Facilidades Laminas Prf. Carla Lopez_todas

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Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

Universidad del Zulia Facultad de Ingeniería Escuela de Petróleo

FACILIDADES DE SUPERFICIE

http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

1/174

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FACILIDADES DE SUPERFI

Objetivo del curso

Determinar las especificacio necesarias para la selección de utilizados en los procesos petr http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

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FACILIDADES DE SUPERFI

Gas

Pozos Compresión de gas

Múltiple de producción


Separación

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FACILIDADES DE SUPERFIC

Contenido Tema 1: Flujo de Fluid - Cálculo de la caída de velocidad del fluido. - Selección de tuberías.


Fluido

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Contenido Tema 2: Bombeo - Conocer los principios d básicos de los equipos d líquido

Bomb Tema 3: Compres http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

- Conocer los principios d 5/174

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Contenido Tema 4: Intercambiad -Conocer los procesos de trans - Características de los Intercam especialmente en el de carcaza Boquilla de los Boquilla de la carcaza Deflectores

Placa de tubo flotante


tubos

Carcaza

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Materias base - Termodinámica - Mecánica de los fluidos - Gasotecnia

Conocimientos básicos - Matemática: Despeje de formulas, operacione matemáticas en general, Procesos iterativos, e de gráficos, etc. http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

- Transformación de unidades

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Evaluación

3 parciales escritos


Fechas probabl Tema 1 1er parcial 19 a Tema 2 2do parcial 16 a

Tema 3 3er parcial 14 a Recuperativos:

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Bibliografía -

Guía “Facilidades de Superficie”. Prof. N Crane. Flujo de fluidos Tuberías y redes de gas. Prof. Marcías M Libros de mecánica de los fluidos

--

Bombas. Mc. Graw Hill Hill Compresores. Mc. Graw Kern. Transferencia de calor Guía de clase


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Flujo de fluidos Objetivo del estudio de flujo de flui

Fuente Condiciones iniciales


Facilidad para transferencia de

11/174

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Flujo de fluidos ¿ Como lograr el objetivo? - Identificar las variables que int - Ecuaciones que las relacionen


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Flujo de fluidos Variables que intervienen

Condiciones Iniciales 1

Material

Rugosidad

2

Tipo de fluido Flujo Presión

Diámetro

Temperatura Propiedades del fluido http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

Longitud 13/174

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Flujo de fluidos Existen tres variables que se relacionan

Selección de un diámetro adecuado

- Maneje el cauda - Caída de presión

1

Flujo


2

Diámetro 14/174

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Flujo de fluidos Variables - Másico Gas (MMPCS

- Molar - Volumétrico

Flujo

Liquido petr SI Ingle

Q


V =

t

Q



=

V *A

Q

=

15/174

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Flujo de fluidos Variables - Atmosférica (barómetro) - Presión absoluta

Presión

P

F =

- Presión manométrica - Presión diferencial

S I B

A (Atmosférica)

Manómetro http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

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Flujo de fluidos Variables - Hidrostática - Diferencial (Pa, psi)

Presión

- Cabezal de liquido (metros, pies Presión sobre el fluido (Po)

H (altura) http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

ρ

(lb/pie3) 17/174

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Flujo de fluidos Variables Presión

- Diferencial (Pa, psi) - Cabezal de liquido (metros, pies 3

DP( lpc)

h ( pie)* ρ (lb / pie ) =

144 pul

2

1 pie 2 Manómetro

Columna de liquido

50 pies


Pboquilla

M

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Flujo de fluidos Variables Temperatura

- Sistema Internacional ( - Sistema Ingles (°R, °F)

Longitud y cambios de elevación http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

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Flujo de fluidos Variables - Sistema Internacional (m, mm

Diámetro (Interno)

- Sistema Ingles (pulgadas) Espesor

Tubería

D interno

Las tuberías están disponibles para varios diámetros http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

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Flujo de flu 21/174

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Flujo de fluidos Variables - Material

Rugosidad

Acero comercial 0,0

- Uso de la tubería

Nueva Existen

Los metales rugosos


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Flujo de fluidos Variables Líquidos Densidad: también se utiliza la g

API =

Propiedades del fluido

141,5

s.g °

− 131,5 °

ρliq@ 60 F

ρagua@ 60 F

= s.g. x Sistema Inglés: ρagua @ 60 F = 0,9990109 g/cm3 ρagua @ 60 F = 1 g/cm3 = 62,427 ° °


Sistema Internacional:

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Flujo de fluidos Variables Líquidos Viscosidad (dinámica) absoluta unidades cp, lbm/ (pie.s) Para transformar: cp x (0,00067 Sistema Internacional kg/ m.s ,



Viscosidad cinemática (v ) unidades centistokes (cst), pie2 /s Para transformar: cst x m (1,07639 2 /s Sistema Internacional 24/174

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Flujo de fluidos Variables Gases Densidad

m P. PM = ρ g = V R.T .z Peso Molecular de la Mezcla


N

PMgas = ∑ y i PMi i =1

Gravedad específica


γ g = s.g .

= PM gas

PM

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Flujo de fluidos Ecuaciones matemáticas Teorema de Bernoulli

Balance de energía mecá

“La suma de la energía cinética, potencial y de flujo d de fluido es constante a lo largo de una línea de corrie efectos de la compresibilidad y de la fricción son desp Energía cinética

Velocidad

Energía potencial

Cambio de la elevación


1 26/174

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Flujo de fluidos Ecuaciones matemáticas Teorema de Bernoulli Energía potencial, Energía cinética y la energía del fluido, tra

h1 +

2 1

V

2

+ Z1 . g + Q − W = h2 +

2 2

V

2

+ Z2. g

Si por termodinámica se tiene que

h =u +

P ρ

u1 +

P1 ρ1


2

+

V1

2

+ Z1 . g + Q − W = u2 +

P2 ρ 2

2

+

V2

+ Z2.

2 27/174

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Flujo de fluidos Ecuaciones matemáticas Teorema de Bernoulli +

u1

P1 ρ1

2

+

V1

2

+

+

Z1 . g

−

=

Q W

+

u2

P2

2

+

V2

2

ρ 2

+

Z2.

