Diseño de Sistema de Alivio para Tanques de GNL: Análisis Termodinámico

REPÚBLICA BOLIVARIANA DE VENEZUELA
UNIVERSIDAD DEL ZULIA
FACULTAD DE INGENIERÍA
DIVISIÓN DE POSTGRADO
PROGRAMA DE POSTGRADO EN INGENIERÍA DE GAS
DISEÑO TERMODINÁMICO DE UN SISTEMA DE ALIVIO Y
VENTEO DE BAJA PRESIÓN PARA TANQUES DE
ALMACENAMIENTO DE PRODUCTOS FRACCIONADOS DE LGN
Trabajo de Grado presentado ante la
Ilustre Universidad del Zulia
para optar al Grado Académico de:
MAGÍSTER SCIENTIARUM EN INGENIERÍA DE GAS
Autor: Ing. Richard Jaramillo
Tutor: Ing. Jorge Barrientos
Maracaibo, Julio de 2009
Jaramillo Rosales, Richard de Jesús. “Diseño termodinámico de un
sistema de alivio y venteo de baja presión para tanques de
almacenamiento de productos fraccionados de LGN”. (2009) Trabajo
de Grado. Universidad del Zulia. Facultad de Ingeniería. División de
Postgrado. Maracaibo, Venezuela. 143 P. Tutor: Prof. Jorge Barrientos.
RESUMEN
El propósito del presente Trabajo de Grado fue desarrollar una herramienta
de cálculo que permita estimar las dimensiones de un sistema de alivio y
venteo de baja presión empleando las ecuaciones de Weymouth y/o
Panhandle A, para dimensionar los cabezales de alivio, y las ecuaciones
descritas en el GPSA y la norma API RP 521 para estimar las dimensiones de
un mechurrio vertical de quema de gases. Para lograr dicho objetivo se
desarrolló un análisis de la situación actual del sistema de alivio y venteo de
una de las instalaciones de fraccionamiento de LGN ubicada en el occidente
del país, a través de reuniones con los trabajadores y recopilación de
información asociada con las capacidades de diseño del sistema, se evalúo la
hidráulica del sistema y finalmente se estableció un procedimiento para
diseñar los cabezales primarios y secundarios y estimar las dimensiones del
mechurrio. Las soluciones numéricas obtenidas se compararon con
soluciones analíticas disponibles, obteniéndose resultados satisfactorios.
Palabras Clave:
contingencias.
Dispositivos
de
alivio,
contrapresión,
mechurrio,
Jaramillo Rosales, Richard de Jesús. "THERMODYNAMIC DESIGN OF A
LOW PRESSURE RELIEF SYSTEM FOR GNL PRODUCTS STORAGE
TANKS". (2009) Trabajo de Grado. Universidad del Zulia. Facultad de
Ingeniería. División de Postgrado. Maracaibo, Venezuela. 143 P. Tutor: Prof.
Jorge Barrientos.
ABSTRACT
The purpose of this job was to develop a calculation tool for estimating the
size of a pressure-relieving and despressuring systems at low pressure using
the equations of Weymouth and / or Panhandle A for sizing relief heads, and
the equations described in the GPSA and the standard API RP 521, in order
to dimension a vertical flare gas. To achieve this objective was developed an
analysis of the current state of relief and venting system of one of the NGL
fractionation plant located in the west of the country, through meetings with
workers and collecting information associated with the design capabilities of
system, the system’s hydraulic were evaluated and finally was established a
procedure for designing primary and secondary heads and then to estimate
the size of the flare. The numerical solutions obtained were compared with
analytical solutions available, obtaining satisfactory results.
Key words: Pressure-Relieving Devices, back pressure, elevated flares,
sources of overpressure.
DEDICATORIA
A Dios todopoderoso y eterno;
A la memoria de mi abuela, Modesta Méndez;
A mi esposa;
A mis padres y hermana;
A mis amigos y amigas.
AGRADECIMIENTOS
A Dios nuestro señor por la oportunidad que he tenido de aprender,
mejorar y de crecer junto a personas tan especiales para mí, por estar
conmigo en cada paso que doy, por fortalecer mi corazón e iluminar mi
mente y por haber puesto en mi camino a aquellas personas que han sido mi
soporte y compañía durante todo el periodo de estudio.
A los profesores Jorge Barrientos, José Ignacio Romero y Ángel Medina
por su apoyo durante el desarrollo de esta tesis.
Hoy y siempre a mi familia, a mi esposa Neivis por su apoyo y
comprensión. A mis padres Elsa y Freddy, y mi hermana Kelly, por la
educación, amor y fortaleza que me han dado, sin la cual, no habría sido
posible seguir el camino para alcanzar todas las metas que me he trazado.
En último lugar, aparte de mi familia, en el medio de trabajo y en lo
social quiero agradecer a las personas que han colaborado tanto activamente
como pasivamente en la obtención de este logro.
TABLA DE CONTENIDO
1
Página
RESUMEN…………………………………………………………………………………………….
3
ABSTRACT……………………………………………………………………………………………
4
DEDICATORIA…………………………………………………………………………………….
5
AGRADECIMIENTO………………………………………………………………………………
6
TABLA DE CONTENIDO……………………………………………………………………….
7
LISTA DE FIGURAS…………………………………………………………………………….
10
LISTA DE TABLAS……………………………………………………………………………….
11
CAPÍTULOS
I
INTRODUCCIÓN……………………………………………………………….......
14
II
DESCRIPCIÓN DEL PROBLEMA……………………………………………….
16
2.1
Negocio del gs en Venezuela………………………………………………
16
2.2
Planteamiento del problema………………………………………………
17
2.3
Formulación del problema………………………………………………….
19
2.4
Objetivos de la investigación……………………………….............
20
2.4.1 General………………………………………….…………………………
20
2.4.2 Específicos……………………………………………………………….
20
2.5
Justificación…………………………………………………………………………
20
2.6
Delimitación del problema………………………………………………….
21
III
MARCO TEÓRICO…………………………………………………………………….
22
3.1
Antecedentes……………………………………………………………….......
22
3.2
Fundamentos teóricos…………………………………………………………
23
3.2.1 Sistema de alivio de presión……………………………………
23
3.2.2 Dispositivos de alivio de presión…………………………….
27
3.2.2.1 Válvulas de seguridad o alivio…………………….
27
3.2.2.2 Válvula reguladora de presión……………………
32
3.3
Factor contrapresión en sistemas de alivio de presión…….
32
3.4
Mechurrio…………………………………………………………………………….
36
3.4.1 Componentes principales mechurrio a baja presión
36
3.4.2 Métodos de quemado sin humo………………………………
45
3.4
Variables que originan cargas de vapor…………………………….
48
3.5
Generación de carga de alivio……………………………………………
49
3.6
Ecuaciones para dimensionar el cabezal de alivio…………….
51
IV
MARCO METODOLÓGICO………………………………………………………..
62
4.1
Tipo de investigación………………………………………………………….
62
4.2
Diseño de la investigación………………………………………………….
63
4.3
Técnicas para la recolección de información…………………….
63
4.4
Procedimiento para dimensionar un sistema de alivio………
64
SOLUCIÓN DE UN CASO REAL DE CAMPO…………………………….
67
V
5.1
Descripción del proceso actual de área de almacenaje de
la instalación……………………………………………………………………….
5.2
Descripción del sistema de alivio actual de la instalación…
5.3
Descripción de contingencias que producen cargas de
alivio……………………………………………………………………………………
70
71
5.3.2 Falla eléctrica general………………………………………………
71
5.3.3 Falla de bombas de recirculación de propano…………
71
5.3.4 Falla de bombas de recirculación de isobutano………
71
5.3.5 Falla de bombas de recirculación de nbutano…………
72
5.3.6 Fuego……………………………………………………………………….
72
vapores de propano……………………………………............
5.3.8 Falla de los compresores de refrigeración en el
área de fraccionamiento………………………………………….
5.3.9 Enfriamiento de la línea durante el proceso de
carga de buques………………………………………………………
Modelaje del proceso de almacenaje en estado estable,
empleando el simulador de procesos Hysys 3.2……………….
5.5
70
5.3.1 Falla eléctrica área de almacenaje………………………….
5.3.7 Falla de los compresores de recuperación de
5.4
67
Cargas de alivio generadas durante el almacenamiento
de productos fraccionados de LGN…………………………………….
72
72
73
73
77
5.5.1 Falla eléctrica área de almacenaje………………………….
77
5.5.2 Falla de bombas de recirculación de propano…………
80
5.5.3 Falla de bombas de recirculación de nbutano…………
81
5.5.4 Falla de bombas de recirculación de isobutano………
83
5.5.5 Falla del compresor de recuperación de vapores de
propano…………………………………………………………………….
5.5.6 Fuego……………………………………………………………………….
5.5.7 Enfriamiento de líneas en el proceso de carga a
buques………………………………………………………………………
84
86
91
5.5.8 Análisis e interpretación de resultados……………………
97
Dimensionamiento del sistema………………………………………….
104
5.6.1 Transporte de carga de alivio…………………………………
104
5.6.2 Dimensionamiento de los cabezales de alivio…………
105
5.6.2.1 Análisis e interpretación de resultados…….
107
5.6.2.2 Evaluación con simulador Inplant……………..
113
5.6.3 Dimensionamiento del mechurrio……………………………
114
5.6.3.1 Cálculo y análisis de resultados…………………
115
VI
CONCLUSIONES………………………………………………………………………
122
6.1
Referida a las descripción del sistema existente……………….
122
6.2
Referida a las contingencias que generan cargas de alivio
123
6.3
Referida al dimensionamiento de los cabezales de alivio…
124
6.4
Referida al dimensionamiento del mechurrio……………………
124
VII
RECOMENDACIONES………………………………………………………………
126
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS……………………………………………………….
127
ANEXOS……………………………………………………………………………………………….
129
5.6
LISTA DE FIGURAS
Figura
Página
1
Proceso productivo del gas…………………………………………….
17
2
Esquema típico proceso planta de procesamiento…………
18
3
Válvula de alivio de presión convencional……………………..
28
4
Válvula de alivio de presión con fuelles equilibrados…….
30
5
Válvula de alivio de presión operada por piloto…………….
30
6
Disco de ruptura para protección de depósitos y
tubería……………………………………………………………………………..
32
7
Válvula típica de regulación de presión………………………….
32
8
Componentes sistemas de mechurrio……………………………
37
9
Boquillas para sistemas de mechurrio……………………………
38
10
Componentes de un piloto………………………………………………
38
11
Sistema de encendido generador frente de llama…………
39
12
Sistema de encendido electrónico………………………………….
40
13
Tipos de estacas en sistemas de mechurrio………………….
41
14
Dispositivos para reducir el gas de purga………………………
42
15
Esquema tanque de sello hidráulico………………………………
43
16
Esquema típico “Knockout Drum (KOD)”………………………
44
17
Dimensión referencial tamaños de estacas de
mechurrio (GPSA)……………………………………………………………
18
Dimensión referencial tamaños de estacas de
mechurrios (API)…………………………………………………………….
19
60
61
Distorsión de la llama aproximada causada por la
velocidad lateral del viento y la velocidad del gas de
61
quema a la salida de la boquilla…………………………………….
20
Esquema modelaje proceso de almacenamiento…………..
21
Esquema para dimensionamiento del tamaño del
cabezal de alivio………………………………………………………………
68
107
LISTA DE TABLAS
Figura
Página
1
Condiciones de operación de alimentación…………………….
73
2
Composición de alimentación…………………………………………
74
3
Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio
generada tanque de propano……………………………………….
4
Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio
generada tanque de nbutano……………………………………….
5
Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio
generada tanque de isobutano…………………………………….
6
Falla bombas de recirculación de propano-carga de
alivio generada tanque de propano………………………………
7
Falla bombas de recirculación de propano-carga de
alivio generada tanque de nbutano………………………………
8
Falla bombas de recirculación de propano-carga de
alivio generada tanque de isobutano……………………………
9
Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de
alivio generada tanque de propano………………………………
10
Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de
alivio generada tanque de nbutano………………………………
11
Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de
alivio generada tanque de isobutano……………………………
12
Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de
alivio generada tanque de propano………………………………
13
Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de
alivio generada tanque de nbutano………………………………
14
Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de
alivio generada tanque de isobutano……………………………
79
79
80
80
81
81
82
82
83
83
84
84
Falla del compresor de recuperación de vapores de
15
propano-carga de alivio generada tanque de
propano……………………………………………………………………………
85
16
Falla del compresor de recuperación de vapores de
propano-carga de alivio generada tanque de
85
nbutano……………………………………………………………………………
17
Falla del compresor de recuperación de vapores de
propano-carga de alivio generada tanque de
86
isobutano…………………………………………………………………………
18
Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque
de propano………………………………………………………….
19
Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque
de nbutano…………………………………………………………
20
Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque
de isobutano………………………………………………………
21
Enfriamiento de líneas-carga total tanque de
propano……………………………………………………………………………
22
Enfriamiento de líneas-carga total tanque de
nbutano……………………………………………………………………………
23
Enfriamiento de líneas-carga total tanque de
isobutano…………………………………………………………………………
94
95
95
96
96
97
24
Resumen carga de alivios generada……………………………
98
25
Resumen composición de vapores alivio……………………….
99
26
Carga de alivio manejadas por los compresores y los
dispositivos de seguridad……………………………………………….
27
Resumen carga de alivio a ser manejadas por el
mechurrio…………………………………………………………………………
28
Resumen condiciones de alivio hacia el mechurrio……….
29
Ensayo 1 contrapresiones cabezales de alivio - máxima
carga – Weymouth………………………………………………………….
30
Ensayo 2 contrapresiones cabezales de alivio - máxima
carga – Weymouth………………………………………………………….
31
