Manual Vsysd Gc

GC Corporativo

Válvulas de

SEGURIDAD

sistemas de

DESFOGUE

Impartido el

11, 18 y 25 / Octubre / 2014 (24 horas de curso) en Baja California No. 245, piso 5, Hipódromo Condesa, Deleg. Cuauhtémoc, C.P. 06170, Méx., D.F.

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Válvulas de seguridad y sistemas de desfogue

ÍNDICE

1

Normas Aplicables ................................................................................................................................................2

2

Conceptos Básicos. ...............................................................................................................................................3

3

Identificación de Casos o Contingencias y Cargas de Relevo Asociadas. ...........................................................13

4

Dimensionamiento de válvulas de seguridad y discos de ruptura (Según API 520 Parte I). ..............................39

5

Despresurización. ...............................................................................................................................................53

6

Sistemas de Disposición......................................................................................................................................55

7

Dimensionamiento de líneas de desfogue. ........................................................................................................58

8

Conceptos básicos para el dimensionamiento de cachador de líquidos y quemador. ......................................60


1 1.1

NORMAS APLICABLES API 520 Sizing, Selection, and Installation of Pressure-Relieving Devices in Refineries. Part I—Sizing and Selection (2008).

Contiene principalmente el dimensionamiento y selección de dispositivos de relevo (alivio) en refinerías. Se pueden encontrar dimensionamientos de válvulas para desfogue de líquidos, gases, vapor de agua y mezclas líquido-vapor. 1.2

API 520 Sizing, Selection, and Installation of Pressure-Relieving Devices in Refineries. Part II – Installation (2008).

Contiene recomendaciones de instalación de válvulas de seguridad, incluyendo dimensionamiento de tuberías de entrada y salida, drenajes requeridos, bonetes y tuberías de venteo piloto, colocación de dispositivos de relevo, entre otros. 1.3

API 521. Pressure-relieving and Depressuring Systems (2007). ISO 23251 (Idéntica), Petroleum and natural gas industries—Pressure-relieving and depressuring systems.

Contiene normativa referencial para consideraciones de diseño de sistemas de alivio (desfogue) y depresurización, así como términos y definiciones, causas de sobrepresión, determinación de flujos individuales de relevo, selección de sistemas de disposición, definiciones de sistemas de disposición, consideraciones especiales de diseño, cálculos para dimensionamiento de quemadores subsónicos. 1.4

API 526. Flanged Steel Pressure Relief Valves.

Contiene la especificación para válvulas de alivio de acero bridadas, incluyendo aquellas empujadas por resorte y aquellas piloteadas. Indica la designación internacional de área efectiva, diámetros de entrada y salida según clase, identificación y preparación para envío, pruebas de inspección y compra, entre otros. 1.5

ASME Section VIII Division 1, 1992 Edition Pressure Relief Devices

Contiene la determinación de requerimientos de alivio, presión de ajuste de válvulas de seguridad, cálculo de áreas efectivas para el desfogue, marcaje de válvulas para envío y recepción, uso de estampa del símbolo del código ASME, certificación de capacidad para válvulas de seguridad con y sin discos de ruptura, y otros. 1.6

NRF-172-PEMEX-2012 Válvulas para Alivio de Presión y Vacío en Tanques de Almacenamiento.

Normativa PEMEX que rige las condiciones de diseño, materiales, fabricación, inspecciones y pruebas, almacenamiento y transporte, documentación a entregar por proveedor y responsabilidades de proveedor y de Petróleos Mexicanos (PEMEX), así como todo lo relacionado con válvulas de seguridad para alivio de presión y vacío en tanques de almacenamiento.

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1.7

NRF-028-PEMEX-2010 Diseño y Construcción de Recipientes a Presión.

Normativa PEMEX que rige las condiciones de diseño de recipientes a presión, incluyendo consideraciones de alivio de presión en caso de cualquier contingencia considerada como posible. 1.8

NRF-031-PEMEX-2011 Sistemas de Desfogues y Quemadores en Instalaciones de Pemex.

Normativa PEMEX que expresa requisitos técnicos para el diseño, especificación de materiales, fabricación, inspección, pruebas, almacenamiento y transporte e instalación, de sistemas de desfogues, incluyendo dispositivos de relevo de presión, tuberías, tanques de desfogues y de sello líquido, quemador, instrumentación y equipos auxiliares para instalaciones industriales terrestres y marinas en Participantes PEMEX.

1.9

NOM-093-SCFI-1994 Válvulas de Relevo de Presión (Seguridad, Seguridad-Alivio y Alivio) Operadas por Resorte y Piloto; Fabricadas de Acero y Bronce.

Normativa nacional mexicana que establece las especificaciones de seguridad y criterios básicos de fabricación, selección, pruebas de funcionamiento, instalación, uso y mantenimiento de válvulas de relevo de presión, con el propósito de unificar el criterio de fabricantes, usuarios, autoridades, dependencias e instituciones relacionadas con el producto. 1.10

NOM-011-STPS-2001 Condiciones de Seguridad e Higiene en los Centros de Trabajo Donde se Genere Ruido.

Establece las condiciones de seguridad e higiene en los centros de trabajo donde se genere ruido que por sus características, niveles y tiempo de acción, sea capaz de alterar la salud de los trabajadores; los niveles máximos y los tiempos máximos permisibles de exposición por jornada de trabajo, su correlación, y la implementación de un programa de conservación de la audición. 1.11

NMX-AA-107-1988 Calidad del Aire-Estimación de la Altura Efectiva de Chimenea y de la Dispersión de Contaminantes-Método De Prueba.

Esta Norma Mexicana establece un procedimiento para estimar la altura efectiva y la dispersión de los contaminantes de una chimenea que desaloja los gases de un proceso u operación industrial, independientemente de que con ella se cumplan o no las Normas de Calidad del Aire. La utilización de chimeneas se considera sólo un complemento para el control de los niveles de contaminación ambiental.

2

CONCEPTOS BÁSICOS.

SÍMBOLOS Y ABREVIATURAS

API

American Petroleum Institute (Instituto Americano del Petróleo) Página 3 Ι 92


2.1

ASME

American Society Of Mechanical Engineers (Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos)

NOM

Norma Oficial Mexicana

NMX

Norma Mexicana

NRF

Norma de Referencia

PEMEX

Petróleos Mexicanos

STPS

Secretaría del Trabajo y Previsión Social

dB

decibelios (nivel de intensidad de sonido)

kPa

kiloPascal

lb/pulg2

libra sobre pulgada cuadrada

DN

Diámetro Nominal – NPS Nominal Pipe Size.

Dispositivos de relevo de presión.

Un dispositivo de relevo de presión está diseñado para prevenir el incremento de la presión interna de un recipiente más allá de un valor predeterminado. También están diseñados para prevenir excesiva presión de vacío interno. Estos dispositivos pueden ser: -una válvula de relevo, -un dispositivo carente de la posibilidad de recierre, o –una válvula de vacío (venteo). 2.2

Disco de Ruptura

Dispositivo de relevo de presión que no vuelve a cerrar, accionado por la presión estática diferencial entre la entrada y salida del dispositivo y se diseña para funcionar por el rompimiento del disco de ruptura. Usualmente está ensamblado entre bridas, el disco se fabrica de metal, plástico y aceros inoxidables, entre otros (ver Figura 1).

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Figura 1. Disco de Ruptura (http://www.usinenouvelle.com/industry/donadon-sdd-8282/metal-discs-y-reverse-rupture-disc-p95567.html) 2.3

Válvulas de Seguridad o de Relevo de Presión.

Es un dispositivo automático diseñado para abrir a una presión determinada y volver a cerrar, previniendo con ello la descarga adicional de flujo, una vez que las condiciones de operación han sido restablecidas. El término válvula de relevo de presión o válvula de escape se utiliza para denominar indistintamente y en forma general a una válvula de seguridad, válvula de alivio, válvula de seguridad-alivio o a una válvula operada por piloto. [1.8] 2.4

Válvula de Alivio.

Es un dispositivo automático de relevo de presión, el cual abre en forma gradual en proporción al incremento de presión. Una válvula de alivio se utiliza en el manejo de líquidos, exclusivamente. [1.8] 2.5

Válvula de Seguridad.

Una válvula de seguridad es una válvula de relevo de presión que es accionada por la presión estática que entra en la válvula, y cuyo accionamiento se caracteriza por una rápida apertura audible o disparo súbito. Sus principales aplicaciones son en el manejo de vapor de agua o aire. [1.8] a) Válvula de seguridad de levante completo o carrera completa Es una válvula de seguridad cuyo disco automáticamente se levanta hasta su carrera total, de tal forma que el área de descarga no está determinada por la posición del disco. b) Válvula de seguridad de levante parcial o carrera restringida Es una válvula de seguridad cuyo disco automáticamente se levanta hasta una posición específica de su carrera, de tal forma que el área de descarga está determinada por la posición del disco. 2.6

Válvula de seguridad-alivio.

Es un dispositivo automático de relevo de presión que puede ser utilizado como válvula de seguridad o como válvula de alivio, dependiendo de la aplicación. 2.7

Tipos de válvulas de seguridad

a) Válvula convencional. Una válvula de seguridad-alivio convencional tiene la cámara del resorte ventilada hacia la descarga (salida) de la válvula. Las características de operación (presión de apertura, presión de cierre y la capacidad de relevo) son directamente afectadas por los cambios de la contrapresión en la válvula (ver Figura 2). Figura 2. Válvula de relevo convencional con anillo de ajuste simple para control de purga. (API 520 Sizing, Selection, and Installation of Pressure-Relieving Devices in Refineries. Part II – Installation)

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b) Válvula balanceada. Una válvula de seguridad-alivio balanceada es aquella que incorpora los medios necesarios para minimizar los efectos de la contrapresión sobre las características de operación (presión de apertura, presión de cierre y la capacidad de relevo). Algunos de estos medios son: el fuelle, el pistón auxiliar de balanceo, restricción del levante o la combinación de éstos (ver Figura 3).

Casquete Vástago Tornillo de Ajuste

Bonete Resorte Venteo (Conectado)

Fuelle Disco o asiento Superficie de asiento Anillo de ajuste Cuerpo Boquilla

Figura 3. Válvula de relevo balanceada. (API 520 Sizing, Selection, and Installation of Pressure-Relieving Devices in Refineries. Part II – Installation)

c) Válvula operada por piloto. Es una válvula de relevo de presión en cuya válvula principal el miembro obturador no balanceado es un pistón, está combinada y controlada por una válvula de relevo de presión auxiliar (piloto) que es una válvula operada por resorte (ver Figura 4). Estas dos unidades que forman la válvula de piloto pueden estar montadas en forma conjunta o separada, pero conectadas entre sí. Las válvulas operadas por piloto operan con gran precisión, pues el piloto es el Página 6 Ι 92


sensor que detecta en todo momento la presión del sistema, y al llegar al punto de calibración, induce la descarga de la presión que existe en una cámara llamada "domo" localizada en la válvula principal, permitiendo con ello el movimiento del "pistón" (elemento obturador de la válvula principal) que hará que se descargue el exceso de presión del sistema. Existen diferentes tipos de pilotos que, dependiendo de las condiciones del servicio, pueden ser "con flujo" o "sin flujo", y tanto de acción de "disparo y/o modulante". Tornillo de Ajuste de la Presión de Ajuste Vástago Ajuste Externo de la Purga Línea suplidora del Piloto

Asiento Válvula Piloto Escape del Piloto

Filtro del Piloto (Opcional)

Domo

Salida Pistón Asiento

Captador de Presión Interna Entrada

Válvula Principal

Figura 4. Válvula de relevo operada por piloto de acción de disparo. (API 520 Sizing, Selection, and Installation of Pressure-Relieving Devices in Refineries. Part II – Installation) 2.8

Presión de ajuste (calibración).

Presión de entrada a la cual se ajusta la válvula de relevo para que abra en condiciones de servicio. En servicio de líquidos, la presión de ajuste se define como la presión a la entrada de la válvula a la cual ésta comienza a tener una descarga continua de líquido. En servicios de gases y vapores, la presión de ajuste se define como la presión a la entrada de la válvula a la cual dispara bajo las condiciones de servicio. Esta presión puede ser, según las condiciones del proceso, la presión máxima de operación o la presión de diseño del recipiente o sistema que se esté protegiendo. La presión de ajuste también es conocida como presión de apertura, presión de disparo o presión de primer escape.

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2.9

Presión de alivio.

La presión de alivio o apertura es la presión a la entrada de la válvula de relevo de presión a la cual se puede medir el levantamiento, o a la cual se puede determinar una descarga continua en una válvula de relevo o en un disco de ruptura, ya sea por observación o por el ruido que genere. Esta presión está directamente relacionada con la presión máxima de operación o la presión de diseño del recipiente o sistema a proteger, siendo el valor de la presión de ajuste un porcentaje específico por encima de alguna de las dos, a saber:    

Para casos de contingencia por fuego contemplando una sola válvula o disco de ruptura, la presión de alivio será estimada como un 21% por encima de la presión de ajuste. Para casos de contingencias de operación contemplando una sola válvula, la presión de alivio es un 10% mayor a la presión de ajuste. Para casos de contingencias de operación con presencia de múltiples válvulas o discos de ruptura, la presión de alivio es un 16% mayor a la presión de ajuste. Para válvulas complementarias de caso fuego, se toma un 5% de la presión de ajuste para fijar la presión de alivio.

En la Figura 5 se muestran esquemáticamente estos conceptos, y se introducen dos nuevos: purga y sobrepresión.

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Requerimientos del Recipiente a Presión

Presión del Recipiente

Características Típicas de Válvulas de Relevo de Presión

Máxima presión acumulada permitida (exposición al fuego exclusivamente)

Máxima presión acumulada permitida para instalación de válvula simple (excluye exposición al fuego)

Máxima presión de operación permitida o presión de diseño.

Máxima presión de operación esperada

Porcentaje de la máxima presión de operación permitida (manométrica)

Máxima presión acumulada permitida para instalación de múltiples válvulas (excluye exposición al fuego)

Máxima presión de alivio para dimensionamiento por Caso Fuego. Múltiples válvulas Máxima presión de alivio para dimensionamiento por contingencias de operación. Válvula simple Máxima presión de alivio para dimensionamiento por contingencias de operación. Máxima presión de ajuste permitida para válvulas suplementarias (exposición al fuego). Sobrepresión (máxima) Máxima presión de ajuste permitida para válvulas suplementarias (contingencias de operación).

Ebullición (típico)

Máxima presión de ajuste permitida para válvula individual Purga (típico)

Presión de cierre para una sola válvula Presión de prueba de fugas (típica)

Figura 5. Esquema de sobrepresiones, presiones de alivio y purgas respecto a una referencia de 100 (API 520 Sizing, Selection, and Installation of Pressure-Relieving Devices in Refineries. Part II – Installation (2008)). 2.10

Presión de cierre.

La presión de cierre es el valor de la presión a la entrada de la válvula, al cual el disco restablece el contacto con el asiento de la tobera, obturando nuevamente el pasaje de flujo, y el valor del levantamiento es cero. La presión de cierre es menor a la presión de apertura, dado que se purga una cierta cantidad de flujo para permitir la interrupción de flujo por la válvula. La presión de cierre se debe fijar a una presión mayor a la normal de operación, y menor que la presión de alivio.

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2.11

Presión de disparo.

Aplicable únicamente a válvulas de seguridad o seguridad-alivio que manejan fluidos compresibles. Es el valor de presión estática ascendente y a la cual el disco se mueve en dirección de apertura a una velocidad muy superior comparada con la correspondiente velocidad a la que lo hará a presiones inferiores o superiores. Se presenta después del siseo, a la presión de calibración de la válvula, de manera audible en forma de súbito y violento disparo o detonación. Dicho disparo constituye una característica de las válvulas de seguridad y seguridad-alivio. 2.12

Presión de operación.

Presión manométrica del recipiente a que opera normalmente, la que no debe exceder la presión máxima permisible de trabajo (PMPT) del metal y se mantiene usualmente a un nivel apropiado por debajo del punto de disparo de su dispositivo de relevo o alivio de presión, de tal forma que prevenga frecuentes aperturas. 2.13

Presión de ruptura.

Valor de la presión estática corriente arriba menos el valor de la presión estática corriente abajo, justo antes de que se rompa un disco de ruptura. 2.14

Presión crítica.

Se refiere a la presión bajo la cual el flujo de un gas es el mismo, es decir, por debajo de esta presión, el flujo de un gas no aumentará. 2.15

Contrapresión.

La contrapresión es la presión estática que existe en el lado de la descarga de la válvula de relevo de presión, provocada por la presión del sistema de descarga. La contrapresión se clasifica como sigue: a) Constante: Se especifica como una contrapresión simple y que relativamente no tiene variaciones. Ejemplo: 1.4 kPa. b) Variable: Se especifica con un intervalo, dando límites máximo y mínimo, debido a que esta contrapresión cambia de un momento a otro. Ejemplo: 0 a 1.4 kPa. 2.16

Contrapresión sobrepuesta.

La contrapresión sobrepuesta es la presión que existe en el lado de la descarga de la válvula antes de que ésta abra. La contrapresión total en cada válvula que se pueda generar a partir de la apertura de varias válvulas se relaciona con las contrapresiones propias de cada una, por lo que esta contrapresión es el resultado de los elementos que se encuentren conectados al sistema de desfogue.

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2.17

Contrapresión propia.

Es la presión que se genera a la descarga de la válvula por la apertura de esta misma. 2.18

Siseo (preapertura o advertencia).

El siseo aplica a válvulas de seguridad o seguridad-alivio en fluidos compresibles únicamente. El siseo es el indicador audible de escape de fluido de entre los asientos de la válvula, a una presión estática ligeramente por debajo de la presión de disparo (apertura súbita) de la misma. Se expresa en porcentaje de la presión de ajuste o en unidades de presión. 2.19

Sobrepresión.

La sobrepresión es la presión que se incrementa por encima de la presión de ajuste del dispositivo de relevo al estar descargando. Normalmente se expresa como un porcentaje de la presión de ajuste. La sobrepresión puede ser igual a la acumulación, cuando el dispositivo de relevo está ajustado a la máxima presión de operación permisible del recipiente, pero este término se refiere solamente a la válvula. 2.20

Castañeteo o traqueteo (chattering)

Movimientos rápidos oscilatorios sin control del disco durante la descarga de una válvula de relevo de presión, caracterizados por el sonido violento que produce el disco al hacer contacto con el asiento de la tobera. Dichos movimientos se consideran anormales. 2.21

Área de descarga actual.

Se refiere al área calculada para un dispositivo de relevo de presión, la cual está relacionada directamente con el flujo de alivio que se haya considerado para cada caso. 2.22

Área de descarga efectiva.

En base al área calculada, se selecciona un área ya prestablecida internacionalmente designada por una letra (API 526). El área de descarga efectiva es el área que haya sido seleccionada, la cual es la inmediatamente superior al área de descarga actual. El flujo a aliviar efectivamente será el calculado a partir de esta área. Las áreas nominales de orificios para válvulas bridadas de acero se designan por medio de letras, como se indica en la Tabla 1.

