3.11 3.38 4.98 6.25 4.04 10.61 4.37 4.66 12.35 3.80
La caída de presión para flujo de vapor según normas PDVSA estará vinculado a la dependencia que tiene la
densidad con la presión y la
temperatura. A diferencia de la velocidad cuyo valor ideal es de 25 m/sg (en bifurcaciones de vapor), para las caídas de presión no hay un valor de referencia.
Los datos para el tramo 1 son: flujo de 3370.1001Kg/hr, Presión de entrada de 484.5778 Kpa, longitud de tubería 88.75 metros y 6 codos de 90°. Con estos valores, la presión final es de 482.8343 Kpa (caída de presión de 1.7435 Kpa). A esta presión la temperatura de saturación es de 150.55 ºC y la temperatura al final del tramo 1 es 171ºC, por tanto el vapor que entra a la planta es sobrecalentado (como debe ser). Sin embargo su velocidad es de
66
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
12.59 m/sg y debería estar mínimo en 25 m/sg (velocidad de vapor en líneas de bifurcación), siendo un valor normal 30 m/sg. Esto quiere decir que la línea está sobredimensionada para el flujo manejado actualmente, por lo que hay dos opciones: Incrementar el flujo, o disminuir el diámetro de la línea.
La presión al final del tramo 2 es de 150.7ºC. La
481.8415 Kpa, y su temperatura de
temperatura de saturación a esta presión es de 150.478ºC
siendo una diferencia de 0.14%; el fluido en el tramo 2 es considerado vapor saturado,
lo
cual
está
bien,
si
las trampas de
vapor
funcionan
adecuadamente, pero la operación de estas es deficiente, otro problema radica en la velocidad la cual es
6.54 m/sg lo cual representa una
disminución del 48% con respecto al tramo 1.
A medida que
aumenta la longitud de las tuberías estas presentan
contracciones para reducir el diámetro de la línea y evitar siempre que se use un flujo y temperatura adecuada, la disminución de la velocidad y mantener el estado termodinámico (en este caso vapor saturado) a lo largo de todo el sistema. Por ejemplo: La tubería en el tramo 1 tiene un diámetro de 8”, en el tramo 2 y 7 es de 6” y en el 11 es de 4”. (Todos los tramos mencionados pertenecen a la línea S-9600).
El tramo 5 y el tramo 18 son los dos con mayor caída de presión 27.7434 Kpa y 38.934 Kpa lo cual se debe a la cantidad de accesorios.
67
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Figura 27. Simulación del flujo de vapor en Inplant.
68
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
4.1.2 Estudio de las hipótesis que podrían afectar el retorno de condensado hacia servicios industriales.
4.1.2.1 Problema de contrapresión de Profalca sobre la Planta Envasadora Cardón.
En la envasadora cardón se pensaba que el condesado de los tanques no podía ser recirculando por un problema de contrapresión con Profalca, por ello se solicitó a dicha planta los esquemáticos y se pudo evidenciar que el condesado es enviado a 0.76 barg mientras que en la envasadora se envía a 2 barg reportándose incluso niveles de 2.8 barg en febrero y marzo del 2013. Por tanto sería la planta envasadora la que les ocasiona un problema de contrapresión y no al contrario. Por normas PDVSA se sabe que la caída de presión por metros de longitud es de 0.05 Kpa. Pero para asegurarse de que esto se cumpla y no haya bloqueos en las líneas de condesado se registró la presión cerca cerca del T-916 obteniendo un valor de 156.90 𝐾𝑝𝑎 (ver figura 28) con una presión a la salida de la planta de 176 𝐾𝑝𝑎 en un tramo de 400 m. Por tanto se comprueba que estas son las presiones que se manejan en la red de retorno las cuales son muy superiores a las de salida de Profalca.
Figura. 28. Toma de presión de condensado
69
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
4.1.2.2 Trampas sobredimensionadas y subdimensionadas
Las trampas para el drenado de trazas de vapor no se mencionan porque cualquier trampa que sea Spirax Sarco, Armstrong o TLV diseñada para bajo flujo es adecuada para su instalación en el área. En todo el inventario de trampas realizadas hay algunas que son de alta capacidad y deberían ser reemplazadas, sin embargo al ser diagnosticadas como fuera de servicio no se tomaron en cuenta. En la tabla 3 se muestran las trampas sobre y Subdimensionadas. Tabla 3. Trampas de vapor en los tanques actualmente Número de la
Modelo Actual de
Es adecuada para su
Trampa
la trampa
función? (SI/NO)
T-902, Trampa 2
313 orificio 9/32”
NO. Subdimensionada
T-901, Trampa 1
313 orificio 9/32”
NO. Subdimensionada
T-910, Trampa 2
310 orificio 5/32”
NO. Subdimensionada
T-927, Trampa 1
310 orificio 5/32”
NO. Subdimensionada
T-917, Trampa 2
310 orificio 5/32”
NO. Subdimensionada
T-920, Trampa 1
312 orificio 5/32”
NO. Subdimensionada
T-915, Trampa 2
310 orificio 5/32”
NO. Subdimensionada
T-934, Trampa 1
313 orificio 9/32”
NO. Subdimensionada
V-903, Trampa 51, 52, 313 orificio 9/32”
No. Sobredimensionada
53 V-904, Trampa 54
313 orificio 9/32”
No. Sobredimensionada
V-905, Trampa 56 y
313 orificio 9/32”
No. Sobredimensionada
313 orificio 9/32”
No. Sobredimensionada
57 V-906, Trampa 58 y 59
70
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Continuación tabla 3 V-907, Trampa 60 y
313 orificio 9/32”
No. Sobredimensionada
313 orificio 9/32”
No. Sobredimensionada
61 V-908, Trampa 62
Trampas para el drenado de líneas principales S-9600, Trampa 128
312 orificio 5/32”
SÍ. Puede cumplir
S-9600, Trampa 129
TD-42H 3/4"
SÍ. Puede cumplir
S-9602, Trampa 222
TD-52 3/4"
SÍ. Puede cumplir
S-9603, Trampa 166
312 orificio 5/32”
SÍ. Puede cumplir
S-9679, Trampa 151
313 orificio 9/32”
SÍ. Pero sobredimensionada
Se comprobó mediante los análisis realizados en el Apéndice E que las trampas fueron dimensionadas para un diseño concreto de la planta, el cual ha sido modificado por las exigencias y avances del mercado en materia de lubricantes. Por tanto las trampas que están instaladas actualmente han quedado fuera de especificación, siendo un inconveniente para calentar los tanques recipientes y decantadores si se utiliza el sistema de recirculación
Una trampa de vapor sobredimensionada, trae el inconveniente de que en caso de fallar en abierto, su ciclo se vea alterado por aire o una variación brusca en las presiones, pasará todo el vapor sobrecalentado a la línea de recuperación de condensado aumentando la presión en la línea y generando posible contrapresión a trampas que descarguen inmediatamente después. El problema es que al tener un diámetro de orificio más grande, pasa más vapor a esta tubería. Un ejemplo de esto es la trampa del recipiente V-903 donde el caudal que manejaba por diseño era de 840 𝐾𝑔 𝐻𝑟 por lo que el modelo Armstrong 313 balde invertido con un orificio de 9/32” era adecuado. Pero ahora maneja un flujo de flujo de 130.1181 𝐾𝑔 𝐻𝑟 es decir un 85%
71
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
menos e incluso ha cambiado la configuración del serpentín por lo cual la trampa debe ser modificada por el modelo 310 con u orificio 5/32”.
Otro inconveniente de una trampa sobredimensionada, es que es muy probable que sea incapaz de cumplir a una presión diferencial mínima con el flujo de operación multiplicado por el factor de seguridad, el cual es uno de los requisitos para su montaje en el área. De no cumplirse este requisito podría estar limitando la cantidad de condensado que descarga la trampa. Por tanto incluso
teniendo un orificio muy grande se puede producir el
retardo en el proceso de calentamiento.
Las trampas sobredimensionadas, resultan en un mayor coste a la empresa debido que son más caras que una de menor tamaño. En el caso de una trampa termodinámica de disco; el que sea de mayor
tamaño hace que
tenga una menor vida útil ocasionando gastos imprevistos a la envasadora ya que no cuenta con un plan de mantenimiento eficiente.
Por otra parte las trampas
subdimensionadas también presentas
inconvenientes, ya que no puede cumplir con el flujo de descarga del tanque o recipiente limitando su calentamiento. Este es el caso de los tanques T901 y T-902. El no poder descargar la gran masa de flujo, se convierte en una obstrucción que impide el paso a tal grado que no resulta viable ni rentable para la operación. También se corre el riesgo de que si la presión diferencial es muy alta, o hay un vacío grande en la tubería de retorno de condesado la trampa queda abierta completamente ya que es una presión diferencial mayor a la que está en capacidad de manejar. Esto pasa mayormente con las trampas en trazas de vapor donde se han evidenciado trampas que no presentan en la tapa la inscripción “LC” (bajo flujo) que las hace aptas para el servicio. 72
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
A continuación se describe cada trampa y por qué necesitan ser cambiadas. Las gráficas y tablas se pueden observar en el apéndice E. Trampa 2 y 3 del tanque T-901 Y T-902 no cumplen a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 3538.3724 𝐾𝑔 𝐻𝑟. La trampa puede manejar un máximo de 1800 𝐾𝑔 𝐻𝑟 por tanto queda muy pequeña para el servicio. La trampa 38 y 39 del tanque T-910 si cumplen a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 1394.0854 𝐾𝑔 𝐻𝑟. Pero para una presión diferencial de 1.5 bar no cumple por tanto un modelo de mayor capacidad es requerido. La trampa 17 y 18 del tanque T-927. no cumplen a una presión 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 372.0968 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . Por tanto se necesita especificar una trampa de mayor capacidad. Pero no está tan fuera de rango como otras trampas.
La trampa 35 y 36 del tanque T-917 no cumplen a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 6590.2752 𝐾𝑔 𝐻𝑟. La trampa tiene una capacidad
máxima
de
450 𝐾𝑔 𝐻𝑟
máxima
por
tanto
necesita
urgentemente ser reemplazada. La trampa 31, 32 del tanque T-920 no cumplen a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 404.782 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . Y necesita ser cambiada.
73
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
la trampa 44, 45 del tanque T-915 no cumplen a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 3252.205 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . La trampa puede manejar 520 𝐾𝑔 𝐻𝑟 a 2.6 bar (37.71 psia). La trampa 9 Y 10 del tanque T-934 no cumplen a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 914.1676 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . Las trampas 51,52 y 53 del tanque -V-903 si cumple a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 260.2362 𝐾𝑔 𝐻𝑟 pero la trampa puede manejar 1800 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Por tanto es una trampa sobredimensionada. La trampa 52 del tanque -V-904 si cumple a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 36.1566 𝐾𝑔 𝐻𝑟. La trampa puede manejar 1370 𝐾𝑔 𝐻𝑟 a 2.6 bar (37.71 psia).
Por tanto es una trampa
sobredimensionada. la trampa 56 y 57 del tanque -V-905 si cumple a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 175.6599 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . La trampa puede manejar 1370 𝐾𝑔 𝐻𝑟 a 2.6 bar (37.71 psia. Por tanto es una trampa sobredimensionada. la trampa 58, 59 del tanque -V-906 si cumple a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 110.6 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . La trampa puede manejar 1370 𝐾𝑔 𝐻𝑟 a 2.6 bar (37.71 psia). sobredimensionada
74
Por tanto es una trampa
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
La trampa 60,061 del tanque -V-907 si cumple a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 175.6594 𝐾𝑔 𝐻𝑟 pero puede manejar 1800 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Por tanto es una trampa sobredimensionada la trampa 62 del tanque -V-908 si cumple a una presión de 2.6 bar (37.71 psia) con el flujo de 58.0828 𝐾𝑔 𝐻𝑟. La trampa puede manejar 1370 𝐾𝑔 𝐻𝑟 a 2.6 bar (37.71 psia). Por tanto es una trampa sobredimensionada.
4.1.2.3 Problemas de contrapresión en la línea de retorno de condensado por aumento en la temperatura.
En el momento de realizar este estudio la presión en la el inicio de la planta era de 1.9 𝑘𝑔 𝑐𝑚2 gauge por la tubería de recuperación de condesado. Se tomo la temperatura con la pistola térmica en un punto sin aislamiento en la línea S-9669 a la altura del T-916 observándose una temperatura de 150°C.En pro II por medio de un caso de estudio, tomando 20 ciclos se evidenció que la presión de saturación es de 3.78 𝑘𝑔 𝑐𝑚2 . Por tanto el flujo que circula por ese tramo de tubería en ese instante de tiempo es vapor sobrecalentado. Debido a que el sistema de trazas de vapor como se menciona en el apéndice F prácticamente no está siendo utilizado actualmente, se puede considerar el flujo que pasa por esta sección de la tubería como constante y aplicar la relación entre la presión y la temperatura de un gas cuando el volumen es constante, es decir la ley de Ley de Gay-Lussac. Esta ley expone lo siguiente:
75
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
P1 P2 = T1 T2 No se conoce la 𝑃1 , es cierto que la de salida se puede asumir en la mayor parte de los tramos. Pero el objetivo de este planteamiento es demostrar como después de la descarga de las trampas bypasseadas, hay un aumento en la presión en la tubería de retorno,
por tanto 𝑃1 será una incógnita
𝑇1 = 150°C, 𝑇2 = 109°𝐶 y 𝑃2 = 1.9 𝑘𝑔 𝑐𝑚2 son valores que corresponden a la temperatura y presión de salida de la planta. 1.9 𝑘𝑔 𝑐𝑚2 ∗ 150º𝐶 𝑃1 = = 2.6147 𝑘𝑔 𝑐𝑚2 109º𝐶 La
presión
en
ese
momento
a
una
temperatura
de
150°C
es
aproximadamente de 2.6147 𝑘𝑔 𝑐𝑚2 . Se conoce que las trampas de disco termodinámicas fallan a una presión de descarga mayor que el 80% de la de entrada. Debido a que las venas de vapor son de 1” de diámetro se estima que la presión a través de ellas es de
3.5 kg cm2 lo que representa la
presión de entrada a la trampa, siendo 2.8 kg cm2 el 80% de esta valor, por lo que 2.6147 𝑘𝑔 𝑐𝑚2 solo es 6.62% menor que la presión necesaria para bloquear la trampa de vapor.