Ensayo 3 contrapresiones cabezales de alivio - máxima
carga –Weymouth……………………………………………………………
32
Ensayo 1 contrapresiones cabezales de alivio – máxima
100
104
106
108
108
109
110
carga - Panhandle A……………………………………………………….
33
Ensayo 2 contrapresiones cabezales de alivio - máxima
carga - Panhandle A……………………………………………………….
34
Ensayo 3 contrapresiones cabezales de alivio - máxima
carga - Panhandle A……………………………………………………….
35
Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio - máxima
carga - Panhandle A……………………………………………………….
36
Ensayo N° 4 contrapresiones cabezales de alivio –
carga de propano - Panhandle A……………………………………
37
Ensayo N° 4 contrapresiones cabezales de alivio –
carga de nbutano - Panhandle A……………………………………
38
Ensayo N° 4 contrapresiones cabezales de alivio –
carga de isobutano - Panhandle A…………………………………
39
Ensayo N° 4 contrapresiones cabezales de alivio – falla
del compresor - Panhandle A………………………………………….
40
Contrapresiones cabezales de alivio – máxima cargasimulador Implant - Panhandle A…………………………………..
110
110
111
112
112
112
113
113
INTRODUCCIÓN
En las Plantas de Fraccionamiento de Líquidos de Gas Natural (LGN),
específicamente en el área de almacenamiento, existen riesgos presentes y
potenciales que deben determinarse considerando los factores relacionados
con el proceso, los equipos, las instalaciones asociadas, las condiciones
locales y los posibles errores operacionales. Una vez determinados estos
riesgos, se deben incorporar en el diseño de la planta, facilidades adecuadas
para minimizar la posibilidad de ocurrencia de incendios, explosiones y otros
accidentes,
de
tal
manera
que
el
personal
de
operaciones
y
de
mantenimiento pueda llevar a cabo sus actividades de una forma efectiva y
segura.
Entre estas facilidades se encuentran los sistemas de alivio de presión,
los cuales se utilizan como último recurso para evitar que un equipo
presurizado supere su límite de presión, reduciendo el riesgo de producir
daños materiales y humanos. Los sistemas de protección contra sobrepresión
se usan en instalaciones petroleras para garantizar que se cumplan los
niveles de seguridad requeridos y proteger la inversión realizada. Su
instalación es tan importante como la elección del sistema adecuado para
cada situación. Por tanto, un sistema de alivio debe considerarse un
elemento obligatorio de seguridad dentro del diseño de una instalación
específica.
Por otra parte, cada día se producen en la industria problemas durante
la operación normal, producto de una selección inadecuada, una instalación
incorrecta, falta de mantenimiento o un diseño inapropiado de estos
sistemas.
Razón por la cual, se plantea esta investigación dentro del área de
almacenaje
de
productos
fraccionados
de
LGN
en
las
plantas
de
fraccionamiento de gas ubicadas en el occidente del país, concretamente en
el Municipio San Francisco, Estado Zulia.
La estructura de este trabajo de investigación se presenta de la
siguiente manera:
En
el
Capítulo
1,
descripción
del
problema,
se
presenta
el
planteamiento, formulación, objetivos, justificación y delimitación de la
investigación.
En el Capitulo 2, marco teórico, se definen los términos técnicos
relacionados con los sistemas de alivio, sistemas de mechurrios y todos los
elementos asociados a estos. Así como, las ecuaciones empleadas para
dimensionar el sistema.
En el capítulo 3, marco metodológico, se describe el tipo y diseño de
investigación empleada, técnicas para la recolección de la información y el
procedimiento a seguir para dimensionar un sistema de alivio y venteo de
baja presión.
En el Capítulo 4, se detalla la solución de un caso real de campo,
presentación, análisis e interpretación de los resultados.
CAPITULO I
DESCRIPCIÓN DEL PROBLEMA
2.1.
Negocio del gas en Venezuela
El gas natural es un combustible de origen fósil que se extrae del
subsuelo, se encuentra en la naturaleza en las llamadas “bolsas de gas”, bajo
tierra cubiertas por capas impermeables que impiden su salida al exterior.
Puede encontrarse acompañando al crudo en pozos petrolíferos (gas natural
asociado) o bien en yacimientos exclusivos de gas natural (gas natural no
asociado).
Venezuela, tomando en cuenta la Faja Petrolífera del Orinoco, cuenta
con una importante reserva de este recurso energético, esto la convierte en
uno de los principales productores a nivel mundial.
El Plan Estratégico de la empresa petrolera estatal venezolana
Petróleos de Venezuela, S.A. (PDVSA) 2006-2012, enmarcado en el Plan
Siembra Petrolera 2005-2030, promueve la aceleración de los diferentes
proyectos de exploración y producción de gas en tierra firme y costa afuera,
tomando en cuenta, además de las necesidades del mercado interno, la
nueva estrategia dispuesta por el Ejecutivo Nacional en cuanto a la creación
del Cono Energético, que incluye el suministro de gas a los países de
Latinoamérica, el Caribe y la Cuenca Atlántica.
PDVSA se encarga de la extracción, tratamiento y la distribución del
gas en nuestro país. Estas mismas actividades determinan los tres grandes
negocios o divisiones de una de sus filiales PDVSA Gas, a saber, Producción,
Procesamiento y Transporte (o Transmisión) y Distribución.
En cada uno de estos negocios se desarrollan una serie de procesos. En
la etapa de Producción se realiza la extracción, es decir, involucra las
actividades en la cuales se extrae el gas del yacimiento. De acuerdo a la Ley
Orgánica de los Hidrocarburos Gaseosos, en su Artículo 75, los procesos que
se deben realizar en la etapa de Procesamiento son separación, extracción,
fraccionamiento, almacenamiento y comercialización de los LGN y otras
sustancias asociadas al gas natural, sin embargo, el proceso actual sólo
incluyen los procesos de fraccionamiento, almacenamiento y comercialización
de los LGN, el resto de los procesos los realiza PDVSA Exploración y
Producción. Finalmente, Transporte y Distribución, se encarga de llevar el
gas metano hasta los clientes finales. (Ver figura 1)
Figura 1. Proceso productivo del gas. (Gerencia de Procesamiento PDVSA Gas. 2008)
2.2.
Planteamiento del problema
Las plantas de fraccionamiento de LGN están diseñadas para procesar
los líquidos del gas natural proveniente de las plantas extractoras de
líquidos. El LGN es procesado en torres de fraccionamiento, tales como:
despropanizadoras, desbutanizadoras, des-isobutanizadoras, entre otras.
Los productos fraccionados son pre-enfriados a través de arreglos de
intercambiadores de calor, dispuestos aguas abajo del tope de las torres,
para luego ser enviados a los tanques de almacenamiento, donde, tras una
expansión súbita, alcanzan las condiciones de presión y temperaturas
necesarias para su almacenaje. Estas condiciones se pueden mantener
mediante distintos procesos, entre los cuales podríamos destacar la
recirculación de una porción de sus productos fraccionados, la cual es
tomada del fondo de cada uno de los tanques. Para el caso del tanque de
propano, dicha porción es bombeada al tope con la corriente de producción,
mientras que para los tanques de butanos la porción de recirculación de
fondo es enfriada a través de unos intercambiadores con una porción de la
corriente de propano de fondo. (Ver figura 2)
Durante el almacenamiento es inevitable la formación de vapores, los
cuales se acumulan en el tope a mayor temperatura. En condiciones
normales los vapores son recuperados mediante sistemas de compresores.
Cuando los flujos de alivio sobrepasan la capacidad de diseño de los
compresores o se genera alguna contingencia, estos son desviados a través
del cabezal de alivio hasta el mechurrio.
Figura 2. Esquema típico proceso planta de procesamiento.
El sistema de alivio y venteo de baja presión debe estar constituido por
un cabezal que permita manejar los vapores generados por sobrepresión en
los tanques de almacenamiento. Estos vapores son descargados al cabezal a
través de las válvulas de control de presión. La corriente aliviada y
recolectada en el cabezal de alivio será llevada a un tambor de venteo, el
cual permite separar los posibles líquidos que se puedan formar debido a la
condensación de la mezcla de las corrientes aliviadas. Posteriormente, estos
gases serán enviados hacia un mechurrio.
El diseño de un sistema de alivio es típicamente complejo y debe ser
óptimo. “Este puede variar entre una designación vaga de unos cuantos pies
de línea hasta dibujos preliminares. En el último caso, los accesorios se
convertirán en tramos rectos de tubo equivalente para llegar a un
requerimiento total de presión necesaria”. (PDVSA 90616.1.022, 1990, p.13)
Por otra parte, los sistemas de alivio de presión instalados en los patios
de almacenamiento de productos fraccionados de LGN, especialmente en las
instalaciones de fraccionamiento de gas ubicadas en el occidente del país,
requieren ser evaluados y rediseñados, ya que estas plantas han sido
sometidas
a
distintos
cambios
en
sus
condiciones
de
operación
e
infraestructura original.
Para realizar estos diseños, existen actualmente a nivel industrial una
gran variedad de software que son empleados para modelar sistemas de
alivio, sin embargo, resultan poco accesibles y prácticos para ser empleado a
nivel académico o industrial.
Esta situación hace necesaria la implantación de una herramienta de
cálculo sencilla y de fácil acceso que permita realizar el dimensionamiento
del cabezal de alivio y/o estaca del mechurrio de un caso real de campo,
mediante la aplicación de ecuaciones de flujo de gas, tales como la
Weymouth y/o Panhandle A.
2.3.
Formulación del problema
¿Cómo se realiza el diseño de un sistema de alivio y venteo de baja
presión para tanques de almacenamiento de productos fraccionados de LGN?
2.4.
2.4.1.
Objetivos de la investigación
General
Diseñar un modelo termodinámico de un sistema de alivio y venteo de
baja presión para tanques de almacenamiento de productos fraccionados de
LGN.
2.4.2.
Específicos
 Seleccionar un caso real para describir el proceso de almacenaje,
el proceso de alivio existente y las variables operacionales que
generan cargas de alivio
 Identificar las contingencias que generan cargas de alivio en los
tanques de almacenaje de LGN.
 Modelar el proceso de almacenaje en estado estable empleando
el simulador de proceso Hysys 3.2.
 Determinar
las
cargas
de
alivio
generadas
durante
el
almacenamiento de productos fraccionados de LGN.
 Dimensionar un sistema de alivio de baja presión (cabezal de
alivio y altura del mechurrio) que genere protección a la
instalación, empleando las ecuaciones de gas.
 Diseñar una herramienta de cálculo para el diseño del sistema.
 Comprobar los resultados obtenidos con simuladores disponibles
en el mercado.
2.5.
Justificación
Actualmente los sistemas de alivio y venteo de las plantas de
fraccionamiento de gas ubicadas en el occidente del país, específicamente
en el Estado Zulia, presentan deficiencia en cuanto al manejo de las cargas
generadas por la vaporización en los tanques de productos fraccionados de
LGN, por lo que se hace necesario evaluar y rediseñar dichos sistemas así
como buscar nuevas tecnologías para optimizar el proceso de alivio y venteo
a baja presión.
Existen en el mercado programas de simulación cerrados costosos que
están destinados a un numero finito de usuarios, es por ello que este trabajo
de grado pretende desarrollar una herramienta de cálculo sencilla que pueda
ser empleada a nivel académico e industrial, y así contar con una
instrumento útil que sea competitivo con los programas comerciales.
2.6.
Delimitación del problema
El contexto de acción de este trabajo de investigación se centrará en
las plantas de fraccionamiento de LGN ubicadas en el Municipio San
Francisco del Estado Zulia.
CAPITULO II
MARCO TEORICO
Una vez establecidos los objetivos de la investigación, es necesario
describir los elementos teóricos que fundamentan el proceso de conocimiento
y que serán directamente utilizados en el desarrollo de este trabajo.
3.1.
Antecedentes
Numerosas artículos técnicos referentes a problemas puntuales han
sido publicados en la actualidad, dentro de las publicaciones más destacadas
se puede citar:
Galvarro (2001), en su publicación titulada “Criterios de Diseño de
Sistemas de Quemador en Plantas de gas”, señala que el proceso de alivio no
representa un proceso en régimen permanente, es decir, donde el caudal
entrante es igual al caudal saliente, sino más bien es un proceso dinámico
donde se libera materia y energía acumulada en un periodo de tiempo
reducido. Además, menciona que el estudio de los diferentes escenarios de
emergencia es crucial en la reducción de los costos iniciales de inversión
debido a que una buena filosofía de emergencia reducirá los caudales de
venteo y por consiguiente las dimensiones del quemador en su conjunto.
También indica que la selección adecuada de válvulas de alivio, bien sea del
tipo modulante o de apertura total, definirá los caudales de alivio. Las cargas
individuales calculadas para cada dispositivo de alivio se tabularon de tal
manera de determinar la carga total del sistema de quemador bajo las
circunstancias de los distintos escenarios de emergencia. Estos escenarios
fueron evaluados con el simulador de procesos HYSYS bajo la modalidad de