Flujo isotérmico: T= cte por tanto la energía interna es constan Flujo incompresible= densidad = cte. El sistema no tiene ni Q y W (recibe o genera).

P1 ρ

V

2

+ Z1 . g =

P2 ρ

+

2 2

V

2

Si se divide la ecuación entre g 2


+

2 1

+ Z2 . g

2

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Flujo de fluidos Ecuaciones matemáticas Teorema de Bernoulli Fricción que se genera con las par

Perdida de energía

Presencia de accesorios Cambio de dirección del fluido en l

Entonces se agregó el término de perdida de energía asocia


P1

2 1

V

P2

2 2

V

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Flujo de fluidos Perdida de energía hL P1

2

V1

+

+

1Z=

2. g

γ

P2 γ

2

+

V2

+

Z + 2

2. g

Para el cálculo de la pérdida por fricción se emplea generalm de Darcy-Weisbach, expresada como:

Factor de fricción 2

V .L . f hf


=

2

D gc

adimensional que turbulencia del fluido grado de rugosidad d 31/174

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Flujo de fluidos Factor de fricción Nre

f

ε

D Para la turbulencia del fluido y

Patrones de flujo


partículas del fluido dentro de establecieron patrones de fluj movimiento.

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Flujo de fluidos ECUACIÓN DEL NÚMERO DE REYNOLDS Número de Reynolds (NRe), el cual es un factor establece la relación de las fuerzas dinámicas de un flujo esfuerzo de corte debido a la viscosidad.

Laminar: NRe < 2000. Algunos autores NRe < 2100. Transición: NRe entre 2000 y 4000. Turbulento: NRe > 4000.


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Flujo de fluidos ECUACIÓN DE DARCY- WEISBACH La ecuación puede presentarse en varias unidad


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Flujo de fluidos Diagrama de Moody


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Flujo de fluidos ECUACIONES PARA EL CÁLCULO DEL FACTOR D


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Flujo de fluidos NORMATIVA DE DISEÑO Velocidad

Caída de Presión Los parámetros que ayudan al diseño son: - La caída de presión máxima permitida - La velocidad.


Nacionales COV 37/174

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Flujo de fluidos NORMATIVA DE DISEÑO

(VELOCIDAD)

Velocidad



V =

Q A

Según la API 14E Velocidad recomendada ent


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(VELOCIDAD)

Según la norma PDVSA


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(VELOCIDAD)



40/174

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Flujo de fluidos NORMATIVA DE DISEÑO (CAÍDA DE PRESIÓ



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Flujo de Gases Comportamiento del gas

P Volumen

V =

Volumen

n

T - Composicional


Z (P, T, fluido)

G

d d

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Flujo de Gases Comportamiento del gas en una tuber P1

P1 > P2 Volumen Q = Tiempo

n .R . V = P


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Flujo de Gases Flujo del gas en una tubería Norma Venezolana COVENIN 3568-1:200

Flujo de gas

- Másico - Molar - Volumétrico

Operación Q ( Condiciones de referencia

Q (MMPCED, SCFM Sistema Internac

Condiciones referencia de


Temperatura 288,15 K (15 ° 101 325 kPa (760 mm Hg) 45/174

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Flujo de Gases Diferencia entre caudal de operación y Si el flujo de 100 MMP ¿Realmente circula ese flujo de ga través de la tubería? Condiciones estándar PCE= 14,7 psia TCE = 60 °F = 520 °R QCE = XX MMPCED

Se aplica la ecuación de gas para ambas condiciones

Condicio PCO TCO QCO

C C


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Flujo de Gases Caída de presión en una tubería Dependencia con

El flujo de gas en tuberías es mas complejo que el liquido 2

ρ g

=

m V

V .L . f

La ecuación de Darcy se

hf = 2 D gc

aplica donde la densidad es esencialmente


=

P R

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Flujo de Gases Caída de presión en una tubería Para predecir el flujo de gas en tuberías se utilizan empíricas basadas en una formula gene 2 2 5 ⎡ ⎛ T b ⎞ ( P1 − P2 ) d ⎤ ⎥ Q = C . ⎜ ⎟ ⎢ γ g . zprom . T . f . L b P ⎝ ⎠ ⎣⎢ ⎦⎥

0

Donde =


Q = Flujo de gas C C t t

P2 = Presión aguas abajo d Diá t i t

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Flujo de Gases Formula General para Gases 2 1

2 2

5

0,5

Q = C . ⎛⎜ T b ⎞⎟ ⎡⎢ ( P − P ) d ⎤⎥ ⎝ Pb ⎠ ⎢⎣ γ g . zprom . T . f . L ⎥⎦ Consideraciones de la formula general 

Cambio de energía cinética se desprecia

Temperatura

Si


constante bi d l ió

Ase parti ge co

1 f

v p g de 49/174

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Flujo de Gases Ecuaciones para el flujo de Gases Las correlaciones investigadas por los diferentes a dentro de cuatro clasificaciones 



1 f


El coeficiente de fricción es una constante Pole Rix El coeficiente de fricción es función del diá Spitglass Unwin Weymouth Oliphant

El coeficiente de fricción es función del num de Reynold 

Pole Panhandle A Panhandle B Blasius Mueller Lees 50/174

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Flujo de Gases Ecuaciones para el Flujo de Gases Ecuación de Weymouth La ecuación esta dentro de la segunda clasificación, ya que el coeficiente de fricción de es una función del diámetro interno de la tubería:

Si se sustituye en la ecuación general, se obtiene:

2 2 ⎡ ⎛ T ⎞ P − P Q = ( 433,5 ) . ⎜ Pb ⎟ . E . ⎢ s g L1 T 2 z ) ⎢⎣ ( ⎝ ⎠


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Flujo de Gases Ecuaciones para el Flujo de Gases Ecuación de Panhandle A: El factor de fricción puede expresarse en función del número de Reynolds, en virtud de la siguiente relación empírica.