Tabla 1. Áreas nominales de descarga para válvulas de alivio. (API 526). Designación de Área nominal Área nominal Designación Área nominal Área nominal oricio (cm2) (pulg2) de oricio (cm2) (pulg2) D 0.71 0.110 L 18.41 2.853 E 1.26 0.196 M 23.23 3.60 F 1.98 0.307 N 28.00 4.34 Página 11 Ι 92


Designación de oricio G H J K

2.23

Área nominal (cm2) 3.25 5.06 8.30 11.86

Área nominal (pulg2) 0.503 0.785 1.287 1.838

Designación de oricio P Q R T

Área nominal (cm2) 41.16 71.29 103.23 167.74

Área nominal (pulg2) 6.38 11.05 16.00 26.00

Sistemas cerrados de desfogue.

Se consideran cuando el fluido a desfogar no puede ser enviado a la atmósfera. Incluye, generalmente, un cabezal de desfogue al que llegan diferentes ramales que se consideren que no puedan ser enviados a la atmósfera, un recipiente cachador de líquidos, un sistema de bombeo para el líquido recogido en este, una línea hacia quemador, un tanque de sello y un quemador. Esto es para disponer fluidos adecuadamente bien sea por su peligrosidad o por evitar la pérdida innecesaria de estos. 2.24

Sistemas abiertos de desfogue.

Se consideran plausibles cuando la disposición del fluido a aliviar hacia la atmósfera o a un colector de líquidos no se supone peligrosa, ni se necesita su recirculación hacia el proceso. Por ejemplo, los desfogues de aire son sistemas abiertos a la atmósfera, generalmente. 2.25

Cabezal de desfogue.

Tubería principal a la que se conectan todos los ramales de tubería de gas relevado para su conducción hasta el tanque de desfogues, sello o quemador. Se considera su cálculo solamente en sistemas cerrados. 2.26

Tanque de desfogues o cachador de líquido.

Recipiente que se instala en un sistema de desfogues con el fin de separar el líquido arrastrado por la corriente de desfogue para evitar su presencia en los quemadores. 2.27

Tanque de sello.

Recipiente que contiene cierto nivel de líquido para extinguir un retroceso de flama. El sello en el tanque está determinado por la presión de descarga en la boquilla del quemador. Se ubica a la entre el cabezal que proviene del tanque de desfogues y el quemador. 2.28

Quemador.

Sistema para disponer en forma segura gases o mezclas de hidrocarburos desfogados, por medio de combustión.

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2.29

Gas de purga.

Gas (gas combustible o gas inerte) suministrado al sistema de desfogues para evitar la entrada de aire en el mismo. 2.30

Purga.

Extracción de fluidos indeseables de un equipo, tubería o accesorio.

3

IDENTIFICACIÓN DE CASOS O CONTINGENCIAS Y CARGAS DE RELEVO ASOCIADAS.

La identificación de contingencias en operación o por fuego facilita el cálculo de la carga que se necesita aliviar, tomando en cuenta que el análisis de las contingencias es estrictamente exclusivo para cada una, es decir, debe considerarse para el cálculo que solo una contingencia se da simultáneamente, por lo que no se toman en cuenta fallas múltiples. A continuación, se dilucidan minuciosamente las contingencias que pueden existir en una planta, y sus respectivos métodos de cálculo de cantidades de gas, vapor, líquido o mezcla (según aplique) a aliviar. 3.1

Fuego.

En el interior de un recipiente, puede desarrollarse una excesiva presión por la vaporización del líquido contenido en él, o bien la expansión del contenido de vapor debido al aumento de calor en los alrededores, particularmente por fuego. Usualmente, la intención de los dispositivos de relevo de presión debido a condiciones por fuego es aliviar solo la cantidad de producto necesario para disminuir la presión a un determinado nivel de seguridad, sin liberar una cantidad excesiva. Este control es especialmente importante en situaciones donde la liberación del fluido contenido en el recipiente genera peligro por la inflamabilidad o toxicidad. Bajo una contingencia por fuego, se debe considerar la posibilidad de que el nivel de presión segura para el recipiente puede ser reducido debido al calentamiento del material, lo que se traduce en pérdida de resistencia. A través de los años, diferentes fórmulas para el cálculo de la capacidad de alivio en una contingencia por fuego han sido desarrolladas y, así también, han ido evolucionando. La API 521 aporta una forma sencilla pero eficaz de calcular el flujo de alivio en este caso. Para determinar la generación de vapor, es necesario tomar en cuenta solo la porción del recipiente que se encuentra “mojado” por el líquido interno y es igual o menor que 7.6 m (25 pie) sobre la fuente de la llama. A pesar de que los fuegos por hidrocarburo pueden exceder los 40 m de altura, la experiencia ha demostrado que es necesario dimensionar los dispositivos de relevo sobre la base del calor medio hasta una altura de 7.6 m sobre la base del fuego. Es decir, se considerará un área “mojada” de recipiente aquella que esté por debajo de estos 7.6 m, dado que se supone que por encima de este nivel, la llama no está en contacto directo por un tiempo prolongado con el recipiente. El diseñador debe decidir si considerará el área mojada de la tubería conectada al recipiente en sus cálculos. Página 13 Ι 92


Las temperaturas de desfogue para casos de fuego se encuentran usualmente por encima de las temperaturas de diseño del equipo protegido. Si la elevada temperatura puede ocasionar ruptura del material, deben ser tomadas en cuenta otras medidas de protección, como el enfriamiento del recipiente con agua, ignifugantes, almacenamiento cubierto por tierra o despresurización, entre otros. El área mojada para esferas generalmente incluye hasta el máximo diámetro, dado que incidentes conocidos y pruebas han demostrado que las llamas pueden seguir el perfil del lado inferior de la esfera obteniendo como resultado que el hemisferio inferior se encuentre totalmente expuesto a una carga alta de calor. La Tabla 2 recomienda diferentes consideraciones para el cálculo de área mojada del recipiente.

Tabla 2. Efectos del fuego en las áreas mojadas del recipiente. Tipo de Recipiente Porción de inventario de líquido Observaciones Totalmente lleno de líquido, como separadores líquidolíquido Tanques de compensación, cachadores de líquido, tambores de proceso. Columnas fraccionadoras

Tanques de almacenamiento y operación.

Esferas o esferoides

3.1.1

Hasta la altura de 7.6 m (25 pie)

-

Nivel normal de operación hasta los 7.6 m (25 pie).

-

Nivel normal en el fundo más el líquido de residencia en todas los platos que puedan caer al nivel normal del fondo; superficie mojada total hasta 7.6 m Máximo nivel de inventario hasta los 7.6 m de altura (las porciones de superficie mojada en contacto con las fundaciones o la tierra son normalmente excluidas). Hasta el diámetro horizontal máximo o hasta la altura de 7.6 m.

El nivel en el recalentador debe ser incluido como una parte integral de la columna.

Para tanques de almacenamiento o de proceso, ver API Std 2000.

-

Efecto sobre superficie no mojada en un recipiente.

Los recipientes que contienen exclusivamente gases o vapores en su interior, o que sus paredes estén internamente aisladas.

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Los recipientes pueden ser diseñados con aislamiento interno (por ejemplo, refractario) y estas áreas deben considerarse no mojadas. Sin embargo, si un recipiente puede ser aislado por la deposición de coque u otros materiales, la pared del recipiente debe ser considerada mojada para dimensionamiento de desfogue por fuego (sin tomar ningún crédito por aislamiento) más protecciones adicionales deben adicionarse al diseño como ignifugantes, depresurización u otras. Una característica de un recipiente no mojado es que el calor que puede transferirse al líquido interior es muy bajo, por lo que casi todo el calor lo absorbe el material, ocasionando ruptura del recipiente por el incremento exponencial de la temperatura en el mismo. La Figura 6 ilustra el incremento en la temperatura de un material con respecto al tiempo cuando las placas no mojadas están expuestas al fuego. La Figura 7 muestra los efectos de sobrecalentamiento de acero al carbono ASTM A515 Grado 70, de data publicada por Wharton, H. (1946). La figura indica que para una fatiga de 138 MPa (20 000 psi), la ruptura de un recipiente no mojado ocurre aproximadamente en 0.1 h a una temperatura de 649 °C.

Leyenda

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X Y

tiempo después del inicio del incendio, expresado en minutos. 3 temperatura de la placa, promediada sobre 2.3 m , expresada en grados Centígrados (Farenheit).

1 2 3 4

placa de espesor 3.2 mm (1/8 pulg), calculada. placa de espesor 3.2 mm (1/8 pulg), observada. placa de espesor 12.7 mm (1/2 pulg), calculada. placa de espesor 25.4 mm (1 pulg), calculada.

Figura 6. Razón promedio de calentamiento para placas de acero expuestas a fuegos con gasolina en un lado. (API 521. Pressure-relieving and Depressuring Systems (2007))

Leyenda X tiempo de ruptura, expresado en horas. Y fatiga, expresada en megapascales (kilolibras por libra cuadrada) 1 2 3 4

537 °C (1 000 °F). 649 °C (1 200 °F). 744 °C (1 300 °F). 760 °C (1 400 °F).

Figura 7. Efectos de sobrecalentamiento en acero al carbono (AST A515, Grado 70). (API 521. Pressure-relieving and Depressuring Systems (2007))

3.1.2

Ecuaciones de absorción de calor y flujo de alivio para recipientes llenos de líquido.

La cantidad de calor absorbida por un recipiente por un incendio está marcadamente afectada por el tipo de combustible que alimenta el fuego, el grado en el cual el recipiente está envuelto en llamas (una función del Página 16 Ι 92


tamaño y la forma del recipiente) y medidas a prueba de fuego tomadas. La Ecuación 1 es usada para evaluar estas condiciones si hay prontos esfuerzos contraincendios y drenaje de materiales inflamables lejos de los recipientes. Q = C1*F*ASM0.82

Ecuación 1

Donde Q

es la absorción total de calor a la superficie mojada, expresada en W (BTU/h).

C1

es una constante [=43 200 en unidades SI (21 000 en unidades anglosajonas)].

F

es el factor ambiental (véase Tabla 3).

ASM

es el área mojada total, expresada en metros cuadrados (pies cuadrados).

Cuando no existe drenaje adecuado, ni equipo contraincendio existente, debe ser usada la Ecuación 2. Q = C2*F*ASM0.82

Ecuación 2

Donde C2

es una constante [=70 900 en unidades SI (34 500 en unidades anglosajonas)].

Algunas medidas son necesarias para controlar la expansión del fuego, como drenajes y zanjas con la capacidad adecuada y/o usando la inclinación natural del terreno. Tabla 3. Factor Ambiental F. Tipo de Equipo

Factor Ambiental F

Recipiente al descubierto

1.0

Recipiente aislado, con valores 22.71 (4) de conductancia de aislamiento 11.36 (2) para exposición al fuego en 5.68 (1) W/m2K (BTU/h.pie.°F)

0.3 0.15 0.075

3.80 (0.67)

0.05

2.84 (0.5)

0.0376

2.27 (0.4)

0.03

1.87 (0.33)

0.026

Instalaciones de agua, en recipiente al descubierto.

1 Página 17 Ι 92


Instalaciones de depresurización y vaciamiento

1

Almacenamiento cubierto por tierra

0.03

Almacenamiento bajo cero

0.00

El área mojada se obtiene, según NRF-031-PEMEX-2011, con la Ecuación 3. ASM = ATFWP

Ecuación 3

Donde AT

Área total del recipiente, m2 (pies2)

FWP

Factor de perímetro mojado

Se obtienen AT de la Tabla 4 y FWP de la Figura 8.

Tabla 4. Áreas de total de recipientes (AT). Tipo de recipiente

Área total del [metros2 – pies2]

recipiente

Cilindro vertical con tapas planas

AT = π (Dh + D2/4)

Cilindro vertical con tapas elípticas

AT = (π Dh + 1,305 D2)

Cilindro vertical con tapas hemisféricas

AT = π (Dh + D2/2)

Cilindro horizontal con tapas planas

AT = π (DL + D2/2)

Cilindro horizontal con tapas elípticas

AT = (π DL + 2,61 D2)

Cilindro horizontal tapas hemisféricas

AT = π (DL + D2)

(AT)

Nomenclatura: h Altura en un recipiente vertical que se puede ver afectada por el fuego, metros (pies). Se debe comparar la altura del líquido hasta el nivel normal con la altura máxima que puede alcanzar una flama [7,6 metros (25 pies) a partir de cualquier superficie que la sostenga] y tomar la menor de ellas D Diámetro nominal del recipiente, metros (pies) L Longitud de un recipiente horizontal, metros (pies) π Número Pi

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Figura 8. Factor de Perímetro Mojado (FWP) (NRF-031-PEMEX-2011 Sistemas de Desfogues y Quemadores en Instalaciones de Pemex)

La carga de alivio se calcula mediante la Ecuación 4. Ecuación 4 Donde Q

es la absorción total de calor a la superficie mojada, expresada en Watts (BTU/h).

λ

es el calor latente de vaporización del fluido durante el fuego a las condiciones de alivio, expresado en J/kg (BTU/lb)

W

Flujo másico, kg/s (lb/h).

¿Cómo se puede calcular el calor latente de vaporización, si un fluido en un recipiente expuesto al fuego no es un componente puro? Existen dos alternativas para calcular la carga de alivio en este caso: a) Realizar un análisis dinámico en un recipiente tipo flash considerando las características iniciales del fluido en el recipiente, la carga de calor calculada en la Ecuación 1 o 2 según sea el caso, y tomar en cuenta un tiempo estimado en el que suceda el incendio sin ningún tipo de medida. Se puede estimar con el tiempo en que se puedan abrir aspersores, activar equipos contraincendio u otra medida. En este caso, no es necesario calcular el calor latente de vaporización, sino tomar directamente el valor de flujo resultante. b) En caso de no poseer herramientas para la realización de análisis dinámico, se puede estimar el calor latente de vaporización del fluido como aquel resultante del primer 5% evaporado, es decir, con las condiciones de alivio de presión, determinar en base a un recipiente tipo flash para un 5% evaporado del fluido inicial el calor latente de vaporización del fluido contenido en el recipiente (sustracción entre calor del vapor y calor del líquido [en equilibrio en ese instante]). Página 19 Ι 92


c) Si no existe mayor información para la estimación de calor latente de vaporización para los hidrocarburos que estén cerca del punto crítico, un mínimo de 115 kJ/kg (49.49 BTU/lb) es aceptable para una aproximación. 3.1.3

Ecuaciones de absorción de calor y flujo de alivio para recipientes de pared seca (llenos de gas o vapor).

Ver 3.1.1 para discusión sobre superficies no mojadas. Las áreas de descarga para dispositivos de relevo de presión en recipientes que contienen fluidos supercríticos, gases o vapores expuestos a fuegos abiertos puedes ser estimados utilizando la Ecuación 5. En algunos casos, la presión normal de operación puede estar por debajo de las condiciones críticas pero la presión de alivio es supercrítica. En tales casos, esta ecuación también puede ser utilizada para el dimensionamiento del dispositivo de relevo. En la Ecuación 5, ningún crédito ha sido tomado por aislamiento, por lo que de querer tomarlo, se debe hacer uso de la Tabla 4. Ecuación 5

√

Donde A

área efectiva de descarga de la válvula, expresada en pulgadas cuadradas.

A’

superficie expuesta del recipiente, expresada en pies cuadrados.

p1

presión de alivio de la válvula (presión de ajuste más sobrepresión más presión atmosférica), expresada en psi.

F’ puede ser determinado con la Ecuación 6. Se recomienda un mínimo de 0.01, y si la información que se tiene es insuficiente, se puede utilizar un valor de F’ = 0.045.

[

]

Ecuación 6

Donde KD

coeficiente de descarga de la válvula (por proveedor de la válvula). Para dimensionamiento preliminar, usar 0.975.

TW

temperatura máxima de pared del material del recipiente, expresada en °R.

T1

temperatura absoluta del gas a la presión de alivio corriente arriba de la válvula, expresada en °R.

La constante, C, es calculada por la Ecuación 7.

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√ (

)

Ecuación 7

Donde √ k

razón entre calores específicos (cP/cV) de gas o vapor a las condiciones de alivio.

g

constante gravitacional, expresada en pie.lb/lbf.s2

La temperatura absoluta del gas T1 es determinada mediante la Ecuación 8. Ecuación 8 Donde pn

presión normal de operación absoluta del gas, expresada en psi.

Tn

temperatura normal de operación del gas, expresada en °R.

La temperatura máxima de pared recomendada, TW, para las placas usualmente de acero al carbón es 593°C (1 100 °F). Si el material del recipiente es de materiales de aleación, el valor de T W debe cambiar a un valor máximo más apropiado. La carga a aliviar puede ser calculada con la Ecuación 9. √

[

]

Ecuación 9

Donde

3.2

W

carga de relevo, expresada en libras por hora.

PM

peso molecular del gas.

Descarga bloqueada de líquidos.

Para proteger un recipiente o sistema de sobrepresión cuando todas las salidas del recipiente o el sistema se bloquean, la capacidad del dispositivo de alivio deberá ser al menos tan grande como la capacidad de las fuentes de presión. Si no todas las salidas se bloquean, la capacidad de las salidas no bloqueadas puede ser considerada adecuadamente. En las fuentes de sobrepresión se incluyen bombas, compresores, cabezales de suministro de alta presión, los gases depurados de absorbente rico, y calor de proceso. En el caso de intercambiadores de calor, una salida cerrada puede causar sobrepresión ya sea debido a la expansión térmica (véase 4.2) o la generación de vapor. Página 21 Ι 92


La carga del de material a ser aliviado debe determinarse en condiciones de alivio en vez de condiciones de operación normales. La tasa de aliviar requerida se reduce apreciablemente a menudo cuando esta diferencia en condiciones es considerada. El efecto de la caída de presión por fricción en la línea de conexión entre la fuente de sobrepresión y el sistema protegido también debe ser considerado en la determinación de la requerida tasa de aliviar. En el caso de descarga bloqueada de líquidos, se aliviará el flujo de líquido que esté entrando al sistema y no se esté descargando, a condiciones de alivio. Por ejemplo, para un separador trifásico, si la descarga bloqueada se ubica solo en la fase líquida, el dispositivo de alivio se diseñará para aliviar el líquido que normalmente pasaría por esta línea a condiciones de alivio.

3.3

Descarga bloqueada de gas o vapor.

Para este caso, el cálculo de la carga de alivio es similar a la del líquido. Se debe aliviar la cantidad de vapor o gas que ingresa al sistema y no está siendo descargado de ninguna manera. El flujo debe ser calculado a condiciones de presión y temperatura de alivio. Si existe alguna salida de gas o vapor abierta, puede tomarse crédito por el flujo que sea desalojado del sistema por esta. 3.4

3.4.1

Falla de agua de enfriamiento o de bomba de reflujo. Generalidades.