régimen permanente o estacionario, modo que no permitió tomar en cuenta,
según Galvarro, el tiempo de alivio de cada dispositivo en particular durante
el venteo múltiple de varias válvulas de alivio al mismo tiempo. De ahí que,
no se pudo hacer un seguimiento preciso del proceso dinámico que
representa una situación de alivio. Con los resultados del simulador de
proceso se determinó la contrapresión para cada dispositivo de alivio en cada
escenario
de
emergencia
y
compararon
con
los
datos
de
diseño
proporcionados por el departamento de mantenimiento, asegurando de que
la contrapresión calculada no sobrepasará la contrapresión permisible
indicada por el fabricante de las válvulas de alivio de presión. En conclusión,
según Galvarro, el uso de software para el cálculo hidráulico en modo
dinámico pudo haber contribuido a reducir los costos de inversión, debido al
efecto de la variable tiempo que eventualmente hubiese reducido la carga en
las descargas múltiples al sistema y consecuentemente se hubiesen reducido
las dimensiones de los colectores matrices.
3.2.
Fundamentos teóricos
3.2.1.
Sistema de alivio de presión
Consiste en un arreglo de un dispositivo de alivio de presión, tubería y
medios
de
disposición
concebidos
para
la
recolección,
transporte
y
disposición segura de alivios. Tal sistema, puede estar formado por un simple
dispositivo de alivio de presión con o sin tubería de descarga ubicada en un
recipiente o línea; sistemas más complejos incluyen varios dispositivos de
alivio de presión que descargan a un cabezal común y terminan en un equipo
de disposición. En términos generales, este permite garantizar la disposición
segura de gases aliviados y líquidos, los cuales se recogen en una línea
principal y son llevados hasta un mechurrio.
El sistema debe diseñarse principalmente para:
 Reducir las concentraciones a nivel del suelo de materiales
peligrosos.
 Proveer
la
disposición
segura
de
los
gases
y/o
líquidos
inflamables.
 Reducir
las
emisiones
del
compuesto
orgánico
(VOC)
e
hidrocarburos.
Uno de los pasos más críticos para establecer la función y configuración
correcta de cada uno de los sistemas es realizar una evaluación de los
riesgos presentes en una instalación específica, considerando todos los
escenarios posibles. Para ello, se debe identificar inicialmente los peligros
potenciales durante la operación de la forma más razonable posible. Entre los
distintos escenarios de peligro que pueden presentarse, están: Errores en las
condiciones
de
operación,
errores
humanos,
sobrellenado,
falta
de
mantenimiento, características físicas y químicas del fluido (polimerización,
cristalización, reacciones exotérmicas, corrosión, toxicidad, estabilidad…),
condiciones específicas atmosféricas (vibraciones, erosión, fuego externo),
entre otros. Todas estas situaciones pueden provocar que la presión exceda
los límites de diseño de un equipo. Luego, en base a los resultados
obtenidos, se diseña y selecciona el sistema de seguridad más efectivo para
un equipo en concreto. También se debe considerar la existencia de
contrapresiones,
que
sin
duda
pueden
afectar
las
características
de
funcionamiento y la capacidad de alivio de un sistema de alivio de presión.
Por otra parte, cuando se diseña un equipo se debe: Eliminar o reducir
los riesgos identificados, incorporar sistemas de protección si los riesgos no
pueden ser eliminados, informar al usuario de posibles riesgos residuales,
indicar las medidas de protección apropiadas, prevenir el uso incorrecto de
los sistemas de seguridad, siempre dando preferencia a las soluciones
intrínsecamente seguras. Por consiguiente, es inevitable el uso de sistemas
de seguridad, como por ejemplo el uso de sistemas de alivio de presión, en
el diseño de los equipos presurizados. Estos se diseñan para poder trabajar
independientemente de otras funciones, y deberán ser fiables en cualquiera
de las condiciones determinadas en la evaluación de riesgos (puestas en
marcha, paradas, mantenimientos).
Existen varios elementos para limitar la presión y proteger los equipos
presurizados:
a. Dispositivos de apertura y cierre.
b. Dispositivos solo de apertura.
c. Combinación de ambos.
Los dispositivos pueden ser clasificados como de aplicación primaria
(donde existirá un único sistema de alivio de presión) y como aplicación
secundaria. Sin embargo, para seleccionar una de estas opciones se requiere
considerar distintos parámetros, ya sean técnicos y/o económicos.
Fike Ibérica. (2008) menciona que el uso de dispositivos de sólo
apertura ofrece mayormente soluciones más económicas, pero una vez
accionados requieren que el proceso pare o sea desviado para que el sistema
pueda ser reemplazado. Por tanto, este tipo de dispositivo puede ser
empleado exclusivamente como sistema primario de alivio de presión en
aquellos casos donde la mermas de fluido y las paradas de producción sean
aceptables. El uso de estos sistemas como alivio de presión secundario está
muy extendido en la industria. Por otro lado, el uso de dispositivos de
apertura y cierre permiten poder seguir trabajando aun incluso cuando se
hayan accionado. Por lo que, este tipo de dispositivos son los preferidos para
aplicaciones de alivio de presión primario en equipos donde no se puede
permitir que el sistema permanezca abierto durante mucho tiempo. Sin
embargo, el riesgo de fugas, de suciedad, de obturación, de hielo, de
corrosión, etc., pueden tornar estos sistemas ineficientes. Los dispositivos de
apertura y cierre son generalmente válvulas de seguridad. Mientras que, los
dispositivos de sólo apertura más conocidos son los discos de ruptura. La
combinación de los dos dispositivos, un disco de ruptura delante de la
válvula de seguridad, es una solución común, ya que ofrece lo mejor de cada
sistema individualmente, de esta forma el disco de ruptura actúa de sello
entre el proceso y la válvula de seguridad, reduciendo los costos de
operación y mantenimiento (corrosión, reparaciones, entre otros.). Además,
aumenta
la
seguridad
del
sistema
ya
que
elimina
los
riesgos
de
polimerización y obstrucción de la válvula.
El uso del disco de ruptura en combinación con una válvula debe
considerarse en aquellos casos en los que la corrosión o la suciedad de los
elementos internos de la válvula pueda ocasionar un problema (en este caso
el disco se instalaría delante de la válvula) ó en aquellos casos en los que la
contrapresión aguas debajo de la válvula de seguridad pueda ocasionar
cambios en su presión de ajuste (en este caso el disco se instalaría detrás de
la válvula). En todos los casos donde exista la combinación de estos
dispositivos se deben tomar medidas para evitar la acumulación de presión
entre los dos elementos. Un incremento de presión en este espacio (debido a
cambios de temperatura, fugas menores, etc.) puede provocar cambios
incontrolables en la presión de apertura del sistema. En ciertos casos, debido
a razones ambientales o de seguridad, el alivio de presión no puede
aplicarse. Por tanto, ninguno de los dispositivos descritos puede ser
empleado, por lo que el equipo debe fabricarse para poder soportar el
máximo posible de presión, es decir, un diseño intrínsicamente seguro.
Para el caso de los tanques de almacenaje de productos fraccionados
de LGN, los sistemas de alivio de baja presión deben diseñarse para manejar
venteos de emergencia hacia los quemadores a fin de proteger el sistema en
caso de sobrepresión. Así como, incluir válvulas de gas con interruptor de
vacío para el envío de gas a los tanques y de esta forma compensar
cualquier baja de presión. En caso de sobre-presión en el sistema de alivio,
se instalará una válvula de control automático (Válvula Reguladora de
Presión) para liberar el exceso de presión del gas hacia el quemador y así
controlar esta condición anormal de operación. Finalmente, como último
equipo de seguridad, se conectarán en los tanques de LGN válvulas de alivio
para presión y vacío que descarguen directamente a la atmósfera para
manejar cambios de alta y baja presión. (NFPA 59A, 2001)
Dentro del sistema, también es importante el diseño y configuración de
las tuberías de descarga. Estas tienen que ser lo más cortas y rectas posibles
y deberán diseñarse de forma que la velocidad de descarga sea subsónica.
Entre los elementos y condiciones asociadas a un sistema de alivio se
encuentran:
3.2.2.
Dispositivos de alivio de presión
Estos sistemas funcionan por la presión estática interna y están
diseñados para abrir durante una situación anormal o emergencia, de
manera tal de prevenir un aumento excesivo de la presión de fluido interno,
por encima de un valor específico. El dispositivo también puede estar
diseñado para prevenir un vacío excesivo. Entre estos dispositivos se
encuentran las válvulas de alivio de presión, los dispositivos de alivio de
presión de solo apertura y las válvulas de alivio de vacío.
3.2.2.1.
Válvulas de seguridad o alivio
Están diseñadas para liberar fluido cuando la presión interna supera el
umbral establecido. Su misión es evitar una explosión, el fallo de un equipo o
tubería por un exceso de presión. Permanecen cerradas en funcionamiento
normal y solo se abren si el fluido sobrepasa la presión requerida, liberando
el exceso. Existen también las válvulas de alivio que liberan el fluido cuando
la temperatura supera un límite establecido. Estas válvulas son llamadas
válvulas de alivio de presión y temperatura. Estas válvulas afectan el tamaño
de la línea y las condiciones de alivio.
La forma más fácil y económica de disponer del efluente, durante una
situación que requiere alivio, sería descargarlo a la atmósfera, lo cual puede
hacerse cuando la descarga no contiene líquidos (o no se forma ninguno por
condensación),
y
cuando
los
vapores
así
descargados
se
mezclan
suficientemente bien con el aire como para estar por debajo del límite
inferior de explosividad, antes de alcanzar una fuente de ignición. Esto
implica que la salida de la válvula de seguridad debe estar colocada en una
posición relativamente alta. Además, es necesario verificar que la emisión
cumpla con las normas pertinentes sobre control de contaminación, ruido y
seguridad del personal. Por consiguiente, la alternativa es un sistema de
alivio que conduzca los vapores lejos de la planta, hasta un mechurrio o un
punto seguro de descarga.
Hay tres tipos básicos: convencional, fuelles equilibrados, y accionada
por piloto.
Válvulas de alivio y seguridad convencionales: En una válvula de alivio
y seguridad convencional, la presión de entrada actúa contra un resorte que
cierra la válvula, y la contrapresión en la salida de la válvula cambiará la
presión a la cual se abriría la válvula. (Ver figura 3).
Figura 3. Válvula de alivio de presión convencional. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990, P.20)
Para servicios de gas: No pueden ser empleadas para contrapresiones
acumuladas superiores al 10% de la presión de ajuste, ya que esto ocasiona
que la válvula se cierre (para sobrepresión del 10%).
Para servicios de líquido: Al igual que el servicio de gas, no puede ser
usada para contrapresiones acumuladas mayores al 10% de la presión de
alivio, ya que la acumulación de contrapresión disminuye la capacidad y
eventualmente el flujo se detiene, sin cambio de presión de ajuste.
Válvulas de seguridad y alivio equilibradas: En una válvula con fuelles
equilibrados, el área efectiva de los fuelles es la misma que el área del
asiento de la boquilla y se evita la acción de la contrapresión sobre la parte
superior del disco; así la válvula se abre a la misma presión de entrada aún
cuando la contrapresión puede variar (Ver figura 4).
Para servicios de gas: La capacidad máxima se mantiene hasta
contrapresiones de un 30–50% de la presión de ajuste, reduciendo su
capacidad a contrapresiones más altas. Sin embargo, se debe tomar en
cuenta los catálogos del fabricante.
Para servicios de líquido – La acumulación de contrapresión reduce el
flujo, pero menos que en el caso de válvulas convencionales. También, es
recomendable consultar los catálogos del fabricante.
Válvulas de seguridad y alivio accionadas por piloto: Una válvula de
alivio y seguridad accionada por piloto es un dispositivo que consiste de dos
partes principales, una válvula principal y un piloto. La presión de entrada
actúa sobre el tope del pistón de la válvula principal, con mayor área
expuesta a la presión sobre el tope del pistón que sobre el fondo; la presión,
no un resorte, sostiene cerrada la válvula principal. A la presión de ajuste, el
piloto se abre, reduciendo la presión sobre el tope del pistón y la válvula se
abre por completo. (Ver figura 5).
Figura 4. Válvula de alivio de presión con fuelles equilibrados (Guía PDVSA 90616.1.022,
1990, P.20)
Figura 5. Válvula de alivio de presión operada por piloto. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990,
P.21)
Estas
se
utilizan
preferentemente
compuestas por dos elementos
para
altas
presiones,
están
separables: Un cuerpo principal que
contienen la tobera y el obturador, y una válvula auxiliar que torna la presión
del sistema y controla la apertura del obturador principal.
En caso de presiones de ajuste extremadamente bajas existen válvulas