76
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
4.1.2.4 Trampas en servicio y fuera de servicio Tabla 4. Funcionamiento de las trampas en la Envasadora Condición de las trampas Trampas de vapor Operativas (OK) Trampas Fuera de Servicio (OS) Trampas en Servicio (OS) Trampas Fuera de Uso (NT) TOTAL
Cantidad
% Del Total
108
46,75%
57
24,68%
51
22%
123
53.25%
231
100%
Hay trampas no probadas porque actualmente
no poseen
paso de
vapor y condesado a través de ellas. (Sistemas que no se usan). Las trampas que se nombran como fuera de servicio, no implica que estén dañadas. Solo que el distribuidor de vapor esta fuera de servicio o las válvulas a la entrada y salida de la trampa bloquean el paso hacia la tubería de recirculación. Se cuentan las 36 de balde invertido como en uso debido a que solo se emplean cuando se preparan mezclas o en despacho. Sin embargo esto solo se conocerá con una inspección ultrasónica. Si se quiere conocer si las trampas operan correctamente se tendrán que abrir y cerrar las válvulas como se establece en este documento, luego contabilizar las fugas, repararlas, y finalmente con un equipo ultrasónico establecer si la trampa funciona o no. En caso de no funcionar hay
77
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
muchos aspectos que se pueden tomar en cuenta. Dichos aspectos están establecidos en el marco teórico de la presente tesis.
Población total de trampas de Vapor 96 Trampas de Balde Invertido. 135 Trampas termodinámicas
Población de trampas que deberían estar en servicio: 36 Trampas de Balde Invertido. 30% del total de BI 75 Trampas termodinámicas de disco. 56% del total de TD.
Si la trampa estaba o no en funcionamiento se revisó la posición de las válvulas como se muestra en el apéndice E. Según personal de mantenimiento, muchas se cerraron por fugas de vapor.
Trampas de Balde Invertido
Hay 33 trampas de balde invertido asociada a los sistemas que actualmente consumen vapor en planta. Al final de la línea “S-9603-S-9703” hay otra de BI, al final de “S-9600-S-9700”, “S-9679-S-9779” hay otras dos de balde invertido. Para dar un total de 36 trampas. Las que corresponden a las líneas pueden ser probadas simplemente abriendo sus válvulas que se encuentran cerradas. Para probar las asociadas a la recuperación de tanques tiene que ser cuando están preparando mezclas, o despachando el producto. Todo depende del uso que se le dé al vapor. Sin embargo solo por el método de temperatura no se puede determinar si está trampa funciona eficientemente. Se necesita usar el método ultrasónico.
78
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Trampas de Disco Hay
69 trampas de disco asociadas a los sistemas que actualmente
consumen en planta 55 están fuera de servicio y 14 están en servicio. Las trampas de los distribuidores también están fuera de servicio siendo el registro como sigue. Distribuidor 114. Fuera de servicio Distribuidor 121. Fuera de servicio Distribuidor 126. Fuera de servicio Distribuidor 179. Fuera de servicio Distribuidor 210. Fuera de servicio Distribuidor 209. En servicio Distribuidor 153, 152. Fuera de servicio
Por tanto de las 75, 15 están en servicio y 61 están fuera de servicio. Las Trampas de balde invertido y de disco en servicio y fuera de servicio bajo las consideraciones presentadas puede verse en la figura 32. Envasadora Lubricantes Cardón 160 150 140 130 120 110 100 90 80 70 60 Estado 50 40 30 20 10 0
Trampas de Disco Trampas de Balde Invertido termodinámico de la tubería de vapor y condesado.
En servicio
Fuera de servicio
Sin uso
Total
Figura 29. Gráfica sobre la funcionabilidad de las trampas.
79
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
4.1.2.5 Mala operación en la Planta Envasadora. Trampas de vapor colocadas en vez de filtros en “Y”. y además recubiertas con el cordón de amianto.
Si la trampa termodinámica de disco se envuelve con el aislante, no podrá realizar su tarea de condensar el vapor mediante perdidas por radiación, esto se puede observar en las siguientes figuras 30 y 31.
Figura 30. BI envuelta
Figura. 31. Disco envuelta
Que una trampa esté totalmente envuelta puede parecer algo sencillo, pero es capaz de limitar enormemente
que el condesado sea descargado,
representando una obstrucción al pasado del flujo. La Línea S-9604-1126, la cual es continuación de la S-9602, no posee un sistema de trampas de vapor al final de la línea.
La S-9602-1126 se divide al llegar al galpón de mezcla y envasado en dos líneas, una que aporta vapor a los recipientes de interés V-903-V-908, y otra línea que aporta a los tanques de retención Midi y especial. El problema es que la válvula instalada antes de comenzar la subida por el pipe rack casi
80
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
siempre está abierta y los tanques pocas veces se les suministra vapor por lo que el flujo llega hasta el final de la línea que distribuye al V-903-V-908 sin ninguna forma de escapar, razón por la cual debe devolverse, También debe estar causando obstrucción de la línea. Ya que la a única vía de escape es por la línea que aporta a los tanques de retención, la cual si posee un drenado de la línea principal mediante la trampa 222, vista en la figura 32 y 35
Figura 32. trampa 222
Figura 33. Arreglo trampa 222
Ramales cerrados por problemas de Fugas.
La posición de las válvulas indicadas en la tabla 5. Han permanecido así desde el mes de enero hasta el final de febrero. Tabla 5. Posición abierta/Cerrada de las válvulas principales. N° DE LA LÍNEA
Posición de la
N° DE LA LÍNEA
válvula
Posición de la válvula
Cerrada
S-9601
S-9771
Cerrada
Abierta
S-9602
S-9772
Abierta
Cerrada
S-9603
S-9773
Cerrada
Abierta
S-9669
S-9779
Abierta
81
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Se encuentra actualmente cerrada la línea S-9603 la cual le provee vapor al T-920. Esto es un problema importante, debido a que el T-920 es un tanque que contiene plastificantes el cual es un producto que necesita un suministro de vapor ininterrumpido. La razón de que se encuentra cerrada es una fuga en la entrada del T-916 la cual es lo suficientemente grande para generar un aumento apreciable de estancamiento de agua en pocos minutos. Otra fuga apreciable en esta línea esta antes de entrar a la P-920 y antes de conectar a la tubería de recirculación de condesado, incluso hay otro gran escape en el final de la S-9603.
También se encuentra actualmente cerrada la línea S-9601 la cual le provee vapor al T-910. Esto es un problema importante, debido a que el T-910 contiene MVIP1300 una base lubricante que necesita vapor para elevar la temperatura del tanque a 45°C por condiciones de despacho. Se abrió la válvula de globo de 6” que mantiene esta línea cerrada, y se observó un golpe de ariete de gran fuerza sobre la válvula de entrada de vapor al T-902, además de una gran fuga por parte de esta válvula. El final de la línea también posee una gran fuga en la válvula Check como se muestra en la figura 34
Figura 34. Fuga al final de la línea S-9601
82
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Los Isotanques descargan su condesado a una tanquilla y no a la tubería de recuperación de condesado.
Esta es la pérdida más importante de vapor en la planta envasadora, porque se necesita aumentar la temperatura hasta aproximadamente 60°C de aditivos los cuales son los que poseen las mayores restricciones al movimiento, estos tanques poseen 24000 litros, y lo más grave de esta operación es que a la salida no posee ninguna trampa que asegure que el flujo que salga sea únicamente vapor saturado o condesado, en vez de ello sale vapor sobrecalentado, por tanto no se aprovecha el calor latente del vapor, y el tiempo de calentamiento aumenta afectando la producción diaria. En la figura 35 se puede apreciar la entrada de
vapor
Isotanques.
Figura 35. Suministro de vapor a los Isotanques
Figura 36. Isotanques
83
y en la 36 los
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
4.2 DETERMINAR LA CANTIDAD DE CONDESADO RECUPERADO EN LA PLANTA ENVASADORA CARDÓN.
4.2.1 Comparación entre el consumo de vapor en el diseño y el consumo de vapor actual.
Esta comparación permite entender el porqué de las trampas que están instaladas actualmente y el motivo por el que se plantea sean reemplazadas para adaptarse a nuevas condiciones de flujo. En la tabla 6 se puede observar el consumo actual en tanques y recipientes y en la tabla 7 el consumo de los Isotanques y el Disolutor Tabla 6. Consumo de vapor por tanques. Tanques que pueden aportar
Consumo de vapor en
vapor actualmente
KG/HR
TANQUE T-901, T-902
𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜: 3769,1862 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE T-910
𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜: 697,0427 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE T-927
Flujo: 186,0484 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE T-917
Flujo: 3295,1376 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE T-920
Flujo: 202,3910 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE T-915
Flujo: 1626,1025 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE T-934
Flujo: 457,0838 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE V-903
Flujo: 130.1181 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE V-904
Flujo: 18.0783 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE V-905
Flujo: 87.8297 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE V-906
Flujo: 55.3002 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE V-907
Flujo: 87.8297 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TANQUE V-908
Flujo: 29.0414 𝐾𝑔 𝐻𝑟
84
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Tabla 7. Consumo de vapor en Isotanques y Disolutor. TANQUES QUE PUEDEN APORTAR
CONSUMO DE VAPOR EN
VAPOR ACTUALMENTE
KG/HR
TANQUE T-914 DISOLUTOR
110.52 𝐾𝑔 𝐻𝑟
ISOTANQUE
63.36 𝐾𝑔 𝐻𝑟
El flujo total es de 10641.1896 𝐾𝑔 𝐻𝑟 = 255.388 Ton día. Esto sin tomar en cuenta en cuenta el flujo de los Isotanques, ni el disolutor T-914, porque ellos no recirculan a la línea de condesado. 255.388 Ton día es el máximo consumo que podría tener la planta envasadora actualmente, sin embargo es solo representativo porque la máxima entrada que se tiene registrada es de 100 Ton día.
Actualmente consumen el T-915, Isotanques, el Disolutor y alguno de los recipientes en el rango V-903-V-908. Se toma el V-903 porque es el que más flujo consume de los recipientes Midi como ejemplo representativo. Entonces en el día donde más se consume vapor actualmente se consumirían 1930.10 𝐾𝑔 𝐻𝑟 y al día 46.32 Ton día, un 46% del vapor que entra a la planta.
85
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Tabla 8. Consumo de vapor en recipientes y calentador de succión por diseño. Tanques que aportaban vapor
Consumo de vapor en KG/HR
por diseño E-901
Flujo: 1250 𝐾𝑔 𝐻𝑟
E-902
Flujo: 1250 𝐾𝑔 𝐻𝑟
E-903
Flujo: 780 𝐾𝑔 𝐻𝑟
E-904
Flujo: 260 𝐾𝑔 𝐻𝑟
E-906
Flujo: 530 𝐾𝑔 𝐻𝑟
E-907
Flujo: 540 𝐾𝑔 𝐻𝑟
E-908
Flujo: 800 𝐾𝑔 𝐻𝑟
E-909
Flujo: 150 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-901
Flujo: 660 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-902
Flujo: 660 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-910
Flujo: 220 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-911
Flujo: 340 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-912
Flujo: 220 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-913
Flujo: 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-915
Flujo: 55 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-916
Flujo: 340 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-917
Flujo: 340 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-918
Flujo: 220 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-919
Flujo: 80 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-920
Flujo: 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-921
Flujo: 80 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-922
Flujo: 220 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-923
Flujo: 340 𝐾𝑔 𝐻𝑟
86
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Continuación tabla 8 T-924
Flujo: 220 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-925
Flujo: 220 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-926
Flujo: 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-927
Flujo: 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-928
Flujo: 80 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-929
Flujo: 80 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-930
Flujo: 80 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-931
Flujo: 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-932
Flujo: 80 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-933
Flujo: 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-934
Flujo: 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-902
Flujo: 25 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-903
Flujo: 840 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-904
Flujo: 280 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-905
Flujo: 620 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-906
Flujo: 450 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-907
Flujo: 620 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-908
Flujo: 280 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-909
Flujo: 25 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-910
Flujo: 15 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-911
Flujo: 15 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-912
Flujo: 840 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-913
Flujo: 450 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-914
Flujo: 450 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-915
Flujo: 280 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-916
Flujo: 15 𝐾𝑔 𝐻𝑟
87
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Continuación tabla 8 V-917
Flujo: 15 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-918
Flujo: 25 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-919
Flujo: 27 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-920
Flujo: 27 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-921
Flujo: 16 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-922
Flujo: 16 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-923
Flujo: 13 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-924
Flujo: 13 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-925
Flujo: 8 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-926
Flujo: 8 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-927
Flujo: 8 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-928
Flujo: 8 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-929
Flujo: 16 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-930
Flujo: 16 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-931
Flujo: 27 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-932
Flujo: 15 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-933
Flujo: 15 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-934
Flujo: 10 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-935
Flujo: 10 𝐾𝑔 𝐻𝑟
Flujo total 16338 𝐾𝑔 𝐻𝑟 = 392.11 Ton día es el flujo total que manejaba la planta por diseño, esto solo es con el fin de entender que por diseño la planta tenía muchísimas más exigencia de vapor para su funcionamiento, mientras que actualmente por su bajo uso, se ha descuidado el mantenimiento del sistema trayendo pérdidas millonarias.
88
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
El T-901 consumía por diseño 660 𝐾𝑔 𝐻𝑟 pero su calentador de succión funcionaba y consumía 1250 𝐾𝑔 𝐻𝑟. Actualmente el calentador de succión no funciona y el tanque podría consumir 3769,1862 𝐾𝑔 𝐻𝑟. (Hoy en día no se le suministran vapor según el Ingeniero José Márquez). El T-902 consumía por diseño 660 𝐾𝑔 𝐻𝑟 pero su calentador de succión funcionaba y consumía 1250 𝐾𝑔 𝐻𝑟. Actualmente el calentador de succión no funciona y el tanque podría consumir 3769,1862 𝐾𝑔 𝐻𝑟. (Hoy en día no se le suministran vapor según el Ingeniero José Márquez). El T-910 consumía por diseño 220 𝐾𝑔 𝐻𝑟 pero su calentador de succión funcionaba y consumía 780 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . Actualmente el calentador de succión no funciona y el tanque podría consumir 697,0427 𝐾𝑔 𝐻𝑟 .