La tasa de aliviar requerida se determina mediante un balance de masa y energía en el sistema a la presión de alivio. En un sistema de destilación, la tasa puede requerir el cálculo con o sin reflujo. No se da crédito normalmente por efecto de refrigerante residual después de que la corriente de refrigeración falla porque este efecto es limitado en el tiempo y depende de la configuración física de la tubería. Sin embargo, si el sistema de tuberías de proceso es inusualmente grande y descubierto, el efecto de pérdida de calor a los alrededores pudiera ser considerado. Debido a la dificultad en el cálculo de balances de calor y materiales detalladas, las bases descritas de manera simplificada desde 4.5.2 a través 4.5.8 han sido generalmente aceptadas para determinar las tasas de alivio. 3.4.2

Condensación total.

La carga a aliviar requerida es la carga total de entrada de vapor al condensador, calculado a la temperatura que corresponda a la nueva composición del vapor a condiciones de relevo, y la carga de calor que prevalezca en el momento de alivio. El nivel de alarma del acumulador de tope de la columna por encima del nivel de líquido normal se limita generalmente a menos de 10 min. Si la falla de enfriamiento excede este tiempo, el reflujo se pierde, y la composición del tope, la temperatura y la tasa de vapor puede cambiar significativamente.

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3.4.3

Condensación parcial.

La tasa de aliviar requerida es la diferencia entre la tasa de vapor entrante y saliente momento de la descompresión. La tasa de vapor entrante debe calcularse sobre la misma base utilizada en 4.5.2. Si la composición o la tasa de reflujo cambian, la tasa de vapor entrante al condensador debe determinarse para las nuevas condiciones. 3.4.4

Falla del enfriador de aire.

Debido a los efectos de convección natural, se toma usualmente crédito para una capacidad de condensación parcial de 20% a 30% de la carga calorífica del enfriador de aire, a menos que los efectos al momento del alivio se determinen como significativamente diferentes. La tasa a aliviar, entonces, se basa en el 70% a 80% restante, dependiendo del servicio (véase 4.5.2 y 4.5.3). Sin embargo, la carga real disponible por convección natural es por lo general una función del diseño del enfriador de aire. Algunos diseños pueden permitir significativamente más créditos si es realizado un análisis de ingeniería. Además, la reducción en la capacidad de enfriamiento también se puede producir si se utilizan ventiladores de paso variable y existe alguna falla en un paso. 3.4.5

Cierre de rejilla.

Un cierre de rejilla en enfriadores de aire se considera causante de una pérdida total de la refrigeración, el cual puede resultar de una falla de control automático, falla mecánica o vibración destructiva en una rejilla posicionada manualmente. 3.4.6

Circuito de tope.

En muchos casos, la falla de reflujo que resulta, por ejemplo, de parada de la bomba o el cierre de la válvula, provoca inundación del condensador de tope, que es equivalente a la pérdida total de refrigeración. Pueden producirse cambios en la composición causados por pérdida de reflujo y, por tanto, las propiedades de vapor cambian, modificando la tasa de alivio. Para este caso, se dimensiona un dispositivo de relevo para falla total del refrigerante, sin ser restrictivo. 3.4.7

Reflujos de etapas inferiores al tope.

La tasa de aliviar requerida es la tasa de vaporización causada por la cantidad de calor removida en el circuito de bombeo. El calor latente de vaporización corresponde al calor latente bajo condiciones de alivio de temperatura y presión en el punto de alivio. 3.4.8

Circuito de tope, más reflujos de etapas inferiores.

La torre de destilación se diseña de tal manera que un fallo simultáneo del reflujo de tope y etapas inferiores no se produce. Sin embargo, el fallo parcial de uno con fallo completo de otro reflujo es bastante posible. Para tasas de alivio, referirse a 4.5.6 y 4.5.7.

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3.5

3.5.1

Falla eléctrica. Generalidades

La determinación de los requisitos de alivio resultantes de fallas de energía requiere de un cuidadoso análisis de planta o sistema para evaluar qué equipo se ve afectado por el corte de energía y cómo la falla del equipo afecta de operación de la planta. Un estudio cuidadoso y consideración se debe dar en todo lo concerniente a fallas en servicios a causa de alguna falla eléctrica. La espera automática es un excelente método para maximizar el tiempo de reacción de la unidad, minimizando alteraciones en la misma y asegurando sus respectivas tasas de producción. Sin embargo, los circuitos, las secuencias y los componentes involucrados aún no se consideran suficientemente confiables para permitir el crédito para ellos en el establecimiento de requerimientos individuales de alivio. 3.5.2

Análisis

El corte de energía eléctrica debe ser analizado en las siguientes tres maneras: a) como una falla de energía local en el que una pieza de equipo es afectado; b) como una falla de energía intermedia o parcial en el que un centro de distribución, centro de control de un motor, o una serie de conductores esté afectado; c) como una falla total de energía en el que todos los equipos de accionamiento eléctrico se ve afectado de forma simultánea. Los efectos de una falla eléctrica local son evaluados fácilmente cuando piezas individuales de equipos, tales como bombas, ventiladores y válvulas solenoides, son afectadas. Una vez que la causa de la anormalidad se resuelve, los requisitos de alivio se pueden determinar a partir de estas cláusulas. Por ejemplo, un fallo de la bomba puede causar una pérdida de agua de refrigeración o una pérdida de reflujo. Para los efectos de la pérdida de reflujo y / o agua de refrigeración y el alivio de los requisitos, ver 4.5. El corte de energía intermedia o parcial puede causar efectos más graves que cualquiera de los otros dos tipos de falla. Dependiendo del método de dividir varias bombas y motores entre los alimentadores eléctricos disponibles, es posible perder todos los ventiladores en un enfriador de aire a la vez que se pierden las bombas de reflujo. Esto puede, a continuación, inundar el condensador y puede invalidar cualquier crédito normalmente tomado en cuenta para efectos de la convección natural del condensador enfriado por aire. El corte de energía total requiere de estudios adicionales para analizar y evaluar los efectos combinados de varias fallas de equipos. Se debe dar especial consideración a los efectos de la apertura simultánea de las válvulas de alivio en varios servicios, en particular si las válvulas de alivio descargan en un cabezal de un sistema cerrado.

3.6

Expansión térmica o hidráulica.

Este caso se presenta cuando una sección de tubería llena de líquido se encuentra expuesta al calentamiento debido al medio ambiente (al sol), la temperatura se incrementa y el líquido se expande, creando un aumento Página 24 Ι 92


sustancial en la presión interna. Una válvula de alivio de expansión térmica es generalmente pequeña (de conexiones roscadas) y por lo general su descarga nominal es suficiente para aliviar el incremento de presión. También se puede considerar expansión térmica en caso de que, en un intercambiador coraza-tubo, exista un bloqueo en el lado frío (cuando el fluido frío va por los tubos), y el fluido caliente sigue pasando por la coraza. En este caso, el líquido contenido en los tubos se caliente y expande térmicamente. Una válvula de expansión térmica puede ser requerida en este caso. En casos de fuego, existe también expansión térmica que sucede en el líquido que no vaporiza, que generalmente se desprecia con respecto al flujo de líquido vaporizado. 3.6.1

Dimensionamiento y presión de ajuste.

La carga de alivio requerida no es fácil de determinar. Ya que cada aplicación es para líquido a relevar, la tasa a relevar requerida es pequeña; la especificación de un dispositivo de gran tamaño es, por lo tanto, razonable. Una válvula de alivio DN 20 × DN 25 (NPS ¾ × NPS 1) es comúnmente es usada. Si hay razón para creer que este tamaño no es adecuado, el procedimiento especificado en 3.6.2. puede ser aplicado. Si se espera que el líquido a ser aliviado vaporice o forme sólidos mientras pasa por el dispositivo de alivio, se recomienda el procedimiento en 5.21.2 de la norma API 521. La selección apropiada de la presión de ajuste para estos dispositivos de relevo debería incluir un estudio de la clasificación de diseño de todos los dispositivos incluidos en el sistema. El ajuste de la presión de alivio térmico nunca debería estar por encima de la presión máxima permitida por el componente más débil en el sistema. Sin embargo, el dispositivo de relevo de presión debería ser ajustado lo suficientemente alto para abrir sólo en condiciones de extensión hidráulicas. Si la descarga de válvulas de alivio térmico se conduce a un sistema cerrado, los efectos de contrapresión deben ser considerados. 3.6.2

Casos especiales.

Dos usos generales para los cuales se pueden requerir dispositivos de alivio térmico más grande que un DN 20 × DN 25 (NPS ¾ × NPS 1), son las tuberías largas de diámetro grande en instalaciones no aisladas, instalaciones superficiales y tambores grandes o intercambiadores operando llenos de líquido. Las tuberías largas pueden ser bloqueadas a la temperatura ambiente o por debajo de ella; el efecto de radiación solar incrementa la temperatura en una tasa calculable. Si se conoce la tasa de transferencia térmica total y el coeficiente de expansión térmica del fluido, la tasa de alivio requerida puede ser calculada. Si las propiedades del fluido varían significativamente con la temperatura, se debe utilizar la temperatura del peor caso. Alternativamente, existen métodos de cálculo más sofisticados que incluyen las propiedades del fluido dependientes de la temperatura que se pueden usar para optimizar el tamaño del dispositivo de alivio. Para sistemas llenos de líquido, la tasa de expansión a utilizar para el dimensionamiento de dispositivos de relevo que lo protegen de una expansión térmica por líquidos entrampados puede ser estimada mediante la Ecuación 10.

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Ecuación 10 Donde q

caudal volumétrico a la temperatura de flujo, expresado en metros cúbicos por segundo (gpm);

F1

factor que depende de las unidades [1000 para SI (500 para sistema anglosajón)]

αV

coeficiente de expansión cúbica para el líquido a la temperatura esperada, expresada en 1/°C (1/°F);

NOTA Esta información se obtiene mejor de los datos de proceso de diseño; sin embargo, la Tabla 5 muestra los valores típicos para hidrocarburos líquidos y agua a 15.6 ° C.

φ

tasa total de transferencia de calor, expresada en vatios (BTU/h);

NOTA Para intercambiadores de calor, esto puede ser tomado como la carga calorífica máxima del intercambiador durante el funcionamiento.

d

densidad relativa referida al agua (d = 1.00 g/cm3 a 15.6 °C [60 °F]), adimensional;

NOTA la compresibilidad del líquido es usualmente ignorada.

c

calor específico del fluido atrapada, expresado en J/kg.K (BTU/lb.°F).

Este método de cálculo proporciona sólo protección a corto plazo en algunos casos. Si el líquido bloqueado tiene una presión de vapor superior a la presión de alivio de diseño, entonces el dispositivo de alivio de presión debe ser capaz de manejar la tasa de generación de vapor. Si se espera el descubrimiento y corrección de este suceso, entonces no es necesario tomar en cuenta la vaporización al dimensionar el dispositivo de relevo. 3.6.3

Tuberías

Cuando el sistema considerado para el alivio térmico consiste sólo en tuberías (no contiene recipientes a presión o intercambiadores de calor), un dispositivo de relevo podría no ser necesario para proteger la tubería de la expansión térmica si: a) la tubería siempre contiene una trampa de vapor sin condensación, tal que nunca puede llegar a ser lleno de líquido (si llegara a existir el caso de que pueda estar completamente llena de líquido, se debe evaluar si el volumen de la trampa es suficiente para la expansión de líquido por acción del calentamiento solar); ó b) la tubería está en uso continuo (es decir, el uso no es por lotes o semi-continuo) y se drena después de haber sido bloqueado utilizando procedimientos o permisos bien supervisados; ó c) la temperatura del fluido es mayor que la temperatura máxima esperada de calefacción solar [generalmente aproximadamente 60 ° C a 70 ° C (de 140 ° F a 160 ° F)] y no hay otras fuentes de calor como trazadores de calor Página 26 Ι 92


(tenga en cuenta que el fuego generalmente no se considera en la evaluación de los dispositivos de relevo para tuberías); ó d) el aumento de presión estimado a partir de la expansión térmica está dentro de los límites de diseño del equipo o tubería. El aumento de presión debido al calentamiento simultáneo de la tubería y el líquido bloqueado puede calcularse con la Ecuación 11. ( (

)

Ecuación 11

)

Donde p2

presión manométrica final del líquido entrampado, recipiente lleno de líquido, en kPa (psi);

p1

presión manométrica inicial del líquido entrampado, recipiente lleno de líquido, en kPa (psi);

T2

temperatura final del líquido entrampado, recipiente lleno de líquido, expresada en ° C (° F);

T1

temperatura inicial de, equipamiento completo líquido bloqueado-en, expresada en ° C (° F);

αV

coeficiente de dilatación cúbica del líquido, expresada en 1/°C (1/°F);

α1

coeficiente de expansión lineal de la pared del metal, expresado en 1/°C (1/°F);

χ

coeficiente de compresibilidad isotérmica del líquido, expresado en 1/kPa (1/psi);

d

diámetro de la tubería interna, expresada en metros (pulgadas);

E

módulo de elasticidad de la pared metálica a T2, expresado en kPa (psi);

δW

espesor de la pared del metal, expresado en metros (pulgadas);

μ

coeficiente de Poisson, por lo general 0.3;

qll

tasa de fuga de líquido a través del asiento de la válvula de bloque (por lo general se toma como 0), expresada en m3/s (in3/s);

t

tiempo transcurrido en fugas, expresado en segundos;

V

volumen del tubo, expresado en metros cúbicos (pulgadas cúbicas).

La Tabla 5 muestra data seleccionada de valores α1 y E para ciertos metales.

Tabla 5. Valores del coeficiente de expansión lineal, α1 y módulo de elasticidad, E. Metal

α1

E

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1/°C (1/°F)

kPa (psi)

Acero al carbono (1020)

1.21 × 10-5 (6.7 × 10-6)

207 × 106 (30 × 106)

Acero inoxidable 304

1.73 × 10-5 (9.6 × 10-6)

193 × 106 (28 × 106)

Acero inoxidable 316

1.60 × 10-5 (8.9 × 10-6)

193 × 106 (28 × 106)

Aleación 600

1.1 × 10-5 a 1.66 × 10-5

172 × 106 a 221 × 106

(6.1 × 10-6 a 9.2 × 10-6)

(25 × 106 a 32 × 106)

1.01 × 10-5 a 1.42 × 10-5

169 × 106 a 213 × 106

(5.6 × 10-6 a 7.9 × 10-6)

(24.5 × 106 a 30.9 × 106)

Aleación de níquel-cobre

Cuando los datos no están disponibles, las Ecuaciones 12 y 13 se puede utilizar para estimar, respectivamente, el coeficiente isotérmico de compresibilidad, χ (ver Manual de Química de Lange, 12ª edición, páginas 10 a 122) y el coeficiente de dilatación cúbica, αV (ver Manual de Perry, 5 ª edición, páginas 3-227): Ecuación 12 Donde αV

coeficiente de expansión cúbica, expresado en 1 / ° C (1 ° F);

ρ1

densidad del líquido a la primera temperatura, expresado en kg/m3 (lb/ft3);

ρ2

densidad del líquido a la segunda temperatura, expresado en kg/m3 (lb/ft3);

T1

primera temperatura, expresada en ° C (° F);

T2

segunda temperatura, expresada en ° C (° F). Ecuación 13

Donde χ

coeficiente de compresibilidad isotérmica, expresada en 1 / kPa (1 / psi);

v1

volumen específico del líquido a la primera presión, expresado en m3/kg (ft3/lb);

v2

volumen específico del líquido a la segunda presión, expresado en m3/kg (ft3/lb);

p1

primera presión absoluta, expresada en kPa (psi);

P2

segunda presión absoluta, expresada en kPa (psi).

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No se debe tomar ningún crédito por flujo inverso a través de una válvula de retención (es decir, asumir la válvula de retención detiene el flujo) o una válvula de bloqueo cerrada. Las alternativas son perforar un pequeño agujero [por ejemplo, 6 mm (1/4 pulg)] a la entrada de la válvula de bloqueo, instalar un pequeño puente (bypass) alrededor de la válvula de bloqueo con los controles administrativos adecuados, o instalar una válvula de 3 vías para asegurarse de que el sistema de tuberías no pueda ser completamente bloqueado. Si estos criterios no pueden ser satisfechos por un sistema de tuberías, a continuación, los siguientes factores deben ser evaluados para el fluido y el sistema de tuberías, al determinar si una válvula de alivio térmico garantiza la protección del sistema: a) la longitud y el tamaño del sistema de tuberías: La cantidad de líquido que puede ser liberada depende de la longitud y el tamaño del sistema de tuberías. b) carácter peligroso e inflamable del fluido: Para un fluido peligroso o altamente inflamable, incluso una pequeña cantidad de fuga podría no ser permitida. c) la ubicación de las tuberías: La fuga en un área confinada pueden ser especialmente peligrosos en función de las propiedades de los fluidos. d) presión de vapor del líquido a la temperatura climatizada: Fluidos por encima de su punto de ebullición atmosférico continúan liberándose en forma de vapor a través de una fuga hasta que la temperatura del fluido disminuye hasta el punto de ebullición. e) la adecuación de los procedimientos y controles administrativos para evitar el bloqueo. Entonces, un recipiente bajo presión puede tener una válvula de bloqueo de paso completo (sin restricciones) entre éste y su dispositivo de relevo de presión, exclusivamente por razones de inspección y reparación. Cuando dicha válvula de bloqueo está instalada, debe tener un arreglo tal que pueda ser asegurada o sellada en posición abierta y no ser cerrada por otra persona que no sea la autorizada para hacerlo. Dicha persona debe permanecer en ese sitio durante el periodo que el recipiente esté en operación en tanto que la válvula permanezca cerrada, y antes de dejar el lugar, debe volver a asegurar, con candados o sellos de plomo, que la válvula de bloqueo se encuentre en posición abierta. 3.7

Acumulación de incondensables.

Los incondensables no suelen acumularse en condiciones normales de operación, dado que son liberados en corrientes de proceso. Sin embargo, con una configuración específica de tuberías, los incondensables se pueden acumular al punto de que el condensador de tope se bloquea. El efecto es igual a pérdida total de enfriamiento. 3.8

3.8.1

Fallas de válvulas: abiertas o cerradas. General

Los dispositivos de control automático, accionados directamente desde el proceso o indirectamente mediante desde una variable de proceso (por ejemplo, presión, caudal, nivel de líquido, o temperatura) se utilizan en las entradas y salidas de recipientes o sistemas. Cuando la señal de transmisión o medio de servicio a un elemento Página 29 Ι 92


final de control (por ejemplo, un operador de la válvula) falla, los dispositivos de control deben asumir ya sea una posición completamente abierta o completamente cerrada de acuerdo con su diseño básico. Se debe asumir que los elementos de control final que fallan en una posición estacionaria, fallan completamente abiertos o completamente cerrados. Para determinar el efecto en el elemento final de control, debe ser analizada la falla de un elemento de medición en el proceso en un transmisor o controlador sin falla coincidente de la energía operativa hacia el elemento final de control. El funcionamiento de la válvula de derivación manual (bypass) se discute en 3.8.3. La posibilidad de falla mientras la apertura total o parcial de la válvula de derivación manual merece ser considerada; sin embargo, este factor no pretende cubrir la condición de una válvula de control sub-dimensionada. En la evaluación de las consideraciones de relevo, el diseñador debe asumir el dimensionamiento correcto de la válvula de control y la unidad operación en o cerca de los valores de diseño a menos que conozca una condición específica en la que se indique lo contrario. El diseñador debe estar alerta ante la puesta en marcha temporal o algunas condiciones anormales cuando los operadores unitarios están utilizando la válvula de derivación de la válvula de control. Como se trata de condiciones irregulares y fuera de control, la probabilidad de que surjan necesidades de alivio es generalmente mayor que cuando la unidad está funcionando normalmente bajo control con todas las derivaciones cerradas. 3.8.2

Crédito de capacidad.