de alivio y seguridad accionadas por piloto con diafragmas livianos sin
fricción, en lugar de los pistones pesados.
Para servicios de gas: Tiene el mismo efecto que una válvula
convencional con contrapresión constante. No presentan reducción en la
capacidad hasta contrapresiones iguales a 55% de la presión de ajuste;
luego la reducción en capacidad es gradual.
Para servicios de líquido: Existe una reducción gradual debido a que
hay caída reducida de presión disponible. También, es recomendable
consultar los catálogos del fabricante.
En general, se necesitan inspecciones y pruebas periódicas para
asegurar que cualquier sistema de alivio y seguridad sea confiable,
especialmente el sistema con válvulas con fuelles. Aún cuando estas son
altamente recomendadas en la mayoría de las aplicaciones, se emplean
como uso más frecuente las válvulas de seguridad y alivio convencionales.
Mientras que las válvulas actuadas por piloto pueden ser ventajosas en
algunos procesos, ya que es más pequeña que una válvula de resorte, sin
embargo no se recomiendan cuando pueden formarse hidratos en la válvula
del piloto o cuando otro material extraño pueda acumularse y hacer
inoperativo al piloto. Para más seguridad puede usarse filtros en la línea de
suministro al piloto.
Discos de ruptura: Podemos definir a los discos de rupturas como un
dispositivo de alivio de presión de sólo apertura, que, como su nombre lo
indica, se rompen al alcanzar su presión de calibración, permitiendo la
descarga a través de la sección de desalojo, debiendo reemplazarse cuando
el sistema se encuentre totalmente despresurado.(Ver figura 6)
Figura 6. Disco de ruptura para protección de depósitos y tubería. (Fike Ibérica, 2008)
3.2.2.2.
Válvula reguladora de presión
Se utilizan cuando es necesario reducir la presión, manteniéndola en
valores prefijados, al margen de la cantidad de fluido que pasa a través de
ella.
Estas
válvulas
autorreguladoras
presentan
como
componentes
principales, una válvula de control de presión (50) y una unidad de ajuste de
presión (58, 72) para fijar un rango de presión.
Figura 7. Válvula típica de regulación de presión. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990, P.22)
3.3.
Factor contrapresión en sistemas de alivio de presión
Fike Ibérica. (2008) Expone que el diseño de los sistemas de seguridad
y la selección del sistema de alivio de presión debe realizarse considerando
todas las condiciones de operación que pueden presentarse durante la vida
del equipo presurizado. También describe que uno de los problemas que a
menudo se menosprecia y que puede inducir fallos inesperados de un
sistema de seguridad es el efecto de la contrapresión en los sistemas de
alivio de presión. Por lo que, varios ensayos en laboratorios se han realizado
a
diferentes
válvulas
de
seguridad
comerciales
para
comprobar
su
funcionamiento bajo los efectos de la contrapresión, demostrando la
diferencia
que
puede
haber
entre
el
tarado
(presión
de
ajuste
predeterminada) indicado por el fabricante y el real. Esta diferencia puede
ser tan grande que resulten casos en los que el equipo presurizado trabaje
por encima de su presión de diseño. La instalación de un fuelle en la válvula
puede ayudar, pero no solucionar el problema. El uso de discos de ruptura
aguas abajo de una válvula de seguridad ofrecerá una mayor fiabilidad del
sistema
por
un
costo
bajo,
evitando
los
efectos
indeseados
de
la
contrapresión.
Por otro lado, los tramos de tubería de entrada a los sistemas de alivio
de presión deben ser tan cortos y rectos como sea posible, y en el caso de
las válvulas de seguridad la pérdida de carga no debe exceder el tres por
ciento (3%) de la presión de tarado (predeterminada) de la válvula. La
pérdida de carga total se calcula usando la capacidad real de la válvula, y
debe tener en cuenta cualquier efecto de la combinación con un disco de
ruptura u otro componente.
La determinación del tamaño de la válvula de alivio está descrita en los
catálogos de los fabricantes y en el libro de datos de ingeniería GPSA (1998).
Hay dos casos básicos de diseño: líquido y vapor. Estos deben ser
distinguidos principalmente porque para aliviar 100% de flujo de líquido se
requiere 25% de sobrepresión, mientras que para alivio de vapor sólo se
requiere 10%. La mayoría de los sistemas de alivio y seguridad de líquidos
de proceso se ajustan normalmente a 10% de sobrepresión, lo que significa
que las válvulas para líquidos funcionan a 60% de su carrera (la carrera total
ocurre a 25% de sobrepresión). Parece razonable que sólo se requerirá 10%
de sobrepresión para obtener el flujo total, en caso de alivio de dos fases
(gas–líquido). (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990)
La contrapresión es la presión existente en el cabezal de descarga al
cual alivia un dispositivo de alivio de presión. Dicho de otra manera, es la
suma de las contrapresiones superimpuesta y acumulada.
Al tratarse de líneas de alivio, definimos tres tipos de contrapresión:
Contrapresión acumulada: Incremento en la presión en el cabezal de
descarga, la cual se genera después que un dispositivo de alivio de presión
abre. Es decir, es la contrapresión variable desarrollada como resultado del
flujo en la línea de alivio.
Contrapresión superimpuesta: Presión estática existente a la salida de
un dispositivo de alivio de presión al momento de su apertura. Esta
contrapresión proviene de otras fuentes y puede ser constante o variable. Es
decir, es la contrapresión inicial antes de abrirse la válvula, causada por la
descarga de otras válvulas al mismo cabezal.
Contrapresión constante: Es una contrapresión no variable creada por
la succión de un compresor o equipo similar.
Existen otros términos técnicos empleados durante el diseño de
sistemas de alivios que son importantes mencionar:
Acumulación: Aumento de presión sobre la máxima presión de trabajo
permisible (MAWP) de un recipiente durante la descarga a través de un
dispositivo de alivio de presión y se expresa en unidades de presión o como
porcentaje
de
presión.
Las
acumulaciones
máximas
permisibles,
se
establecen por los códigos de diseño aplicables a contingencias operacionales
y de fuego.
Contingencia: Evento anormal que causa una condición de emergencia.
Contingencia doble: Ocurrencia simultánea de dos o más contingencias
sencillas que no están relacionadas entre si.
Evento: Suceso que envuelve el comportamiento de un equipo, una
acción humana o un agente o elemento externo al sistema y que causa
desviación de su comportamiento normal.
Máxima presión de operación: Máxima presión esperada durante la
operación de un sistema.
Máxima presión de trabajo permisible (MAWP): Máxima presión
manométrica permisible en el tope de un recipiente a una temperatura
especificada. La MAWP se calcula usando el espesor nominal de cada
elemento del recipiente sin considerar el espesor adicional por corrosión ni
otras cargas de presiones. Es la base para fijar la presión de un dispositivo
de alivio de presión.
Presión de abertura: Valor de presión estática, corriente arriba de la
válvula, a la cual existe un levantamiento apreciable del disco y empieza a
observarse un flujo de venteo continuo.
Presión de ajuste: Presión manométrica a la cual es ajustada una
válvula de alivio de presión para abrir bajo condiciones de servicio.
Presión de cierre: Valor de la presión estática, aguas arriba de la
válvula, a la cual el disco de la válvula hace contacto nuevamente con su
asiento o cuando el levantamiento alcanza el valor de cero.
Presión de diseño manométrica: Condición de presión más severa,
coincidente con la temperatura más severa que se espera durante la
operación. Esta presión puede ser usada en lugar de la MAWP, si esta última
no ha sido establecida. La presión de diseño es igual o menor que la MAWP.
Sobrepresión: Contrapresión de un fluido por encima de la presión de
ajuste del dispositivo de alivio de presión y se expresa en unidades de
presión o como porcentaje de presión. La sobrepresión coincide con la
acumulación cuando el dispositivo de alivio de presión esta ajustado a la
MAWP del recipiente.
Presión de Vapor Reid: Presión ejercida por la porción de un líquido
evaporado dentro de un recipiente a una temperatura dada.
Venteo normal: Se produce debido a requerimientos operativos o
cambios atmosféricos.
Venteo de emergencia: Requerido cuando una condición anormal existe
al interior o exterior de un tanque, tal como la ruptura de un serpentín para
calentamiento interno o la presencia de fuego en el exterior.
3.4.
Mechurrio
Componente clave de los sistemas de desechos cerrados dado que
provee de un medio de disposición seguro de las corrientes provenientes de
las válvulas de alivio, purgas de vapores, desvíos de corrientes de proceso,
drenajes de equipos, etc., quemándolos bajo condiciones controladas de
modo que los equipos adyacentes o el personal no estén expuestos a peligro,
al mismo tiempo que se satisfacen los requerimientos de control de
contaminación ambiental. También se puede definir como el conjunto de
equipos aguas abajo en los procesos de una planta que permiten aliviar las
corrientes de gases a la atmósfera de forma segura, económica y amigable al
ambiente.
3.4.1.
Componentes principales mechurrio a baja presión
La lista de componentes típicos cubre como mínimo los siguientes
renglones: Boquilla, pilotos, control de ignición de pilotos, estacas y
estructuras del mechurrio, purga de gases, sellos líquidos, separadores
“Knockout Drum” (KOD) y controles auxiliares (control del vapor, sopladores,
controles para pilotos y gas de purga, discos de ruptura).
Figura 8. Componentes sistema de mechurrios (John Zink, 2005)
Las boquillas del mechurrio se usan para manejar con seguridad, el
exceso de gases de desecho por medio de la combustión. Esta determina la
tecnología
de
combustión
a
emplear
en
el
sistema
de
alivio.
Una
representación grafica de estos tipos de boquilla se muestran en la figura 9.
Existen diferentes tipos de tecnología para la boquilla, entre las cuales
están:
 Boquillas NO asistidas (con humo): Utilidad y Fosas de quema.
 Boquillas asistidas por Aire (sin humo)
 Boquillas asistidas por Vapor (sin humo)
 Boquillas asistidas por Presión(sin humo): Coanda, Multi-punto y
KLC
Boquillas para Fosa
Asistidos por Vapor
Utilidad
HP - Coanda
Asistidos por Aire
HP - MultiMulti-punto
Figura 9. Boquillas para sistemas de mechurrios (John Zink, 2005)
La Boquillas sin humo (fumífuga) esta compuesta de uno o varios
pilotos de encendido continuo, tubería de ignición, tubería del piloto (gas
combustible) y conexión bridada, y opcionalmente un guardabrisa y un aro
de retención de llama. Los pilotos deben ser de un diseño probado, capaces
de permanecer encendidos y poder ser encendidos durante condiciones de
viento huracanado y de lluvia. Estos están diseñados para producir una llama
muy estable y confiable que pueda asegurar la ignición de los gases aliviados
En la figura 10 se muestran los componentes de un pilote.
aire
(1)
ORIFICIO
(2) MEZCLADOR
(3) SECCION DE FLUJO
Combustible
aire
Figura 10. Componentes de un piloto (John Zink, 2005)
En el control de ignición del piloto puede realizarse por medio de dos
sistemas: Tablero Generador de Frentes de Llama (FFG)
o Sistema de
Encendido Electrónico.
El Generador de Frente de Llamas, esta compuesto por una válvula
manual y un indicador de presión para gas combustible, una válvula manual
y un indicador de presión para aire comprimido, una cámara de ignición
completa con dispositivo de encendido y una boca de inspección, y un
transformador de ignición completo con un conmutador. Este sistema
requiere de aire comprimido, puede ser operado remotamente, bien sea, en
forma automática o manual, y la línea de encendido debe estar seca. Una
figura representativa de este sistema se muestra en la figura 11. Por otro
lado, el sistema electrónico de encendido no requiere de aire comprimido,
puede ser operado remotamente, bien sea, en forma automática o manual,
no requiere de una línea de ignición entre el panel de control y el mechurrio,
pero si de un cable de ignición y el encendido posee un monitoreo continuo.
(Ver figura 12).
PILOT #1
PILOT #2
PILOT #3
FLAME ON
FLAME ON
FLAME ON
FLAME OFF
FLAME OFF
FLAME OFF
AUTO
*
OFF
MANUAL
PI
FUEL
GAS
INLET
PI
S
S
AIR
INLET
Figura 11. Sistema de encendido generador frente de llama (John Zink, 2005)
La altura de la chimenea del mechurrio (estaca o estructuras) esta
relacionada con la radiación térmica a nivel del suelo. Sin embargo,
independientemente del nivel de radiación, para mechurrio que operan a
baja presión, se recomienda que la intensidad de radiación a nivel del suelo
este por debajo de 2000 BTU/hr*pies2 y en el límite de propiedad menor o
igual a 500 Btu/hr*pies2. Así mismo, el nivel de ruido en la línea límite de
propiedad debe ser como mínimo menor de 85 dBA. Es importante
considerar la instalación de facilidades para mantenimiento a modo de bajar
toda la estaca, o solamente la boquilla del mechurrio. (Guía PDVSA CB-201P, 1990)
Pilot
Nozzle
Barra de
Ceramica
(Electrodo)
Caja de
ignición
Alto V DC
Cable de Ignición
Ignition
Inlet
Plato
Inspirador
Entrada de gas Piloto