(Si se le
debería suministrar vapor pero por problemas de fugas, el cabezal de vapor que llega hasta él se encuentra cerrado). El T-917 consumía por diseño 340 𝐾𝑔 𝐻𝑟 pero su calentador de succión funcionaba y consumía 530 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . El
tanque actualmente podría
consumir 3295.1376 𝐾𝑔 𝐻𝑟. (Si se le debería suministrar vapor pero por problemas de fugas el cabezal de vapor que llega hasta él se encuentra cerrado) El T-920 consumía por diseño 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟 el tanque actualmente podría consumir 202.390 𝐾𝑔 𝐻𝑟. Si se le debería suministrar vapor pero por problemas de fugas el cabezal de vapor (línea S-9603) que llega hasta él se encuentra cerrado.
89
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
El T-927 consumía por diseño 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟 el tanque actualmente podría consumir 186.0484 𝐾𝑔 𝐻𝑟. (Si se le debería suministrar vapor pero son pocas las veces que se le suministra) El T-934 consumía por diseño 95 𝐾𝑔 𝐻𝑟 el tanque actualmente podría consumir 457.0838 𝐾𝑔 𝐻𝑟. (No se le suministra vapor porque genera sulfuros que son dispersados en la atmósfera). El V-903 consumía por diseño 840 𝐾𝑔 𝐻𝑟 el tanque actualmente consume 130.1181 𝐾𝑔 𝐻𝑟. El V-904 consumía por diseño 280 𝐾𝑔 𝐻𝑟 el tanque actualmente consume 18.0783 𝐾𝑔 𝐻𝑟. El V-905 consumía por diseño 620 𝐾𝑔 𝐻𝑟 el tanque actualmente consume 87.8297 𝐾𝑔 𝐻𝑟. El V-906 consumía por diseño 450 𝐾𝑔 𝐻𝑟 el tanque actualmente consume 55.3002 𝐾𝑔 𝐻𝑟. El V-907 consumía por diseño 620 𝐾𝑔 𝐻𝑟 el tanque actualmente consume 87.8297 𝐾𝑔 𝐻𝑟. El V-908 consumía por diseño 280. 𝐾𝑔 𝐻𝑟 el tanque actualmente consume actualmente 29.04. 𝐾𝑔 𝐻𝑟
90
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
El T-915 consumía por diseño 55 𝐾𝑔 𝐻𝑟 pero su calentador de succión funcionaba y consumía 530 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . El tanque actualmente consume 3295.1376 𝐾𝑔 𝐻𝑟.
(El Disolutor no se toma en cuenta porque no forma parte del diseño original de la planta. Y el T-916 estaba bajo reparaciones para cambiarse a tanque de mezcla).
4.2.2. Cálculo de la cantidad de condensado que se devuelve hacia RSI Cardón. 𝑸𝒗𝒂𝒑𝒐𝒓 𝒆𝒏𝒕𝒓𝒂 = 𝟑𝟑𝟕𝟎. 𝟏 𝑲𝒈 𝒉𝒓 Datos extraídos del Apéndice C 𝑸𝒕𝒂𝒏𝒒𝒖𝒆𝒔 = 𝑸𝑻−𝟗𝟏𝟎 + 𝑸𝑻−𝟗𝟐𝟎 + 𝑸𝑽−𝟗𝟎𝟑 + 𝑸𝑻−𝟗𝟏𝟒 + 𝑸𝑰𝒔𝒐𝒕𝒂𝒏𝒒𝒖𝒆𝒔 𝑸𝒕𝒂𝒏𝒒𝒖𝒆𝒔 = 697.0427 + 202.3910 + 130.1181 + 63.36 + 110.52 = 1153.4318 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Datos Extraídos del Apéndice H 𝑸𝒇𝒖𝒈𝒂𝒔 𝒅𝒆 𝒗𝒂𝒑𝒐𝒓 = 249.18 𝐾𝑔 𝐻𝑟 + 720 𝐾𝑔 𝐻𝑟 = 869.18 𝐾𝑔 𝐻𝑟
Cálculo total de la cantidad de condesado recirculado hacia RSI cardón. 𝑸𝑺𝒂𝒍𝒊𝒅𝒂 𝒄𝒐𝒏𝒅𝒆𝒏𝒔𝒂𝒅𝒐 = 𝑸𝒗𝒂𝒑𝒐𝒓 𝒆𝒏𝒕𝒓𝒂 − 𝑸𝒕𝒂𝒏𝒒𝒖𝒆𝒔 − 𝑸𝒇𝒖𝒈𝒂𝒔 𝒅𝒆 𝒗𝒂𝒑𝒐𝒓 𝑸𝑺𝒂𝒍𝒊𝒅𝒂 𝒄𝒐𝒏𝒅𝒆𝒏𝒔𝒂𝒅𝒐 = 3370.1 − 1153.4318 − 869.18 = 1347.4882 𝐾𝑔 𝐻𝑟
91
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Los 1347.4882 𝐾𝑔 𝐻𝑟 representan el condesado que se puede estar enviado hacia RSI ya que se asume que el caso operación actualmente está funcionando a tope, es decir que todos los tanques consumen vapor.
Si no se toman en cuenta los tanques el envío de condesado hacia RSI es de 2500.92 𝐾𝑔 𝐻𝑟
4.2.3 Pérdidas económicas ocasionadas por fugas de vapor.
En el apéndice H se desarrollan los cálculos de coste presentados a continuación: Válvulas de compuerta, válvula Check con orificio de 3/4". Y tubería con dos orificios de 1” se calculan de la misma manera. 𝐶𝑜𝑠𝑡 = 8812.8 ∗ 4 = 35251.2 $ 6𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 Las trampas de vapor con un orificio de 3/4" se calculan todas iguales. 𝐶𝑜𝑠𝑡 = 3050.184 ∗ 4 = 12200.736 $ 6𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 Costo Total.
𝐶𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 =
47451.936$ 6.30𝐵𝑠𝑓 ∗ = 298947.1968 𝐵𝑠𝑓 6𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 $
Según PDVSA cada 1000 kg de vapor le cuesta 17 $ esto incluye la energía que invierten, y los aditivos que utilizan para tratar el agua. Un orificio en una tubería de 0.75” es decir 1,9 cm a 4 𝐾𝑔 𝑐𝑚2 gasta 725 𝐾𝑔 𝐻𝑟 según la tabla N°8, lo que implica que en una hora se gasten 12.325$. Y en un año gastaría 107967$ o 680192.1 bsf.
92
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Estos son estimados probados por compañías como TLV, Spirax Sarco y Armstrong, pioneras en el tratamiento del vapor. Además hay que tener en cuenta que el vapor se libera a la atmósfera la cual se encuentra a 1.01 𝐾𝑔 𝑐𝑚2 , permitiendo una liberación más rápida que si lo hiciera a la tubería de recuperación de condesado donde se encuentra con el impedimento de 2 𝐾𝑔 𝑐𝑚2 . Los cálculos arrojan una pérdida cada 6 meses de 298947.1968 𝐵𝑠𝑓 por lo que la compra de los equipos mencionados en este trabajo es de vital importancia con el fin de establecer un plan de mantenimiento.
93
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
4.3 PROPUESTAS DE MEJORAS PARA RESTAURAR LA OPERACIÓN NORMAL EN LA PLANTA ENVASADORA CARDÓN
4.3.1 Cambiar las trampas de vapor instaladas actualmente en el área por las que corresponden al dimensionamiento actual.
El impedimento para que estos tanques operen ocurre en gran parte porque las trampas instaladas en el áreas así como su conexión están diseñadas para tamaños inadecuados de flujo y presión, por ello se propone realizar los cambios presentados en la tabla 9 con el fin de recuperar la operación optima en planta.
Esto podría parecer un gran gasto pero con las fugas en las trazas de vapor en 6 meses se pierden 298947.1968 𝐵𝑠𝑓.
Tabla 9. Dimensionamiento de trampas de vapor Número de la
DÍAMETRO
TRAMPA PROPUESTA PARA
Trampa
DEL ORIFCIO
CONDISIONES ACTUALES
T-902, Trampa 2
9/16”
modelo 316
T-901, Trampa 1
9/16”
modelo 316
T-910, Trampa 2
11/32”
modelo 314
T-927, Trampa 1
9/16”
modelo 316
T-917, Trampa 2
9/16”
modelo 316
T-920, Trampa 1
7/32”
modelo 312
T-915, Trampa 2
1/2”
modelo 316
T-934, Trampa 1
9/32”
modelo 313
V-903, Trampa 51,
5/32”
modelo 310
52, 53
94
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Continuación tabla 9 V-904, Trampa 54
7/64”
modelo 800
V-905, Trampa 56 y
1/8”
modelo 800
7/64”
modelo 800
1/8”
modelo 800
7/64”
modelo 800
57 V-906, Trampa 58 y 59 V-907, Trampa 60 y 61 V-908, Trampa 62
TRAMPAS PARA EL DREANADO DE LÍNEAS PRINCIPALES S-9600, Trampa 128
5/32”
modelo 312 (Mantener)
S-9600, Trampa 129
3*4
TD-42H (Mantener)
S-9602, Trampa 222
7/64”
modelo 211
S-9603, Trampa 166
1/8”
modelo 800
S-9679, Trampa 151
1/8”
modelo 800
95
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
4.3.2 Conectar los Isotanques a la red de recuperación de condensado. Con el fin de incorporar a los Isotanques a la red de recuperación de condesado se realizó el dimensionamiento de una trampa capaz de cumplir con esta tarea. Dando como resultado la siguiente trampa. Tabla 10. Dimensionamiento de trampa para los Isotanques TRAMPA QUE SE RECOMIENDA N° de la Trampa MARCA/TIPO
Armstrong/Balde Invertido Serie 300 modelo 312 Acero al Carbono 5/32”
SERIE MODELO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO
320 𝐾𝑔 𝐻𝑟
FLUJO A 2.6 BAR (37.1 PSIA) FLUJO A 4.1 BAR (59.4653 PSIA) FLUJO A 1.5 BAR (21.76 PSIA) MÁXIMA PRESIÓN DIFERENCIAL DE LA TRAMPA MÁXIMO FLUJO QUE MANEJA LA TRAMPA
410 𝐾𝑔 𝐻𝑟 290 𝐾𝑔 𝐻𝑟 8.5 BAR 320 𝐾𝑔 𝐻𝑟
Actualmente no se posee ninguna trampa en los Isotanques por tanto se dimensiona la trampa que debería instalarse debido a que
en un día
completo funcionado las 24 horas se pierden 2.65 ton/día. Si cada 1000kg cuesta 17$, en los Isotanques se estarían perdiendo 45.09 $ al día.
96
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Gráfica de la trampa que se recomienda
Figura 37. Trampa BI modelo 312, orificio 5/32” Para el Disolutor no se dimensiona porque es un proyecto nuevo y las trampas están en correcto funcionamiento. El flujo que se maneja en el Disolutor es de 63.36 𝐾𝑔 𝐻𝑟, se presumía que era el tanque que más consumía vapor en la planta envasadora, pero esto es falso a menos que se promedian sus horas de servicio porque solo tiene una capacidad de 13.8𝑚3 En la figura 38 y 39 se muestra como debería ser instalada la trampa 312 con un orificio de 5/32” en la salida del serpentín de los Isotanques. Lo cual debe ser lo más cerca posible para evitar bloqueos por aire.
97
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Lu
ga r de de in s la tra talac mp i ó n a
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Salida de Vapor de los Isotanques Re
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6" 8x
Descarga de los Isotanques a los tanques de aditivos T-9
T-9 1
T-9
P-9 0
No
P-9 0
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10
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10
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1
01
1
01
ev
a
3 T-9
7
"
Figura 38. Isométrico de la descarga de vapor a la tanquilla.
STA
Figura 39. Isométrico de cómo se debe instalar la trampa en los Isotanques.
98
CAPÍTULO IV. RESULTADOS Y ANÁLISIS DE RESULTADOS
Con el hecho de instalarse la trampa ya genera grandes beneficios, pero si se desea conectar a la tubería de recirculación de condesado debe tener en cuenta que la conexión de la tubería debe ser de 15, 20 o 25 mm para evitar pérdidas de presión las cuales limiten la capacidad de la trampa
99
CONCLUSIONES
5. CONCLUSIONES La planta de propano propileno (Profalca), no genera contrapresión en el sistema de retorno de condensado de la Envasadora de Lubricantes Cardón. Las
trampas
en
tanques
y recientes se
encuentran
sobre
y
subdimensionadas, impidiendo el calentamiento efectivo del tanque. La presión en el retorno de condensado en ocasiones supera el 80% de la presión de entrada a las trampas termodinámicas de disco, lo cual impide que descarguen el condensado. El aumento de presión en el retorno de condensado, se debe a un aumento de temperatura ocasionado por trampas que fallan en abierto, permitiendo que el vapor saturado o sobrecalentado (según sea el caso) pase directamente a la tubería de condensado. El sistema de trazas de vapor se encuentra fuera de servicio. Por esta razón los hidrocarburos (bases lubricantes, aditivos y mezclas) presentan una mayor dificultad para fluir por las tuberías. Las líneas de vapor están sobredimensionadas para el flujo que maneja la planta actualmente, lo cual genera una menor velocidad, aumenta la tasa de condensación y disminuye la capacidad calorífica del vapor.
100
RECOMENDACIONES
6. RECOMENDACIONES Se debe solicitar a los proveedores el calor latente de bases lubricantes, aditivos y mezclas con el fin de obtener datos más certeros sobre el flujo de vapor que necesitan los tanques. Otra opción sería capacitarse para obtener este dato por medio de análisis de laboratorio. Colocar algún protector que impida que se moje el aislamiento de las tuberías, ya que hay zanjas de más de 3 metros las cuales se llenan de agua, la cual alcanza raídamente la temperatura de ebullición, ocasionando importantes pérdidas de energía.