1 = f


⎛ T b ⎞

Q = (435,87 ). ⎜⎝ Pb ⎟⎠


1, 0788

⎡

P −P 2 1

2 2

. E . ⎢ (s.g.)0,853 . L m .Tprom . z ⎣ 52/174

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Flujo de Gases Ecuaciones para el Flujo de Gases Ecuación de Panhandle B: El factor de fricción puede expresarse en función del número de Reynolds, en virtud de la siguiente relación empírica.

1 = f


⎛ T b ⎞ Q = (737 ). ⎜ P ⎟ ⎝ b⎠


1, 02

⎡

P −P 2 1

2 2

. E . ⎢⎢ (s g )0,961 L T ⎣

z 53/174

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Flujo de Gases Aplicación de las ecuaciones para fluj Autor Weymouth

Aplicación Diámetros

≤

12”

Panhandle A Alta presión y gran diámetro Parcialmente turbulento 4x106 < NRe < 4x1

D>12” Panhandle B Totalmente turbulento 4x106 < NRe < 4x10 D>12”


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Flujo de Gases Cambio de elevación Las ecuaciones se corrigen agregando un factor Ch:

⎛ T b ⎞ ⎡ ( P − P ) d − Ch ⎤ ⎥ Q = C . ⎜ ⎟ ⎢ ⎝ Pb ⎠ ⎢ γ g . zprom .T .f .L ⎥ ⎣ ⎦ 2 1

2 2

5

0,5

C

Donde =

−

2

C h = 0,0375. h2 h1 ) . P prom z T


Ch = Factor de c h2 – h1 = Cambio 55/174

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Flujo de Gases Ecuación general en función de const a

2

2

a3

a

2 4 T P P 1 b 1 2 ⎞⎟ . d a ⎜⎜ ⎞⎟⎟ . ⎡⎢⎛ ⎜⎜ ⎞⎟⎟ − ⎛ ⎜⎜ ⎞⎟⎟ ⎤⎥ . ⎛ ⎜⎜ Q = a 1 . E . ⎛ ⎟ ( ) ⎝ P b ⎠ ⎢⎣⎝ z1 ⎠ ⎝ z 2 ⎠ ⎥⎦ ⎝ s.g. ⎠

Autor

Valores de las constantes

A

a1

a2

a3

a4

a5

Weymouth

433,5

1,000

0,500

0,500

2,667

D ≤ 12

Panhandle A

435,87

1,0788

0,5392

0,4599

2,618 2

4x106 < D>12”

Panhandle B

737

1,020

0,5100

0,4901

2,530

Turbule


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Flujo de Gases NORMATIVA DE DISEÑO (CAÍDA DE PRESIÓ NORMA PDVSA 90616.1.024 “DIMENSIONAMIENTO DE TUBERÍA Recomendaciones para Gases:

CAÍDAS DE PRESIÓN RECOMENDADAS SERVICIO Líneas de Transferencia

Caída de presión (psi/100 pies de tubería) 0,5 - 2

Compresor (lpcm)

Succión, 0 - 10

0,05 – 0,125

10 - 50

0,125

50 - 100

0,25

Por encima de 200

0,50


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Flujo de Gases NORMATIVA DE DISEÑO

(VELOCIDAD)

NORMA PDVSA 90616.1.024 “DIMENSIONAMIENTO DE TUBERÍA Recomendaciones para Gases:

VELOCIDADES TÍPICAS EN LÍNEAS DE GASES Y VAPOR D Nominal (plg)

Menor de 50 lpcm

5 a 150 lpcm

150 a 250 lpc

Velc. (pie/s)

Veloc. (pie/s)

Veloc. (pie/

2 o menor

45 a 100

40 a 80

30 a 60

3a4

50 a 110

45 a 90

35 a 70

6

60 a 120

50 a 120

45 a 90

8 a 10

65 a 125

80 a 160

65 a 125

12 a 14

70 a 130

100 a 190

80 a 145

16 a 18

75 a 135

110 a 210

90 a 160


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Problemas 59/174

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Problemas Básicos de Flujo de F Existen tres problemas o casos básico flujo de fluidos Problema tipo I

Cálculo de la Caída d

Problema tipo II

Cálculo del Caudal

Problema tipo III

Cálculo del Diámetro

Caudal Diámetro


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Problemas Básicos de Flujo de F Variables que intervienen en el cálcul ε (rugosidad)

P1 Q PF (µ, ρ) T


D

Z1 ∆Ptotal

L 61/174

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Problemas Básicos de Flujo de F Problema tipo I

Cálculo de la Caíd

Líquidos Conocido

Q, PF (µ, ρ), CT,

Calc

Procedimiento de calculo: 1) Se aplica la ecuación de Bernoulli 2) Se calcula el Nre y ε /D 3) Se calcula el factor de fricción


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Cálculo de la Caíd

Gases Conocido

Q ,T, PF (µ, ρ), CT,

Calc

Procedimiento de calculo: 1) Se selecciona la ecuación adecuada 2) Se despeja de la ecuación general el término 3) Se calcula la caída de presión


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Cálculo de la Caíd (Cálculo de alguna de las pre

Gases Conocido Q,

T, PF (µ, ρ), CT, P1 ó P2

Ca

Procedimiento de calculo: 1) Se selecciona la ecuación adecuada 2) Se despeja de la ecuación general 3) Se calcula

4) S


1

ó

2 a través de un proceso de

P óP

d 64/174

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Problemas Básicos de Flujo de F Problema tipo II

Cálculo del Cauda

Líquidos Conocido ∆Ptotal ,PF

(µ, ρ),CT

Ca

Procedimiento de calculo: 1) Se aplica la ecuación de Bernoulli 2) Se asume un Nre alto Nre 1x107 3) Con ε /D se asume un f asum 4) Se despeja caudal de


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Problemas Básicos de Flujo de F Problema tipo II

Cálculo del Cauda

Gases Conocido

T, PF (µ, ρ), CT, P1 y P2

Ca

Procedimiento de calculo: 1) Se selecciona la ecuación adecuada 2) Se calcula z1 y z2