Al evaluar las necesidades de alivio debido a cualquier causa, las válvulas de control automático que no están bajo consideración como causa de un requerimiento para aliviar y que tendieran a aliviar el sistema, deben ser asumidas en la posición mínima normal de operación. En otras palabras, no debe asumirse ningún crédito sobre alguna respuesta favorable de algún instrumento. La posición mínima normal de la válvula es la posición esperada antes del incidente, esto es, la posición de la válvula a flujo mínimo de diseño (rango de operación normal de la unidad). Por esto, a menos que la condición de flujo a través de las válvulas de control cambie (ver 3.8.6), el crédito se puede dar por el caudal mínimo normal de estas válvulas, corregido para la condición de alivio, siempre que aguas abajo del sistema se pueda manejar cualquier aumento del flujo. Aunque los controladores accionados por variables distintas de la presión del sistema pueden tratar de abrir sus válvulas totalmente, el crédito se puede dar por dichas válvulas de control sólo en la medida permitida por su posición de funcionamiento a caudal mínimo normal independientemente de la condición inicial de la válvula. 3.8.3

Dispositivos de control de admisión y válvulas de derivación

Pueden haber líneas de entrada individuales o múltiples equipadas con dispositivos de control. El escenario a considerar es que una entrada válvula está en una posición completamente abierta, independientemente de la posición de fallo de la válvula. La apertura de la válvula de control puede ser causada por la falla de instrumentos o error de operación. Si el sistema tiene múltiples entradas, la posición de cualquier dispositivo de control en esas líneas restantes se asume que se mantiene en su posición de funcionamiento normal. Por lo tanto, la tasa de aliviar requerida es la diferencia entre el flujo de entrada máximo esperado y el flujo de salida normal, ajustados para condiciones de alivio y teniendo en cuenta el rango normal de operación del sistema, suponiendo que las otras válvulas en el sistema siguen operando todavía en su posición en flujo normal (es decir, normalmente Página 30 Ι 92


abierto, normalmente cerrado, o de estrangulamiento). Si una o más de las válvulas de salida se cierran, o más válvulas de entrada se abren por el mismo fallo que provocó la apertura de la primera válvula, la tasa de aliviar requerida es la diferencia entre el flujo de entrada máximo esperado y el flujo normal de las válvulas de salida que permanecen abiertas. Todos los flujos deben calcularse para el momento del relevo. Una consideración importante es el efecto de tener una derivación (bypass) manual en la válvula (s) de control de entrada al menos parcialmente abierta. Si, durante operación, se abre la válvula de derivación para proporcionar un flujo adicional, entonces este flujo total (válvula de control abierta y válvula de derivación posición normal) será considerado en el escenario de alivio. Si se utiliza la derivación sólo durante mantenimiento para permitir que la válvula de control para ser bloqueada y eliminada del servicio, entonces el flujo máximo de deben tenerse en cuenta, ya sea la válvula de control o la válvula de derivación. La potencial apertura inadvertida de la válvula de derivación mientras que la válvula de control está funcionando, también debe ser considerada a menos de que sean aplicados controles administrativos. Si la presión resultante de la apertura de la derivación válvula puede superar la presión hidrostática corregida, la confianza en los controles administrativos como el único medio para evitar sobrepresiones podría no ser apropiada. Se advierte al usuario de que algunos sistemas pueden tener riesgo inaceptable debido a la insuficiencia de los controles administrativos y las consecuencias resultantes debido a la pérdida de contención. En estos casos, la limitación de la sobrepresión a la sobrepresión normalmente aceptable puede ser más apropiada. Tómese en cuenta que todo el sistema, incluyendo todos los dispositivos auxiliares (por ejemplo, las juntas con articulaciones, instrumentación), debe ser considerado para la sobrepresión durante el fracaso de los controles administrativos. Otras situaciones pueden surgir cuando los problemas involucrados en la evaluación de las necesidades de relevo tras la falla de dispositivo de control de entrada son más complejas y de especial preocupación (por ejemplo, un recipiente a presión que funciona a una alta presión donde los fondos líquidos cuentan con control de nivel y se descargan a un sistema de baja presión). Por lo general, cuando el líquido es descargado de un recipiente de alta presión a un sistema de baja presión, el efecto de evaporación instantánea es el único motivo de preocupación en el caso de que el sistema de baja presión tenga una salida cerrada. Sin embargo, el diseñador debe considerar también que los vapores fluyen hacia el sistema de baja presión si la pérdida de nivel de líquido se produce en el recipiente a mayor presión. En este caso, si el volumen de la fuente de vapores entrantes es grande en comparación con el volumen del sistema de baja presión o si la fuente de vapor es ilimitada, puede desarrollarse sobrepresión grave rápidamente. Cuando esto ocurre, puede ser necesario dimensionar dispositivos de relevo en el sistema de baja presión para manejar el flujo total de vapor a través de la válvula de control de líquido. En circunstancias en las que los sistemas de proceso implican diferencias significativas en el nivel de presión y en las que el volumen de vapor contenido por el equipo de alta presión es menor que el volumen del sistema de baja presión, la presión adicional puede, en algunos casos, ser absorbida sin sobrepresión. En el caso de pérdida de nivel de líquido, el flujo de vapor en el sistema de baja presión depende de lo que pasa el sistema de interconexión, que por lo general consiste en válvulas abiertas y tuberías de interconexión, con una presión diferencial en base a la presión normal de funcionamiento aguas arriba y el alivio de la presión en el equipo corriente abajo. Esta caída de presión en las condiciones iniciales frecuentemente resulta en flujo crítico Página 31 Ι 92


(estrangulamiento a través de una válvula de control) y puede causar que el flujo pase a ser mucho mayor que la tasa normal del flujo de entrada de vapor al sistema de alta presión. A menos que la reposición iguale a la salida, esta condición es de corta duración hasta que el depósito de aguas arriba está agotado. No obstante, las instalaciones de relevo que protegen el sistema de baja presión deben ser dimensionadas para manejar el flujo máximo. Si el lado de baja presión tiene un volumen de vapor grande, puede resultar útil para tomar crédito por lo siguiente: La transferencia de vapores del sistema de alta presión necesaria para elevar la presión en el lado aguas abajo desde la presión de operación a la presión de alivio (normalmente el 110% de la presión de diseño o presión máxima de operación permitida) reduce la presión aguas arriba. Esta disminución produce una reducción correspondiente en el flujo que establece el requisito de alivio. Cuando dicho crédito es adoptado, se hará una provisión para la reposición normal de vapor al sistema de alta presión que tiende a mantener la presión aguas arriba. 3.8.4

Dispositivos de control de salida

Cada válvula de control de salida debe ser considerada tanto en las posiciones totalmente abierta y totalmente cerrada para la efectos de la determinación de alivio de la carga. Esto es independientemente de la posición de fallo de válvula de control, dado que la falla puede ser causada por la falla de instrumentos del sistema o un funcionamiento incorrecto. Si una o más de las válvulas de entrada se abren por la misma falla que causó el cierre de la válvula de salida, puede ser necesaria la inclusión de dispositivos de alivio de presión para evitar sobrepresiones. La tasa a aliviar requerida es la diferencia entre la máxima entrada y caudales máximos de salida. Todos los flujos deben calcularse momento del relevo. Además, se debe considerar los efectos del cierre inadvertido de dispositivos de control por acción del operador. Para aplicaciones que involucran salidas individuales con dispositivos de control que fallan en la posición cerrada, los dispositivos de alivio de presión pueden ser necesarios para evitar sobrepresiones. La tasa de aliviar requerida es igual a la máxima esperada flujo de entrada en condiciones de alivio. Para aplicaciones que involucran más de una salida y un dispositivo de control que falla en la posición cerrada en una salida individual, la tasa a aliviar requerida es la diferencia entre el flujo máximo esperado de entrada y el caudal de diseño (ajustado para aliviar las condiciones y teniendo en cuenta el rango de operación de la unidad) a través de las salidas restantes, suponiendo que las otras válvulas en el sistema permanecen en su posición normal de funcionamiento. Para aplicaciones que necesitan más de una salida, cada una con dispositivos de control que fallan en la posición cerrada por la misma falla, la tasa de alivio requerida es igual al flujo de entrada máximo esperado en el momento del alivio. 3.8.5

Válvulas de falla estacionaria.

A pesar de que algunos dispositivos de control están diseñados para permanecer estacionarios en la última posición controlada, no se puede predecir la posición de la válvula en el momento del fallo. Por lo tanto, el diseñador debe considerar siempre que tales dispositivos podrían estar abiertos o cerrados: no hay reducción en la tasa de alivio requerida cuando se analizan estos dispositivos. Página 32 Ι 92


3.8.6

Consideraciones de capacidad especiales.

Aunque los dispositivos de control, tales como válvulas de control de diafragma, se especifican y dimensionan para condiciones de diseño normales de operación, también se espera operar durante condiciones anormales, incluyendo períodos en los que los dispositivos de relevo están aliviando. El diseño de la válvula y la capacidad del operador de la válvula deben ser seleccionados para posicionar la conexión de la válvula correctamente, de acuerdo con las señales de control durante condiciones anormales. Debido a las capacidades de control de válvulas en condiciones de alivio de presión no son las mismas que en condiciones normales, las capacidades de control de válvulas deben ser calculadas para las condiciones de relevo de temperatura y presión en la determinación de la tasa de alivio requerida. En casos extremos, el estado del fluido controlado puede cambiar (por ejemplo, de líquido a gas o de gas a líquido). La capacidad de una válvula de control completamente abierta seleccionada para manejar un líquido puede, por ejemplo, diferir en gran medida cuando se maneja un gas. Esto se convierte en un asunto de particular interés donde se puede producir la pérdida de nivel de líquido, haciendo que la válvula haga pasar gas a alta presión a un sistema dimensionado para manejar sólo el vapor que se evaporaba instantáneamente de la entrada normal de líquido. 3.8.7

Consideraciones de diseño de tuberías para la irrupción de gas.

La irrupción de gas a través de una válvula de control puede dar lugar a altas velocidades de flujo de líquido. Las cargas transitorias resultantes en la tubería deben ser tomadas en cuenta, incluyendo el diseño mecánico y los soportes de tuberías. NOTA Localizar el dispositivo de alivio más cercano a la válvula de control aguas arriba puede reducir la cantidad de soporte de la tubería requerida y también puede reducir el tamaño del dispositivo de alivio. 3.9

3.9.1

Entrada de material volátil al sistema. Agua en aceite caliente.

Aunque el ingreso de agua en aceite caliente sigue siendo una fuente potencial de sobrepresión, no se conoce ningún método confiable para el cálculo de requerimientos de alivio. En un sentido limitado, si la cantidad de agua presente y el calor disponible en la corriente de proceso se conoce, el tamaño del dispositivo de alivio de presión se puede calcular como el de una válvula de vapor. Desafortunadamente, la cantidad de agua casi nunca se conoce, incluso dentro de amplios límites. Además, dado que la expansión en el volumen de líquido a vapor es tan grande (aproximadamente 1: 1 400 en atmosférica presión) y la velocidad de generación de vapor es esencialmente instantánea, es cuestionable si el dispositivo de relevo podía abrir lo suficientemente rápido como para ser valedero. Normalmente, no se proporciona un dispositivo de alivio de presión para esta contingencia. El diseño y operación del sistema de proceso adecuado son esenciales en los intentos para eliminar esta posibilidad. Las siguientes son algunas precauciones que se pueden tomar: a) diseñar el lado del agua para estar a una presión de funcionamiento más baja que el lado del aceite caliente; Página 33 Ι 92


b) mantener la circulación mínima de aceite caliente a través de equipos de respaldo con el fin de minimizar la colección de agua; c) evitar las bolsas de agua; d) instalación de trampas adecuadas para condensado de vapor; e) instalación de un sistema de calentamiento para eliminar la condensación; f) instalación de doble bloqueo y válvulas de purga en las conexiones de agua a las líneas calientes de proceso; g) instalación de dispositivos de bloqueo para disparar fuentes de calor en el evento de materia prima contaminada con agua. 3.9.2

Hidrocarburos ligeros en aceite caliente.

La información en el punto 3.9.1 se aplica a este caso a pesar de que la relación de líquido volumen a volumen de vapor puede ser considerablemente menor que 1: 1 400. Reacción química.

3.10

La metodología para determinar el tamaño apropiado de un sistema de venteo de emergencia para reacciones químicas ha sido establecida por DIERS (Instituto de Diseño para Sistemas de Alivio de Emergencia), la cual se basa en: a) la definición de las bases de diseño en condiciones irregulares para el sistema de reacción; b) la caracterización de los sistemas a través de pruebas a escala de laboratorio que simulan las base de diseño en condiciones irregulares; c) la utilización de la fórmula para dimensionamiento de venteos que cuentan para flujo líquido/vapor. Las bases de diseño para condiciones irregulares son específicas del proceso, pero generalmente incluyen uno o más de los siguientes:    

fuego exterior; pérdida de mezcla; pérdida de refrigeración; falla de carga de reactivos.

Las velocidades de reacción son raramente conocidas; por lo tanto, las pruebas a escala de laboratorio que simulan las bases de diseño para la condición irregular generalmente son requeridas. Hay un número de aparatos de ensayo disponibles para este propósito. Con la información obtenida de las pruebas a escala de laboratorio, el sistema puede caracterizarse por uno de los siguientes términos: 

templado: sistemas de templado son aquellos en los que la reacción no deseada genera productos condensables y la tasa de aumento de la temperatura se ve atenuada por el líquido hirviendo a presión Página 34 Ι 92






del sistema. Típicamente, los sistemas de templado son reacciones en fase líquida en las que un reactivo (o disolvente) es la mayor parte de los contenidos del reactor. gaseoso: sistemas gaseosos son aquellos en los que la reacción no deseada produce productos no condensables y la tasa de aumento de la temperatura no se ve atenuada por líquido hirviendo. Los sistemas gaseosos pueden ser tanto descomposiciones en fase líquida como reacciones en fase vapor. híbrido: sistemas híbridos son aquellos en los que la tasa de aumento de la temperatura debido a una reacción no deseada puede ser atenuado por líquido que ebulle a presión del sistema, sino que también puede dar lugar a la generación de gas no condensable.

Después de la caracterización del sistema, la fórmula de dimensionamiento para venteo adecuada puede ser seleccionada. Sin embargo, el lector debe ser advertido de que esta es un área con tecnología rápidamente cambiante y la tecnología más actual se debe utilizar, si está disponible. Si las simulaciones a escala de laboratorio indican el potencial de una explosión, las consideraciones en 5.12 en API 520:2007 (Explosión Interna) deben aplicarse. También puede ser prudente considerar alojar el reactor en una bahía especialmente construida para manejar reacciones potencialmente explosivas o para aumentar las condiciones de diseño de los equipos para contener la temperatura máxima esperada y la presión. Siempre que sea posible, un dispositivo de descompresión debe utilizarse para controlar la sobrepresión. Cuando esto no es factible, otra estrategias de diseño se pueden emplear para controlar equipos más desestresante. Estas estrategias pueden incluir el uso de la seguridad sistemas tales como sistemas automáticos de apagado, la inyección de inhibidores, saciar, de-inventario, energía alternativa suministros y despresurización. Cuando se toma este enfoque, la fiabilidad del sistema de protección (s) se debe abordarse en un análisis de riesgos formal. También deben ser evaluadas otras formas de reacciones que generan calor (dilución de ácidos fuertes). 3.11

Apertura de válvulas manuales.

Lo siguiente se aplica cuando una válvula manual se abre inadvertidamente, provocando la acumulación de presión en un recipiente. El recipiente debe tener un dispositivo de alivio de presión lo suficientemente grande para aliviar una carga igual al flujo que pasa a través de la válvula abierta; se da menos crédito para salidas del recipiente alternativas que se pueda esperar razonablemente su funcionamiento. Debe ser considerado que el flujo que pasa por la válvula manual es aquel igual a la posición completamente abierta, con la presión en recipiente a condiciones de alivio. Los contenidos equivalentes volumétrico o de calor pueden ser utilizados si la válvula manual de un líquido que admite evaporaciones instantáneas o un fluido que causa la vaporización del contenido del recipiente. Es necesario considerar sólo una válvula manual inadvertidamente abierta a la vez. 3.12

Falla de equipo de transferencia de calor.