101
BIBLIOGRAFÍA
7. BIBLIOGRAFÍA. Armstrong. (1998). Guía para la conservación de vapor en el drenado de condensados.(p. 54). E.U.A: DOI: N-101S 5M 7/98. Exxon Mobile. (Agosto, 2004). Flujo de dos fases líquido vapor. (p. 52). Fairfax, Virginia: Exxon Mobile. (Diciembre, 2003). Una sola fase flujo Líquido. (p. 64). Fairfax, Virginia: Comisión nacional para el ahorro de la energía. (Noviembre, 2007). Tipos de trampas de vapor I Ing. Federico Hungler Salceda (Ed.), Conservación de Vapor (p. 14). Cuauhtémoc, México. Instrumento de medición Ultrasónico. (2002). Procedimiento de inspección utilizando sdt 170. (p. 6). E.U,A: DOI: www.sdtnorthamerica.com. CRANE. (1992). Flujo de fluidos en válvulas, accesorios y tuberías. (p. 215). CARACAS: Mc Graw Hill. Mott, Robert L. (1996). Mecánica de Fluidos Aplicada. (p. 626). CARACAS: Prentice Hall. Spirax Sarco. (2005). Módulo 1.1, vapor la energía del fluido. (1 ed., p. 22). E.U.A: DOI: SC-GCM-02 PDVSA. (Julio, 1994). Cálculo hidráulico de tuberías. (Vol. 13, p. 128). Caracas, Venezuela: DOI: L–TP 1.5 PDVSA. (Julio, 1983). Requisitos trazas de vapor en tuberías. (Vol. 13, p. 24). Caracas, Venezuela: HD–201–R PDVSA. (2005). Aislamiento térmico para tuberías y equipos de servicio en caliente. (Vol. 13, p. 60). Caracas, Venezuela: L-212 BALESTRINI, M.; (1998). Cómo se elabora el proyecto de investigación. Caracas: BL Consultores Asociados, Servicio Editorial. McCABE, W. (1996). Operaciones Básicas en Ingeniería Química. México: Ediciones McGraw-Hill.
102
APÉNDICES
8. APÉNDICE Apéndice A. Tablas donde se listan los datos del punto de trampeo y de la trampa de vapor.
Se procedió a enumerar las trampas de vapor en el Patio de tanques y el galpón de Mezcla y Envasado. Una vez marcadas se especificaron los siguientes datos correspondientes al levantamiento de la información en tablas:
Datos del punto de trampeo
Diámetro de Línea de Entrada en pulg
Diámetro de Línea de Salida en pulg
Presión de Entrada en 𝐾𝑔 𝑐𝑚2
Presión de Salida en 𝐾𝑔 𝑐𝑚2 Datos de la trampa de vapor
Marca de la Trampa (Spirax Sarco o Armstrong).
Modelo de la Trampa.
Tipo de la Trampa (Termodinámica o mecánica). Accesorios conexos
Válvula de entrada. válvula de salida, válvula tipo Check, filtro en Y
El total de las trampas numeradas, es de 235. Estas tablas se pueden encontrar en el Documento técnico entregado a PDVSA. En este documento solo se muestra la primera tabla que contiene las cuatro primeras trampas de vapor; como ejemplo del levantamiento realizado.
103
APÉNDICES
Simbología empleada en las tablas: • Salida de condesado del calentador de succión del tanque por una trampa balde invertido. ■Trampa termodinámica de disco que está ubicada en la tubería de entrada de vapor al tanque. Dado que es una columna, el vapor más liviano entra al tanque y el condesado cae al final y es drenado. ▲ Salida de condesado de los serpentines del tanque. Cuyo vapor fue introducido por el distribuidor de vapor.
© Trampa termodinámica de disco ubicada en la entrada del calentador de succión. Funciona igual que ■
104
LÍSTA DE TRAMPAS 5. Listado General de Puntos de Trampeo “Planta Envasadora de Lubricantes”
Válvula Check
TIPO
Filtro
MODELO
Válvulas Salida
APLICACIÓN
Válvulas Entrada
MARCA
ACCESORIOS CONEXOS Filtro Incorporado
DATOS DE LA TRAMPA DE VAPOR Ø De la Trampa
Presión Salida
Presión Entrada
UBICACIÓN
Ø Línea Salida
ETIQUETA
Ø Línea Entrada
DATOS DEL PUNTO DE TRAMPEO
Armstrong NO
NO
SÍ
SÍ
NO
300 series
Pierna de Drenado
9/32”
3/4"
•
T-902
3/4"
Trampa de Vapor N°1
Balde Invertido Armstrong SÍ
SÍ
SÍ
SÍ
NO
300 series
Pierna de Drenado
9/32”
3/4"
T-902 ▲
3/4"
Trampa de Vapor N°2
Balde Invertido Armstrong 7/16”
NO
SÍ
SÍ
SÍ
SÍ
NO
SÍ
SÍ
NO
NO
300 series
Pierna de Drenado
7/16”
3/4"
T-903 ▲
3/4"
Trampa de Vapor N°3
Balde Invertido Armstrong
•
3/4"
T-901
3/4"
Trampa de Vapor N°4 300 series
Pierna de Drenado
Balde Invertido
105
APÉNDICES
APÉNDICE B. CÁLCULO DE CONDENSADO EN VENAS DE VAPOR a) Fórmulas para el cálculo 𝑄=
𝐿 ∗ 𝑈 ∗ 𝑆 ∗ ∆𝑇 ∗ 𝐸 𝐻
𝑄 = 𝑚𝑠 ∗ 𝑓𝑔 Q = Carga de condensado, kg/hr L = Distancia de tubería de producto entre trampas de las venas, en m U = Factor de transferencia de calor, en kJ/hr*m2*°C DT = Diferencia de temperaturas, en °C E = 1 menos la eficiencia del aislamiento térmico (ejemplo: eficiencia de aislamiento del 75%: 1 - 0.75 = 0.25, o sea E = 0.25) S = Área superficial de la tubería por metro lineal H = Calor latente del vapor, en kJ/kg b) Sistemas de trazas en funcionamiento a los que se aplicaran las fórmulas:
De acuerdo a la evaluación presentada. Se pudo conocer los sistemas que permiten distribuir vapor a las trazas y que dicho flujo pase por la trampa hacia la tubería de recirculación.
Sin embargo no se puede conocer si la trampa está operando a los ciclos de descarga recomendados por el fabricante, ya que es algo que esta fuera del alcance de una inspección térmica. Los sistemas son:
106
APÉNDICES
Distribuidor 209 a la tubería 6” P-9105-1101 Recuperación trampa 206 Vena 13 a la tubería P-9010-1101 8” Recuperación trampa 132, 133 Vena 12 a la tubería P-9019-1101 8” Recuperación trampa 134 Vena 8 a la tubería P-9062-1101 6” Recuperación trampa 145 Distribuidor 210 a la tubería P-9256-1101 6” Trampa 150 (salida de la P910) Distribuidor 210 a la tubería P-9063-1101 6” Trampa 146 (salida de la P901)
De los 7 distribuidores con trampas de vapor están en funcionamiento 3, pero el distribuidor (152-153) tiene dichas trampas bloqueadas. También hay 3 distribuidores que no poseen trampas de vapor ninguno está operando. c) Consideraciones aplicadas en todos los sistemas de trazas. Temperatura ambiente= 30ºC Temperatura que mantiene la tubería= 70ºC Factor de transferencia de Calor= 35 kJ/hr*m2*°C Eficiencia del aislamiento= 0.25
(Para calcular el calor latente de vapor se asumirá en todos los casos una presión manométrica de 3 bar, dado que en la entrada a la planta es 4 bar. Esto es factible porque entre los valores de 3 bar y 1 bar solo hay una diferencia de 77 𝐾𝑗 𝑠𝑔)
107
APÉNDICES
d) Desarrollo de los Cálculos Solo se desarrollará el cálculo del distribuidor 209, de los otros, se mostrara una tabla resumen del condensado multiplicado por un factor de seguridad de 2. Distribuidor 209 a la tubería 6” P-9105-1101 Recuperación trampa 206
L = 35 m U = 35 kJ/hr*m2*°C DT = 70°𝐶 − 30°𝐶 = 40°𝐶 E = %: 1 - 0.75 = 0.25, por tanto E = 0.25 S =0.529 𝑚2 𝑚 H = 2138 kJ/kg para 3 bar 35 𝑚 ∗ 35 𝐾𝑗 (𝑟 ∗ 𝑚2 ∗ °𝐶) ∗ 0.529 𝑚2 𝑚 ∗ 40°𝐶 ∗ 0.25 𝑄= = 3.0310 𝐾𝑔 𝐻𝑟 2138 𝐾𝑗 𝐾𝑔
Factor de seguridad de 2 𝑄 = 3.0310 𝐾𝑔 𝐻𝑟 ∗ 2 = 6.0620 𝐾𝑔 𝐻𝑟
108
APÉNDICES
Tabla 11. Flujo de los sistemas de trazas de vapor. Sistemas de trazas de vapor
Q Kg/Hr
Vena 13 a la tubería P-9010-1101 8” Recuperación trampa 132,
3.3789
133. Vena 12 a la tubería P-9019-1101 8” Recuperación trampa 134.
3.3789
Vena 8 a la tubería P-9062-1101 6” Recuperación trampa 145.
3.5506
Distribuidor 210 a la tubería P-9256-1101 6” Trampa 150 (salida
6.0620
de la P-910) Distribuidor 210 a la tubería P-9063-1101 6” Trampa 146
109
4.5032
APÉNDICES
APÉNDICE C CÁLCULO DEL CAUDAL QUE CONSUMEN LOS TANQUES POR FORMULAS DE TRANSFERENCIA DE CALOR a) Sistemas de tanques a los que se aplicará la fórmula: Tabla 12. Tanques con sistema de vapor activos Tanques T-915 T-914 T-901 T-902 T-910 T-920 T-927 V-903-V908 T-911 T-912 T-915 T-934
Productos Bases o Aditivos Infineum V533 Infineum V533 Bs150 Bs150 MVIP 1300 Plastificantes Translub´s Maxitren, Soluble, Engralub´s, Cartalubs, Marinos Infineum P5443 Infineum D1294 Infineum 𝑉533 Hidralub
T-917
Multigrado
Observaciones
Línea S-9601 cerrada Línea S-9601 cerrada Línea S-9601 cerrada Línea S-9603 cerrada
Serpentines bajo nivel tanque Serpentines bajo nivel tanque Genera sulfuros no se calienta Línea S-9603 cerrada
b) Desarrollo de los cálculos Solo se desarrollará el cálculo del tanque T-901, de los otros tanque se mostrara una tabla resumen con el flujo másico del vapor por hora. Tanque T-901
Datos del Tanque: Capacidad del Tanque
3000m3
Presión en el Tanque
2,3020130 bar
110
APÉNDICES
Datos del fluido que maneja el tanque: Tanque de base Lubricante
Bs150
Densidad del Bs150
898,9 Kg m3
Densidad relativa del Bs150
0.8989
Temperatura normal Bs150
35°C
Temperatura a la que se desea calentar Bs150
45°C = 95°F
Tiempo calentamiento
6 horas = 21600 sg
𝑘: 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟𝑑𝑒𝑐𝑎𝑟𝑎𝑐𝑡𝑒𝑟𝑖𝑧𝑎𝑐𝑖ó𝑛𝑑𝑒𝑙𝑎𝑈𝑛𝑖𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑙𝑂𝑖𝑙𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡
11.8
Cálculo de °API
𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑑𝑒𝑙𝑎𝑔𝑢𝑎𝑒𝑠 1000 Kg m3 °𝐴𝑃𝐼 =
141.5 − 131.5 = 25.9146 0.8989
Cálculo de la capacidad calorífica
𝑐𝑝 =
0.355 + 0.128 ∗ 10−2 ∗ 25.9146 + 0.503 + 0.117 ∗ 10−2 ∗ 25.9146 ∗ 10−3 ∗ 95°𝐹 0.05 ∗ 11.8 + 0.41 = 0.4388 𝐵𝑡𝑢 𝑙𝑏 ∗ °𝐹 = 1.8377 𝐾𝐽 𝐾𝑔 ∗ °𝐶
Cálculo del Flujo másico de vapor que consume el T-901
Paso I. Masa del fluido en el tanque 𝑚 = 𝜌 ∗ 𝑉 = 898,9 𝐾𝑔 𝑚3 ∗ 3000𝑚3 = 2696700𝐾𝑔 Paso II. Diferencial de temperatura ∆𝑇 = 45°𝐶 − 35°𝐶 = 10°𝐶
111
APÉNDICES
Paso III. La tasa transferencia de calor 𝑄=
2696700𝐾𝑔 ∗ 1.8377 𝐾𝐽 𝐾𝑔 ∗ °𝐶 ∗ 10°𝐶 = 2294.2827𝑘𝐽 𝑠𝑔 21600 𝑠𝑔
Paso IV. Calculo del Flujo másico de Vapor 𝑚𝑠 =
𝑄 2294.2827𝑘𝐽 𝑠𝑔 = = 1,0470 𝐾𝑔 𝑠𝑔 = 3769,1862 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐻𝑓𝑔 2191,3 𝐾𝑗 𝐾𝑔
𝐌𝐚𝐬𝐚 𝐭𝐨𝐭𝐚𝐥 𝐝𝐞𝐥 𝐯𝐚𝐩𝐨𝐫 𝐚 𝐭𝐫𝐚𝐧𝐬𝐟𝐞𝐫𝐢𝐫 = 𝟐𝟐. 𝟔𝟏𝟓𝟏 𝐭𝐨𝐧𝐞𝐥𝐚𝐝𝐚𝐬 Tabla 13. Flujo másico de vapor actual en los tanques. Tanques Flujo másico de Vapor por Hora T-902
3769,1861 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-910T-914
697,0427 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-915
1626,1025 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-917
3295,1376 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-920
202,3910 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-927
186,0484 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-934
457,0838 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-903
130,1181 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-904
29,0414 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-905
87,8297 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-906
55,3002 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V907
87,8297 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-908
29,0414 𝐾𝑔 𝐻𝑟
Isotanques
110.52 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-914
63.36 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-915
63.36 𝐾𝑔 𝐻𝑟
112
APÉNDICES
APÉNDICE D
CÁLCULO DE CONDESADO EN LAS LÍNEAS PRINCIPALES
a) Desarrollo de los cálculos Solo se desarrollará el cálculo de la línea S-9600-1126 DE 8” 6” y 4” de los otros solo se mostrara una tabla resumen del condensado total LÍNEAS S-9600-1126 DE 8” 6” y 4” PARA 8” 𝐶=
185.500𝑚 ∗ 0.688 𝑚2 𝑚 ∗ 45 𝐾𝑗 (𝑟 ∗ 𝑚2 ∗ °𝐶) ∗ 180 − 30 °𝐶 ∗ 0.25 2108.5 𝑘𝐽 𝐾𝑔 = 102.1415 𝐾𝑔 𝑟
𝑈 = 45 𝐾𝑗 (𝑟 ∗ 𝑚2 ∗ °𝐶) 𝑡1 = 180 °𝐶 𝑡2 = 30 °𝐶 𝐸 = 0.25 𝐻 = 2108.5 𝑘𝐽 𝐾𝑔. 𝐿 = 185.500 𝑚 𝑆 = 0.688 𝑚2 𝑚 PARA 6” 𝐶=
33.700𝑚 ∗ 0.529 𝑚2 𝑚 ∗ 50 𝐾𝑗 (𝑟 ∗ 𝑚2 ∗ °𝐶) ∗ 180 − 30 °𝐶 ∗ 0.25 2108.5 𝑘𝐽 𝐾𝑔 = 15.8530 𝐾𝑔 𝑟
𝑈 = 50 𝐾𝑗 (𝑟 ∗ 𝑚2 ∗ °𝐶) 𝑡1 = 180 °𝐶 𝑡2 = 30 °𝐶 𝐸 = 0.25 𝐻 = 2108.5 𝑘𝐽 𝐾𝑔. 𝐿 = 230.200 𝑚 𝑆 = 0.529 𝑚2 𝑚
113
APÉNDICES
PARA 4” 11𝑚 ∗ 0.359 𝑚2 𝑚 ∗ 55 𝐾𝑗 (𝑟 ∗ 𝑚2 ∗ °𝐶) ∗ 180 − 30 °𝐶 ∗ 0.25 𝐶= 2108.5 𝑘𝐽 𝐾𝑔 = 3.8628 𝐾𝑔 𝑟 𝑈 = 55 𝐾𝑗 (𝑟 ∗ 𝑚2 ∗ °𝐶) 𝑡1 = 180 °𝐶 𝑡2 = 30 °𝐶 𝐸 = 0.25 𝐻 = 2108.5 𝑘𝐽 𝐾𝑔. 𝐿 = 230.200 𝑚 𝑆 = 0.359 𝑚2 𝑚 𝐶𝑇 = 102.1415 𝐾𝑔 𝑟 + 15.8530 𝐾𝑔 𝑟 + 3.8628 𝐾𝑔 𝑟 = 121.8513 𝐾𝑔 𝑟 Tabla 14. Condensado total actual en las líneas principales. Líneas
Condensado Total
S-9601-1126 6”
60.6467 𝐾𝑔 𝑟
S-9602-1126 6” y 4”
61.865 𝐾𝑔 𝑟 y 50.6761 𝐾𝑔 𝑟
S-9603-1126 4”
27.8 𝐾𝑔 𝑟
S-9679-1126 4
62.9493 𝐾𝑔 𝑟
114
APÉNDICES APÉNDICE E EVALUACIÓN DEL DIMENSIONAMIENTO DE LAS TRAMPAS DE VAPOR PARA LOS TANQUES Solo se mostrará toda la información del tanque T-901, T-902. De los otros solo se mostrara una tabla resumen en la que no se muestra el flujo a la presión mínima, de operación y normal. Datos generales para el dimensionamiento:
a) Diferencial de presión en unidades manométricas 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑗𝑜 = 3.5 𝑏𝑎𝑟𝑔 − 1.9 𝑏𝑎𝑟𝑔 = 1.6 𝑏𝑎𝑟𝑔 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 = 5 𝑏𝑎𝑟𝑔 − 1.9 𝑏𝑎𝑟𝑔 = 3.1 𝑏𝑎𝑟𝑔 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑜 0.5 𝑏𝑎𝑟𝑔 b) Diferencial de presión en unidades absolutas 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑗𝑜 = 2.6 𝑏𝑎𝑟 = 37.7097 𝑝𝑠𝑖𝑎 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 = 4.1 𝑏𝑎𝑟 = 59.4653 𝑝𝑠𝑖𝑎 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 = 1.5 𝑏𝑎𝑟 = 21.76 𝑝𝑠𝑖𝑎 c) Factor de Seguridad usado en todas las trampas= 2 Especificaciones a) Todas las trampas fueron seleccionadas a partir de la gráfica de selección Armstrong b) Los colores de las gráficas representan. Amarillo: Operación. Rojo: Mínimo; Azul: Máximo Elección del material de la trampa de vapor. Dado que Armstrong ofrece dos series cuya diferencia principal es el material, se elige la serie 300 pues fueron recomendaciones del personal de la Envasadora.