Figura 12. Sistema de encendido electrónico (John Zink, 2005)
La mayoría de los diseños están orientados a operar como estacas
elevadas y también en arreglos angulares típicos en las plataformas costa
afuera. (Ver figura 13)
Existen tres diseños básicos de estacas elevadas:
 Estacas auto soportadas
 Estacas soportadas por Guayas
 Estacas soportadas por Derrick.
Autosoportada
Soportada por Guayas
Derrick
Arreglo Angular
Figura 13. Tipos de estacas en sistemas de mechurrios (John Zink, 2005)
Como dispositivo para prevención de retroceso de la llama puede
usarse un tanque de sello de agua o un sello seco; éste último se usa en
conjunto con un suministro continuo de gas de purga. En los casos donde la
boquilla es completamente abierta a la atmósfera, es requerido una purga
continua (fuel gas o nitrógeno) para prevenir la entrada de aire al mechurrio
ó el cabezal de alivio, evitando retroceso de llama ó detonaciones internas.
Con la intención de reducir este gas de purga son usados los siguientes
dispositivos (ver figura 14):
 Sello Molecular (ó Laberíntico )
 Sello Dinámicos (o velocidad)
 Sellos de Líquido (tanque de sello hidráulico)
El sello molecular cambia la dirección de los gases de purga y quema, a
través de dos codos de 180°, para crear un sello usando el diferencial de
densidad entre la mezcla de gas de purga de quema y el aire. El sello
molecular requiere una pequeña purga de gas. (PDVSA 90616.1.021, 1990)
El sello de gas de purga, emplea un flujo continuo de gas de purga
hacia el mechurrio a una velocidad de 0,3 a 1 m/seg. (1 a 3 pies/seg.). En
vista del alto costo de la energía, un sistema de gas de purga sencillo, sin un
sello complementario, no es económico. (PDVSA 90616.1.021, 1990)
Flare
Body
Airrestor
Sello Molecular
Sello de Velocidad
Velocidad
Figura 14. Dispositivos para reducir el gas de purga (Guía PDVSA 90616.1.021, 1990)
El sello interno, es un sello estacionario que requiere una pequeña
purga de gas, la cual mantiene el aire fuera del mechurrio. Como la tasa de
gas de purga es pequeña, éste no es suficiente para igualar la presión del
cabezal después de una descarga. Estos dispositivos deben usarse junto con
un sistema de control para aumentar la tasa de gas de purga a medida que
se enfría el cabezal. (PDVSA 90616.1.021, 1990)
El sello de velocidad tiene el mismo propósito, evitar que el aire
atmosférico entre a la chimenea del mechurrio. Este sello es mucho más
pequeño, que un sello molecular para el mismo servicio y a menudo es
fabricado como parte integral de la boquilla. Sin embargo requiere un
volumen de gas de purga mayor, por lo que de haber interrupción del gas de
purga, la efectividad del sello de velocidad se pierde inmediatamente.
El tanque de sello hidráulico posee dos finalidades: Sirve como otro
elemento de prevención en la retención de llama y como barrera en el desvío
de alivios de baja presión. Consiste en un recipiente (anexo al mechurrio ó
incorporado en la base de la estaca), en el cual se sumerge en una piscina de
líquidos (usualmente agua) el cabezal de descarga de los gases de alivio.
(Ver figura 15).
Figura 15. Esquema tanque de sello hidráulico. (Guía PDVSA 90616.1.021, 1990)
Otro dispositivo empleado para evitar el retroceso de llama es el
parallamas tipo rejillas, el cual puede usarse para mezclas de la mayoría de
los gases con aire u oxígeno; sin embargo, para algunos gases tales como
acetileno, óxido de etileno e hidrógeno, no es suficiente. Por tanto, debe
emplearse un sello líquido. Otra desventaja del parallamas tipo rejilla, es que
está sujeto a taponamiento debido a los muchos pequeños pasajes que
posee; por lo tanto, debe hacerse todo esfuerzo para mantener el flujo de
gas a través del parallamas tan seco y limpio como sea posible. De ahí que,
debe ser instalado corriente abajo del tanque separador a fin de minimizar el
líquido que fluye a través del parallamas. (PDVSA 90616.1.021, 1990)
Por otra parte, los sistemas de alivio están diseñados generalmente
para la quema de hidrocarburos gaseosos pero con frecuencia permiten el
paso de fases líquidas mezcladas con los vapores. De llegar estas fases
líquidas hasta la boquilla la consecuencia sería la generación de “Lluvia
flameada”. Por tanto, es practica obligatoria instalar un tambor de venteo en
el cabezal de alivio antes del mechurrio a fin de recoger cualquier líquido que
llegue al cabezal. Los “Knockout Drum (KOD)” están diseñados para
condensar los vapores pesados con la intención de eliminar ó disminuir la
entrada de fases líquidas a las boquillas de los mechurrios, estos líquidos son
recolectados y bombeados a una fosa de líquidos o reinyectados al proceso.
Algunos diseños KOD emplean boquillas tangenciales las cuales crean fuerzas
centrifugas para remover el líquido, ver figura 16. Estos separadores deben
diseñarse en base a la máxima cantidad de vapor a manejar. La selección
entre un tanque horizontal o uno vertical, estará basada en consideraciones
económicas, tomando en cuenta la inclinación requerida del cabezal del
mechurrio. El volumen de líquido en el tanque entre el nivel máximo y el
mínimo debe diseñarse para contener la cantidad máxima de líquido
descargado durante 15 minutos.
En general, los líquidos deberán ser descargados preferiblemente al
mismo sistema de líneas de la planta, siempre y cuando las válvulas de alivio
del sistema receptor puedan manejar la carga adicional. Si esto no es
posible, los líquidos deberán ser descargados en el sistema principal de alivio
ó en un sistema de alivio separado con un recipiente recolector, que tenga
un venteo apropiado. Nunca se podrá enviar líquidos a un mechurrio
elevado, sólo podrán quemarse en fosas apropiadas. No se permiten partes
móviles dentro del cabezal del mechurrio, de modo que no se permite ningún
tipo de válvula de retención para sellar.
Figura 16. Esquema típico “Knockout Drum (KOD)”. (John Zink, 2005)
Componentes auxiliares: Algunos equipos son provistos con frecuencia
en casos particulares dentro de los sistemas de alivio, como son: Controles
para el flujo de vapor, sopladores con sus motores, controles para el flujo de
gas de purga y gas para pilotos, sistemas de presurización con CO2 para los
paneles, entre otros.
3.4.2.
Métodos de quemado sin humo
Para obtener una quema de sin humo se puede usar uno de los
siguientes métodos: Inyección de vapor, inyección de agua, inyección de gas
de alta presión o ayuda de aire de baja presión.
El método de inyección de vapor de agua es el más comúnmente usado
en la prevención del humo. Consiste en inyectar vapor de agua a alta presión
(100 psig) en la corriente de gases a quemar para lograr cuatro efectos
principales sobre el mecanismo de combustión: 1) Actuar como un
catalizador para promover la completación de las reacciones de combustión,
2) Absorber el calor para evitar que la alta temperatura fraccione los
hidrocarburos no saturados, o los hidrocarburos saturados de mayor peso
molecular y ocasione la formación de carbón libre (humo), 3) Proveer
turbulencia y promover la mezcla con el hidrocarburo y el aire para mejorar
la combustión y 4) Inspirar aire hacia la zona de combustión.
El método de inyección de agua puede ser efectivo en el control del
humo, pero puede ser aplicada sólo para quema en tierra. Consiste en la
inyección de agua dentro de los gases a quemar para el control del humo,
mediante los efectos en el mecanismo de combustión descritos para la
inyección de vapor. Sin embargo, existen varias desventajas para el uso de
agua: 1) El problema potencial de congelamiento limita esencialmente la
aplicación a los lugares donde no ocurrirán temperaturas de congelación, 2)
A bajas tasas de flujo de gas a quemar puede ser difícil inyectar suficiente
agua para controlar el humo sin extinguir la llama, 3) Debido a que las gotas
de agua son retenidas en las llamas sólo por una fracción de segundo, es
difícil vaporizar el agua por completo y evitar el problema de la caída de
agua o “lluvia” y 4) El viento hace difícil mantener la llama dentro del área
rociada por las boquillas de agua. Esto tiende a limitar la capacidad fumífuga
máxima de la boquilla con inyección de agua, a un valor relativamente bajo.
La inyección de gas a alta presión en los gases quemados puede
también usarse para controlar el humo. Este método, al igual que los
anteriores, provee turbulencia, promueve la mezcla e inspira aire dentro de
la zona de combustión, con lo cual mejora la combustión.
El aire a alta presión sería el gas más efectivo para inyectar, pero tiene
la desventaja de ser costoso; los gases, tales como el gas natural y el gas
combustible a alta presión, han tenido éxito al inyectarlos en gases
encendidos para controlar el humo, pero también son costosos; además de
ser un recurso de baja disponibilidad en el occidente del país y que compite
con otros servicios.
Existen otros gases que pueden ser empleados, tales como nitrógeno y
dióxido de carbono, los cuales aún se están investigando y probando.
Otra forma de evitar la quema con humo en el diseño de mechurrios ha
sido el desarrollo del mechurrio ayudado por aire. Los gases que se queman
y aire a baja presión, fluyen coaxialmente hacia la boquilla donde se mezclan
a medida que son encendidos. La mezcla excelente de este aire primario
(sólo una fracción de los requerimientos del aire estequiométrico) con los
gases encendidos provee una operación sin humo. El aire a baja presión (a
unas pulgadas de agua) viene de un soplador (generalmente un soplador
axial) montado en el fondo o al lado del mechurrio. La cantidad de aire que
provee el soplador en un sistema asistido por aire es generalmente un 30 %
del aire estequiométrico requerido para gases de hidrocarburos saturados.
A diferencia del resto, este tipo de mechurrio contiene una boquilla
diseñada especialmente, la cual usa el efecto Coanda, a fin de quemar sin
humo un gas a baja presión (tal como vapores de tanques) usando unas tres
veces el gas de alta presión (tal como el de los separadores de gas–
petróleo).
El soplador se acciona con un motor de dos velocidades. Bajo
condiciones de bajo flujo, la velocidad más baja del motor será suficiente
para proveer operación de quema sin humo con un ahorro de energía
significativo. Un transmisor de presión o flujo, puede usarse en el cabezal del
mechurrio para disparar el motor a una velocidad alta, cuando el flujo de gas
de quema alcance cierta tasa.
En general, cualquiera de estos métodos permite cumplir con lo
señalado en las leyes nacionales, tal como se indica en el Decreto Nº 638:
“NORMAS SOBRE CALIDAD DEL AIRE Y CONTROL DE LA CONTAMINACIÓN
ATMOSFÉRICA”, el cual establece normas para el mejoramiento de la calidad
del aire y la prevención y control de la contaminación atmosférica producida
por fuentes fijas y móviles capaces de generar emisiones gaseosas y
partículas. Específicamente, para las fuentes fijas como los mechurrios
ubicados en áreas de tanques de almacenamiento de LGN se indica lo
siguiente:
Actividad
Refinerías
de petróleo
Unidades Escala
de Ringelmann
Observaciones
Excepto en períodos de 3 min/h y con
1
una tolerancia del 2 % del tiempo
durante el año
De acuerdo con lo anterior, la opacidad medida en la escala de
Ringelmann debe ser una unidad como valor máximo (equivalente a 20% de
opacidad), excepto en períodos de 3 min/h (1,20 h/día), y con una tolerancia
del 2% del tiempo durante el año (175,2 h/año).
La interpretación de la norma permite definir que los venteos
rutinarios, originados por caídas de compresores, operaciones de arranque o
paradas de planta, purga de ciertos equipos y fugas de válvulas, pueden ser
quemados con Ringelmann 1, mientras que los venteos generados por
contingencias como falla eléctrica, pérdida de reflujo, etc., pueden ser
quemados por encima de Ringelmann 1 durante 1,2 horas al día y hasta 160
horas al año (en base a 8000 horas de operación).
3.5.
Variables que originan cargas de vapor
El proceso de almacenaje de los productos de LGN esta influenciado
por múltiples variables, cada una de peso especifico diferente en el manejo
global. Las variables que afectan el proceso de almacenamiento son de
diversas índoles:
 Geométricos
 Ambientales
 Termodinámicos
 Operacionales
Por otro lado, las cargas de vapor en los tanques de almacenamiento
de LGN se originan principalmente por:
 Vaporización de la corriente de alimentación
 Transferencia de calor del medio ambiente (boile off)
 Vaporización debido al calor transferido por el fondo.
 Vaporización
de
la
corriente
de
enfriamiento
intercambiadores de los tanques de butanos.
de
los
 Vapores de retorno al tanque provenientes de los sistemas de
compresores.
 Vapores provenientes de la recirculación de cada tanque.
 Contingencia
de
fuego,
fallas
del
sistema
eléctrico,
del
compresor, del sistema de refrigeración y enfriamiento de líneas
de despacho, entre otros.
3.6.
Generación de carga de alivio
A partir del API-RP-521 “GUIDE FOR PRESSURE RELIEVING AND
DEPRESSURING SYSTEMS” y de la experiencia del personal de operaciones
de las instalaciones de fraccionamiento de gas, se identifican algunas
contingencias de alivio aplicables a este tipo de instalación, las cuales se
describen a continuación:

Cargas de alivio térmicas no balanceadas, originadas por el
aumento de presión interna dentro del equipo debido a fallas de
otros elementos del proceso.

Cargas de alivio obstruidas, originadas por el cierre inadvertido
de la salida de una unidad que esté siendo alimentada ó
calentada, generará frecuentemente una carga de alivio.

Salida bloqueada, causada por el cierre inadvertido de una
válvula de bloqueo a la salida de un recipiente a presión.

Falla total de servicio eléctrico (“Black out”), consiste en la falla
total del suministro eléctrico a todos los equipos que requieren el
servicio en la unidad de procesos.

Falla parcial de servicio eléctrico, consiste en la falla parcial de
servicio eléctrico que puede ocurrir cuando existen generadores
de electricidad que se encuentran operando en paralelo y tienen
fuentes de energía diferentes.

Falla eléctrica o mecánica, reside en la falla eléctrica o mecánica
de equipos que proveen enfriamiento o condensación.

Pérdida de ventiladores, consiste en la pérdida de ventiladores de
torres de enfriamiento o intercambiadores de calor por aire que
llegan a quedar fuera de servicio por la pérdida de energía o una
falla mecánica.

Falla de reflujo, reside en la pérdida del reflujo debido a falla de
bombas o instrumentos.

Falla de tubo de intercambiador, originada por choques térmicos,
corrosión y/o vibración, lo cual puede ocasionar que la corriente
de mayor presión sobrepresione el equipo en el lado de menor
presión.

Carga por fuego (incendio en planta), se define como la cantidad
de vapor que puede ser generada por un fuego directamente
debajo del recipiente. Los cálculos están basados en la geometría
y aislamiento de la unidad. No se puede suponer que el
aislamiento reduzca las cargas por fuego a menos que pueda
soportar el choque directo de la llama y no pueda ser destruido
por chorros de agua contra incendio a alta presión. La ocurrencia
de este evento es similar a la falla eléctrica general, con la
diferencia de que solo se considera que el evento puede ocurrir
en un tanque a la vez. El contenido líquido de recipientes que
están expuestos a fuego genera vapores que sobrepresionan el
equipo.

Cargas por expansión térmica, causada cuando las líneas o
equipos que pueden estar llenos de líquido bajo condiciones de
ausencia de flujo y que a su vez pueden calentarse mientras
están totalmente bloqueados.

Cargas
por
alto
contenido
de
etano
en
la
alimentación,
ocasionada cuando existe un contenido de etano por encima del
máximo valor permitido. Esto disminuye la eficiencia hidráulica y
causa sobrepresión en la torre de fraccionamiento.

Enfriamiento de la línea durante el proceso de carga de buques,
antes de comenzar el proceso de carga a buques, a través de las
bombas
de
despacho,
desde
alguno
de
los
tanques
de
almacenamiento de: propano, n-butano, i-butano y pentano, las
líneas se encuentran vacías y a temperatura atmosférica, por lo
que para minimizar o eliminar la vaporización, se enfría la línea
con el fluido que se vaya a despachar, recirculándolo al tanque
respectivo durante un período de tiempo determinado. El tiempo
de recirculación esta en función del caudal empleado para el
enfriamiento, a mayor caudal de
recirculación menor será el
tiempo requerido para alcanzar la temperatura deseada en la
línea.
3.7.
Ecuaciones para dimensionar el cabezal de alivio
Para determinar el tamaño del cabezal principal y líneas secundarias,
los cálculos de caída de presión deben hacerse desde la boquilla del
mechurrio hacia atrás. El cabezal debe tener un tamaño tal, que la
contrapresión acumulada en éste, sea menor que la contrapresión más baja
permisible de cada válvula de seguridad conectada al cabezal.
En los últimos años se han logrado mejoras importantes en el diseño
de mechurrios. Antes, el caudal de flujo máximo de gas hasta el mechurrio
estaba limitado a 60 m/seg. (200 pies/segundo) aproximadamente para la
mayoría de los gases. A velocidades más altas, el gas combustible no era
mezclado suficientemente con el oxígeno cerca de la boquilla y la llama
podría levantarse o peor aún apagarse. Dada esta limitación, se requerían
mechurrios muy grandes para las cargas de gas de bajo peso molecular. Los
adelantos en el diseño de la boquilla permiten ahora una buena mezcla y
combustión estable a velocidades mayores. Sin embargo, es importante
notar que la caída de presión en la boquilla puede estar limitada por razones
de contrapresión. Los proveedores de mechurrios pueden suministrar
información adicional sobre la caída de presión y velocidades máximas. (Guía
PDVSA 90616.1.022, 1990)
El calculo del diámetro de las líneas de alivio, se realiza en forma tal
que permita una tasa de flujo máxima a través de la línea principal, con la
presión disponible a la salida de la válvula de alivio. Es decir, que garantice
la operación simultánea de todas las válvulas de alivio conectadas a estas
líneas a las capacidades de diseño, cuando descarguen en el sistema.
Además, el final de la línea debe estar a presión atmosférica más la mayor
presión entre la pérdida de presión de salida ó la presión de flujo crítico.
(Guía PDVSA 90616.1.022, 1990)
A menos que consideraciones especiales indiquen otra cosa, las
válvulas de alivio se dimensionan normalmente para una presión de salida o
contrapresión menor que la presión de flujo crítico (el factor limitante en el
flujo a través de orificios ó boquillas). Esto asegura tasas de alivio constantes
para las válvulas de alivio sin importar la presión de salida, mientras la
contrapresión no exceda la presión crítica. (Guía PDVSA 90616.1.022, 1990)
Según, GPSA Sección 5 Sistemas de Alivio, la siguiente formula
relaciona la presión de flujo crítico Pcf, con la presión de entrada Pi, para un
flujo a través de un orificio o boquilla:
 2 


Pi
 k 1
Pc f
k
k 1
;k 
Cp
Cv
(1)
De ahí que, la tasa de flujo de gas a través de un orificio o boquilla es
solamente una función de la presión de entrada siempre y cuando la
contrapresión sea igual ó menor que la presión de flujo crítico. Para
contrapresiones mayores que la crítica, la tasa de flujo del gas disminuye con
un aumento en la contrapresión.
La presión de flujo crítico al final de una línea Pc, la cual no es igual a
la presión de flujo crítico que limita el flujo a través de orificios, es
generalmente
atmosférica,
según
lo
indicado
en
la
norma
PDVSA
90616.1.022 (1990) y es dada por la siguiente fórmula:
Pc  2.02
V
D2
TG
k k  1
(2)
Donde,
Pc :
Presión crítica, lppca.
V:
Volumen de gas en el final de la línea del mechurrio, MMPCN/D
D:
Diámetro interno del tubo, en pulgadas.
T:
Temperatura absoluta (°F + 460).
G:
Gravedad específica del gas con respecto al aire.
k:
Relación de calores específicos, Cp/Cv
Para dimensionar las líneas en un sistema de mechurrio, se debe
conocer el número de válvulas de alivio conectadas al sistema, la longitud
(longitud equivalente) de cada línea, la presión de ajuste y la capacidad de
flujo de cada válvula de alivio. Usando las fórmulas de flujo de gas, tales
como la de Weymouth ó Panhandle A, se hacen los cálculos de caída de
presión en base a tamaños supuestos de línea; luego se determina la presión
de la línea aguas abajo de cada válvula de alivio, empezando por el extremo
del cabezal principal (en la chimenea del mechurrio) donde la presión es
atmosférica o crítica (cualquiera sea mayor), y sumando cada caída de
presión calculada; después se hacen los ajustes en el tamaño supuesto de la
línea si fuera necesario, para mantener estas presiones calculadas por debajo
de la presión de flujo crítico para cada válvula de alivio.
Para líneas de transmisión de flujo de gas isotérmico aplicamos la
siguiente ecuación general:
T
Q  38.77 b
 Pb

 E

0.5
1
ff
 P12  P22 
2.5

 d
SL
T
Z
 m avg avg 
(3)
Donde,
Q:
Rata de flujo de gas (pies cúbicos por día) a condiciones de
operación.
Tb :
Temperatura absoluta base a 520 °R
Pb :
Presión absoluta base a 14,73 psia.
:
Factor de eficiencia de la tubería.
1
: Factor de Transmisión
ff
P1 :
Presión de entrada, psia.
P2 :
Presión de salida, psia.
S:
Gravedad especifica del gas.
Lm :
Longitud de la tubería, pies.