3.12.1 Generalidades Los intercambiadores de calor y recipientes similares, deberán ser protegidos con un dispositivo de alivio de la capacidad suficiente para evitar sobrepresión en caso de una falla interna. Esta afirmación define un amplio problema, pero también presenta los siguientes problemas específicos: Página 35 Ι 92


a) el tipo y el alcance de falla interna que se puede anticipar; b) determinación de la tasa de alivio requerida si la sobrepresión del lado de baja presión del intercambiador y / o equipo conectado se produce como resultado de la falla postulada; c) la selección de un dispositivo de alivio de que reaccione lo suficientemente rápido como para evitar la sobrepresión; d) la selección de la ubicación adecuada para el dispositivo de modo que detecte la sobrepresión en el tiempo adecuado para reaccionar. La provisión de protección contra sobrepresión para el intercambiador de calor y tuberías asociadas no elimina la necesidad de un análisis de riesgos de proceso para considerar las implicaciones de procesos de una fuga interna de cualquiera de las corrientes. Estas guías para casos de ruptura de tubos se establecen sin considerar una reacción química en el caso de que el fluido a alta presión se mezcle con el fluido a baja presión. Si el intercambiador de calor contiene productos químicos reactivos, entonces se lleva a cabo una cuidadosa evaluación para asegurar que la situación reactiva no resulte en la excedencia de presión de prueba hidráulica corregida establecida para el lado de baja presión. La ruptura total de tubos, en la cual una gran cantidad de fluido de alta presión pasa hacia el lado de baja presión, es remota pero posible. Para el cálculo de la contingencia, puede considerarse la presión máxima posible en el sistema del lado de alta presión como la presión a la cual sucede la ruptura de tubos, si existe una diferencia substancial respecto a la presión normal de operación en ese lado. El análisis de ruptura de tubos pudiese incluir uno más detallado, donde se considere: a) vibración del tubo, b) material del tubo, c) espesor de pared del tubo, d) erosión del tubo, e) potencial de fractura por fragilidad, f) fatiga, g) corrosión o degradación de tubos y haz de tubos, h) programa de inspección de tubos, i) tubo para deflector rozaduras. 3.12.2 Determinación del flujo a aliviar. En la práctica, una falla interna puede variar desde un hoyo de aguja hasta la completa ruptura del tubo. Para determinar el flujo de relevo desde el enfoque de estado estacionario, se deben usar los siguientes fundamentos: Página 36 Ι 92


a) La falla en tubos es una apertura afilada en uno de los tubos. b) Se supone que la falla en tubos se produce en el lado posterior del haz de tubos. c) Se supone que el fluido a alta presión fluye tanto a través del trozo de tubo que queda en el haz de tubos y a través la otra sección más larga de tubo. Una suposición simplificadora de dos orificios también puede ser usado en lugar del método anterior, ya que esto produce una mayor velocidad de flujo alivio que el enfoque anterior de un tubo largo abierto y un tubo saliente. El enfoque dinámico requiere un análisis detallado para determinar si es adecuado considerar una base de diseño más pequeña que la ruptura total del paso de un tubo. En la determinación de la tasa de alivio, debe ser tenido en consideración cualquier líquido que vaporice como resultado de la reducción de presión o, en el caso de los líquidos volátiles que se calienten, a causa de los efectos combinados de la reducción de presión y vaporización, dado que el fluido se pone en contacto íntimamente por el material más caliente en el lado de baja presión. Para los líquidos que no vaporizan cuando pasan a través de la apertura, la velocidad de descarga a través de la falla debe ser calculada usando ecuaciones de fluido incompresible. Si el caso es vapor que fluye a través de la apertura de ruptura del tubo, aplicar las teorías de flujo compresible. Las ecuaciones de estado estable típicas para la evaluación de la tasa de flujo a través de un orificio o un extremo abierto del tubo, para gas o servicio de líquido sin vaporizar, se presentan en el Documento Técnico de Crane N º 410 u otras referencias flujo de fluido. Se pueden tomar dos enfoques para determinar el tamaño requerido del dispositivo de alivio: (a) en estado estacionario y (b) análisis dinámico. Si se utiliza un método de estado estacionario, el tamaño del dispositivo de relevo debe basarse en el gas y / o flujo de líquido que pasa a través de la ruptura. Se puede dar crédito de capacidad por la tubería del lado de baja presión con las directrices de 3.12.4. Un modelo dinámico unidimensional se puede utilizar cuando el enfoque es simular el perfil de presión y transitorios de presión desarrollados en el intercambiador desde el momento de la ruptura. Estos métodos generalmente incluyen el modelo dinámico del escenario de alivio para ruptura de tubos y el tiempo de respuesta del dispositivo de alivio, la exactitud con la cual es crítico el cálculo de las presiones específicas generadas. Se requiere de una válvula de relevo cuando la máxima presión de operación en uno de los extremos del tubo sea por lo menos 1,5 veces mayor que la presión de diseño en el extremo opuesto. El flujo a desfogar se debe calcular con las ecuaciones 14 y 15. Para líquido: ( )

Ecuación 14

Para gas y vapor: Ecuación 15 Nota: Obtener Q en gpm y W en lb/h Página 37 Ι 92


Donde Q

Flujo volumétrico, gpm.

d

Diámetro interno del tubo, pulgada.

ΔP

Diferencia de presiones, lb/pulg2 (máxima presión de operación del lado de alta presión menos presión de diseño del lado de baja presión)

S

Densidad relativa del líquido

W

Flujo másico, lb/h

P

Máxima presión manométrica de operación del lado de alta presión, lb/pulg

ρV

Densidad del gas o vapor, lb/pies3.

EJERCICIOS 1. Reconocer contingencias posibles en las Figuras 9 y 10. Explicar los flujos a aliviar que resultan del análisis.

Figura 9. Configuración común de separadores trifásicos. (http://www.enggcyclopedia.com/2011/04/typical-pid-arrangement-3-phase-separator-vessels/)

Página 38 Ι 92


Figura 10. Arreglo típico de columna de destilación. (http://www.informit.com/articles/article.aspx?p=1915161&seqNum=3)

2. Se tiene un separador trifásico al cual ingresa la siguiente corriente: Crudo 5000 BPD (°API=69, µ=2.83 cP), RGA = 3 (PM= 78, k=1.4), Relación agua/crudo = 0.25. Presión 11.7 kgf/cm2 man y Temperatura 78 °C. Se presume que en caso fuego, la mezcla llegará a 295°C de temperatura y el separador tiene una presión de diseño de 35 kgf/cm2 man. Calcular el flujo de alivio para:  Caso fuego.  Descarga bloqueada de líquido.  Descarga bloqueada de gas.

4

DIMENSIONAMIENTO DE VÁLVULAS DE SEGURIDAD Y DISCOS DE RUPTURA (SEGÚN API 520 PARTE I).

Para la selección de una válvula de relevo de presión y determinar su dimensión se deben cumplir los siguientes criterios. a) Contrapresión De acuerdo al Apéndice D de la NOM-093-SCFI-1994, la máxima contrapresión para los diferentes tipos de válvulas de relevo son: a1) Convencionales: No deben exceder 10 por ciento de la presión de ajuste. Página 39 Ι 92


a2) Balanceadas: No deben exceder 50 por ciento de la presión de ajuste. a3) Operadas por piloto: La apertura no se ve afectada por la contrapresión.

b) Presión de ajuste La presión de ajuste de los dispositivos de relevo alivio de presión, debe estar de acuerdo con los requisitos para la operación segura del equipo, tomando en cuenta que en ningún caso, debe ser mayor a la “Presión Máxima de Trabajo Permitida” del equipo y sistema. El punto de ajuste o valor de la presión de calibración de los dispositivos de relevo o alivio de presión de recipientes a presión de acuerdo con la NOM-020-STPS-2002, debe ser mayor que la presión de operación y menor o igual que la presión de diseño del equipo. Cuando una sola válvula proteja a dos o más equipos, la presión de ajuste debe ser igual a la menor presión de diseño de dichos equipos y que la del sistema de tuberías que los interconecte. Cuando se protejan tuberías, el valor de la presión de ajuste se debe determinar considerando la máxima presión de trabajo permisible de la tubería, y la menor presión de diseño de los equipos con los que está interconectada. Cuando el área de descarga requerida no se pueda obtener comercialmente en una sola válvula, se debe utilizar un sistema de válvulas múltiples y determinar las presiones de ajuste de acuerdo a lo siguiente (B13.1.1 del Apéndice B de la NOM-093-SCFI-1994). Cuando la capacidad requerida es abarcada por más de un dispositivo de relevo de presión, sólo se necesita ajustar un dispositivo a una presión igual o menor de la máxima presión de trabajo permisible, y los dispositivos adicionales pueden ser ajustados para operar a presiones mayores, pero en ningún caso a una presión del 5% por encima de la máxima presión de trabajo permisible. Los dispositivos de presión permitidos para instalación múltiple, como protección en contra de la presión excesiva causada por estar expuesto a incendio (fuego directo) o alguna otra fuente de calor, deben estar ajustados para operar a una presión no mayor del 10% por encima de la máxima presión de trabajo permisible del recipiente. Si el dispositivo es utilizado para cumplir tanto los requerimientos de protección por peligro adicional como aquellos señalados en NOM-093-SCFI-1994, punto 8.2.4 (válvulas de relevo de presión para usos distintos de una caldera generadora de vapor), éste debe ser ajustado para no operar por encima de la máxima presión de trabajo permisible. c) Sobrepresión Los valores de sobrepresión a utilizar de acuerdo a la NOM-093-SCFI-1994 son: c1) Fuego: 21 por ciento c2) Equipos con válvula individual: 10 por ciento c3) Equipos con válvulas múltiples: 16 por ciento o 27.5 kPa, lo que resulte mayor

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Para el caso de fuego y protección con válvulas múltiples, el límite de presión de ajuste y sobrepresión debe estar de acuerdo a la Tabla 6 (Tabla 1 en API 520:2008, sección 5.4).

Tabla 6. Presión de Ajuste y Límites de Sobrepresión para Válvulas de Relevo de Presión. Instalaciones de válvula individual

Instalaciones de múltiples válvulas

Presión de Ajuste Máxima (porcentaje)

Sobrepresión Máxima (porcentaje)

Presión de Ajuste Máxima (porcentaje)

Sobrepresión Máxima (porcentaje)

100

110

100

116

-

-

105

116

100

121

100

121

Válvula(s) adicional(es)

-

-

105

121

Válvula suplementaria

-

-

110

121

Contingencia

Casos de operación Primera válvula Válvula(s) adicional(es) Caso Fuego Primera válvula

*Todos los valores en la tabla son porcentajes de la máxima presión de operación permitida. d) Temperatura de relevo La temperatura de relevo para el caso de expansión térmica, debe ser igual a la máxima temperatura para la operación normal del líquido. Cuando se presenta una ruptura de tubos, se debe considerar el efecto que cause la mezcla de las corrientes fría y caliente para determinarla. Para descarga bloqueada se debe considerar la máxima temperatura en operación normal del equipo/línea. En el caso de fuego, cuando haya un líquido presente, se debe considerar la temperatura de saturación del mismo a la presión de relevo; cuando sólo haya gas, debe ser la temperatura que alcanza cuando se eleva su presión hasta la presión de relevo. Para otros tipos de fallas se debe determinar analizando los equipos involucrados y sus condiciones de operación (presión y temperatura máxima). e) Presión de relevo La presión de relevo se calcula a partir de la Ecuación 16. (

)

Ecuación 16

Donde P1

Presión absoluta de relevo, kPa (lb/pulg2) Página 41 Ι 92


PS

Presión manométrica de ajuste de la válvula de relevo de presión, kPa (lb/pulg2)

Sp

Sobrepresión, por ciento

Patm

Presión atmosférica, 101.3 kPa (14.7 lb/pulg2)

Aplicar la sobrepresión indicada en la Tabla 7, cumpliendo con lo indicado en el punto 5.b f) Flujo a relevar. Referirse a la sección 4 de este manual, la cual desglosa minuciosamente las contingencias a considerar y los flujos que pueden considerarse para el alivio. Líquidos. Cuando se requiera la certificación (ASME–proceso licitatorio) de la capacidad, el área se debe calcular de acuerdo a la Sección 5.8 Parte I del API Std 520:2008, o equivalente, para líquidos no viscosos la Ecuación 17 funciona perfectamente.

√

Ecuación 17

Notas: 1. Kc = 1 cuando no se instala disco de ruptura en combinación con la válvula; Kc = 0,90 para instalación combinada de válvula y disco de ruptura. 2. Kd se debe obtener de información del fabricante, para cálculo preliminar Kd = 0,65 para líquidos y Kd = 0,975 para vapor o gas. 3. Si la contrapresión es atmosférica Kw = 1, para válvulas balanceadas obtener Kw de la Figura 11. 4. Obtener Kv de la Figura 12 o con la Ecuación 18. Donde: A

Área de descarga requerida, mm2.

Q

Flujo volumétrico, l/min.

Kd

Coeficiente de descarga, adimensional.

Kw

Factor de corrección debido a la contrapresión para líquidos, adimensional.

Kc

Factor de corrección por instalación combinada de válvula de relevo y disco de ruptura, adimensional.

Kv

Factor de corrección debido a la viscosidad, adimensional.

S

Densidad relativa del líquido, adimensional.

p1

Presión manométrica de relevo, kPag. Página 42 Ι 92


p2

Contrapresión manométrica, kPag.

(

)

Ecuación 18

Donde: Kv

Factor de corrección debido a la viscosidad

Re

Número de Reynolds

Para líquidos viscosos: 1. Se debe obtener un área de descarga requerida preliminar (A) con la Ecuación 17. 2. Con (A) se debe seleccionar el área de descarga efectiva (Ae) inmediata superior del API Std 526:2009 Errata 2009 o equivalente. 3. Se debe determinar el número de Reynolds con la Ecuación 19. √

Ecuación 19

4. Se debe obtener nuevamente el valor de Kv de la Figura 12 y aplicarlo a la Ecuación 17 de, para corregir el área de descarga requerida preliminar. 5. Si el área corregida excede al área de descarga efectiva seleccionada, se debe repetir el cálculo usando el área de descarga efectiva (Ae) del orificio inmediato superior. Donde: Re

Número de Reynolds

Q


S

Densidad relativa del líquido

µ

Viscosidad absoluta a la temperatura del fluido, cP

Ae

Área de descarga efectiva, mm².

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Nota: La curva representa los valores recomendados por varios fabricantes. Se puede usar cuando el fabricante se desconoce, de otra forma se debe consultar para el factor de corrección aplicable.

Figura 11. Factor de corrección por por contrapresión Kw para líquidos NRF-

Página 44 Ι 92


Figura 12. Factor de corrección por viscosidad Kv para líquidos Cuando no se requiera la certificación de la capacidad del área, ésta debe estar de acuerdo con el párrafo 9.3.4 de ISO 4126-1:2004 e ISO 4126-1:2004/Cor. 1:2007 complementándose con 5.9 Parte I del API Std 520:2008 o equivalente. La Ecuación 20 muestra el cálculo para esta situación.

√

Ecuación 20

Notas: 1. Ver Notas 1, 2 y 3 de la Ecuación 17. 2. Si la sobrepresión es igual al 25 por ciento Kp=1, para otros valores determinar Kp de la Figura 13. Donde: A


Q


Kd


Kw

Factor de corrección debido a la contrapresión para líquidos, adimensional.

Kc

Factor de corrección por instalación combinada de válvula de relevo y disco de ruptura, adimensional.

Kv

Factor de corrección debido a la viscosidad, adimensional. Página 45 Ι 92


Kp

Factor de corrección por sobrepresión, adimensional.

S

Gravedad específica del líquido, adimensional.

PS

Presión de ajuste, kPag.

p2

Contrapresión manométrica, kPag.

Nota: La curva muestra que hasta el 25 por ciento de la sobrepresión, la capacidad es afectada por el cambio en la elevación del disco/pistón, el cambio en el coeficiente de descarga del orificio y el cambio en sobrepresión. Arriba del 25 por ciento, la capacidad es afectada solamente por el cambio en sobrepresión. Las válvulas operando a bajas contrapresiones tienden a traquetear, por lo tanto, se deben evitar sobrepresiones menores del 10 por ciento.

Figura 13. Factor de corrección por sobrepresión Kp

4.1

Gases o vapores.

Se debe determinar el tipo de flujo (crítico o subcrítico) de acuerdo con 8.2 de ISO 4126-1:2004 e ISO 41261:2004/Cor. 1:2007, complementándose con 5.6.2, Parte I del API Std 520:2008 o equivalente. La Ecuación 21 permite el cálculo de la relación entre presión crítica y presión de alivio.

(

)

Ecuación 21

Página 46 Ι 92


Sí P1 ≤ Pcf, ocurre flujo crítico y sí P1 > Pcf el flujo es subcrítico Nota: Usar Pcf y P1 en kPa absolutos

Donde: Pcf P1 k cp cv

Presión absoluta a flujo crítico, kPa (lb/pulg2). Presión absoluta de relevo, kPa (lb/pulg2). Esta es la presión de ajuste más la sobrepresión más presión atmosférica. cp/cv Capacidad calorífica a presión constante, J/kg K (BTU/lb °F) Capacidad calorífica a volumen constante, J/kg K (BTU/lb °F)

El área para flujo crítico en servicio de gas o vapor de acuerdo con 9.3.3.1 de ISO 4126-1:2004 e ISO 41261:2004/Cor. 1:2007 complementándose con 5.6.3, Parte I del API Std 520:2008, o equivalente, es la reflejada en las Ecuaciones 22, 23 y 24.

√

Ecuación 22

√

Ecuación 23

√

Ecuación 24

Notas: 1. Obtener C de la Figura 14. Cuando el valor de k no se conoce se puede utilizar un valor de C de 315 2. Kb se puede obtener del fabricante o estimarse de la Figura 15. Aplica solo para válvulas balanceadas; para válvulas convencionales u operadas por piloto, Kb = 1 3. Kc = 1 cuando no se instala disco, Kc = 0,90 para instalación combinada de válvula y disco de ruptura 4. Kd se debe obtener de información del fabricante, para cálculo preliminar Kd = 0,65 para líquidos y Kd = 0,975 para vapor o gas.

Donde: A Área de descarga requerida, mm2. W Flujo másico, kg/h. C

Coeficiente de la relación de calores específicos, adimensional.

P1 Presión absoluta de relevo, kPa. Presión de ajuste más la sobrepresión más presión atmosférica. Kd Coeficiente de descarga, adimensional. Página 47 Ι 92


Kb Factor de corrección debido a la contrapresión para gases y vapores, adimensional. Kc Factor de corrección por instalación combinada de válvula de relevo y disco de ruptura, adimensional. T1 Temperatura de relevo, K. Z

Factor de compresibilidad

PM Peso molecular del gas V

Flujo requerido a través del dispositivo Nm3/min a 0°C y 101.325 kPa

Gv Gravedad especifica del gas a condiciones estándar referida al aire a condiciones estándar

0.035

Coeficiente C

0.030

0.025

0.020

√ (

0.015

)

0.010 0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

k (cp/cv)

Figura 14. Curva de evolución del coeficiente C en función de k

Página 48 Ι 92


Figura 15. Factor de corrección por contrapresión Kb para gases y vapor Para flujo subcrítico en servicio de gas o vapor, de acuerdo con 9.3.3.2 de ISO 4126-1:2004 Cor.1:2007 complementándose con 5.6.4 Parte I del API Std 520:2008 o equivalente, se tienen dos casos: 1. Para válvulas de relevo convencionales y operadas por piloto, usar Ecuaciones 25, 26, 27 y 28:

√(

√

Ecuación 25

√

Ecuación 26

√

Ecuación 27

)

[

]

Ecuación 28

Ver Notas 1 y 2 de la Ecuación 17. Página 49 Ι 92


Donde: A


W

Flujo másico, kg/h.

F2

Coeficiente de flujo subcrítico.

Kd


Kc Factor de corrección por instalación combinada de válvula de relevo y disco de ruptura, adimensional. Z

Factor de compresibilidad

T1

Temperatura de relevo, K.

PM

Peso molecular del gas

P1

Presión absoluta de relevo, kPa. Presión de ajuste más la sobrepresión más presión atmosférica.

P2

Contrapresión absoluta de relevo, kPa.

V

Flujo requerido a través del dispositivo Nm3/min a 0°C y 101.325 kPa.

Gv

Gravedad especifica del gas a condiciones estándar referida al aire a condiciones estándar.

k

cp/cv

r

Relación de contrapresión a presión de relevo (P2/ P1).

2. Para válvulas balanceadas, utilizar Ecuaciones 22, 23 y 24.

4.2

Vapor de agua.