115
APÉNDICES
TANQUE T-901, T-902 Flujo: 3769,1862 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜 = 3769,1862 𝐾𝑔 𝐻𝑟 ∗ 2 = 7538.3724 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla15. Trampa actual y recomendada T-901 y T-902
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE MODELO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO FLUJO A 2.6 BAR (37.1 PSIA) FLUJO A 4.1 BAR (59.4653 PSIA) FLUJO A 1.5 BAR (21.76 PSIA) MÁXIMA PRESIÓN DIFERENCIAL DE LA TRAMPA MÁXIMO FLUJO QUE MANEJA LA TRAMPA
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 2y3 Armstrong/Balde Invertido Serie 300 modelo 313 Acero al Carbono 9/32” 1400 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TRAMPA QUE SE RECOMIENDA 2y3 Armstrong/Balde Invertido Serie 300 modelo 316 Acero al Carbono 9/16” 6600 𝐾𝑔 𝐻𝑟
1600 𝐾𝑔 𝐻𝑟
7400 𝐾𝑔 𝐻𝑟
1100 𝐾𝑔 𝐻𝑟
5500 𝐾𝑔 𝐻𝑟
5.5 BAR
5.5 BAR
1800 𝐾𝑔 𝐻𝑟
9000 𝐾𝑔 𝐻𝑟
Gráfica de la trampa actualmente instalada.
Figura 40. Trampa BI, Modelo 313, Orificio 9/32”
116
APÉNDICES
Trampa que recomienda el simulador Armstrong.
Figura 41. Trampa BI modelo 216
Figura 42. Trampa BI, modelo 316
Gráfica de la trampa que se recomienda
Figura 43. Trampa BI, Modelo 316, orificio 9/16”
117
APÉNDICES
Tabla 16. Descripción de las trampas instaladas actualmente. Nº Tanque
Nº Trampa
Flujo Diseño
T-910
38 y39
1394.0854 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-927
17 y 18
372.0968 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-917
35 y 36
6590.2752 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-920
31 y 32
404.782 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-915
44 y 45
3252.205 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-934
9 y 10
914.1676 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-903
51, 52 y 53
260.2362 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-904
54
36.1566 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-905
56 y 57
175.6599 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-906
58 y 59
110.6 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-907
60 y 61
175.6594 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-908
62
58.0828 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA MARCA/TIPO SERIE MODELO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO Armstrong/Balde 300 313 Acero al 9/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 310 Acero al 5/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 310 Acero al 5/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 310 Acero al 5/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 312 Acero al 5/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 310 Acero al 5/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 313 Acero al 9/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 313 Acero al 9/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 313 Acero al 9/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 313 Acero al 9/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 313 Acero al 9/32” Invertido Carbono Armstrong/Balde 300 313 Acero al 9/32” Invertido Carbono
118
APÉNDICES
Tabla 17. Descripción de las trampas propuestas. Nº Tanque
Nº Trampa
Flujo Diseño
38 y39
1394.0854 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-927
17 y 18
372.0968 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-917
35 y 36
6590.2752 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-920
31 y 32
404.782 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-915
44 y 45
3252.205 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-934
9 y 10
914.1676 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-903
51, 52 y 53
260.2362 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-904
54
36.1566 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-905
56 y 57
175.6599 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-906
58 y 59
110.6 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-907
60 y 61
175.6594 𝐾𝑔 𝐻𝑟
V-908
62
58.0828 𝐾𝑔 𝐻𝑟
T-910
TRAMPA QUE SE RECOMIENDA MARCA/TIPO SERIE MODELO MATERIAL Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido Armstrong/Balde Invertido
119
300
314
300
312
300
316
300
312
300
316
300
313
300
310
800
800
800
800
800
800
800
800
800
800
Acero al Carbono Acero al Carbono Acero al Carbono Acero al Carbono Acero al Carbono Acero al Carbono Acero al Carbono Hierro fundido Hierro fundido Hierro fundido Hierro fundido Hierro fundido
DIÁMETRO ORIFICIO 11/32” 3/16” 9/16” 7/32” 1/2” 9/32” 5/32” 7/64” 1/8” 7/64” 1/8” 7/64”
APÉNDICES
Evaluación de trampas termodinámicas para servicio de trazas de vapor.
Para servicios de trazas de vapor, los flujos son tan bajos que los modelos de menor capacidad de trampas de vapor son correctos para este servicio. Ninguna de las trampas aca mencionadas posee filtro incorporado porque en el área tampoco lo tienen. Es importante mencionar que la TD-52 3/8” y la TD-52L de 1/2" manejan las mismas capacidades y presiones.
Trampa 206 Flujo: 6.0620 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 6.0620 𝐾𝑔 𝐻𝑟 ∗ 2 = 12.124 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 18 Trampa 206 actualmente instalada
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE TIPO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO PRESIÓN MÁXIMA ADMISIBLE BAR TEMPERATURA MÁXIMA ADMISIBLE °C
120
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 206 Spirax Sarco Termodinámica de disco TD-259 Acero inoxidable 3/4” 42 BAR 425 °C
APÉNDICES
Trampa 132, 133 Flujo: 1.6894 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 1.6894 𝐾𝑔 𝐻𝑟 ∗ 2 = 3.3788 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 19 Trampa 132, 133 actualmente instalada
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE TIPO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO PRESIÓN MÁXIMA ADMISIBLE BAR TEMPERATURA MÁXIMA ADMISIBLE °C
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 132, 133 SpiraxSarco Termodinámica de disco TD-52 Acero inoxidable 3/4” 63 BAR 425 °C
TRAMPA 134 Flujo: 1.6894 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 1.6894 𝐾𝑔 𝐻𝑟 ∗ 2 = 3.3788 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 20 Trampa 134 actualmente instalada
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE TIPO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO PRESIÓN MÁXIMA ADMISIBLE BAR TEMPERATURA MÁXIMA ADMISIBLE °C
121
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 134 SpiraxSarco Termodinámica de disco TD-42 Acero inoxidable 1/2” 42 BAR 400 °C
APÉNDICES
TRAMPA 145 Flujo: 3.5506 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 1.6894 𝐾𝑔 𝐻𝑟 ∗ 2 = 7.1012 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 21. Trampa145 actualmente instalada
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE TIPO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO PRESIÓN MÁXIMA ADMISIBLE BAR TEMPERATURA MÁXIMA ADMISIBLE °C
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 145 SpiraxSarco Termodinámica de disco TD-25l Acero inoxidable 3/4” 42 BAR 400 °C
Trampa 150 Flujo: 3.0310 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 1.6894 𝐾𝑔 𝐻𝑟 ∗ 2 = 6.062 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 22 Trampa 150 actualmente instalada
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE TIPO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO PRESIÓN MÁXIMA ADMISIBLE BAR TEMPERATURA MÁXIMA ADMISIBLE °C
122
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 150 SpiraxSarco Termodinámica de disco TD-25l Acero inoxidable 3/4” 42 BAR 400 °C
APÉNDICES
TRAMPA 146 Flujo: 2.2516 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 2.2516 𝐾𝑔 𝐻𝑟 ∗ 2 = 4.5032 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 23. Trampa 146 actualmente instalada
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE TIPO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO PRESIÓN MÁXIMA ADMISIBLE BAR TEMPERATURA MÁXIMA ADMISIBLE °C
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 146 SpiraxSarco Termodinámica de disco TD-25l Acero inoxidable 3/4” 42 BAR 400 °C
Evaluación de trampas termodinámicas para final de líneas de vapor
Datos generales para el dimensionamiento: a) Diferencial de presión en unidades manométricas 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑗𝑜 = 4.2 𝑏𝑎𝑟𝑔 − 1.9 𝑏𝑎𝑟𝑔 = 2.3 𝑏𝑎𝑟𝑔 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 = 7 𝑏𝑎𝑟𝑔 − 1.9 𝑏𝑎𝑟𝑔 = 5.1 𝑏𝑎𝑟𝑔 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑜 = 3 𝑏𝑎𝑟𝑔 − 1.9 𝑏𝑎𝑟𝑔 = 1.1 𝑏𝑎𝑟𝑔 b) Diferencial de presión en unidades absolutas 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑗𝑜 = 3.3 𝑏𝑎𝑟 = 47.86 𝑝𝑠𝑖𝑎 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 = 6.1 𝑏𝑎𝑟 = 88.47 𝑝𝑠𝑖𝑎 𝐷𝑖𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 = 2.1 𝑏𝑎𝑟 = 30.46 𝑝𝑠𝑖𝑎
123
APÉNDICES
Líneas S-9600-1126 DE 8” 6” y 4”. Trampa 128 Flujo: 121.8513 𝐾𝑔 𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 121.8513 𝐾𝑔 𝑟 ∗ 3 = 365.5539 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 24 Trampa128 actualmente instalada y la que se recomienda
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE MODELO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO FLUJO A 3.3 BAR (47.86 PSIA) FLUJO A 6.1 BAR (88.47 PSIA) FLUJO A 2.1 BAR (30.46 PSIA) MÁXIMA PRESIÓN DIFERENCIAL DE LA TRAMPA MÁXIMO FLUJO QUE MANEJA LA TRAMPA
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 128 Armstrong/Balde Invertido Serie 300 modelo 312 Acero al Carbono 5/32” 600 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TRAMPA QUE SE RECOMIENDA 128 Armstrong/Balde Invertido Serie 300 modelo 312 Hierro fundido 5/32” 600 𝐾𝑔 𝐻𝑟
740 𝐾𝑔 𝐻𝑟
740 𝐾𝑔 𝐻𝑟
480 𝐾𝑔 𝐻𝑟
480 𝐾𝑔 𝐻𝑟
15 BAR
15 BAR
1200 𝐾𝑔 𝐻𝑟
1200 𝐾𝑔 𝐻𝑟
Líneas S-9600-1126 DE 8” 6” y 4”. Trampa 129 Número de la trampa M modelo y marca Diámetro del orificio Presión máxima Temperatura máxima Capacidad máxima Dirección de flujo Material del cuerpo:
129 TD-42H, Spirax Sarco 3/4” 600 psig (42 barg) 752˚F (400˚C) 1000 kg/hr Horizontal Acero inoxidable.
La trampa 129 si cumple a una presión de 3.3 bar (47.86 𝑝𝑠𝑖𝑎) con el flujo de 365.5539 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . La trampa puede manejar 450 𝐾𝑔 𝐻𝑟 a 3.3 bar (47.86 𝑝𝑠𝑖𝑎). A una presión diferencia de 6.1 𝑏𝑎𝑟 (88.47 𝑝𝑠𝑖𝑎) puede manejar 600 𝐾𝑔 𝐻𝑟 . Por tanto está bien dimensionad
124
APÉNDICES
Líneas S-9602-1126 6” y 4”. Trampa 222 Es esta línea hay un grave problema de operación, porque la S-9602 pasa los 80 metros del patio de tanque sin tener un drenado de su condesado. Luego sube el pipe rack lo que representa una pérdida de 0.1 bar por cada metro de presión. Una vez pasado el pipe rack se bifurca una línea esta trampeada (Trampa 222), pero la otra línea que distribuye a los tanques V-903-V-908 no está trampeada, por tanto debe haber una acumulación de condesado en esa línea que afecta el calentamiento. Trampa actualmente instalada Número de la trampa Modelo y marca: modelo Diámetro del orificio Material del cuerpo
222 TD-52, Spirax Sarco 3/4” Acero Inoxidable
Líneas S-9603-1126 4”. Trampa 166 Flujo: 27.8 𝐾𝑔 𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 27.8 𝐾𝑔 𝑟 ∗ 3 = 83.4 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 25 Trampa 166 actual y la que se recomienda
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE MODELO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO FLUJO A 3.3 BAR (47.86 PSIA) FLUJO A 6.1 BAR (88.47 PSIA) FLUJO A 2.1 BAR (30.46 PSIA) MÁXIMA PRESIÓN DIFERENCIAL DE LA TRAMPA MÁXIMO FLUJO QUE MANEJA LA TRAMPA
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 166 Armstrong/Balde Invertido Serie 300 modelo 312 Acero al Carbono 5/32” 600 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TRAMPA QUE SE RECOMIENDA 166 Armstrong/Balde Invertido Serie 800 modelo 800 Hierro fundido 1/8” 250 𝐾𝑔 𝐻𝑟
740 𝐾𝑔 𝐻𝑟
280 𝐾𝑔 𝐻𝑟
480 𝐾𝑔 𝐻𝑟
200 𝐾𝑔 𝐻𝑟
15 BAR
5.5 BAR
1200 𝐾𝑔 𝐻𝑟
320 𝐾𝑔 𝐻𝑟
125
APÉNDICES
Líneas S-9679-1126 4”. Trampa 151 Flujo: 62.9493 𝐾𝑔 𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 62.9493 𝐾𝑔 𝑟 ∗ 3 = 188.8479 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 26 Trampa 151 actual y la que se recomienda
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE MODELO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO FLUJO A 3.3 BAR (47.86 PSIA) FLUJO A 6.1 BAR (88.47 PSIA) FLUJO A 2.1 BAR (30.46 PSIA) MÁXIMA PRESIÓN DIFERENCIAL DE LA TRAMPA MÁXIMO FLUJO QUE MANEJA LA TRAMPA
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA 151 Armstrong/Balde Invertido Serie 300 modelo 313 Acero al Carbono 9/32” 1500 𝐾𝑔 𝐻𝑟
TRAMPA QUE SE RECOMIENDA 151 Armstrong/Balde Invertido Serie 800 modelo 800 Hierro fundido 1/8” 250 𝐾𝑔 𝐻𝑟
1900 𝐾𝑔 𝐻𝑟
280 𝐾𝑔 𝐻𝑟
1300 𝐾𝑔 𝐻𝑟
200 𝐾𝑔 𝐻𝑟
5.5 BAR
5.5 BAR
1925 𝐾𝑔 𝐻𝑟
320 𝐾𝑔 𝐻𝑟
ISOTANQUES Flujo: 110.52 𝐾𝑔 𝐻𝑟 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝐷𝑖𝑠𝑒ñ𝑜: 110.52 𝐾𝑔 𝐻𝑟 ∗ 2 = 221.04 𝐾𝑔 𝐻𝑟 Tabla 27. Trampa 236 que se recomienda
N° de la Trampa MARCA/TIPO SERIE MODELO MATERIAL DIÁMETRO ORIFICIO FLUJO A 2.6 BAR (37.1 PSIA) FLUJO A 4.1 BAR (59.4653 PSIA) FLUJO A 1.5 BAR (21.76 PSIA) MÁXIMA PRESIÓN DIFERENCIAL DE LA TRAMPA MÁXIMO FLUJO QUE MANEJA LA TRAMPA
TRAMPA ACTUALMENTE INSTALADA NINGUNA NINGUNA
TRAMPA QUE SE RECOMIENDA
NINGUNA NINGUNA NINGUNA NINGUNA NINGUNA NINGUNA
Armstrong/Balde Invertido Serie 300 modelo 312 Hierro fundido 5/32” 320 𝐾𝑔 𝐻𝑟 410 𝐾𝑔 𝐻𝑟
NINGUNA NINGUNA
290 𝐾𝑔 𝐻𝑟 8.5 BAR
NINGUNA
320 𝐾𝑔 𝐻𝑟
126
APÉNDICES
APÉNDICE F REPORTE POSICIÓN (ABIERTA/CERRADA) DE LAS VÁLVULAS. a) Reporte de la posición (abierta o cerrada) de las válvulas. Venas de Vapor. Tabla 28 Posición abierta/cerrada de las venas de vapor. Número de vena marcada en el área N° 1 (2) N° 2 (2) N° 3 (2) N° 4 (1) N° 5 (1) N° 6 (1) N° 7 (1) N° 8 (1) N° 9 (1) N° 10 (1) N° 11 (1) N° 12 (1) N° 13 (1)
Posición (abierta/cerrada) Ce, Ce ab, ab Seme-ab Ce Ce Ce Ce Ab Ce Ce Ab Ab Ab
Ubicación Antes de entrar T-937 Salida del T-937 Justo salida del T-915 Justo salida del T-916 Justo salida del T-913 Justo salida del T-915 Salida del T-937 Salida del T-910 Salida del T-901 Salida del T-902 Salida del T-901 Comienzo línea P-9010 Comienzo línea P-9019
b) Reporte de la posición (abierta o cerrada) de las válvulas. Sistemas de recuperación de condesado La numeración será A. Flujo que se extrae. B. Flujo que va a la tubería de recuperación. C. Bypass a la tubería de recuperación. D. Bypass a la atmósfera. En servicio es solamente si se está utilizando actualmente, no si ha sido probada. Tabla 29. Posición abierta/cerrada del sistema de recuperación de condensado. Número de trampa de vapor marcada en el área Trampa 178 Trampa 177 Trampa 176 Trampa 175 Trampa 174
Posición (abierta/cerrada) Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ab, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce
127
En servicio SI/NO NO NO NO NO NO
APÉNDICES
Trampa 180 Trampa 181 Trampa 182 Trampa 183 Trampa 184,185 Trampa 186 Trampa 187 Trampa 188,189 Trampa 190,191 Trampa 192 Trampa 193 Trampa 197 Trampa 198 Trampa 199 Trampa 200 Trampa 201,202 Trampa 203 Trampa 204,205 Trampa 206 Trampa 207 Trampa 246 Trampa 219 Trampa 247 Trampa 208 Trampa 153 Trampa 151 Trampa 248 Trampa 160 Trampa 161,162 Trampa 163 Trampa 164 Trampa 165 Trampa 150 Trampa 149 Trampa 148 Trampa 147 Trampa 146 Trampa 145 Trampa 144,143 Trampa 142
Continuación tabla 29 Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ab, Ce, Semi-ab, Ce Ab, Ce, Ce, Ce Ab, Ce, Ce, Ce Ab, Ce, Ce, Ce Ab, Ce, Ab, Ce Ab, Ce, Ab, Ce Ce, Ab, Ce, Ce Ab, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ce, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ab, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ce, Ab, Ce, Ce Ce, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ab Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Debe ser eliminada Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ab, Ce Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce
128
NO NO NO NO NO NO NO NO NO NO NO NO NO NO NO NO NO NO SI NO NO NO NO SI NO NO SI NO NO NO NO NO SI SI SI NO SI NO NO SI
APÉNDICES
Trampa 134 Trampa 135 Trampa 132 Trampa 133 Trampa 225 Trampa 224 Trampa 223 Trampa 226 Trampa 227 Trampa 228 Trampa 229 Trampa 230 Trampa 231 Trampa 232 Trampa 233 Trampa 234 Trampa 235 Trampa 236 Trampa 237 Trampa 238 Trampa 239 Trampa 240 Trampa 241 Trampa 242
Continuación tabla 30 Ab, Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ab, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ab, Ce, Ce Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ce, Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ab, Ce Ab, Ab, Ce, Ce Ce, Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ab, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ce, Ce, Ce, Ce Ab, Semi-ab, Ce, Ce Semi-ab, Ce, Ce, Ce
SI NO SI NO NO NO NO NO NO NO SI SI SI NO NO SI NO NO NO NO NO NO NO NO
c) Reporte de la posición (abierta o cerrada) de las válvulas. Sistemas de recuperación finales de línea. Válvulas Balde Invertido. Final de la S-9603 y S-9703.
El vapor entra por la línea S-9609. La válvula de entrada a la trampa 166 está cerrada y el bypass semi-abierto, por lo no se utiliza la trampa.
129
APÉNDICES
Final de la línea S-9679
Relacionado con la trampa 219 pero todas las válvulas están cerradas. Por tanto no se utiliza este punto de retorno de condesado. Final de la S-9601.
El vapor entra por la línea S-9601. La válvula de entrada a la trampa 144,145 está abierta y el bypass cerrado, por lo que si se utiliza la trampa. La válvula a la salida también está abierta pero no posee volante. Final de la S-9600 y S-9700
Este sistema se describe en la figura 9. d) Distribuidores sin trampas de Vapor. (Los que poseen trampas fueron nombrados en el reporte de fugas). Distribuidor antes de llegar al T-917 Sus dos válvulas están cerradas. Distribuidor comienzo de la S-9601 luego de cruzar la calle. Sus dos válvulas están cerradas, y la válvula de globo también está cerrada. Distribuidor a la salida del T-912. Sus dos válvulas están cerradas, y la válvula de globo también está cerrada
130
APÉNDICES
APÉNDICE G CÁLCULO MANUAL DE LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL TRAMO I Y II Ejemplo de cálculo para el tramo 1 Problema – Encontrar la caída de Presión en el Tramo 1 del sistema de vapor y condesado. Los siguientes datos se encuentran con el simulador Provisión 8.0 utilizando el modelo termodinámico Van laar a una presión de 196°C y presión de 484.5531 Kpa abs. ρ μ k 3 −5 11.4969 2.2380 𝐾𝑔 𝑚 2 ∗ 10 𝑃𝑎𝑠𝑐𝑎𝑙 ∗ 𝑠𝑔 Se usan los siguientes factores 𝐾2𝑎 10−9
𝐹4 1.27 ∗ 103
Datos 𝐿 = 88.75 𝑚 𝑑 = 202.7174 𝑚𝑚 𝐴 = 32258 𝑚𝑚2 𝜀 = 0.0457 𝑚𝑚 𝑊 = 0.9361 𝐾𝑔 𝑠𝑔 𝑔𝑐 = 1 𝐾𝑝𝑎 (𝑘𝑔 ∗ 𝑚 ∗ 𝑠𝑔2 ) 𝑎𝑐𝑐𝑒𝑠𝑜𝑟𝑖𝑜𝑠 = 6 𝑐𝑜𝑑𝑜𝑠 𝑑𝑒 90° Solución. 𝜐1 =
1 1 𝑚3 = = 0.4468 𝜌 2.2380 𝐾𝑔
𝐺 = 𝐺 =
𝑊 0.9361 𝐾𝑔 𝑠𝑔 𝐾𝑔 −5 = = 2.9020 ∗ 10 𝐴 32258 𝑚𝑚2 𝑠𝑔 ∗ 𝑚𝑚2
131
𝐹14 4 ∗ 103
APÉNDICES
Paso 1- Usar la ecuación 3
𝑅𝑒 = 1.27 ∗ 103 ∗
0.9361 = 2.9323 ∗ 105 2 ∗ 10−5 ∗ 202.7174 𝑚𝑚
Paso 2- Usar la ecuación 4 1.11 −2
6.9 (0.0457 𝑚𝑚/202.7174 𝑚𝑚) 𝑓 = −3.6 ∗ ln + 5 2.9323 ∗ 10 3.7 −3 = 4.074 ∗ 10
Paso 3- Usar la ecuación 5
𝐾𝐶𝑜𝑑𝑜𝑠 𝐿𝑒 =
𝑑𝑒 90°
= 0.27 ∗ 6 = 1.62
𝑑 ∗ 𝐹14 ∗ 𝑓
𝑘=
4∗
202.7174 ∗ ∗ 4.074 ∗ 10−3
1.62 = 20.1510 𝑚
103
Paso 4- Usar la ecuación 1 2.9020 ∗ 10−5 10 −9 ∗1∗484 .5531
1/2
4∗108 .90∗88.75
=
0.203
−
11.4969 +1 2∗11.4969
1−
0.4468
∗ ln
−1/2
0.4468 2 𝜐2
0.4468 2
−
11.4969 − 1 2 ∗ 11.4969
𝜐2
Por iteraciones se tiene que: 𝜐2 = 0.4484
𝐾𝑔 𝑚3
Paso 5- Usar la ecuación 2
1− 484.5531 ∗ 0.4468 𝑃2 = ∗ 0.4484
0.4484 2 0.4468
∗ 2.9020 ∗ 10−5
10−9 ∗ 1 ∗ 484.5531
2
∗ 0.4468
∗
𝑃2 = 482.90𝐾𝑝𝑎 Δ𝑃
Paso 6. 𝚫𝑷 Calculada por el procedimiento manual f
= 𝑃𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠 𝑝𝑜𝑟 𝑓𝑟𝑖𝑐𝑐𝑖ó𝑛 𝑒𝑛 𝑙𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟í𝑎
132
11.4969 − 1 +1 2 ∗ 11.4969
APÉNDICES
Δ𝑃 f = 𝑃1 − 𝑃2 = 484.5531 − 482.9025 𝐾𝑝𝑎 = 1.6506 𝐾𝑝𝑎 El cabezal de elevación Δ𝑃 e es despreciable en este caso, y no hay cambio de diámetro en la línea por tanto el Δ𝑃 k es 0. Entonces se concluye que el Δ𝑃 f = Δ𝑃 T para el tramo 1. Δ𝑃
Paso 7. 𝚫𝑷 Calculada por el simulador f
= 𝑃1 − 𝑃2 = 484.5531 − 482.8 𝐾𝑝𝑎 = 1.7531 𝐾𝑝𝑎
Paso 8. % de Error entre el método manual y el simulador
%𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 =
1.7531 𝐾𝑝𝑎 − 1.6506 𝐾𝑝𝑎 ∗ 100 = 5.85% 1.7531 𝐾𝑝𝑎
La diferencia se debe al coeficiente de resistencia tomado para los codos de 0.27. Pero se comprueba que el resultado del simulador es correcto Ejemplo de cálculo Tramo II Y III
Se leyó la presión en campo al final del tramo 2. Con un manómetro de escala 5 𝐾𝑔 𝑐𝑚2 . En el punto, la presión fue de 3.88 𝐾𝑔 𝑐𝑚2 manométricos, lo que transformado a Kpa en escala abs es 481.0283 Kpa. Con esta presión se encuentra el flujo másico en el tramo 2, y por balance de masa, el flujo en el tramo 3. Datos para el tramo 2 𝑑 = 154.0510 𝑚𝑚 𝐴 = 18645.124 𝑚𝑚2 𝜀 = 0.0457 𝑚𝑚
133
APÉNDICES
𝑃1 = 482.8344 𝐾𝑝𝑎 𝑃2 = 481.0283 Kpa 𝐿𝑡= 91.295 m 𝑎𝑐𝑐𝑒𝑠𝑜𝑟𝑖𝑜𝑠 = 6 𝑐𝑜𝑑𝑜𝑠 𝑑𝑒 45°, 4 𝑐𝑜𝑑𝑜𝑠 𝑑𝑒 90°, 𝑢𝑛𝑎 𝑣á𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝑑𝑒 3", 𝑐𝑜𝑛𝑡𝑟𝑎𝑐𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 8 ∗ 6" 𝑔𝑐 = 1 𝐾𝑝𝑎 (𝑘𝑔 ∗ 𝑚 ∗ 𝑠𝑔2 ) Los siguientes datos para el tramo 2 y 3 se encuentran con el simulador Provisión 8.0 utilizando el modelo termodinámico Van laar a una presión de 171.4°C y presión de 482.8 Kpa abs. ρ 2.353 𝐾𝑔 𝑚3
μ 2 ∗ 10 𝑃𝑎𝑠𝑐𝑎𝑙 ∗ 𝑠𝑔 Se usan los siguientes factores
k 2.2169
𝐾2𝑎 10−9
𝐹4 1.27 ∗ 103
𝐹14 4 ∗ 103
−5
Solución para el tramo 2
Paso 1. Asumir un factor de fricción
𝑓 = 0.005. (valor tomado por las normas PDVSA)
Paso 2. Usar la ecuación 5
𝐾𝐶𝑜𝑑𝑜𝑠 𝑑𝑒 90° = 0.29 ∗ 4 = 1.16 𝐾𝐶𝑜𝑑𝑜𝑠 𝑑𝑒 45° = 0.15 ∗ 6 = 0.9 𝐾𝑣𝑎𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 6" = 0.18 𝐾𝑡 𝑎𝑐𝑐𝑒𝑠𝑜𝑟𝑖𝑜𝑠 = 2.24
𝐿𝑒 =
154.0510 ∗ 4 ∗ 103 ∗ 0.005
2.24 = 17.2537 𝑚
Paso 3. Introducir la ecuación 1 en la ecuación 2 para dejar la ecuación solo en función del volumen específico 2.