Tavg : Temperatura promedio, °R Tavg  1 Tin  Tout 
2
Z avg : Factor de compresibilidad promedio.
d:
Diámetro interno de a tubería, pulgadas.
Esta ecuación es completamente general para flujo en estado estable,
y expresa variaciones en el factor de compresibilidad, energía cinética,
presión y temperatura para cualquier sección de la tubería. Sin embargo, se
requiere incluir un factor de transmisión para su validación. Este se relaciona
fundamentalmente con la pérdida de energía en la resistencia generada para
fluir entre varios tamaños de tubos, rugosidad y condiciones de transporte,
es decir debido a la fricción. Por tanto, se necesita emplear correlaciones del
factor de transmisión para ser reemplazadas en la ecuación general.
La Ecuación Weymouth, publicada en 1912, evaluó el coeficiente de
fricción como una función del diámetro en la zona completamente turbulento,
ya que él asumió que la rugosidad y velocidad absoluta son contantes en
toda la tubería. (GPSA, 1998)
ff 
0.008
d
1
(4)
3
1
1
 11.18d 6
ff
(5)
Reemplazando el factor de fricción en la ecuación de energía general:
T
Q  433.5 b
 Pb
0.5
  P12  P22 
2.667
 E 
 d
SL
T
Z
  m avg avg 
(6)
Esta ecuación es práctica pero muy conservadora, ya que exagera la
caída de presión en presencia de grandes caudales de gas. Esto se debe a
que fue desarrollada para trabajar en un punto muy alto del diagrama de
Moody, es decir, para tuberías de diámetros pequeños. Por tanto, esta
ecuación puede ser empleada principalmente para gases pobres con flujos
completamente turbulento.
Por otra parte, la Ecuación de Panhandle A fue desarrollada a mediados
de 1940 y puede ser utilizada para gases ricos con flujos parcialmente
turbulento. Esta ecuación evaluó el coeficiente de fricción en función del
diámetro y el número de Reynolds, el cual se asume en base a experiencias
registradas entre 5 y 11 millones. (GPSA, 1998)
Re  1.934
QS
d
(7)
1
 QS 
 7.211

ff
 d 
0.07305
 6.872Re 
(8)
0.07305
Reemplazando el factor de transmisión en la ecuación de energía
general:
T
Q  435.87 b
 Pb



1.0788


P 2  P22
E  0.8531

LmTavg Z avg 
 S
0.5392
(9)
d 2.6182
Por otra parte, para estimar la altura del mechurrio se requiere calcular
la intensidad de radiación en posiciones diferentes. Por tanto, es necesario
determinar primero la longitud de la llama y el diámetro de la boquilla.
La ecuación de intensidad de radiación esférica viene dada por:
I
W NHV  
f
(10)
4 R 
2
Donde,
I:
Intensidad de radiación a un punto X, Btu/(hr · ft2)
Wf :
Tasa de flujo de gas en el mechurrio, lb/hr.
NHV : Calor neto del gas en el Mechurrio, Btu/lb
:
Fracción de calor irradiado.
R:
Distancia desde el centro de la llama hasta el punto X, ft.
Algunos tiempos de exposición requeridos para alcanzar el umbral del
dolor, según la API-RP-521 8 (1997), incluyendo la radiación solar, la cual
puede estar en un rango de 250-330 BTU/hr*pies2, son:
Intensidad de Radiación,
Tiempo al Umbral del Dolor,
Btu/hr./pie²
(segundos)
440
Infinito
550
60
Intensidad de Radiación,
Tiempo al Umbral del Dolor,
Btu/hr./pie²
(segundos)
740
40
920
30
1.500
16
2.200
9
3.000
6
3.700
4
6.300
2
Para estimar la longitud de la llama Lf podemos emplear las siguientes
expresiones:
Según algunos proveedores de mechurrios,
L f  10d 
Pw
55
(11)
También, según lo indicado en la norma API RP 521
 
L f  3.94 Qr  10 6

0.474
o
L  exp 1,0917 log10 Q  5
(12)
Donde,
Lf :
Longitud de la llama, pies.
d:
Diámetro de la boquilla del mechurrio, pulgadas,
Pw : Caída de presión en la boquilla del mechurrio, pulgadas de agua.
Qr :
Calor liberado, Btu/lb
Por otra parte, la caída de presión total estimada para mechurrios
convencionales es 1.5 la velocidad del cabezal basado en el diámetro
nominal de la boquilla del mechurrio.
Entonces la caída de presión equivalente para una velocidad de cabezal
se determina por:
Pw 
27.7V 2  V 2
2 gc 144 344.8
(13)
Luego para determinar el diámetro de la boquilla se puede emplear la
siguiente ecuación:
 1.702  10 5  W  Z  T  0.5 
d 

   12

P2  M
k

MW

 

(14)
Donde,
d:
Diámetro interno del aro de retención de llama, en pulgadas.
W:
Tasa de alivio del gas de quema, en lb/h.
P2 :
Presión del gas justo dentro de la boquilla (corriente arriba del
aro de retención de llama), en psia
M:
Relación de velocidad del gas a velocidad sónica en ese gas
(Numero de Mach a la salida de la tubería)
Z:
Factor de compresibilidad a las condiciones de alivio.
T:
Temperatura del gas justo dentro de la boquilla (corriente arriba
del aro de retención de llama), en grados Rankine.
MW : Peso molecular del gas.
k:
Relación de calores específicos, Cp/Cv, para el gas que está
siendo quemado.
La velocidad sónica viene dada por:
a  223 * M * k 
T
, ft / s
MW
(15)
En general, el diámetro de la boquilla del mechurrio se dimensiona
sobre una base de velocidad, aún cuando la caída de presión debe
verificarse. Caídas de presión tan altas como 2 psi (14 KPa) han sido usadas
en la boquilla. Dependiendo de la relación de volumen del flujo de quema
máximo concebible, el tiempo probable, frecuencia y duración de esos flujos
y de los criterios de diseño establecidos para el proyecto para estabilizar la
quema, puede ser conveniente permitir una velocidad de hasta 0,5 Mach
para un flujo pico, de corta duración, infrecuente, manteniendo 0,2 Mach
para las condiciones más normales y posiblemente más frecuentes.
Para determinar la altura del mechurrio, basándose en lo mostrado en
la figura 17, primer método, se asume que el centro de la llama esta ubicado
a un tercio (1/3) de la longitud de la llama, medida desde la boquilla del
mechurrio. Además, el ángulo de la misma se obtiene de una relación
vectorial entre la velocidad del viento y la velocidad del gas de salida, la cual
se puede calcular utilizando las siguientes ecuaciones:
Vex  550
P
55
(16)
*
Vex 
V

4
*d
(17)
2
 Vw 

 Vex 
  tan 1 
Vex :
Velocidad de salida de la boquilla del mechurrios, ft/sec.
Vw :
Velocidad del viento, ft/sec. (= 1.47 MPH)
Vw
:
Vex
Distorsión de la llama causa por la velocidad del viento.
(18)
*
V : Flujo volumétrico a condiciones de operación, ft3/s
Las coordenadas del centro de la llama con respecto a la boquilla son:
 Lf 
X c     sin  
 3 
(19)
 Lf 
Yc     cos  
 3 
(20)
Y la distancia desde algún punto hasta el centro de la llama:
R
 X  X c 2  H s  Yc 2
(21)
Figura 17. Dimensión referencial tamaños de estacas de mechurrios. (GPSA, 1998)
Entonces, para determinar la altura del mechurrio es el resultado de
considerar la posición vertical más crítica debajo del centro de la llama para
una condición dada de quema de flujo de gas y la velocidad del viento, tal
como se observa en las siguientes ecuaciones:
R 2  H s  Yc 
(22)
R  H s  Yc 
(23)
H s  R  Yc 
(24)
2
 L f
H s  R  
 3


  cos  


(25)
Otro método para calcular la altura del mechurrio sería suponer que el
punto medio es el punto máximo de concentración de radiación de la llama,
ver figura 18.
Figura 18. Dimensión referencial tamaños de estacas de mechurrios. (API-RP-521, 1997)
H ´  H  1 / 2 * y
R´  R  1 / 2 * x
(26)
(27)
D 2  R ´ 2  H ´2
(28)
X  1 / 2x
(29)
Y  1 / 2y
(30)
Figura 19. Distorsión de la llama aproximada causada por la velocidad lateral del viento y la
velocidad del gas de quema a la salida de la boquilla. (API-RP-521, 1997)
CAPITULO III
MARCO METODOLOGICO
Una vez establecidos los objetivos de la investigación y realizada la
fundamentación teórica de la misma, en este capítulo se establece un plan
de acción a través del cual se pretende encontrar las respuestas al problema
planteado. Este plan de acción define la estrategia de investigación, el tipo y
diseño de investigación, las fuentes, técnicas e instrumentos de recolección
de datos así como las técnicas de procesamiento y análisis de los mismos.
4.1.
Tipo de investigación
De acuerdo al nivel de conocimiento al que se espera llegar, Sampieri,
Fernández y Baptista (1991) clasifican la investigación como descriptiva, ya
que se mide o evalúa diversos aspectos, dimensiones o componentes del
fenómeno que se pretende investigar, lo que implica que en este tipo de
estudios se selecciona una serie de aspectos o variables y se miden
independientemente para describir lo que se investiga.
En este caso se analizaran de manera individual cada una de las
variables, a saber, dispositivos de alivio de presión, componentes de un
sistema de mechurrio, variables que generan cargas de alivio y contingencias
frecuentes en áreas de almacenaje de LGN, para luego dimensionar las líneas
de alivio y altura de un mechurrio mediante la aplicación de ecuaciones de
gas
y
finalmente
comerciales.
comparar
los
resultados
obtenidos
con
programas
4.2.
Diseño de la investigación
De acuerdo al plan o estrategia concebida para responder a las
preguntas de la investigación, el diseño se define como no experimental
transeccional o transversal, puesto que se observa el fenómeno tal y como
se da en su contexto natural, recolectando datos en un solo momento, en un
tiempo único, para luego analizarlos. (Hernández et al, 2006)
4.3.
Técnicas para la recolección de información
De acuerdo a Méndez, C. (2001), para la recolección de la información
se emplearon tanto fuentes primarias como fuentes secundarias. Entre las
fuentes primarias se tienen: observación directa no participante, ya que el
investigador sólo se hace presente con el propósito de obtener la información
y reuniones con el personal de la instalación objeto de estudio. Las fuentes
secundarias empleadas fueron libros, material documental, trabajos de
grados, enciclopedias, diccionarios, revistas y artículos de Internet. La
secuencia de pasos a seguir durante el desarrollo de la investigación fue la
siguiente:
a)
Revisión documental e intercambio con los trabajadores y
trabajadoras,
para
describir
el
proceso
e
identificar
las
contingencias frecuentes y variables que generan cargas de alivio
en el área de almacenamiento de LGN de la instalación objeto de
estudio.
b)
Elaboración de los cálculos de las cargas de alivio, empleando el
simulador de procesos Hysys para modelar el proceso de
almacenaje en estado estable y las ecuaciones descritas en la
API RP 521 (1991).
c)
Emplear las ecuaciones de gas anteriormente descritas para
dimensionar el sistema de alivio de la instalación.
d)
Análisis, interpretación y comparación de resultados obtenidos
con un programa comercial.
4.4.
Procedimiento para dimensionar un sistema de alivio de presión
Para el diseño apropiado de las válvulas de seguridad, cabezales, y
mechurrios se requiere de un análisis riguroso, el cual puede demandar tanto
juicio de ingeniería como experiencia personal del diseñador. Tal estudio, no
sólo protegerá las unidades de procesamiento y la salud y seguridad del
personal de operaciones, sino que puede reducir substancialmente el costo
del
equipo
requerido.
Un
sistema
de
“seguridad”
no
demanda
necesariamente grandes cabezales y mechurrios, sino más bien el equipo
adecuado en los lugares apropiados.
De acuerdo a la guía PDVSA 90616.1.022 (1990), para realizar el
diseño
de
un
sistema
de
alivio
almacenamiento de LGN se deben
de
baja
presión
para
tanques
de
tomar en cuenta como mínimo las
siguientes consideraciones:
a)
Definición de las condiciones que dictan los requerimientos de
alivio, las cuales son:

La cantidad de fluido a ser aliviado por unidad de tiempo.