Para flujo crítico en servicio de vapor de agua, debe estar de acuerdo con 9.3.1 de ISO 4126-1: 2004 e ISO 41261:2004/Cor. 1:2007 complementándose con 5.7 Parte I del API Std 520:2008 o equivalente, se hace uso de la Ecuación 29. Ecuación 29 Notas: 1. Kb se puede obtener del fabricante o estimarse de la Figura 15. Aplica solo para válvulas balanceadas, para válvulas convencionales u operadas por piloto, Kb = 1 2. Kc = 1 cuando no se instala disco, Kc = 0,90 para instalación combinada de válvula y disco de ruptura

Página 50 Ι 92


3. Coeficiente efectivo de descarga; Kd se debe obtener de información del fabricante, para cálculo preliminar Kd = 0,975 cuando se instala en combinación con o sin disco de ruptura; y Kd = 0,65 cuando no se instala válvula y se dimensiona para un disco de ruptura. 4. KN factor de corrección para la ecuación de Napier. Se puede obtener con base a lo siguiente: a). KN = 1.0 para P1 ≤ 10.339 kPa (1 500 psia), b). KN = [(0,02764 P1 - 1 000) / (0,03324 P1 - 1 064)], para P1 > 10.339 kPa (1 500 psia) y menor o igual a 22.057 kPa (3 200 psia) 5. KSH factor de corrección por sobrecalentamiento, se obtiene de la Tabla 7 (Tabla 9 del API Std 520 Parte 1 o equivalente). Para vapor saturado a cualquier presión KSH 1,0. Para temperaturas mayores a 649°C (1200 °F), use las Ecuaciones 22, 23 y 24, para servicio de gas o vapor a condiciones de flujo crítico.

Donde: A


W

Flujo másico, kg/h.

P1

Presión absoluta de relevo, kPa. Presión de ajuste más la sobrepresión más presión atmosférica.

Kb

Factor de corrección debido a la contrapresión para gases y vapores, adimensional.

Kc Factor de corrección por instalación combinada de válvula de relevo y disco de ruptura, adimensional. Kd


KN

Factor de corrección para la ecuación de Napier

KSH

Factor de corrección por sobrecalentamiento.

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Tabla 7. Factores de Corrección por Sobrecalentamiento, KSH Presión de ajuste

Temperatura °F (°C)

psig (kPag)

Página 52 Ι 92


4.3

Dos fases.

El cálculo se debe realizar de acuerdo con la Sección 5.10 y el Anexo C, Parte I del API Std 520:2008 o equivalente, con base a los escenarios que representan la condición de flujo a dos fases y a los métodos convencionales aplicables al caso particular. 4.4

Discos de ruptura.

En base a las condiciones de operación, análisis de riesgo y filosofía de operación de la instalación, el diseñador debe determinar la aplicación de estos dispositivos de relevo, los cuales se pueden instalar en forma independiente o acoplados a una válvula de relevo de presión para evitar el contacto continuo con un fluido de proceso corrosivo o que pueda solidificar, así como prevenir la fuga de sustancias tóxicas a través de la válvula de relevo. La aplicación, selección del tipo de disco y la determinación del rango de presión de ruptura deben estar de acuerdo a los Capítulos 5 y 6 de ISO 4126-6:2003. Los métodos de cálculo para la determinación de la capacidad de descarga o el área de flujo requerida de los disco de ruptura, para manejo de fluidos compresibles e incompresibles, se debe realizar de acuerdo a lo indicado en el Anexo C de ISO 4126-6:2003. La selección del soporte del disco de ruptura debe ser de acuerdo a los criterios descritos en el capítulo 6 de ISO 4126-2:2003. La información de condiciones de operación y ruptura, así como el servicio, características y dimensiones del disco de ruptura se deben indicar en la hoja de datos correspondiente, conteniendo como mínimo lo indicado en el Anexo 1. Para el llenado ver el Anexo A, Parte I del API Std 520:2008 o equivalente. 4.5

Instalación de dispositivos múltiples.

La instalación de múltiples dispositivos requiere la capacidad combinada de dos o más dispositivos para aliviar sobrepresión. La presión de ajuste del primer dispositivo para abrir no excederá la presión de operación máxima permitida. La presión de ajuste del último dispositivo para abrir no excederá del 105% de la presión de operación máxima permitida. ¿Cuándo se instalan múltiples válvulas? Existen casos en los que el flujo a aliviar es muy grande. Para efectos prácticos, de coste e instalación, se prefiere la procura de dos válvulas más pequeñas que suplan la capacidad de una sola más grande. Estas dos válvulas funcionarían, por supuesto, al 100% las dos en caso de contingencia, es decir, su apertura debe ser simultánea. EJERCICIOS 3. Del ejercicio 2, calcular las válvulas correspondientes a cada caso. Discutir sobre la necesidad de colocar válvulas convencionales, válvulas balanceadas, válvulas piloteadas, discos de ruptura o la combinación.

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5

DESPRESURIZACIÓN.

Los sistemas de despresurización se pueden utilizar para mitigar las consecuencias de una fuga en un recipiente reduciendo la tasa de fuga y / o el inventario dentro del recipiente antes de una falla potencial del recipiente. Más a menudo, los sistemas de despresurización se utilizan reducir el potencial de falla para casos que incluyan sobrecalentamiento (por ejemplo, incendio). Cuando se incrementa la temperatura del metal debido a un incendio o reacciones de proceso exotérmicas o secundarias, la temperatura del metal puede llegar a un nivel en el que la fatiga puede llevar a la fractura. Esto puede ser posible incluso aunque la presión del sistema no supere el máximo acumulación permisible. En este caso, despresurización reduce la presión interna, extendiendo así la vida del recipiente a una temperatura dada. Un objetivo típico es proporcionar beneficios comparables como acciones contraincendios (diseñadas para mantener la integridad durante 2 h en un incendio) o para mantener la integridad del sistema hasta que los criterios de aceptación para la ruptura son alcanzados. Con el fin de ser eficaz, el sistema de despresurización debe despresurizar el recipiente de tal manera que la reducida presión interna mantiene las tensiones por debajo de la tensión de rotura. En general, las cargas de despresurización deben ser maximizadas dentro de la capacidad total del sistema del quemador (es decir, la suma de todas las cargas de despresurización y relevo deben estar cerca o igual a la capacidad del sistema quemador / venteo). 5.1

Casos que requieren despresurización.

La despresurización es utilizada para mitigar las consecuencias de fuga en un recipiente, reduciendo la falla del mismo por altas temperaturas en el material. En general, en casos de fuego y en recipientes llenos de gas, se considera la despresurización un método efectivo para evitar la pérdida total del recipiente. 5.2

Cálculo de flujo de despresurización.

Si un sistema de despresurización está instalado para proteger recipientes y / o tuberías contra el fuego, la necesidad de acciones contraincendios pasivas están determinadas por la capacidad del dispositivo de despresurización, el tipo, el tamaño y la intensidad del fuego, la disponibilidad de agua contraincendios y equipos de lucha contraincendios, el tipo y el diseño del sistema de drenaje. La necesidad de protección pasiva contraincendios también depende del grosor de la pared, el material del recipiente/tubería y los criterios de aceptación vigentes para la instalación específica. Lo siguiente debe ser considerado en el diseño/especifición del sistema de despresurización: ⎯ Tiempo de ruptura (tiempo de escapar, tiempo para las acciones de rescate); ⎯ Presión de ruptura de los recipientes (escalada, fragmentación); ⎯ Presión de ruptura de las tuberías (escalada); ⎯ Liberación total de productos inflamables (escalada); ⎯ Tasa de liberación instantánea (aumento repentino en el tamaño del fuego durante la evacuación o rescate); ⎯ La pérdida de la producción, la reputación y los costos de reconstrucción; Página 54 Ι 92


⎯ Daños en partes internas del equipo (por ejemplo, platos, soportes de embalaje), entrada de empaques o catalizadores dentro del sistema de despresurización, ruptura por fragilidad debido al enfriamiento. Un sistema de despresurización de vapor debe tener una capacidad adecuada para permitir la reducción de la tensión del recipiente a un nivel en el cual la tensión no sea la preocupación inmediata. Para exposición a fuegos abiertos tipo piscina con aporte de calor calculados mediante las ecuaciones 1 o 2, esto generalmente involucra la reducción de la presión del recipiente de condiciones iniciales a un nivel equivalente a 50% de la presión de diseño del recipiente en aproximadamente 15 min. Este criterio es basado en la temperatura de la pared del recipiente versus la tensión de fractura y aplica en general para los recipientes de acero al carbono con una pared espesor de aproximadamente 25,4 mm (1 pulgada) o más. Recipientes con paredes más delgadas requieren generalmente una despresurización más rápida. La tasa de despresurizar requerida depende de la metalurgia del recipiente, el espesor y temperatura inicial de la pared del recipiente y la tasa de entrada de calor. Muchos hidrocarburos ligeros se enfrían a bajas temperaturas tras la reducción de presión. El diseño y condiciones de despresurización deberían considerar esta posibilidad. Se considera común despresurizar a una presión manométrica de 690 kPa (100 psi), cuando el sistema de despresurización es diseñado para reducir las consecuencias de una fuga en el recipiente. 5.3

Cálculo de válvula de despresurización.

Una vez calculado el flujo de gas o vapor a despresurizar, el cálculo de un orificio de restricción es adecuado para regular el paso de fluido hacia el sistema de disposición, sea abierto o cerrado. El cálculo del orificio de restricción puede ser visualizado en el Crane Paper 410, sobre Flujo de Fluidos a través de Válvulas, Accesorios y Tuberías.

6

SISTEMAS DE DISPOSICIÓN

Los principales tipos de sistemas de desfogue se tienen son los que indican a continuación y pueden ser independientes o bien una combinación de estos: a) Sistema abierto: En el cual los gases, líquidos o vapores desfogados a través de dispositivos de relevo de presión son enviados a la atmósfera o colector de líquidos como son las fosas de quema. b) Sistema cerrado con combustión: En este sistema, los gases, líquidos y vapores son conducidos por los cabezales de desfogue a los tanques de separación, desde este punto los gases se envían a los quemadores y los condensados se disponen para su recirculación al sistema, neutralización o despacho o recuperación a plantas de proceso. c) Sistema cerrado con neutralización: Es en el cual los gases, líquidos o vapores desfogados son conducidos por los cabezales de desfogue a unidades o equipos para su tratamiento químico o físico-químico, para reducir sus riesgos a la salud, inflamabilidad, reactividad u especiales, antes de ser lanzados a la atmósfera, quemados o puestos a disposición para su despacho.

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d) Sistema cerrado con recuperación: Debe recolectar el fluido relevado y proporcionar el tratamiento para recuperar sustancias o neutralizar y convertir en productos menos riesgosos. Por lo tanto los gases, líquidos o vapores desfogados deben ser conducidos por los cabezales de desfogue a unidades o equipos donde las sustancias de alto valor económico o energético son separadas, recolectadas y retornadas al proceso, y los desechos son quemados o puestos a disposición para su neutralización o despacho. Para el diseño y dimensionamiento de un sistema de desfogue, se debe elaborar el análisis y resumen de cargas de desfogues, considerando todos los eventos y escenarios normales como anormales en los sistemas o unidades, que ocasione la apertura de dispositivos de desfogue o relevo de presión de líquidos, gases, vapores o combinaciones de estos. El análisis y resumen de cargas como el diseño del sistema de desfogue debe cumplir con los requisitos y lineamientos enunciativos siguientes: a) Causas de sobrepresión normal o anormal; b) Cálculo, selección y especificación de los dispositivos de relevo de presión; c) Cargas y sustancias a desfogar (fase, temperatura, presión, flujo, velocidad, grado de riesgo de las sustancias) d) Contra presiones en las tuberías y cabezales de desfogue; e) Especificación de materiales de tuberías, tanques y equipos; f) Cálculo y dimensionamiento de las tuberías y equipos g) Dimensionamiento, selección y localización del o los quemadores h) Cálculo y análisis del perfil de radiación y dispersión de gas de la combustión y de gases sin quemar; i) Diseño y selección del tipo de neutralización, incluyendo la especificación de la unidad (cuando aplique); j) Cargas, composición, clasificación de riesgo y disposición. Los componentes principales que integran el sistema de desfogues son de forma enunciativa: dispositivos de relevo de presión, tuberías (disparos, ramales y cabezales), tanque(s) de desfogues, tanque(s) de sello líquido, quemadores, sellos de gas, equipo de ignición y equipos o componentes auxiliares como son los de neutralización, recirculación, sistema de control, alarmas, entre otros, los sistemas de desfogue deben tener como mínimo, sin ser limitativo las características siguientes: i) Los desfogues con descarga a la atmósfera deben ser dispersados para que la sustancia alcance el nivel cero que se cita en las Tablas “E” y ”F” de la NOM-018-STPS-2000, y las emanaciones contaminantes al ambiente estén dentro de los niveles permitidos conforme a la legislación ambiental, como se indica en la NOM-043-SEMARNAT1993, entre otras. ii) Los desfogues con descarga a la atmósfera deben ser ubicados en zonas donde estos no pongan en riesgo al personal e instalaciones. iii) Los desfogues verticales con descarga a la atmósfera hacia arriba, deben tener un corte al menos de 45 grados en su extremo como mampara de viento y trampa de líquidos en el fondo con conexión de drenado, o descarga a 90 grados con respecto a la horizontal para que impida la entrada de agua pluvial, polvos o cualquier otro contaminante, según corresponda, con descarga a favor de los vientos. En ambos casos, el extremo superior debe Página 56 Ι 92


contar con una malla contra pájaros, que impida el ingreso de agentes extraños o anidación que obstruya la descarga. iv) Los desfogues verticales con descarga a la atmosférica hacia abajo, deben descargar en fosas o cajas de drenaje, de tal forma que no se provoquen salpicaduras o contrapresiones. v) Los tanques de desfogue deben separar los líquidos contenidos en las corrientes, para su trasiego a unidades de separación, recuperación, neutralización, almacenamiento o disposición, como se indique en la especificación del sistema. vi) No enviar al mismo cabezal de desfogue sustancias que al mezclarse reaccionen exotérmicamente, produzcan composiciones explosivas, o reactividad al medio que las contenga. vii) Las características de eficiencia de los quemadores deben ser solicitadas al cliente, entre otros: de alta eficiencia, bajo consumo energético, anti-retroceso de flama, libres de humo y emisiones contaminantes. viii) El sistema en su totalidad incluyendo válvulas de desfogue, equipos y dispositivos deben ser diseñados para que los niveles de ruido no excedan los límites máximos permisibles de exposición a ruido del personal, establecidos en 8.7.1 y 9 de la NOM-011-STPS-2001, durante la operación del sistema, y cuando aplique la NOM081-SEMARNAT-2003. ix) Las unidades o equipos de neutralización deben garantizar la eliminación de riesgo de las sustancias, con el menor consumo energético y más alta eficiencia. x) Las unidades o equipos de separación para recirculación de sustancias, se deben recuperar estas a un costo rentable. xi) El sistema debe cumplir con las medidas de seguridad y protección al personal de acuerdo con la NOM-001STPS-2008, NOM-018-STPS-2000 y NOM-026-STPS-2008. Para determinar las cargas a manejar en el sistema de desfogues se debe: i) Considerar todas las causas identificadas en el análisis de cargas, revisando la posibilidad de ocurrencia simultánea de las mismas. ii) Determinar la carga de relevo individual para la causa identificada en el inciso a), con base a los lineamientos guía indicados en la Sección 5 y Tabla 2 de ISO 23251:2008. iii) Determinar el tamaño de cada dispositivo de relevo de presión. iv) Seleccionar y especificar los dispositivos de relevo de presión, con base a la NOM-093-SCFI-1994. v) Identificar las contribuciones al sistema de desfogues que provienen de dispositivos de control como válvulas de control de presión y válvulas automáticas de venteo o despresurización (blowdown). vi) Cuando por una causa normal o anormal se accionan más de un dispositivos de relevo de presión, o dispositivos de control automáticos, determinar la secuencia de la apertura de los mismos para obtener su contribución en la carga al sistema de desfogues.

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7

DIMENSIONAMIENTO DE LÍNEAS DE DESFOGUE.

Las líneas de entrada y salida de un dispositivo de relevo de presión deben ser de diámetro igual o mayor a la especificación de diámetro que se encuentre especificado para dicho dispositivo. Es decir, si se dimensiona una válvula 3J4, los diámetros mínimos de entrada y salida de tuberías conectadas a la válvula deberán ser de 3 y 4 pulgadas, respectivamente. A continuación, se explican lineamientos básicos para el dimensionamiento de líneas relacionadas a sistemas de desfogues y seguridad. 7.1

Líneas de entrada a válvulas de seguridad.

Las líneas de entrada a válvulas de seguridad deben cumplir con una caída de presión menor al 3% de la presión de ajuste de la válvula (Ecuación 30), esto es: ΔPlínea entrada a válvula < 0.03*Pajuste

Ecuación 30

Este requerimiento se recomienda por el hecho de, al estar en el nivel de sobrepresión la línea o recipiente, la presión que recibe la válvula es aquella que se registra después de que las pérdidas por accesorios y tubería se hayan contabilizado, lo que supone que justo a la salida del recipiente o línea, la presión es mayor. El dispositivo de relevo de presión se accionará, entonces, a una presión mayor que la que pueda resistir el material del recipiente o línea protegido sufriendo deterioro. Para evitar esto, la regla del 3% es muy útil. ¿Qué hacer si la caída de presión supera este 3% en una tubería escogida? Existen alternativas que se pueden seleccionar. 1. Aumentar el diámetro de la tubería: Se incrementa el área por la que ingresa el flujo, y la caída es menor. Se debe tomar con cautela cuánto se incrementa, por razones operativas y de construcción. 2. Disminuir la longitud de la tubería: El fluido tiene que recorrer una distancia menor, por lo que las pérdidas decrecen. Se debe evaluar en tal caso si es conveniente colocar el dispositivo unido al recipiente protegido. 3. Disminuir la cantidad de accesorios: Si la tubería tiene una gran cantidad de codos, válvulas o tees, la caída de presión se acrecienta. Localizar una ruta de tubería en la que se pueda disminuir la inclusión de estos accesorios es los más viable y recomendable.

7.2

Líneas de salida de válvulas de seguridad.

El dimensionamiento de líneas de salida de válvulas de seguridad depende del tipo de fluido a aliviar. El principal criterio para dimensionar la línea es que la contrapresión resultante de la caída de presión a través de la tubería de salida y, en casos de sistemas cerrados, a través del cabezal de desfogues, sea tal que no exceda la contrapresión permitida.

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7.2.1

Líneas de salida descargando vapor o gas.

Los criterios para dimensionamiento de líneas de salida descargando vapor o gas son los siguientes: 

Las líneas que están unidas a la salida de cada válvula no deben superar un valor de 0.75 Mach.

El número Mach en un vapor o gas se calcula dividiendo la velocidad del gas o vapor entre la velocidad del sonido en este medio. Está relacionado con el nivel de ruido que puede alcanzarse en una tubería, teniendo esto correspondencia con las normas internacionales y nacionales que rigen los niveles de ruido permitidos para ciertos períodos de tiempo en lugares de trabajo específicos. Un número Mach menor a 0.75 en tuberías de salida de gas o vapor garantizará que la operación se encuentre bajo nivel subsónico, en un tiempo muy corto. La velocidad del sonido en gases se calcula con la Ecuación 31 y el número Mach lo se calcula con Ecuación 32. √

Ecuación 31

Ecuación 32 Donde v

Velocidad del gas (m/s).

vs

Velocidad del sonido en el gas (m/s).

γ Coeficiente de dilatación adiabática (1.3 - 1.4 para gases comunes, cp/cv, capacidades caloríficas a presión y volumen constante, respectivamente).



R

Constante universal de los gases (8.314 J/mol·K).