𝜐1 =
1 1 𝑚3 = = 0.4250 𝜌 2.353 𝐾𝑔
134
APÉNDICES
10−9 ∗ 1 ∗ 482.8344 𝐺= 0.4250
𝑃2 = 𝑃1∗ 𝜐1
4∗0.005∗108.48
1/2
0.154
∗
−
2.2169+1 2∗2.2169
1−
2 𝜐2 ∗𝐺 2 ∗0.4250 0.4250 10 −9 ∗1∗482 .8344
1−
∗
∗ ln
0.4250 2
0.4250 2 𝜐2
−1/2
2.2169 − 1 − 2 ∗ 2.2169
𝐸𝑐𝑢𝑎𝑐𝑖ó𝑛 1
𝜐2
2.2169 −1 2∗2.2169
+1
𝜐2
𝐸𝑐𝑢𝑎𝑐𝑖ó𝑛 2
𝜐2 = 0.426 𝑚3 𝐾𝑔 Paso 4. El volumen específico obtenido, se introduce de nuevo en la ecuación 1 para obtener la velocidad másica.
10−9 ∗ 1 ∗ 482.8344 𝐺= 0.4250
4∗0.005∗108.48
1/2
∗
0.154
−
2.2169+1
1−
2∗2.2169
∗ ln
0.4250 2
0.4250 2 𝜐2
−1/2
2.2169 − 1 − 2 ∗ 2.2169
𝐸𝑐𝑢𝑎𝑐𝑖ó𝑛 1
𝜐2
𝐺 = 1.9553 ∗ 10−5 𝐾𝑔 𝑠𝑔 ∗ 𝑚𝑚2 Se calcula el flujo másico 1.9553 ∗ 10−5 𝑊= = 1312.4729 𝐾𝑔 𝑟 18645.12 Luego se calcula el factor de fricción. Si % de error es de 10% o menor se puede emplear. Si no se debe tomar el valor obtenido y volver a iterar.
Paso 5. Usar la ecuación 3
𝑅𝑒 = 1.27 ∗ 103 ∗
0.3646 𝐾𝑔 𝑠𝑔 = 1.50 ∗ 105 2 ∗ 10−5 ∗ 154.0510 𝑚𝑚
Paso 6. Usar la ecuación 4 −2
6.9 (0.0457 𝑚𝑚/154.0510 𝑚𝑚) 1.11 𝑓 = −3.6 ∗ ln + = 4.53 ∗ 10−3 1.59 ∗ 105 3.7 𝑓𝑎𝑠𝑢𝑚𝑖𝑑𝑜 − 𝑓𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑑𝑜 0.005 − 4.53 ∗ 10−3 %𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 = ∗ 100 = ∗ 100 𝑓𝑎𝑠𝑢𝑚𝑖𝑑𝑜 0.005 = 9.47%
135
APÉNDICES
Si es necesario se vuelve a calcular la longitud equivalente con el nuevo factor de fricción. Por tanto se repite desde el paso 1.
Paso 7. Calcular el flujo másico por balance.
𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜 3 = 𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜 1 − 𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜 2 = 3370.1 − 1312.4729 = 2057.6271 𝐾𝑔 𝑟
Paso 8. Resultados del simulador. (Ver la figura)
𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜
2
= 1107.8 𝐾𝑔 𝑟
𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜
3
= 2262.3 𝐾𝑔 𝑟
Paso 9. %Error entre los flujos másicos
%𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 =
%𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 =
%𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 =
%𝐸𝑟𝑟𝑜𝑟 =
𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜
2 𝑜𝑗𝑎 𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑜
𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜
− 𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜
2 𝑠𝑖𝑚𝑢𝑙𝑎𝑑𝑜𝑟
2 𝑜𝑗𝑎 𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑜
1312.4729 − 1107.8 𝐾𝑔 𝑟 = 15.59% 1312.4729 𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜
3 𝑜𝑗𝑎 𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑜
𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜
− 𝑊𝑇𝑟𝑎𝑚𝑜
3 𝑠𝑖𝑚𝑢𝑙𝑎𝑑𝑜𝑟
3 𝑜𝑗𝑎 𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑜
2057.6271 − 2262.3 𝐾𝑔 𝑟 = 9.89% 2057.6271
El % de error en los flujos másicos se debe a que el factor de fricción tiene un error cercano al 10%. Sin embargo se comprueba que los valores del simulador son correctos.
136
APÉNDICES
1. Listas de Datos para los Diferentes Tramos en la simulación d 202.7174 mm
A 32258.0000 mm2
ρ1 Vapor H20 2.2380 Kg/m3
K cp/cv 11.4969
μ 2.00E-05 Pascal*sg
L tuberia 88.7500 m
K accesorios 1.62
Le Accesorios 20.1510 m
2. Cálculo de caída de presión por fricción conociendo W y la presión corriente Arriba W1 0.9361 Kg/sg
Q 0.4183 m3/sg
Gh=G 2.9020E-05 Kg/(sg*mm2)
P1 abs 484.5531 Kpa
Volumen especifico 1 0.4468 m3/Kg
3. Datos y factores que se mantienen Constantes en todas las Simulaciones de Tramos ε 0.0457 mm
F5 1.27E+03
K2a 1.00E-09
gc 1.0000 kg/(Kpa*m*sg2)
F14 4.00E+03
4. Procedimiento de cálculo para encontrar P2 y con ello la caída de presión Re 2.9323E+05
f 4.0743E-03
((k2a*gc*p1)/Ve1)^1/2 1.0414E-03
(4*f*L)/D 8.7549
K+1/(2*K) 0.5435
K-1/(2*K) 0.4565
P2 482.9025 Kpa
(ΔP)f 1.6506 Kpa
(ΔP)f 0.0168 Kg/cm2
4.1 Procedimiento Interativo utilizando solve Formula 0.0279
Valor requerido 2.7867E-02
Volumen específico 2 0.4484 m3/Kg
5. Caída de presión por elevación (ΔP)e 0
En este caso el tramo 1 se puede despreciar
6. Caída de presión por energía cinética (ΔP)k 0
No existe en el tramo 1
8. Caída de presión total. Suma de la elevación cinétina perdidas por accesorios y T (ΔP)t=(ΔP)f 1.6506 Kpa
Figura. 44. Hoja de cálculo del tramo I.
137
APÉNDICES
1. Listas de Datos para los Diferentes Tramos en la simulación d 154.0510 mm
A 18645.1240 mm2
ρ1 Vapor H20 2.3530 Kg/m3
K cp/cv 2.2169
μ 2.00E-05 Pascal*sg
L tuberia 91.2250 m
f 0.005
Volumen esp 1 0.4250 m3/kg
Le Accesorios 17.2537 m
F14 4.00E+03
5.00E-04
C2 0.61
2. Conociendo la caída de Presión. Se quiere Conocer el flujo en la bifurcación P1 482.8344
P2 481.8482
(ΔP )t 0.9862
3. Datos y factores que se mantienen Constantes en todas las Simulaciones de Tramos ε 0.0457 mm
F5 1.27E+03
K2a 1.00E-09
gc 1.0000 kg/(Kpa*m*sg2)
4. Procedimiento interativo utilizando el f asumido para encontrar el volumen específico 2 ((k2a*gc*p1)/Ve1)^1/2 1.0659E-03
(4*f*L)/D 14.0835
K+1/(2*K) 0.2255
Formula
Valor requerido 2.348193945
Volumen específico 2 0.426
2.347416808
K-1/(2*K) 0.2745
G 1.9553E-05 Kg/(s*mm2)
5. Calculo de flujo másico y comprobación del factor de fricción W tramo 2 0.3646 Kg/sg
Re 1.50E+05
f 4.53E-03
% error factor fricción 9.475689403
6. W del punto de bifuración restante por balance de masa W tramo 1 3370.1000 Kg/hr
W tramo 2 1312.4729 Kg/hr
W tramo 3 2057.6271 Kg/h
7. Caída de presión causada por las T. V tramo 1 0.3978 m/sg
V tramo 2 0.1549 m/sg
V tramo 3 0.2429 m/sg
(ΔP)1-2 -1.33E-04 Kpa
Figura 45. Hoja de cálculo tramo II Y III
138
(ΔP)1-3 8.31E-05 Kpa
F11
K accesorios 2.24
APÉNDICES
APÉNDICE H. CÁLCULO DEL COSTO DE LAS FUGAS DE VAPOR a) Criterios para la selección de las fugas. Solo se tomaran en cuenta fugas totalmente desarrolladas, las parciales se obviaran porque no se podría calcular su costo con certeza. Las fugas presentes que fueron notificadas, pero que en el transcurso de esta tesis no generaron perdidas por encontrarse su ramal cerrado no se tomaran en cuenta. Se tomaran en cuenta fugas en tuberías, válvulas check y trampas de vapor. El análisis se realizará para el periodo de 6 meses que duró esta tesis. Todas las fugas deben haber estado activas en ese periodo de tiempo.
b) Fugas seleccionadas para el análisis de costo La válvula de 3/4" del distribuidor 121 asociada a la línea P-9005 de 8” La válvula de 3/4" del distribuidor 126 asociada a la línea P-9005 de 8” Trampa 210. Modelo TD-25 de 3/4" Válvula de 3/4” antes de la trampa 118. Presenta dos fugas.