3) Se calcula el caudal


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Problemas Básicos de Flujo de F Problema tipo III

Cálculo del diám

Líquidos Conocido

Q, PF(µ, ρ), ∆Ptotal , (L, ε, ∆Z)

Procedimiento de calculo: 1) Se aplica la ecuación de Bernoulli 2) Se asume un f asum = 0,02 3) Se despeja D de

4) Se calcula D con la ecuación despejada de


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Problemas Básicos de Flujo de F Problema tipo III

Cálculo del diám

Gases Conocido

Q, T, PF (µ, ρ), (L, ε, ∆Z),P1 y P2

Procedimiento de calculo: 1) Se selecciona la ecuación adecuada depen de la aplicación 2) Se calcula z1 y z2


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FLUJO BIFÁSICO

Son comunes los fluidos bifásicos en la industria petrolera

Gas + Petróleo Mezcla

Gas + Petróleo + Agua

Diferencia con el fluido monofásico:



Grado de vaporización


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FLUJO BIFÁSICO 

Grado de vaporización Relación Gas-Líquido

Gas Líquido

Gas

V g

=

Q gas A

Holdup de líquido (HL) Líquido



Cuando existe flujo bifásico el líquido tiende a estancarse en la parte baja de la tubería. Esto ocurre porque el gas viaja más rápido que el líquido.



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Patrones de flujo para tuberías horizontales Gas Líquido

Gas Líquido

Gas Líquido

Gas


Tipo Burbuja (Bubble)

Tipo Tapón (Plug)

Tipo Estratificado (Stratified)

Tipo Ondulante (Wavy) 71/174

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Mapa de Régimen de Flujo Horizontal


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Método de Dukler Caída de Presión: 2 fn ftpr ρ K Vm Lm ∆P = ( 0,14623) d Relación del factor de fricción para flujo en dos fases: f tpr (Gráfico) Factor de fricción de fase simple: −0,32

f n = 0, 0056 + 0,5 ( Re y ) Holdup de liquido

H Ld

(Gráfico)

2 Densidad de 2 la mezcla: ρ (1 − λ ) ρ λ


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Método de Dukler Relación del factor de fricción para flujo en dos fases

ftpr

Fracción de volumen de liquido

λ


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Sistema 75/174

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Sistema de Tuberías Longitud equivalente Q

P1

(L1 , D1 , ε1)

P2 hf

P1

(L2 , D2 , ε2)

P2

Q

t

l

Q

D


t b í

i

l

76/174

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Sistema de Tuberías Longitud equivalente Q

Q

Líquidos

P1

(L1 , D1 , ε1)

P1

(L2 , D2 , ε2)

P2

P2

Forma Gene


fD1

⎛ D2

⎞

5

fD1 77/174

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Sistema de Tuberías Longitud equivalente

Gases

P1

(L1 , D1 , ε1)

P2

P1

(L2 , D2 , ε2)

Q

Q

L2


= L1

⎛ d ⎞ 2 ⎜d ⎟ ⎝ ⎠

a 5

P2

Forma Gene a 3

L

= L ⎛⎜ 78/174

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Sistema de Tuberías Tuberías en serie P1

(L1 , D1 , ε1)

(L2 , D2 , ε2) (L3 , D

Q

∆Ptotal

= ∆Pf1 + ∆Pf2 + ∆Pf3 Q1 = Q2 = Q3

N

∆P = ∑ ∆P


El concepto de para simplific 79/174

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Sistema de Tuberías

Tuberías en paralelo (L1 , D1 , ε1)

QT

P1

(L2 , D2 , ε2)

P2

(L3 , D3 , ε3)

∆Ptotal

QTota

Qtotal = Q1 + Q2 + Q3

∆P


∆P

∆P

∆P 80/174

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Tuberías en paralelo

Líquidos

(L1 , D1 , ε1)

QT

P1

(L2 , D2 , ε2)

P2

(L3 , D3 , ε3)

∆Ptotal

La distribución del flujo en


⎡ ⎛ D ⎢ ⎜⎝ L i 81/174

5/9/2018




Gases

(L1 , D1 , ε1)

QT

P1

(L2 , D2 , ε2)

P2

(L3 , D3 , ε3)

∆Ptotal

La distribución del flujo en las tuberías puede


⎡ ⎛d ⎢ ⎜

L

% Q i = ⎢⎢ N⎝ ⎛ 82/174

5/9/2018



Longitud equivalente para Tuberías e Líquidos QT

(L1 , D1 , ε1)

P1

(L2 , D2 , ε2)

P2

(L3 , D3 , ε3)

QT

Le ⎡

El sistema de tuberías en paralelo también puede simplificarse


1 ⎢ 83/174

5/9/2018



Longitud equivalente para Tuberías e Gases QT

(L1 , D1 , ε1)

P1

(L2 , D2 , ε2)

P2

(L3 , D3 , ε3)

QT

El sistema de tuberías en paralelo también puede simplificarse li d l d L i d


Le

L

⎛ ⎜ =⎜ ⎜ 84/174

5/9/2018




Lazo

Las tuberías enlazadas se utilizan para m capacidad de una instalación

PA

Qo

Fuente

PB

(L , D)

PA

PC

Qn

PB

Fuente


X

S

t b

í 85/174

5/9/2018



Tuberías en paralelo PA

Lazo Qo

PB

(L , D)

Fuente PA

PC

Qn

PB

Fuente X

El l


d

j

l

Incrementar Q man 86/174


5/9/2018


Tuberías en paralelo PA

Lazo Qo

PB

(L , D)