T

Temperatura del gas (K).

PM

Peso molecular del gas (g/mol).

M

Número Mach (adimensional).

Los cabezales de desfogue descargando gas no deben superar los 0.5 Mach.

Al ser tuberías más largas y lejanas, disminuye el nivel permitido de ruido por lo que un valor de 0.5 Mach es recomendado para líneas de cabezal de desfogue. Estas desembocarán en un tambor cachador de líquidos, del cual se hablará más adelante. 

El ruido no debe sobrepasar los 90 dB en una jornada laboral de 8 horas.

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La norma NOM-001-SCFI-2001 indica este nivel de ruido para jornadas laborales de 8 horas, por lo que de existir alguna descarga en líneas de gas o vapor, el ruido no deberá exceder este límite.



Si se sospecha la descarga de mezcla o de líquido, se debe manejar una pendiente en el cabezal de desfogue, que permita la caída del flujo en fase líquida hacia el tanque de desfogue.

7.2.2

Líneas de salida descargando líquido.

Las líneas de líquido deben cumplir los requisitos para líneas de líquido normales, evitando el desgaste de la tubería. La velocidad de las líneas descargando líquidos no debe superar el valor de la velocidad erosional, que puede calcularse fácilmente mediante cualquier simulador de tuberías. Es importante chequear los criterios de diseño que se hayan utilizado para las líneas de líquido. 7.2.3

Líneas de salida descargando mezcla líquido-vapor.

Para estas líneas, se deben cumplir los requisitos expresados en 7.2.1. y 7.2.2, siendo imperantes aquellos especificados para el gas. Además, debe evitarse la descarga de flujos anulares.

8

CONCEPTOS BÁSICOS PARA EL DIMENSIONAMIENTO DE CACHADOR DE LÍQUIDOS Y QUEMADOR. Cachador de líquidos o tanque de desfogue.

8.1

Este recibirá todos los desfogues de un sistema cerrado. Se debe instalar para separar los condensables de las corrientes relevadas, evitando el arrastre de líquidos al quemador. 8.1.1

Dimensionamiento básico.

El procedimiento de cálculo para tanques horizontales o verticales es conforme a los siguientes pasos: 1. Calcular el coeficiente de arrastre (Ca) con Ecuación 33 y la Figura 16.

Ecuación 33 Donde: Ca

Coeficiente de arrastre

Re

Número de Reynolds

ρv

Densidad del gas o vapor, kg/m3 (lb/pies3)

Dp

Diámetro de partícula, metros (pies) Página 60 Ι 92


ρl

Densidad del líquido, kg/m3 (lb/pies3)

ρv


µ

Viscosidad absoluta a la temperatura del fluido, cP

El diseño del tanque de desfogue debe tener un rango de tamaño de partícula de 300 a 600 micrómetro (0.3 a 0.6 mm) de diámetro, el cual debe ser especificado en las bases de licitación.

2. Calcular la velocidad de asentamiento (Ecuación 34).

√

Ecuación 34

Donde: Ud

Velocidad de asentamiento, m/s (pies/s)

g

Aceleración de la gravedad, 9,8 m/s2 (32 pies/s2)

Dp

Diámetro de partícula, metros (pies)

ρl

Densidad del líquido, kg/m3 (lb/pies3)

ρv


Ca

Coeficiente de arrastre

3. Para un recipiente vertical continuar en paso 11 y para un tanque horizontal suponer un diámetro interno (Di) y una longitud (L) y determinar el área transversal del tanque (At) (Ecuación 35).

Ecuación 35 Donde: At

Área transversal del tanque, m2 (pies2)

π

Número Pi (3.1416)

Di

Diámetro interno del recipiente, metros (pies)

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4. Calcular el área transversal para el líquido (Al), para lo que se requiere determinar el tiempo de residencia del líquido (tr) en el tanque en función de las necesidades de operación y el flujo de los líquidos recibidos en el tanque (Ql) (Ecuación 36).

Ecuación 36 Donde: Al

Área transversal para líquido, m2 (pies2)

Ql

Flujo de líquido, m3/min (pies3/min)

tr

Tiempo de residencia del líquido, min

L

Longitud de un recipiente horizontal, metros (pies)

5. Determinar el área transversal para el vapor (AV) (Ecuación 37). Ecuación 37 Donde: Av

Área transversal para vapor, m2 (pies2)

At


Al


6. Determinar el área transversal para el vapor (Av) (Ecuaciones 38 y 39).

Ecuación 38 Ecuación 39 Donde: Al


At

Área transversal del tanque, m2 (pies2) Página 62 Ι 92


hl

Altura de líquido, metros (pies)

Di


hv

Altura para el vapor, metros (pies)

7. Determinar el tiempo de caída de la gota (θ) (Ecuación 40).

Ecuación 40 Donde: θ

Tiempo de caída de la gota, segundos

hv

Altura para el vapor, metros (pies)

Ud


8. Determinar la velocidad del vapor (Ecuación 41).

Ecuación 41 Donde: Uv

Velocidad del vapor, m/s (pies/s)

Qv

Flujo de vapor, m3/s (pies3/s)

Av

Área transversal para vapor, m2 (pies2)

9. Determinar la longitud requerida mínima (Ecuación 42). Ecuación 42

Donde: Página 63 Ι 92


Lmín

Longitud mínima requerida, metros (pies)

Uv

Velocidad del vapor, m/s (pies/s)

Ө

Tiempo de caída de la gota, segundos

10. Verificar (Ecuación 43). Ecuación 43

Donde: Lmín

Longitud mínima requerida, metros (pies)

L

Longitud de un recipiente horizontal, metros (pies)

Si no se cumple está relación repetir desde el paso 3 de este procedimiento, suponiendo una longitud L mayor. Si se cumple, seleccionar el diámetro Di y la longitud L finales de las dimensiones comerciales. 11. En un recipiente vertical la velocidad de asentamiento (Ud) es igual a la velocidad del vapor (Uv). 12. El área de la sección transversal requerida es (Ecuación 44):

Ecuación 44 Donde: At


Qv

Flujo de vapor, m3/s (pies3/s)

Ud


13. El diámetro requerido es (Ecuación 45):

√

Ecuación 45

Donde: Página 64 Ι 92


Di


At


π

Número Pi (3.1416)

14. Determinar la altura del líquido (hl), para lo cual se requiere el tiempo de residencia del líquido (tr) en el tanque, en función de las necesidades de operación y el flujo de los líquidos recibidos en el tanque (Ql) (Ecuación 46):

Ecuación 46 Donde: hl

Altura de líquido, metros (pies)

Ql

Flujo de líquido, m3/min (pies3/min)

tr

Tiempo de residencia del líquido, min (de acuerdo a 7.3.2.1.2 de ISO 23251:2008)

At


15. Para determinar la altura total del recipiente (Hv), ver Figura 17. El desalojo de los líquidos del tanque de desfogues debe ser mediante equipo de bombeo, o por inyección de gas.

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Figura 16. Factor de corrección por contrapresión Kb para gases y vapor (NRF-031-PEMEX-2011 Sistemas de Desfogues y Quemadores en Instalaciones de Pemex)

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Figura 17. Dimensionamiento de la altura total de un tanque de desfogues vertical (Hv) (NRF-031-PEMEX-2011 Sistemas de Desfogues y Quemadores en Instalaciones de Pemex)

Donde: Hv hv hb hbn φ Di

Altura total de tanque de desfogues vertical, metros (pies) Altura para el espacio vapor, metros (pies) Altura a nivel mínimo, metros (pies) Altura del nivel máximo de líquido a centro de boquilla de alimentación, metros (pies) Diámetro interno de boquilla de alimentación, metros (pies) Diámetro interno del recipiente, metros (pies)

Tanque de sello líquido.

8.2

Debe contar con:        

Boquilla, tubería sumergida y vertedero unido con soldadura al final de la tubería para la entrada del fluido relevado Boquilla y tubería de salida de gases o vapores Boquilla y tubería de suministro del líquido de sello con válvulas de bloqueo y medidor de flujo Placa separadora (mampara) Drene Arreglo de tubería para salida de líquido de sello Venteo Así como la instrumentación mínima necesaria (control y monitoreo de nivel), para una operación segura.

Las dimensiones del tanque de sello líquido, debe cumplir con la máxima contrapresión permitida en el cabezal de desfogues: La boquilla de entrada de desfogues debe tener un tubo buzo con sumergencia (h) máxima en el líquido de sello, de acuerdo a la relación siguiente (Ecuación 47):

⁄

Ecuación 47

Donde: h

Sumergencia máxima en, metros

P

Máxima contrapresión en el cabezal de salida de desfogue, en kPa (absolutos)

ρ

Densidad del líquido de sello, en kg/m3

El área libre o seca por arriba del nivel máximo del líquido en tanque horizontal, debe ser por lo menos tres veces la sección transversal (interior) del cabezal de desfogue a la entrada del tanque. Para tanque vertical, la altura del espacio vapor debe ser por lo menos dos veces la sección transversal (interior) del cabezal de desfogue a la

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entrada del tanque, por lo que la altura entre el nivel del líquido y la línea superior de tangencia debe ser 0.5 a 1.0 vez el diámetro interior del recipiente, pero no menor de 1 metro. 8.3

Quemador.

Se deben considerar en el diseño los siguientes factores: a) Caracterización y estado físico del fluido a quemar; b) Flujo de diseño, casos del sistema de relevo de presión y despresurización de vapor, incluyendo caso máximo continúo y caso máximo intermitente; c) Requerimiento de etapas y método de quemado; d) Velocidad permisible del gas a la salida de la boquilla del quemador; e) Intensidad de radiación térmica a nivel de piso; f) Requisitos ambientales de funcionamiento, relacionados con la capacidad de emisión de humo, límites de opacidad y límites de ruido permisibles de acuerdo con la normatividad oficial en materia de contaminación ambiental; g) Espacio disponible para su instalación; h) Disponibilidad de servicios auxiliares; i) Reducir la concentración de emisiones peligrosas a nivel de piso terminado; j) Una combustión eficiente y segura para reducir las emisiones contaminantes; k) Nivel de radiación permisible y dispersión de emisiones permisibles en áreas de trabajo. El sistema del quemador se debe diseñar y construir de acuerdo con las consideraciones generales mínimas siguientes: a) Para quemadores de gas, todos los líquidos y condensables contenidos en los desfogues se deben separar de la fase gaseosa, y retener en los tanques de desfogue. b) Cuando el flujo de gases a manejar no permita el uso de una sola boquilla de quemado, o el flujo a quemar está en fase líquida o por su composición no se puede separar la fase condensable o líquida de la corriente, se debe diseñar con boquillas múltiples y contar con un sistema de control automático que permita distribuir el flujo a quemar en las diferentes etapas (boquillas). c) Impedir la infiltración de aire al sistema de quemado que ocasione una combustión por detrás de la boquilla (dentro de la tubería), o retroceso de flama. d) Baja radiación de la flama de acuerdo con el tipo de quemador y su localización dentro de las instalaciones. e) En la ingeniería básica se debe determinar de acuerdo a las condiciones de operación y a la disponibilidad de servicios auxiliares en la instalación donde se debe ubicar el quemador, si se puede tener combustión sin humo, la cual debe estar por debajo de lo establecido por la legislación federal o local en materia de emisiones Página 68 Ι 92


contaminantes en el centro de trabajo, pero no mayor a una opacidad Ringelmann de 1, para el rango de flujo de desfogues del quemador (que se indica en las bases de licitación) con base a los métodos de combustión establecidos en ISO 23251:2008. f) El nivel de ruido para los quemadores no debe exceder los valores establecidos por la NOM-011-STPS-2001 y cuando aplique la NOM-081-SEMARNAT-2003, pero en ningún caso mayor a los siguientes valores:  

90 dB(A), evaluados a 3 metros (10 pies) de la fosa o base del quemador (según sea el caso) y a 1.5 metros (5 pies) de altura para la condición de quemado normal. Este límite no rige sobre los quemadores sónicos. 105 dB(A), evaluados a una distancia igual a la distancia límite prevista por seguridad en efecto de la radiación y una altura de 1.5 metros (5 pies) para la condición de quemado máxima.

Si la exposición al ruido está compuesta de dos o más niveles de ruido diferentes, se debe considerar su efecto combinado, en lugar del efecto individual de cada uno. Existen distintos tipos de quemadores, los cuales son, generalmente, el equipo final a utilizar para la disposición de los desfogues en un sistema cerrado. Según NRF-031-PEMEX-2011, se tienen estos varios tipos de quemadores, de los cuales se tienen consideraciones distintas. 8.3.1

Quemador elevado.

Es un sistema para disponer en forma segura gases o mezclas de hidrocarburos desfogados, por medio de combustión. Está integrado por la chimenea o tubería ascendente, sellos, boquilla, estructura soporte, principalmente. El diámetro máximo inicial para los quemadores es el flujo de gas que se requiere entre la velocidad del gas resultante para una velocidad sónica de 0.5 MACH. Esto da el área transversal del quemador, lo que finalmente indicará el diámetro. El diseño de los quemadores elevados se conforma por el dimensionamiento de los siguientes elementos. a) Boquilla del quemador La boquilla del quemador se debe diseñar para quemar desfogues gaseosos libres de líquidos de acuerdo a la sección 4.5 y 4.6 de ISO 25457:2008. La altura del quemador se debe determinar de acuerdo a los criterios siguientes: a1) La intensidad del calor radiante generado por la flama y la distancia requerida de la base del quemador al punto en el cual se requiera tener la intensidad de radiación máxima permisible, de acuerdo a la Sección 6.4.2.3 de ISO 23251:2008 y la Tabla 8. Se debe determinar el perfil de radiación que se espera en la contingencia que maneja la mayor carga y representarlo esquemáticamente en forma de círculos concéntricos sobre un plano de localización de la instalación e incluirlo en la filosofía de diseño del sistema de desfogues.

Tabla 8. Máxima intensidad de calor radiante permisible.

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Condiciones

Nivel de diseño permisible (máxima intensidad de calor radiante) kW/m2 (BTU-h/pie2)

Cualquier localización donde personal con ropa apropiada pueda estar continuamente expuesto (Nota 2) En áreas de trabajo donde se pueden requerir por el personal acciones de emergencia tomando 2 a 3 minutos sin cubiertas de protección, pero con ropa apropiada (Nota 2) En áreas de trabajo donde se pueden requerir por el personal acciones de emergencia tomando hasta 30 segundos sin cubiertas de protección, pero con ropa apropiada (Nota 2) Cualquier localización donde se requiera acción de emergencia urgente por personal. Las cubiertas para calor radiante y/o protección especial deben ser consideradas Exposición sobre estructuras y áreas donde no hay personal trabajando

1.58 (500)

4.73 (1 500)

6.31 (2 000)

9.46 (3 000) (Nota 1)

15.77 (5 000

Notas: 1. Es importante reconocer que el personal con ropa apropiada, no puede tolerar radiación térmica de 6,31 kW/m2 (2 000 BTU/h-pie2) por más de pocos segundos. 2. La ropa consiste en casco, camisas de algodón manga larga con puños y de botones, guantes de trabajo, pantalones de piernas largas u overol de algodón y zapatos según las condiciones de trabajo. 2

2

2

3. El rango para la radiación solar a considerar en el diseño debe estar entre 0.79 kW/m y 1.04 kW/m (250 Btu/hr ft y 2 330 Btu/hr ft ) dependiendo de la ubicación geográfica de la instalación. 2

2

4. Solo en el caso de diseño con 4,73 kW/m (1 500 Btu/hr ft ) y mayores, se debe incluir el valor de la radiación solar.

a2) El nivel de radiación permisible está en función del tiempo de exposición del personal; por lo que se debe considerar el tiempo en que se percatan las personas de una situación de emergencia y el tiempo que requieren para ponerse a resguardo. La Tabla 9 señala los tiempos de exposición al sonido para alcanzar el umbral del dolor. Tabla 9. Máxima intensidad de calor radiante permisible. Intensidad de radiación kW/m2(BTU/h-pie2) 1.74 (550) 2.33 (740) 2.90 (920) 4.73 (1 500) 6.94 (2 200) 9.46 (3 000) 11.67 (3 700)

Umbral del dolor (s) 60 40 30 16 9 6 4

Ampollamiento (s)

20

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Intensidad de radiación kW/m2(BTU/h-pie2) 19.87 (6 300)

Umbral del dolor (s) 2

Ampollamiento (s)

a2) La estructura del quemador se debe diseñar con un valor de intensidad de radiación de 15.77 kW/m2 (5 000 BTU/h-pie2). a4) En las emisiones de emergencia se considera que las personas reaccionan en un tiempo de 3 a 5 segundos y se requieren 5 segundos más para que el personal se retire del área, por lo que resulta un tiempo total de exposición de 8 a 10 segundos. El nivel de intensidad de radiación permisible en la base del quemador es de 4.73 kW/m² (1 500 BTU/h-pie²) para 16 segundos de exposición máxima. a5) El efecto de la velocidad del viento se debe considerar para determinar el centro de flama y calcular la distancia a la cual se debe instalar el quemador. a6) Una flama se inclina bajo influencia de la dirección del viento, el efecto lateral ocasiona el desplazamiento horizontal y vertical del centro de la flama con las velocidades del viento lateral y de salida de los gases. a7) El estudio de dispersión de los contaminantes debe cumplir con la NMX-AA-107-1988. b) Pilotos para encendido. Deben ser del tipo premezclado auto-aspirado y cumplir con los requerimientos de funcionamiento de 4.7.1 y 4.7.2, así como con los detalles mecánicos del Anexo A.3 de ISO 25457:2008, respectivamente. Deben ser capaces de producir una flama estable a pesar de las condiciones climatológicas más adversas. El número mínimo de pilotos debe estar de acuerdo a la Tabla 1 de ISO 25457:2008. El sistema de encendido electrónico debe cumplir con lo que se indica en 8.1.8 y en 8.1.8.2 de la NRF-031PEMEX-2011.

c) Soporte Para quemadores elevados instalados costa afuera, la estructura de soporte se debe diseñar de acuerdo con los criterios de la Sección 5 de ISO 25457:2008 y con 8.3.15 de la NRF-173-PEMEX-2009, complementando con las condiciones meteorológicas y oceanográficas que se establecen en la NRF-003-PEMEX-2007, según corresponda a la localización de las instalaciones. Para quemadores elevados instalados en zona continental, la estructura de soporte debe ser tipo auto soportada, a menos que de forma explícita se indique en la especificación del sistema o bases de licitación, quemador elevado auto-soportado sin estructura soporte o quemador elevado atirantado, el soporte se debe diseñar de acuerdo a los criterios de sismo y viento establecidos en 8.4.5.5.1 y 8.4.5.5.2 de la NRF-137-PEMEX-2006.

d) Cálculos de radiación. Página 71 Ι 92


Una aproximación comúnmente usada para la determinación de la radiación de flama a un punto de interés es considerar que la llama tiene un epicentro individual y el uso de la siguiente ecuación empírica por Hajek y Ludwig. La Ecuación 48 puede ser utilizada para quemadores sónicos y subsónicos, dado que el factor F es usado. La distancia desde el epicentro debe cumplir con la Tabla 8. En caso de no cumplir, puede disminuirse el diámetro del quemador para aumentar su altura.