139
APÉNDICES
Trampa antes de la P-920. La trampa no se pudo visualizar porque está tapada, pero estos servicios se utiliza el modelo TD-52 de 3/4"
Trampa a la salida de la P-920. Antes de descargar a la S-9703. Modelo TD-42L 3/4"
la válvula check de 3/4" en el sistema de la trampa 166 presenta fuga al final de la S-9603 y S-90703. Trampa de vapor final de la S-9601. TD-42L de 3/4" c) Fórmulas utilizadas para el análisis de Costo Calculando la energía anual desaprovechada por las fugas 𝑄 = 𝑓𝑠 ∗ ∗ 𝑓𝑔 ∗ 𝑄 = 𝐸𝑛𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎 𝑒𝑛 𝐾𝑗 6 𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 𝑓𝑠 = 𝐶𝑎𝑢𝑑𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑓𝑢𝑔𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝑒𝑛 𝐾𝑔 𝑟 𝑓𝑔 = 𝐶𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑙𝑎𝑡𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝑎 𝑙𝑎 𝑝𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑑𝑒𝑙 𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑚𝑎 𝐾𝑗 𝐾𝑔 = 𝐻𝑜𝑟𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑜𝑝𝑒𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛. (4320 𝑒𝑛 6 𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠) 𝑄 = 𝑓𝑠 ∗ ∗ 𝑓𝑔 Calculando los costos por fugas de vapor en las trampas de Vapor. 𝐶𝑜𝑠𝑡 = 𝑓𝑠 ∗ ∗ 𝐶𝑆 𝐶𝑠 = 𝐶𝑜𝑠𝑡𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑒𝑟𝑔í𝑎 17$ 1000 𝐾𝑔 Calculando los costos por fugas de vapor en tuberías y orificios. 𝐴 = 𝑇𝑎𝑚𝑎ñ𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜 𝑒𝑛 𝑚𝑚 𝐵 = 4 (𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒) 𝐶 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝑎𝑏𝑠𝑜𝑙𝑢𝑡𝑎 𝑒𝑛 𝑀𝑔𝑎𝑝 𝑓𝑠 = 𝐴2 ∗ 𝐵 ∗ 𝐶 𝑒𝑛 𝐾𝑔 𝑟 𝐶𝑜𝑠𝑡 = 𝑓𝑠 ∗ ∗ 𝐶𝑆 d) Desarrollo de la evaluación económica
140
APÉNDICES
Se tomará una presión de 5 Bar=0.5MPA=58.01psia. A esta presión 𝑓𝑔 = 2108.5 𝐾𝑗 𝐾𝑔
Debido a que no se menciona en la tabla 8 orificios de 3/4", se tomará 1/2" el cual es el máximo orificio del que se tienen datos, además es un dato más real ya que probablemente las fugas no sean totales. Válvulas de compuerta, válvula check con orificio de 3/4". Y tubería con dos orificios de 1” se calculan de la misma manera. 𝐴 = 19.05 𝑚𝑚 𝐵 = 4 (𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒) 𝐶 = 5 𝑏𝑎𝑟 = 0.50 𝑀𝑃𝐴 𝑓𝑠 = 19.052 ∗ 4 ∗ 0.5 = 720 𝐾𝑔 𝑟 720 𝐾𝑔 𝐻𝑟 17$ 𝐶𝑜𝑠𝑡 = ∗ 4320 ∗ = 8812.8 $ 𝐻𝑟 6 𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 1000 𝐾𝑔 𝐶𝑜𝑠𝑡𝑜 𝑚𝑢𝑙𝑡𝑖𝑝𝑙𝑖𝑐𝑎𝑑𝑜 𝑝𝑜𝑟 4. 𝐹𝑢𝑔𝑎 𝑎, 𝑏, 𝑑, 𝑔 𝐶𝑜𝑠𝑡 = 8812.8 ∗ 4 = 35251.2 $ 6𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 Las trampas de vapor con un orificio de 3/4" se calculan todas iguales Tabla 30. Interpolación para obtener el flujo que se pierde en una trampa de ¾ Interpolación 50 psia 58 psia 75 psia
𝐶𝑜𝑠𝑡 = 𝑄=
476 lb/hr= 215.91 Kg/hr 249.198Kg/hr 660 lb/hr= 299.37 Kg/hr
249.198 𝐾𝑔 𝐻𝑟 17$ ∗ 4320 ∗ = 3050.184 $ 6𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 𝐻𝑟 6 𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 1000 𝐾𝑔
249.198 𝐾𝑔 4320 𝐻𝑟 2108.5 𝐾𝑗 ∗ ∗ = 378312467.8 𝐾𝑗 6 𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 𝐻𝑟 6 𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 𝐾𝑔
141
APÉNDICES
𝐶𝑜𝑠𝑡𝑜 𝑚𝑢𝑙𝑡𝑖𝑝𝑙𝑖𝑐𝑎𝑑𝑜 𝑝𝑜𝑟 4. 𝐹𝑢𝑔𝑎 𝑐, 𝑒, 𝑓, 𝐶𝑜𝑠𝑡 = 3050.184 ∗ 4 = 12200.736 $ 6𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 Costo total que ocasionan las pérdidas de vapor 𝐶𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 12200.736 + 35251.2 = 47451.936 $ 6𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 Transformado en Bsf al cambio preferencial de 6.30. 𝐶𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 =
47451.936$ 6.30𝐵𝑠𝑓 ∗ = 298947.1968 𝐵𝑠𝑓 6𝑚𝑒𝑠𝑒𝑠 $
Tabla 31. Flujos para distintos diámetros de orificio.
142
APÉNDICES
APÉNDICE I ISOMÉTRICOS DE LAS FUGAS Y AVERÍAS EN LA PLANTA Se indicará la posición abierto o cerrada de la válvula. En caso de estar cerrada no se podrá conocer si posee fuga pero de este es el primer paso para desarrollar una acción correctiva. Las fugas se indicarán con un círculo rojo y las averías con un círculo azul.
Las fugas se pueden clasificar de la siguiente manera:
Sistemas de distribución de Vapor.
Sistemas de recuperación de Condesado
Otras fugas en el patio de tanques
Reporte de fugas en sistema de distribución de vapor.
Trampa de vapor Spirax Sarco N°114 C
D
A
E
¾”
¾”
A ST
C ¾”
B A
B
¾”
¾”
1 P-9
26
-11
01
6"
¾”
¾”
P-9
08
0-1
10
1A
8"
6 S-9
0
1 0- 1
26
8"
0 P-9
Figura 46. Distribuidor en la línea S-9600
143
05
- 11
01
A8
"
7 S-9
00
-11
26
4"
APÉNDICES
Válvulas de la trampa de vapor 114 A Abierta B Abierta C Cerrada D Cerrada
A B C D E
Válvula de las venas de vapor Cerrada Abierta Abierta Abierta Abierta
Fugas o averías en el sistema de la figura 49 La válvula de la vena B asociada a la línea P-9126 de 6” no tiene volante.
Trampa de vapor Spirax Sarco N°121
B C DE
¾”
D
A
¾”
C
¾”
B ST A
A ¾”
7 S-9
¾”
P-9
08
1 0-1
01
A8
"
S-9
60
0-1
1
8 26
00
- 11
2
" 64 ¾”
"
1 P-9
26
-11
01
6"
0 P-9
05
-11
01
" A8
Figura 47. Distribuidor en la línea S-9600 Válvulas de la trampa de vapor 121 A Abierta B Abierta C Cerrada D Cerrada
A B C D E
Válvula de las Venas de Vapor Cerrada Abierta Abierta Abierta Abierta
Fugas o averías en el sistema de la figura 50 La válvula de la vena C
asociada a la línea P-9005 de 8” está
completamente dañada y presenta fuga. En el punto de conexión de la trampa de vapor termodinámica 121 hay una fuga de vapor.
144
APÉNDICES
Todo el sistema está sin aislamiento actualmente.
Trampa de Vapor Spirax Sarco Nº 179 T-9
16
A T-9
15
B T-9
12
C
1 T-9
3
D T-9 1
6"
S-9
67
9-1 1
26
12
T- 9
13
E T-9
6N
°9
16
F T-9
15
G
T- 9
12
H
ST A 77
9- 1
C
A 6"
S-9
3
B
N° 8
T- 9 T-9 1
T-9
16
5
12
Figura 48. Distribuidor en la línea S-9679 Válvulas de la trampa de vapor 179 A Abierta B Abierta C Cerrada D Cerrada
A B C D E F G H I
Válvula de las venas de vapor Cerrada Cerrada Cerrada Cerrada Cerrada Cerrada Cerrada Cerrada Cerrada
No se observan fugas pero no se está usando este sistema de distribución ubicado en el área 51 como se observan todas las válvulas de las venas están cerradas.
145
APÉNDICES
112 026 9 SC
66
"
Trampa de vapor Spirax Sarco N° 210
B A
A ST
P-9
A
-1 129
101
0 -11 015 9 P
B
S-9
-1 702
126
3" C D
4”
D
16
”
P-9
E
0 -11 063
F
16
"
P-9
G H
2
110 57 -
16
”
P-9
I
0 -11 256
16
”
J
Figura 49. Distribuidor en la línea S-9679 Válvulas de la trampa de vapor 210 A Abierta B Abierta C Cerrada D Cerrada
A B C D E F G H I J
Válvula de las venas de vapor Cerrada Cerrada Abierta Abierta Abierta Abierta Cerrada Cerrada Cerrada Abierta
Fugas o averías en el sistema de la figura 52 La válvula de la vena H asociada a la P-9257 de 6” presenta fuga de vapor
146
APÉNDICES
6"
Trampa de vapor Spirax Sarco N°209
10 P-9
10 1-1
1
C A
B
D A
B
A ST
6
C D
0 -91 ”P
10 5-1
4
1
-9 ”P
0 -11 096
1
De
E
-93 lT
F G
1 T-9
6
H I
T-9
13
J
6 S-9
79
7 S-9
79 1 T-9
5 T-9
12 3 T-9
7
Figura 50. Distribuidor en la línea S-9679 Válvulas de la trampa de vapor 209 A Abierta B Abierta C Cerrada D Cerrada
A B C D E F G H I J
Válvula de las Venas de Vapor Abierta Abierta Cerrada Abierta Cerrada Cerrada Abierta Abierta Cerrada Abierta
Fugas o averías en el Sistema de la figura 53 La válvula A de las venas de vapor presenta fuga. Esta corresponde a la salida de la bomba P-937
147
7
APÉNDICES Reporte de fugas en sistemas de recuperación de condensado.
Trampa de vapor Spirax Sarco N°115-120 C B C
C C
A ST A
ST A
B A
ST A
B
B
C
A
A
D
ST A
A ST A
D D
D
B
ST A
C
7 S-9
00
2 - 11
64
"
P-9
G
P-9
08
0-1
10
1A
D
D
B
A
12
6- 1
10
" 16
P-9
00
5- 1
10
1A
8"
8"
Figura 51. Sistema de recuperación de condensado en línea S-9600 Válvulas de la trampa de vapor 115 A Abierta B Abierta C Cerrada D Cerrada Válvulas de la trampa de vapor 117 A Abierta B Abierta C Cerrada D Cerrada Válvulas de la trampa de vapor 119 A Cerrada B Cerrada C Cerrada D Cerrada
Válvulas de la trampa de vapor 116 A Cerrada B Abiertas C Abiertas D Abiertas Válvulas de la trampa de vapor 118 A Abierta B Abierta C Cerrada D Cerrada Válvulas de la trampa de vapor 120 A Abierta B Abierta C Cerrada D Cerrada
Fugas o averías en el sistema de la figura 54 La válvula A de la trampa 118 asociada a la P-9126 presenta fuga de vapor en el punto de conexión La trampa 119 no está siendo usada como puede observarse todas las válvulas están cerradas. El sistema no posee aislamiento.
148
APÉNDICES
Trampa de vapor Spirax Sarco N°122-125
C C
B C B
A
ST A
A ST A
A
ST A
C B
A
D
ST A
D
B 7 S-9
D P-9
0 08
-11
01
A8
"
00
-11
26
D
4"
G
Figura 52. Sistema de recuperación de condensado en línea S-9600 Válvulas de la trampa de vapor 122 A Cerrada B Cerrada C Cerrada D Cerrada Válvulas de la trampa de vapor 124 A Cerrada B Cerrada C Cerrada D Cerrada
Válvulas de la trampa de vapor 123 A Abierta B Cerrada C Cerrada D Cerrada Válvulas de la trampa de vapor 125 A Cerrada B Cerrada C Cerrada D Cerrada
Fugas o averías en el Sistema de la figura 55 En la inspección de noviembre se reportó la válvula D de la trampa 122 con fuga y la trampa 124. Actualmente no se están usando estos sistemas de trampas de vapor por tanto no se puede dar un diagnóstico. El sistema no posee aislamiento.
Trampa de vapor Spirax Sarco N°127
STA
B
Válvulas de la trampa de vapor 129 y 128 A Abierta B Semiabierta C Abierta D Cerrada E Cerrada F Cerrada
C F
ST A
A
D
E
Figura 53. Final de la línea S-9600 149
APÉNDICES Fugas o averías en el sistema de la figura 56 Las válvulas A y C no poseen volante Trampa de vapor Spirax Sarco N°126
D ST A
C B
A
P-9
08
0-1
10
1A
8"
F
S-9
60
0-1
1
8 26
E
"
7 S-9
P-9
12
6-1
10
00
-11
26
4"
" 16
Figura 54. Distribuidor en la línea S-9600 Válvulas de la trampa de vapor 126 Válvula de las Venas de Vapor A Abierta A Cerrada B Abierta B Cerrada C Cerrada C Abierta D Cerrada Fugas o averías en el Sistema de la figura 3 La válvula de globo mostrada en la figura 3 no posee volante y presenta fuga.
150
ANEXOS
9. ANEXOS ANEXO A FLUJO DE VAPOR Y PRESIÓN DE LOS MESES JUNIO Y JULIO Junio 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 Julio 1 2
FLUJO TON/DÍA 80.27 82.11 81.82 86.77 84.03 83.72 84.32 70.91 68.34 73.57 73.80 84.68 88.23 97.42 93.24 60.87 65.27 64.73 66.13 68.40 76.01 72.69 69.13 65.70 61.57 61.43 62.09 61.01 73.56 31.93 62.29 FLUJO TON/DÍA 61.05 63.05
151
PRESIÓN KG/CM2 3.829 3.822 3.871 3.867 3.870 3.861 3.863 3.909 3.999 3.915 3.924 3.748 3.3.801 3.799 3.800 4.541 3.850 3.890 3.881 3.895 3.861 3.876 3.917 3.911 3.872 3.876 3.895 3.922 3.960 0.514 5.637 PRESIÓN KG/CM2 5.274 5.359
ANEXOS
3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Continuación tabla 61.36 74.67 64.92 67.91 76.59 70.19 66.49 65.92 68.75 69.8
152
5.207 5.281 5.219 5.204 5.295 5.223 5.315 5.208 5.266 5.239
ANEXOS
ANEXO B TABLA DE PROPIEDADES DEL VAPOR SATURADO
153
ANEXOS
ANEXO C TABLA BASE PARA ESCOGER EL TIPO DE TRAMPA DE VAPOR Y ESTABLECER EL FACTOR DE SEGURIDAD
154
ANEXOS
ANEXO D ISOMÉTRICOS DE LAS LÍNEAS DE VAPOR Y CONDENSADO
a) S-9600-1126 8",6” y 4”
b) S-9601-1126 6" A
155
ANEXOS
c) S-9679-1126 4"
d) S-9602-1126 6"
156
ANEXOS
e) Continuación S-9602-1126 6"
f) S-9603-1126 4"
157
ANEXOS
ANEXO E GRÁFICA DE SELECCIÓN ARMSTRONG
158
ANEXOS
ANEXO F GRÁFICA UTILIZADA PARA CALCULAR LA CAPACIDAD CALORÍFICA
159