Fuente PA

PC

Qn

PB

Fuente X

El l


d

j

l

Incrementar Q man 87/174


5/9/2018



Lazo

Incrementar Q manteniendo ∆P

Líquidos PA Fuente PA


PB

L,D

PC

Fuente

Qo

Dlazo =

Qn

PB

(L - X) , D

X, D

⎡ 88/174


5/9/2018



Lazo

Incrementar Q manteniendo ∆P

Gases PA Fuente

Qo

PC

Fuente


PB

L,D

PA

Dlazo =

Qn

PB

(L - X) , D

X, D

⎡ 89/174


5/9/2018



Lazo

Incrementar Q manteniendo ∆P A P Fuente

L,D

PC

Fuente

Qn

PB

(L - X) , D X,

DL

Q n Q o

Longitud del lazo


≠

PB

Qo

PA

Dlazo

=

⎡ ⎢⎢1 + ⎣

X L

⎛ .⎜ ⎝ (1 90/174

5/9/2018



Re 91/174

Redes de Tuberías

5/9/2018


Red Sistema en paralelo

Sistema

1

QT

2

QT 1

QT

Le

QT

Qi

2

Qi


Cuando el sist 92/174

Redes de Tuberías

5/9/2018


Red Partes de la Red

QB

Tuberías (Tramos)

2 QA

1

Malla

3

N (Un


93/174

Redes de Tuberías

5/9/2018


Aplicación Fuente

Redes de Gas Municip

Sistema de espina de pescado

de Gas


94/174

Redes de Tuberías

5/9/2018


Aplicación Fuente

Sistema de espina de pescado

Redes de Gas Municip Fuente de Gas

Sistema e

de Gas


95/174

Redes de Tuberías

5/9/2018


Métodos de calculo de una red - Hardy Cross

Se utilizan para calcula distribución del flujo

- Renouard Fuente de Gas

Conservaci

Q?

Ent Q?

Q?

∑Q

entr

Fuente de Gas

Q?


Q?

Conserva 96/174

Redes de Tuberías

5/9/2018


Métodos de calculo de una red - Hardy Cross

Qo

Proceso iterativo

Se asume una distribución inicial

Caudal final

En un nodo se debe cumplir:

Entra = Sale

∑Q


=

∑Q

Qn

Qn = Qo + ∆Q Se deb dismi

L ∑ ∆Q = − n∑ Error para rede t d l i 97/174

5/9/2018


Bombeo de líquido (Bomb


98/174

5/9/2018


Transferencia de líquido a través de tuberías Fuente

C

Presión D > Presión S S

D

Fuente

C Bomba


99/174

Clasificación de bombas

5/9/2018


Desplazamiento Positivo (DP) Reciprocantes

Rotatorias

Cinéticas Periféricas Turbina

Diafragma Plunger Pistón

Centrífu Flujo Radial

Fl M

Engranaje Tornillo Lóbulos

DP: Entregan una cantidad definida del fluido por cada carrera del pistón, diafragma o revolución de la pieza móvil principal.


100/174

Ventas de Bombas

5/9/2018


S Rotativas


Reciprocantes

Centrífugas 101/174

5/9/2018


Bombas centrífugas


102/174

5/9/2018


Bomba c


103/174

5/9/2018

Impulsor


Impulsor c

Venas

Impulsor abierto


104/174

Tipos de Bombas Centrífugas

5/9/2018


Bomba V

Bomba Horizontal de etapa simple Descarga Cubierta Impulsor Anillos

Eje Descarga Cojinetes (soportes) Alojamiento de la empaquetadura

Succión Cubierta


105/174

5/9/2018

Tipos de Bombas Centrífugas Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om


106/174

Construcción de la curva de una bomba cen 5/9/2018


) H D T ( l a t o t o c i m á n i

) H D T ( l a t o t o c i m á n i

d l a z e b a C

d l a z e b a C

Caudal (Q) ∆P

lpc

TDH pie de líquido

TDH ( p

∆P(lpc) =

∆P


P1

Eleme medición

P2

Válvula de estrangulamiento

FE 107/174

Curva de una bomba centrífuga 5/9/2018


Varios diámetros del impulsor


108/174

5/9/2018

Curva de una Bomba Centrí Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om


109/174

5/9/2018

Hoja de Especificación (Data She Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om


Análisis de un sistema de bombe 110/174

5/9/2018


P1

Z1 S

D Wbomba Energía p equipo fu


Análisis de un sistema de bombe 111/174

5/9/2018


P1

Z1

PD

PD

= PS + ∆Pbomba (lpc)

= PS

⎛ ⎞ TDH (pie) . ρ ⎜⎝ lb pie 3 ⎠⎟ + 144

S

D

⎛ P2 − P1 ⎞ ⎛ Z2 − Z1 ⎞ ⎛ V2 2 − V12 ⎞ (− w b ) = TDH = ⎜⎝ ρ ⎟⎠ + ⎜⎝ g c ⎟⎠ g + ⎜⎝ 2 g c ⎟⎠ + h f S + h f D


112/174

Punto de operación de una bomba centrífuga 5/9/2018


l a t o t l a z e b a C

Cabezal dinámico Cabezal estático

Capacidad (Q)


113/174

Variables importantes en la operación d 5/9/2018


Condiciones de succión: • Presión de succión: Para que el fluido sea líquido dentro Psucción > Pvapor a la temperatura de bombeo. r o p a v

Líquido Líquido

e PS d n ó i PV s e r P

Vapor

n ó i P S s e r PPb

L+V V

Temperatura

Temperatura

Fluido puro

Mezcla

P1


La presión d calcula reali

114/174



Condiciones de succión: • Presión de succión:

S

Se establecen los siguientes parámetros: NPSH (Net Positive Suction Head)


NPSHD (NPSHA)= NPSHR (bomba)

115/174



Condiciones de succión: • Temperatura de succión o bombeo : esta variable influye e viscosidad y presión de vapor. Viscosidad: a menor temperatura mayor viscosidad

Presión de a mayor tempe presión d

Viscosidad vs. Temperatura 6110 ) t 5110 s c ( 4110 d a d i 3110 s o c 2110 s i V 1110


Líquido r o p a v e d n ó i s e

PV 2 PV1

116/174



Eficiencia: El punto de mayor eficiencia es el BEP. Rango de operación en una bomba centrífuga


117/174



Potencia: Energía necesaria para mover el impulsor de la como fuerza motriz un motor (eléctrico, turbina)

Q . TDH . (s.g )