√

Ecuación 48

Donde D

Distancia mínima desde el epicentro de la llama al objeto siendo considerado, expresado en m

τ

Fracción del calor irradiado transmitido a la atmósfera (Ecuación 49).

F

Fracción del calor irradiado (Tabla 10)

Q

Calor liberado (valor calorífico inferior), expresado en kW (BTU/h)

K

Intensidad de calor radiante, expresada en kW/m2 (BTU/h*pie2)

(pie)

(

)

⁄

(

)

⁄

Ecuación 49

Donde τ

Fracción del calor irradiado transmitido a la atmósfera.

RH

Humedad relativa, expresada como porcentaje.

D

Distancia desde la llama hasta el área iluminada, expresada en metros.

Tabla 10. Radiación de diferentes llamas de difusión gaseosa. Gas Hidrógeno

Diámetro del Quemador (cm) 0.51 0.91 1.90 4.10 8.40 20.30 40.60

Fracción de calor irradiado 0.095 0.091 0.097 0.111 0.156 0.154 0.169 Página 72 Ι 92


Butano

Metano

Gas natural (95 % CH4)

0.51 0.91 1.90 4.10 8.40 20.30 40.60 0.51 0.91 1.90 4.10 8.40 20.30 40.60

0.215 0.253 0.286 0.285 0.291 0.280 0.299 0.103 0.116 0.160 0.161 0.147 0.192 0.232

e) Cálculos de dispersión. La dispersión de contaminantes permitidos está referida en la norma mexicana NMX-AA-107-1988, de la cual se anexa en Anexo 3 (ver Punto 7). El nivel de dispersión de contaminantes como SOx a nivel de suelo resulta de cantidades de compuestos de azufre, especialmente H2S, presentes en los gases de combustión al quemador. Este nivel de dispersión tiene un límite, el cual es referido en la norma NOM-085-SEMARNAT-2011, Tabla 1 (550-2200 ppmv SO2). 8.3.2

Quemador de fosa.

Es un sistema cuyas boquillas de quemado están situadas vertical u horizontalmente a nivel de piso y su función principal es quemar gases y líquidos, que normalmente requieren de área (excavada o talud) para contener materiales indeseables producidos por combustión incompleta, para casos de emergencia. Se deben utilizar para quemar desechos líquidos o gaseosos en terrenos en cuyos alrededores no haya zonas habitacionales y que se cuenten con amplios espacios para cumplir con la legislación federal o local en materia de emisiones contaminantes, ruido y luminosidad en el centro de trabajo. a) Consideraciones generales mínimas del diseño. Se debe diseñar para manejar el 100 por ciento del gasto máximo de desfogue en la condición más crítica. La velocidad de salida de los gases a quemar no debe ser mayor de 0.5 de la velocidad del sonido para los flujos máximos y para condiciones de operación normal se debe mantener una velocidad de 0.2 para los desfogues de Página 73 Ι 92


baja presión. La altura del fondo de la fosa a la boquilla del quemador, se debe especificar con base en la profundidad de la misma, con un valor mínimo de 1.5 metros (5 pies). El área de la fosa se determina con base en el flujo de gas a quemar, la que no debe ser menor a 0.093 m2 (1 pie2) de superficie para quemar 638,2 m3/día (22,5 miles de pies cúbicos estándar por día). Los niveles de radiación permisibles para diseño y los tiempos de exposición para alcanzar el umbral de dolor, deben ser aplicados con base a la Tabla 9 y 10, descritas para los quemadores elevados. c) Boquillas. Para los quemadores de fosa la o las boquillas deben ser de los siguientes tipos: b1) Quemador de líquido a alta presión, la producción de humo se debe eliminar por la atomización del líquido por medio de aire o gas y se complementa por la asistencia de agua o aire a baja presión. b2) Quemador de alta eficiencia para gases y mezclas líquido-vapor (ver 8.1.3.1 inciso b1 de NRF-031-PEMEX2011 para valor de presión en la boquilla). b3) El quemador de gas de alta presión de etapas múltiples se debe controlar por medio de válvulas automáticas, excepto la primera etapa que debe ser de paso libre, utiliza la energía de la corriente de desecho para proporcionar una combustión sin humo y una eficiencia de destrucción de hidrocarburos extremadamente alta sin la ayuda de servicios auxiliares. b4) Las boquillas del quemador deben ir a paño de la pared interna de la fosa. d) Pilotos para encendido. Aplica lo indicado para quemadores elevados en 9.2.1b). 8.3.3

Quemador enclaustrado.

Es un sistema cuyas boquillas de quemado se encuentran en un espacio confinado, ocultando la flama de la visión directa, reduciendo el ruido y radiación de calor. Estos sistemas son usados en centros de trabajo con limitaciones de espacio, o restricciones especiales a las emisiones de gases de la combustión o ruido, quemando desfogues ricos en hidrocarburos o hidrógeno, (no deben ser usados para casos que involucran gases relevados con limitada combustión). La cámara debe estar rodeada por una barrera de viento para modificar el efecto de las corrientes del mismo sobre el proceso de combustión, y para evitar el acceso no autorizado de personal. a) Cámara de combustión. El diseño de la cámara de combustión puede ser configurada en varias formas, como; cilíndrica vertical, o rectangular o multiforme, y debe considerar una liberación de calor volumétrica de 1.12 MkJ/Nm3 (30 000 Btu/h/ft3). Los grandes quemadores con flama enclaustrada deben operar a capacidades de flujo arriba de 90 000 kg/h (200 000 lb/h). b) Boquillas de quemadores. El diseño de las boquillas debe tomar en cuenta los criterios siguientes: Página 74 Ι 92


b1) Operar bajo todos los regímenes de los flujos relevados. b2) Llevar a cabo la combustión al cien por ciento (quema total) con volúmenes de flama dentro de la cámara de combustión. b3) Producir una flama estable para todas las condiciones y composición del fluido relevado. b4) Las boquillas múltiples, deben abrir o quemar del centro hacia el exterior de forma concéntrica o equivalente. b5) La velocidad del fluido a través de las boquillas, como la combustión no debe provocar ruido excesivo y resonancia dentro de la cámara de combustión. b6) No inducir una combustión no deseada que pueda provocar excesivo ruido y resonancia dentro de la cámara de combustión. b7) De acuerdo con ISO 25457:2008. c) Flujo de aire. El flujo de aire hacia la cámara de combustión, puede ser por tiro forzado o tiro natural, y debe absorber el calor producido en el proceso de combustión, de tal manera que la temperatura resultante de los gases de combustión sea baja para poder usar materiales refractarios comunes. d) Barrera de viento. Los quemadores enclaustrados de tiro natural deben tener barrera de viento u otros diseños que mitigue el potencial del viento y distribuya el flujo de aire a las boquillas de los quemadores, de acuerdo con el Anexo C de ISO 25457:2008. 8.3.4

Quemadores de alta presión o sónicos.

Los quemadores libres de humo, deben ser de alta presión, produciendo una alta velocidad en la descarga de la boquilla, que induce la entrada de aire hacia la flama favoreciendo la combustión, sin el uso de algún otro equipo o servicios, como sopladores de aire o suministros de vapor. Estos quemadores de alta presión o sónicos deben contar con las características siguientes: a) Boquilla salida simple o etapas múltiples, con quemado libre de humo bajo todas las condiciones de operación b) Vida útil mínima de quince años bajo condiciones de flujo normal c) Bajo nivel de radiación d) Estabilidad de flama con altas velocidades de viento e) Localización en áreas donde se tengan restricciones ambientales o de espacio 8.3.4.1

Sellos

En los quemadores (no aplica para quemadores sónicos) se debe instalar un sello que impida un retroceso de flama hacia el cabezal de desfogue, los sellos deben ser: a) Sello hidráulico con tanque de sello, o b) Sello molecular o de velocidad en las boquillas c) Sello hidráulico ―U‖ Página 75 Ι 92


El líquido inerte para sello debe ser una sustancia en fase liquida, que mantenga su estado líquido bajo las condiciones ambientales extremas en el centro de trabajo y temperatura de operación, que no reaccione con los fluidos relevados o desfogados, así como extintor de fuego cuando se use como sello contra retroceso de flama. a) Sello contra retroceso de flama. Entre el quemador y el último tanque de desfogue, se debe instalar un sello que impida y contenga el retroceso de la flama hacia los tanques de desfogue y los cabezales de desfogue, adicional al propio diseño, dispositivos, accesorios o previsiones de la boquilla de quemado o en si al del quemador. El sello debe ser parte del quemador y estar ubicado a límite de batería del quemador. En boquillas deben ser de velocidad de acuerdo con ISO 23251:2008. Los moleculares (presión hacia arriba) se instalan debajo de la boquilla de quemado. b) Sello hidráulico “U”. Debe contar con las características mínimas siguientes: b1) La altura de la columna de líquido en función de la contrapresión máxima, en la línea de conexión a la boquilla horizontal del quemador de fosa b2) Arreglo de tubería en ―U‖ localizado entre el cabezal de distribución de desfogue y la línea de conexión a la boquilla de quemado b3) Conexión, tubería y válvula para suministro de agua al sello b4) Conexión, tubería y válvula para salida de agua de sello al drenaje b5) Conexión y válvula de drene 8.3.4.2

Gas de purga.

Debe ser un gas o mezcla de gases que no alcance el punto de rocío en cualquier condición de operación o ambiental, tal como gas natural, gas de bombeo neumático o nitrógeno y en caso de no contar con éstos, se puede usar gas amargo siempre y cuando sean diseñados y construidos para este servicio. El flujo se determina de acuerdo a lo indicado en 7.3.3.3.3 y 7.3.3.3.4 del ISO 23251:2008. 8.3.4.3

Sistema de encendido de quemadores.

Se debe integrar por los elementos siguientes:    

Encendido electrónico Control Detección de flama Gas combustible a pilotos

a) Encendido electrónico. Debe ser de encendido individual por piloto, de acuerdo con el Anexo A.4 de ISO 25457:2008 del tipo: Página 76 Ι 92


    

Chispa de ignición en la punta del piloto Chispa de ignición de una porción de la mezcla aire/gas antes de la punta del piloto Generador de frente de flama con aire comprimido Generador de frente de flama auto aspirante En caso de no existir disponibilidad de gas a pilotos, en las bases de licitación se debe determinar la alternativa conducente

Los transformadores de potencial para el sistema de encendido deben cumplir con la NRF-048-PEMEX-2007 y se deben alojar en un gabinete ubicado cerca a la base del quemador o lo más próximo posible dentro del límite de baterías del sistema, acorde con la clasificación de áreas peligrosas de la instalación indicada en la especificación del sistema y la NRF-036-PEMEX-2003. La tensión eléctrica de alimentación debe ser de acuerdo con la tensión suministrada y disponible en el centro de trabajo e indicada en la especificación del sistema, considerando el alcance de los dispositivos para regular y variar la tensión requerida para los pilotos de encendido. b) Sistema de control (Sistema de control del quemador) Debe ser local por medio de un controlador lógico programable (PLC) y cumplir con el 8.1 de la NRF-105-PEMEX2005, y se puede comunicar al SDMC de la instalación a través de un puerto y protocolo de comunicación de acuerdo a la NRF-046-PEMEX-2003 conforme a los requerimientos específicos del proyecto en las bases de licitación se debe determinar si también aplica el 8.1.3 según el tipo de proceso o instalación de PEMEX. Debe efectuar la secuencia de encendido, operación, alarmas por falla y apagado de acuerdo con 8.1 de la NRF-105PEMEX-2005, adicionalmente se deben cumplir los siguientes requisitos: 



    

Se debe alojar en un gabinete que se soporte e instale dentro de una caseta cerca de la base del quemador, o bien dentro de un cuarto de control y cumplir con la clasificación de áreas. La caseta se debe localizar considerando la dirección de los vientos y la reducción de los efectos de la radiación de la flama. Para casetas, en la parte superior de la misma, se deben instalar dos lámparas indicadoras del estado del sistema de control, que cumplan con la clasificación de área y con el 8.3.2 de la NRF-210-PEMEX-2008, una roja (de alarma común por malfuncionamiento o falla) y otra verde (indicando operación normal), las cuales deben ser visibles en todas las direcciones horizontales, no se permite el uso de lámparas incandescentes. El sistema de control debe tener un selector de posición automático y manual. Se debe suministrar un botón local para el encendido de los pilotos y cuando se requiera configurado en el SDMC de la instalación. El sistema de control debe operar, monitorear y encender los pilotos, así como reencenderlos automáticamente cuando la flama se extinga estando en operación el quemador. El sistema de control debe tener luces indicadoras para: encendido, apagado y falla. Cuando el sistema de control sea remoto debe tener alarmas audibles y visibles representadas en desplegados gráficos y estos deben cumplir con la NRF-226-PEMEX-2009 y para la secuencia con el 8.1.25.1.1 de la NRF-226-PEMEX-2009 considerando mal funcionamiento o falla por: o Bajo flujo de aire de combustión o Baja presión de gas combustible de pilotos Página 77 Ι 92




o Falla en el encendido electrónico de pilotos o Flama extinguida o Retroceso de flama o Alto y bajo nivel en sello hidráulico o falla del sello de gas, según corresponda Cuando el sistema de control sea local debe tener alarmas audibles y visibles localizadas en un gabinete de alarmas y deben cumplir con la ANSI/ISA 18.1-1979 (R2004) o equivalente considerando las fallas del punto anterior. El gabinete debe cumplir con la clasificación de áreas peligrosas de la NRF-036-PEMEX-2003 y con el Tipo 4X de acuerdo con la NMX-J-235-1-ANCE-2008 y NMX-J-235-2-ANCE-2000 y con la IP 65 de acuerdo con ANSI/IEC 60529:2004 y ANSI/IEC 60529:2004/Cor 3:2009 o equivalentes.

c)

Detección de flama

El sistema de detección de la flama del piloto debe ser tipo óptico (ultra violeta UV o infrarrojo IR), iónico o acústico, o térmico (Termopar ―K‖ conforme a NRF-148-PEMEX-2005, de alta sensibilidad), para verificar que el piloto está encendido y quemando, de acuerdo con la especificación del sistema, bases de licitación y acorde con el Anexo A.5 de ISO 25457:2008 8.1.8.4 Gas combustible a pilotos Debe provenir de una fuente de suministro constante y continúa, con capacidad para mantener todos los pilotos encendidos de manera simultánea. El suministro de gas combustible debe tener dentro del límite de baterías del quemador lo siguiente:     

Filtro tipo “y” y/o equipo de filtración dúplex, con indicador de presión diferencial como se indique en las bases de licitación Válvula reguladora de presión Placa de orificio, con transmisor de flujo tipo presión diferencial, con indicación de flujo instantáneo y acumulado Indicador de presión (manómetro) localizado en un lugar visible y accesible para mantenimiento Transmisor de presión para indicación y alarma remota de baja presión de gas combustible con señal configurada en cuarto de control.

8.3.4.4 f)

Instrumentación

Instrumentación mínima para recipientes o tanques con desalojo de líquidos mediante equipo de bombeo.

Se emplea un tanque de desfogues con la instrumentación mínima siguiente: a1) Transmisor de nivel tipo celda de presión diferencial para control del arranque y paro de bombas. a2) Transmisor de nivel tipo celda de presión diferencial para indicación y alarma remota por alto o bajo nivel con señales configuradas de alarma en el cuarto de control. a3) Transmisor de nivel tipo celda de presión diferencial para la configuración de la señal por muy alto nivel en el tanque, la cual se debe enviar al Sistema de Paro de Emergencia (SPE). a4) Indicador de nivel (vidrio de nivel). Página 78 Ι 92


a5) Indicador de presión (manómetro). a6) Indicador de temperatura (termómetro bimetálico). a7) Selector automático/manual para operación de la bomba. a8) Luz indicadora de operación del motor de la bomba. Las señales que forman parte del sistema de seguridad de proceso se deben alambrar directamente al Sistema de Paro de Emergencia (SPE) de la instalación. b) Instrumentación mínima para recipientes o tanques con desalojo de líquidos mediante inyección de gas en trampa neumática. Se emplea un tanque de desfogues y una trampa neumática. b1) Instrumentación del tanque de desfogues. Debe cumplir con 8.1.9a) de NRF-031-PEMEX-2011, con excepción de lo siguiente: b1.1) Transmisor de nivel tipo celda de presión diferencial para control del arranque y paro de bombas b1.2) Selector automático/manual para operación de la bomba b1.3) Luz indicadora de operación del motor de la bomba b2) Instrumentación de la trampa neumática b2.1) Transmisor de nivel tipo celda de presión diferencial para indicación, configuración de las señales por alto y bajo nivel, para la apertura o cierre de las válvulas de drene de líquidos del tanque de desfogues y de la trampa neumática, de las válvulas de suministro de gas a la trampa y venteo de gas de la trampa neumática al tanque de desfogues b2.2) Transmisor de nivel tipo celda de presión diferencial para indicación y alarma remota por alto o bajo nivel con señales configuradas de alarma. b2.3) Transmisor de presión para la configuración de la señal por muy alta presión en el tanque, la cual se debe enviar al Sistema de Paro de Emergencia (SPE). b2.4) Indicador de nivel (vidrio de nivel). b2.5) Indicador de presión (manómetro). b2.6) Indicador de temperatura (termómetro bimetálico). b2.7) Válvula de bloqueo con solenoide de 3 vías para el drene de líquido del tanque de desfogues. b2.8) Válvula de bloqueo con solenoide de 3 vías para el drene de líquido de la trampa neumática. b2.9) Válvula de bloqueo con solenoide de 3 vías para el suministro de gas a la trampa neumática. b2.10) Válvula de bloqueo con solenoide de 3 vías para el venteo de gas de trampa neumática a tanque de desfogues. b2.11) Válvula de relevo de presión para protección de la trampa neumática en caso de presentarse una sobrepresión en el equipo. Página 79 Ι 92


c) Instrumentación mínima para recipientes o tanques de sello. El tanque de sello líquido debe incluir la instrumentación siguiente: c1) Transmisor de nivel tipo celda de presión diferencial. c2) Controlador local de nivel, para apertura o cierre de válvula de nivel. c3) Válvula de control para suministro o reposición del fluido de sello. c4) Indicador de nivel (vidrio de nivel). c5) Indicador de presión (manómetro). c6) Indicador de temperatura (termómetro bimetálico), en caso de que sea requerido.

EJERCICIOS 4. Para el ejercicio 2, calcular el tanque de desfogue, así como las dimensiones aproximadas del cabezal de desfogue, tanque de sello y quemador (diámetro y altura). Discutir sobre estas dimensiones. Anexo 1. Hoja de Datos de Disco de Ruptura.

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Anexo 2. Hoja de Datos de Válvulas de Relevo de Presión de Resorte Cargado. Página 81 Ι 92


Anexo 3. NMX-AA-107-1988 Norma Mexicana, Calidad del Aire-Estimación de la Altura Efectiva de Chimenea y de la Dispersión De Contaminantes-Método De Prueba. Página 82 Ι 92


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Manual Vsysd Gc

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