Hidráulica

HHP =

3961

Potencia Q . TDH . (s.g

Al freno

BHP =

3961. η

Donde:


Q = gpm

BOMBAS DE DESPLAZAMIENTO POSITIVO 118/174

5/9/2018

Entregan una cantidad definida del fluido por cada carrera diafragma o revolución de la pieza móvil principa Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

Reciprocantes Diafragma

Embolo

Pistón

Rotator Engranaje Torni

X

X: Carrera del pistón

Ventajas:

• Son adecuados para el manejo de líquidos viscoso


119/174

MANEJO DE FLUIDOS VISCOSOS

5/9/2018


) U S S ( d a d i s o c s i V


120/174

BOMBAS RECIPROCANTES 5/9/2018


Es una bomba de DP que recibe un volumen fijo de líquido en con succión, lo comprime a la presión de descarga y lo expulsa por la bo La compresión se logra por el movimiento alternativo de un pistón, é

CLASIFICACIÓN: • Elemento de bombeo: Pistón, embolo y diafragma.

• Fuerza motriz:

- Acción directa: accionadas con un fluido de presión diferencial. - Potencia: la bomba se mueve con un eje como motor eléctrico o de combustión inter

• Números de carrera de descarga por ciclo de cada biela: Acc o doble acción.


121/174



Tipo diafragma (acción sencilla) Extremo del líquido

Extremo de impulsión

Tipo Pistón (d Extremo de impulsión

Extremo del líquido

Sali

Salida

a m g a r f a i D


tapón 122/174



Parámetros de operación: • Capacidad real (Q)

Volumen de fluido descargado por la bomba

Eficien

E • Desplazamiento del pistón (DP)

d

Volumen depistón fluido dentro del

Descarga M S

A


123/174



Descarga M S

A

• Desplazam Vástago

Para bomb

D a Para bomb

Espacio muerto

DP= Boquilla S: Carrera del pistón Succión

Leyenda:

2) A: Área seccional del émbolo o pistón (pulg ú é


Bombas rotatorias

124/174

5/9/2018

Bomba de doble tornillo


Bom


125/174

5/9/2018

Bomba de cavidad progresiva



BOMBAS DE DESPLAZAMIENTO POSITIVO 126/174

5/9/2018


NPSHA (disponible)

Rotatorias

NPIP (Net Positive Inlet Pre

NPIP (disponible)= Ps – Pv = lpc

Reciprocantes

NPIP (disponible)= Ps – Pv -Pha=

Pha= presión debido a la aceleración del fluido, (lpc)

de

Pha (lpc) = ha (pies) Succión

Volumen de


Descarga

Válvulas BOMBAS RECIPROCANTES

127/174

5/9/2018

NPIP (disponible)= Ps – Pv -Pha= lpc Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

ha

Pha (lpc) = ha (pies)

=

LV

ha= carga de aceleración, pies de líquido que se bombea. L= longitud real (no equivalente del tubo de succión), pies. V= velocidad del líquido en el tubo de succión, pie/s. N= velocidad de rotación en el cigüeñal, RPM. C= constante que depende del tipo de bomba. k= constante 2que depende de la compresibilidad del líquido. g= 32.2 pie/s . Tipo de bomb Simplex, acció

Compresibilidad del líquido

Constante k

Simplex, doble

Líquidos desaireadano compresibles como agua

1,4

Dúplex, acción


Compresión

128/174

5/9/2018


La compresión es un el proceso incrementa un gas o vapor, cual seutilizado realiza apara través de un c

La compresión de un gas puede observarse en el movimie

El gas es un fluid

P2 >> P1

P Volumen

1

1

1

P ,T ,V


P2 , T2 , V2

Compresión

129/174

5/9/2018


Máquina tienen por finalidad los fluidosque compresibles (gases y aport vapo hacerlos fluir aumentando al mismo tie

Compresores

P succión

El incremento de presión del com como una razón o relación de

Energía

P descarga

r =

Psuc


Pdesc

Compresión – Tipos

130/174

Compresores

5/9/2018


Dinámicos

Desplazamiento Positivo (DP) Unidades de flujo intermitente, donde sucesivos volúmenes de gas son confinados en un espacio y elevado a alta

Máquinas de flujo continuo en la cual el cabezal de velocidad del gas es convertido en presión

presión

Reciprocantes

Rotatorias

Flujo Radial (Centrífugos)

Flujo Axial



131/174

5/9/2018


Tipos de compresores

Utilizado para sistemas que requieren bajas Disponible para capacidades por debajo del económico de los compresores centrífugos.

Reciprocantes

Disponibles para altas presiones; casi siemp presiones de descarga por encima de 25000 Son mucho menos sensitivos a la composici y a sus propiedades cambiantes

Tornillo



132/174

5/9/2018



Los compresores rotatorios son máquinas en la cual la c desplazamiento es afectado por la acción positiva de los rotan. Tornillo

Utilizado para sistemas que requieren bajas pot Tiene limitaciones con la presión de succión

El tornillo comprim fluido gas



133/174

5/9/2018



Utilizado para altas potencias Se requiere normalmente compresores con tres

Centrífugos Continuos y largos tiempos de funcionamiento ( años) son posibles con una alta confiabilidad Requieren poca área para su instalación.



134/174

5/9/2018



Los compresores axiales compiten directamente centrífugos.

Flujo Axial

La eficiencia puede ser hasta 10% mayor que la Menor tamaño físico y menor peso que los cent Los sistemas de control de flujo y los controles d más complejos y costosos que para los centrífu


Compresión – Procesos termodinám 135/174

5/9/2018


Presión Termodinámica se define con d

Estado Final

P2

Proceso de compresión

Estado inicial W

Estado Inicial

P1

Volumen

Sistema


Estado final

La energía re trayecto del p

W

Compresión – Procesos termodinám 136/174

5/9/2018


Procesos de Compresión

- Proceso Isotérmico P.V n=cte. n = 1 Este modelo asume que la temperatura del gas permanece constante durante la compresión

- Proceso Isentrópico P.V n=cte. n = k

Trabajo del compresor

Asume que no hay transferencia de calor durante el proceso de compresión

- Proceso Politrópico P.V n=cte. n = n

Este modelo asume que hay incremento de


Compresión - Factores de Diseñ 137/174

5/9/2018


Factores de diseño - Propiedades del fluido Puro o Mezcla

Cantidad de componentes Composición de la Mezcla de Gas

Se debe tener un an del gas

Calor Específico, Relación de Calor Específico (k)

C P k = C V

Se calcula con la regla de Kay para mez Peso Molecular

Debe especificarse el máximo rango de en el peso molecular.

Temperatura Crítica,

Se utiliza para el cálculo de alg

Presión Crítica

del gas natural



5/9/2018


Factores de diseño - Condiciones de succión Presión de entrada (succión)

Debe especificarse como el valor má espera que el compresor trabaje de a

Temperatura de entrada (succión)

Afecta tanto el flujo volumétrico como cabezal para un determinado servicio completo tiene que ser especificado.

Punto crítico n ó i s e r P

Curva de rocío

LIQ


Curva de burbujeo

GAS MEZCLA

Vapor saturado

El entra satu obse di g


5/9/2018


Factores de diseño

normal

- Flujo

final de

Las velocidades de flujo y sus condiciones de presión asociadas deberán ser reportadas para todos los puntos operacionales de interés

inicial de arranqu futuro operació

•

- Másico Flujo

m •

- Molar n - Volumétrico Q Flujo másico


Peso


5/9/2018


Factores de diseño

- Condiciones de descarga Normal – requerida a la presión del rec más las caídas de presión permis intercambiadores, enfriadores, separado Presión de descarga Máxima – La presión de descarga máx de desplazamiento positivo es capaz de normalmente por la graduación de la vá descarga.

Depende del proceso de compresión del s límite máximo

Temperatura de descarga


Limitaciones del Material

Resistencia piezas


5/9/2018


Factores de diseño

- Condiciones de descarga Está limitada normalmente a 250 °F Según GPSA, puede alcanzarse temp 300 °F

Temperatura de descarga

La temperatura de descarga debe calcularse dependiendo termodinámico, isentrópico, isotérmico y politróp

- Diagrama P – H. Fluido puro Procedimientos de


Cálculo

- Diagrama H – S. Gases Natura Modelo Isentróp


5/9/2018


Número de etapas Alta r=Pd /Ps genera alta T descarga por lo que comúnmente se separa el proceso en etapas de compresión múltiples.

Ps Ts

I

I

Pd T descarga

II

Temperatu (Máx.

Se verifica que la descarga no exceda el valor limite

Se calcula la relación de compresión por etapa

r e t a p a =

n

n = N° de e

Compresión - Factores de Diseñ http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

143/174

5/9/2018

Número de etapas


Se utilizan intercambiadores de calor interetapa que retiren el calo gas durante la compresión Adicionalmente se colocan separadores para evitar que cualquier que se forme ingrese al compresor

Tsucción I P I

Tdescarga I P I

Tsucción II P II

succión

descarga

succión

I

II Interenfriador

Etapa I

ΔP=

5 - 10 lpc

Etap

Compresión – Diagrama de Molli http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

144/174

5/9/2018

Potencia


Potencia reque

Energía requerida por el motor para comprimir el gas, denominada potencia al freno

Pérdidas mecá Pérdidas de tra

La potencia requerida por el gas depende termodinámica de Se calcula idealmente: P 2

∫

Wideal = VdP P 1

P t

i d l

W real

ideal W =

η

Desv al mo utiliza

Potencia al freno:


145/174

5/9/2018

Cálculo de la Temperatura de descarga Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

Diagrama P –


146/174

5/9/2018


P succión

Diagrama P –

Con m vap


147/174

5/9/2018


Diagrama P –

P descarga

is P succión


148/174

5/9/2018


Diagrama P –

Tem real P descarga

h2 P succión

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

149/174

5/9/2018

Las ecuaciones principales para el dimensionamiento son: Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

Ecuación de calor para un intercambiador de calor

Balance de energía

Q m. H Q m.Cp. T

Q

Uo. A. LMTD.Fc

Área de Transferencia de Calor


150/174

5/9/2018

En el diseño se requiere determinar LA CONFIGURACIÓN del intercambiador necesaria para lograr el Área de Transferencia de Calor Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

Fluido caliente Fluido frío


Número de

Número de pasos por tubos

151/174

pasos por carcaza

5/9/2018


Características de los tubos Número de tubos

Número de Deflectores Carcaza

Diámetro de la carcaza

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de la diferencia promedio logarítmica de temperaturas LMTD http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

152/174

5/9/2018

T 1


Arreglo en contracorriente

T 2

Más utilizado

T 2 LMTD

T 1

Ln ( T 2 / T 1 )

Arreglo en T paralelo

T 2

1

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de la deferencia promedio logarítmica de temperaturas LMTD http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

153/174

La LMTD depende del número de pasos en el intercambiador 5/9/2018


LMTD

T 2

T 1

Ln ( T 2 / T 1 ) Un paso por carcaza y uno por los tubos

Se corrige con el factor Fc

LMTD . Fc

T 2 T 1 Ln ( T 2 / T 1 )

Un paso por carcaza y dos pasos por los tubos

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de la deferencia promedio logarítmica de temperaturas LMTD -Temperaturas El factor Fc


154/174

depende de

5/9/2018

- Configuración Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

Se recomienda que Fc ≥ 0,8

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo del área de transferencia de calor A http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

155/174

5/9/2018


Q Q

Uo. A. LMTD.Fc

Uo . LMTD .Fc

m. H

Q Q

A

Q

m.Cp. T

Uo= Coeficiente global de transferencia de calor El factor Uo depende de la configuración del equipo por lo tanto se realiza un proceso de ensayo y error para determinar el área de transferencia


156/174

5/9/2018

A

Q Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

Uo . LMTD .Fc

Se asume un valor de Uo inicial para calcular el Área El Área de transferencia se calcula en referencia a la pared externa de los tubos

tubo Los valores de Uo inicial se encuentran en la literatura y dependen de los fluidos en el intercambiador de calor

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO

Especificación de los tubos http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

Área exterior

157/174

por pie lineal

5/9/2018


Calibre BWG (Espesor)

(pie2/pie)

Do L= Longitud del tubo

Do= entre ¼ y 2 ½ pulgadas, (más comunes ¾, 1 y 1 ¼ ) L= 8, 12, 16, 20, 24 y 32 pies, estándar es 20 pies Calibre BWG= 12, 14 y 16


Especificación de los tubos http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

Pitch

Claro entre los tubos c

158/174

5/9/2018


Utilizado para servicios sucios

Utilizado normalmente


Cálculo del número de tubos (Nt) http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

159/174

5/9/2018

Con Do definido se busca en la tabla de las características de los tubos el área exterior por pie lineal de la tubería a’’ (pie2/pie lineal) Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

Área exterior por pie lineal (pie2/pie) Calibre BWG (Espesor)

Do L= Longitud del tubo



160/174

5/9/2018

Con Do definido se busca en la tabla de las características de los tubos el área exterior por pie lineal de la tubería a’’ (pie2/pie lineal) Fa c ilida de s La mina s Pr f. Ca rla Lope z _toda s - slide pdf.c om

GPSA



161/174

5/9/2018

A

a ' '. Nt . Ltubo

Se despeja el número de tubos


Área exterior por pie lineal (pie2/pie) Calibre BWG (Espesor)

Do Se asume la Longitud del tubo (Ltubo)


Cálculo del diámetro de la carcaza http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

Espaciamiento

162/174

de Baffles

5/9/2018


Corte entre 15 y 45 % 25% nor.

D carcaza

Número de Baffles Espaciamiento de los baffles es menor Dcarcaza pero mayor a 1/5 Dcarcaza


Cálculo del diámetro de la carcaza http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

163/174

5/9/2018


D carcaza

Con el número de tubos, las características del tubo, el arreglo y el número de pasos se estima por tabla el diámetro interno de la carcaza


Se revisa la relación Ltubo/Dcarcaza http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

164/174

5/9/2018


3 < Ltubo/Dcarcaza < 15 Si no cumple debe modificarse la longitud del tubo asumida

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO La ecuación para el cálculo del coeficiente global se presenta a continuación: http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

1

Tubo

165/174

5/9/2018

U o


1 ho

r o

r w Ao Aavg

r i Ao Ai

hi

1 Ai

ro ho

Ao

Donde: ho = coeficiente de película externo al tubo, (Btu/ h ·pie2 ·ºF). hi = coeficiente de película interno al tubo, (Btu/ h ·pie2 ·ºF). rw = resistencia del material de la pared del tubo. ro = resistencia de ensuciamiento externo, (pie2 ·ºF· h) / (Btu). ri = resistencia de ensuciamiento interno, (pie2 ·ºF· h) / (Btu).

i h . ri

rw

2

Aoi == área área lateral lateral interna externadel deltubo tubopor porcada cadalongitud longitudde detubo, tubo,(pie (pie2 /pie). /pie). Estas resistencias se muestran en la Figura Nº 6, en la cual se representa el corte transversal de un tubo.

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de hi http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

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.

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de hi Se calcula el número de Reynolds para el lado de los tubos


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Re

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D . G


D = Diámetro interno del tubo, pies. μ

= Viscosidad del fluido a la temperatura promedio, lbm / (hr pie).

G = Velocidad másica del fluido, lbm/ (hr pie2).

W G W =

AT

AT Flujo másico del fluido por los tubos, lbm/hr. Área de flujo total a través de los tubos, pie 2 .

AT

t

N atubo 144 . n

a

2 Área de flujo a través de un tubo, pu lg

tubo

n= número de pasos por los GPSA tubos.

.

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de ho


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.

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de ho Se calcula el número de Reynolds para el lado de la carcaza


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Re

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De . G


De = Diámetro equivalente, pies. μ

= Viscosidad del fluido a T. prom, lbm / (hr pie).

G = Velocidad másica del fluido, lbm/ (hr pie2).

W G W =

As

As

De depente de Do, pitch y arreglo del tubo Tabulado en fig. 10-47, en pulgadas

As Flujo másico del fluido por la carcaza, lbm/hr. Área de flujo total a través de la carcaza, pie 2

Dc . c . B PT .144

pu lg Dc Diámetro interno de la carcaza, Sección libre entre los tubos, pu lg c

B

Espaciado de los deflectores, pu lg

.

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de la resistencia por la pared del tubo rw rw se encuentra en la tabla 10-13


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Cálculo de la resistencia por ensuciamiento ro = resistencia de ensuciamiento externo, (pie2 ·ºF· h) / (Btu). ri = resistencia de ensuciamiento interno, (pie2 ·ºF· h) / (Btu). Valores tabulados Finalmente se calcula el Uo:

1

U o

1 ho

r o

r w Ao Aavg

r i Ao Ai

hi

1 Ai Ao


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Q

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Acal

Uo cal . LMTD .Fc

A asumida > A calculada en al menos 10 % Si cumple con la condición se procede a calcular la caída de presión

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de la caída de presión de los tubos http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

2

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f . G . L . n

P tubos


5,22.1010. D. s .

t

f= factor de fricción se estima por la figura 10-121 G = Velocidad másica del fluido, lbm/ (hr pie2). L = Longitud de los tubos, pie. D = Diámetro interno de los tubos, pie. s = gravedad especifica n = número de tubos.

DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR CARCAZA Y TUBO Cálculo de la caída de presión por la carcaza http://slide pdf.c om/re a de r/full/fa c ilida de s-la mina s-pr f-c a rla -lope z toda s

2

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P s

f . G . Ds . ( N 1)


5,22.1010. De. s .

s

f= factor de fricción se estima por la figura 10-124 G = Velocidad másica del fluido, lbm/ (hr pie2). N+1 = cruces por los baffles, 12.(L/B)


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Facilidades Laminas Prf. Carla Lopez_todas

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