La temperatura, presión, y gravedad específica del fluido
aguas arriba de la válvula de alivio.
Un parámetro importante en el dimensionamiento del sistema es la
contrapresión, la cual no debe exceder el 10% de la presión de ajuste de la
válvula de alivio.
b)
Revisión y validación de las hojas de flujo de proceso/mecánico
preliminares a fin de estudiar el flujo del proceso, el esquema de
instrumentación y de control, y las especificaciones de tuberías y
recipientes.
c)
Definición de todas las contingencias que puedan resultar en
sobrepresión en los tanques, incluyendo la exposición de ellos a
un incendio externo, falla de los servicios auxiliares, fallas de
equipos asociados, condiciones de proceso anormales, expansión
térmica, arranque, parada y errores operacionales.
d)
Evaluación de la sobrepresión resultante para cada contingencia
y establecimiento de las necesidades, bien sea para una presión
de diseño adecuadamente aumentada (para soportar la presión
de emergencia) o para la necesidad de instalaciones de alivio de
presión para prevenir sobrepresión (con los flujos de alivio
calculadas).
e)
Elaboración de una lista con todos los datos de diseño de los
tanques y equipos asociados que incluyan diagramas de flujo de
proceso con tasas, temperaturas, presiones, composiciones y
propiedades físicas; diagramas
de
flujo
mecánico;
presión
máxima de trabajo permisible (PMTP) y condiciones de diseño
para todos los equipos y bosquejos mostrando alturas de las
faldas, dimensiones, especificaciones de aislamiento, etc.; hojas
de datos; planos de ubicación de equipos y planos de la o las
plantas; y características de bombas y compresores.
f)
Análisis de las unidades individualmente para determinar cómo
reaccionarán bajo condiciones de emergencia. Cada equipo
puede generar un vapor o líquido, bajo cualquiera de las
contingencias, debe ser analizada. Aún cuando este análisis no
sea detallado, ninguna carga es demasiado pequeña para no ser
considerada.
g)
Realización del cálculo de las cargas de alivio.
h)
Después de calculadas las cargas de vapor de cada unidad para
las diferentes contingencias de diseño, se puede realizar la
selección de las válvulas de alivio y seguridad individuales.
i)
Una vez determinado el tamaño de las válvulas y calculadas las
cargas de alivio para todas las contingencias, se dimensiona el
sistema de cabezal y mechurrio.
CAPITULO IV
SOLUCIÓN DE UN CASO REAL DE CAMPO
En este capitulo se muestran los resultados obtenidos luego de la
recopilación de la información, organizados en el mismo orden en el que se
establecieron los objetivos de esta investigación.
En general, se presenta en detalle la solución de un caso real asociado
al área de almacenamiento de productos fraccionados de LGN en una planta
petrolera del occidente del país. Se realiza una breve descripción del proceso
y se determina las cargas de alivio operacional y emergencia. También, se
calculan las dimensiones de cabezal principal de alivio y se estima una altura
del mechurrio a implantar.
5.1.
Descripción del proceso actual de área de almacenaje de la instalación
La Planta, objeto de estudio, fue diseñada para procesar 25.600 BPD
de LGN y cuenta con un área de almacenaje que tiene la capacidad de
almacenar propano, nbutano e isobutano en tanques refrigerados. (Ver
figura 20)
Los
productos
fraccionados
son
enfriados
por
medio
de
intercambiadores del sistema de refrigeración de propano, y enviados al área
de almacenamiento de la planta, donde, tras una expansión súbita, son
almacenados en los siguientes tanques: Tanque de Propano de 250.000 Bls,
Tanque n-Butano de 170.000 Bls, Tanque de i-butano de 100.000 Bls y el
Tanque de Gasolina de 180.000 Bls.
El tanque de propano almacena el producto a –51 °F y 8” de H2O de
presión. La temperatura del tanque se mantiene mediante la recirculación de
una porción de propano tomada del fondo y bombeada a 100GPM y 55 psig
al tope con la corriente de producción. Estas bombas son empleadas también
para enviar propano refrigerante a dos intercambiadores (tipo carcaza –
tubo) a 109 GPM y 20 psig, con el fin de mantener la temperatura de las
corrientes de recirculación de los tanques nbutano e isobutano.
Figura 20. Esquema modelaje proceso de almacenamiento.
Durante el almacenamiento es inevitable la formación de vapores, los
cuales se acumulan en el tope a mayor temperatura. En condiciones
normales
los
vapores
de
propano
son
recuperados
mediante
dos
compresores centrífugos de una etapa; los cuales succionan de 6” a 10” de
H2O de presión y –10 °F y descargan a 45 psig y 103 °F.
Cuando la presión en el tanque alcanza 6” H2O entra en servicio el
compresor principal, si continúa aumentando la presión hasta 10” de H2O,
debe arrancar el compresor de respaldo. Por tanto, dichos compresores
pueden en un momento de alta presión estar trabajando ambos en paralelo.
Estos se diseñaron para el manejo de un caudal de 25.250 lb/hr con un
factor de seguridad del 15% (29.038 lb/hr) de acuerdo a las cargas de vapor
obtenidas bajo los siguientes escenarios de diseño:
 Vaporización de la corriente de Alimentación (12.270 lb/hr)
 Transferencia de calor del medio ambiente (3.579 lb/hr)
 Vaporización debido al calor transferido por el fondo (343 lb/hr)
 Vaporización de la corriente de enfriamiento del intercambiador
de nbutano (1.810 lb/hr)
 Vapores de retorno al tanque provenientes del compresor (5.789
lb/hr)
 Vapores provenientes de la recirculación del tanque (5.436 lb/hr)
 El tanque de nbutano almacena producto a 26 °F y 4” de H2O de
presión. La temperatura del tanque se mantiene mediante la
recirculación de una porción de butano tomada del fondo y
bombeada a través del intercambiador al tope, con la corriente
de producción, a través de las bombas de recirculación de
nbutano a 47 GPM y 90 psig.
 El tanque de isobutano almacena producto a -15 °F y 4” de H2O
de presión. La temperatura del tanque se mantiene mediante la
recirculación de una porción de isobutano tomada del fondo y
bombeada a través del intercambiador al tope, con la corriente
de producción, a través de las bombas recirculación de isobutano
a 245 GPM y 45 psig
5.2.
Descripción del sistema de alivio actual de la instalación
El sistema de alivio y venteo ubicado en el área de almacenamiento,
está constituido por un cabezal de 10 pulgadas de diámetro que permite
manejar los vapores generados por sobrepresión en los tanques de
almacenamiento. Estos vapores son descargados al cabezal a través de
válvulas de control de presión, las cuales cuentan con una capacidad de
alivio por diseño de 27400 lb/hr a 0.505 psig para el tanque de propano,
14500 lb/hr a 0.505 psig para el tanque de nbutano y 14500 lb/hr a 0.505
psig para el tanque de isobutano. Posteriormente, los vapores son enviados a
una fosa de quema a través de un arrestallama.
El tanque de propano cuenta con un sistema de recuperación de
vapores constituido por dos compresores y dos intercambiadores de calor,
con una capacidad de 25.250 lb/ hr más un factor de seguridad del 15%. La
descarga de los compresores es controlada con la válvula de control de
presión.
Por otra parte, cada tanque posee un conjunto de válvulas de venteo
que permiten desalojar a la atmósfera los excedentes de vapor que no
pueden ser manejados por las válvulas de control. Estas válvulas tienen una
capacidad total de alivio por diseño de 58.000 lb/ hr para el tanque de
propano, 27.400 lb/hr para el tanque de nbutano y 12.500 lb/hr para el
tanque de isobutano.
5.3.
Descripción de contingencias que producen cargas de alivio
Los eventos o contingencias que se pueden causar acumulación
(sobrepresión) en los tanques refrigerados de LGN e indicado en las normas
PDVSA MDP-08-SA-02, API RP – 521 y API RP – 2000, son:
5.3.1.
Falla eléctrica área de almacenaje
Cuando ocurre un evento de falla del suministro de energía eléctrica en
el área de almacenaje de la planta, la alimentación de productos desde el
área de fraccionamiento no se ve interrumpida. Se detienen las bombas de
recirculación de propano refrigerante, las bombas de recirculación de
isobutano
producto,
las
bombas
de
recirculación
de
nbutano
y
los
compresores de recuperación de vapores de propano.
5.3.2.
Falla eléctrica general
Esta contingencia al igual que la anterior causa la falla en el servicio de
las bombas y compresores, lo que genera problemas similares al anterior,
pero con la diferencia que no habría alimentación de fluidos desde el área de
fraccionamiento.
5.3.3.
Falla de bombas de recirculación de propano
La falla de las bombas recirculación de propano interrumpe el
suministro de propano refrigerante hacia los intercambiadores de nbutano e
isobutano, lo cual deja sin refrigeración las corrientes de recirculación de los
tanques asociados.
Así mismo, se pierde la recirculación del tanque de
propano.
5.3.4.
Falla de bombas de recirculación de isobutano
La falla de estas bombas interrumpe la recirculación de isobutano en el
tanque, por lo que se debe suspender el envío de propano refrigerante desde
las bombas de recirculación de propano hacia el intercambiador asociado,
causando acumulación de vapores en dicho tanque.
5.3.5.
Falla de bombas de recirculación de nbutano
La falla de estas bombas interrumpe la recirculación de nbutano en el
tanque, por lo que se debe suspender el envío de propano refrigerante desde
las bombas de recirculación de propano hacia el intercambiador asociado.
Esta contingencia impide la refrigeración del tanque de nbutano causando
acumulación de vapores en el tanque.
5.3.6.
Fuego
La ocurrencia de este evento es similar a la falla eléctrica general, con
la diferencia de que solo se considera que el evento puede ocurrir en un
tanque a la vez.
5.3.7.
Falla de los compresores de recuperación de vapores de propano
Durante la ocurrencia de este evento se bloquea automáticamente la
salida de los compresores, lo que impide recuperar los vapores de propano
del tanque de propano. Al mismo tiempo, se interrumpe el envío de propano
refrigerante
desde
la
bomba
de
recirculación
de
propano
hacia
los
intercambiadores de nbutano e isobutano, dejando sin refrigeración los
tanques asociados.
5.3.8.
Falla de los compresores de refrigeración en el área de fraccionamiento
Esto implica que la alimentación de propano, nbutano e isobutano a los
tanques se realiza a una temperatura mayor a la de almacenamiento,
incrementando la cantidad de vapores alimentados a estos tanques,
causando acumulación. Sin embargo, por lo general, cuando ocurre este
evento el flujo de productos no es enviado hacia los mencionados tanques,
sino al sistema de reproceso, por lo que no se requiere aliviar presión por
esta causa.
5.3.9.
Enfriamiento de la línea durante el proceso de carga de buques
Antes de comenzar el proceso de carga a buques, a través de las
bombas de despacho, desde alguno de los tanques de almacenamiento, las
líneas se encuentran vacías y a temperatura atmosférica, por lo que para
minimizar o eliminar la vaporización, se enfría la línea con el fluido que se
vaya a despachar, recirculándolo al tanque respectivo durante un período de
tiempo determinado. El tiempo de recirculación esta en función del caudal
empleado para el enfriamiento, a mayor caudal de recirculación menor será
el tiempo requerido para alcanzar la temperatura deseada en la línea.
5.4.
Modelaje del Proceso de Almacenaje en Estado Estable, Empleando el
Simulador de Procesos Hysys 3.2
Para el cálculo de las cargas de alivio se partió de la simulación del
proceso en condiciones de operación normal. En las Tablas 1 y 2 se muestran
las condiciones de operación y caracterización de las corrientes provenientes
del área de fraccionamiento, según la información obtenida del Manual de
Control de Calidad de la instalación.
Tabla 1. Condiciones de operación de alimentación.
Condiciones
Tanque de
Propano
Tanque de
nbutano
Tanque de
isobutano
Temperatura (°F)
0
25
2
Presión (Psig)
272
47
255
Caudal (lb/hr)
96.978,35
82.576,90
42.970,00
Tabla 2. Composición de alimentación.
Composición
Tanque C3
(% molar)
Tanque nC4
(% molar)
Tanque iC4
(% molar)
Etano
3,28
0
0
Propano
95,32
0
3,09
n-Butano
1,20
96
6,77
i-Butano
0,20
3,74
90,14
n- Pentano
0
0,21
0
i-Pentano
0
0,05
0
Las premisas empleadas para el modelaje de la simulación, en base a
información recopilada en campo, son:
 El simulador de procesos empleado fue el HYSYS versión 3.2.
 Se utilizó como modelo termodinámico Peng-Robinson.
 Se estableció la temperatura y presión de entrada a los tanques
de acuerdo a lo indicado en las hojas de datos a la salida de los
intercambiadores
fraccionamiento).
ubicados
aguas
arriba
(área
de
 La corriente de entrada de calor al tanque de propano se fijó en
645.405,39 Btu/hr de acuerdo a los cálculos obtenidos de
transferencia de calor a través de las paredes, techo y fondo del
tanque.
 La presión de entrada de la corriente de alimentación del tanque
de propano proveniente del intercambiador ubicado en el área de
fraccionamiento es regulada por una válvula de control de
presión hasta la presión de operación del tanque de propano.
 Se fijó una caída de presión de 19 psig en las bombas de
recirculación de propano.
 Se fijó la presión de salida del compresor en 45 psig.
 La temperatura de salida del intercambiador que enfría los
vapores descargados por el compresor de propano se ajustó a
0ºF, ocasionando que la misma este 5ºF por encima de la
temperatura de propano refrigerante (-5ºF), según hoja de
datos. A esta temperatura los vapores generados dentro del
tanque de propano pueden ser manejados por los compresores.
 La presión de entrada de la corriente de alimentación del tanque
de nbutano proveniente del intercambiador ubicado en el área de
fraccionamiento es regulada por una válvula de control de
presión hasta la presión de operación del tanque de nbutano.
 Se estableció un caudal de 2.146 lb/hr de propano refrigerante
hacia el intercambiador de nbutano de acuerdo a lo indicado en
la hoja de datos del equipo.
 Las condiciones de operación de las bombas de recirculación de
nbutano se fijaron de acuerdo
datos.
a lo establecido en la hoja de
 La temperatura de salida del líquido del tanque de nbutano se
fijó en 26 °F de acuerdo a lo establecido en el Manual de
Operaciones de la Planta.
 La temperatura de salida del líquido del tanque de isobutano se
fijó en -15 °F de acuerdo a lo establecido en el Manual de
Operaciones de la Planta.
 El flujo de i-butano a la salida de las bombas recirculación de
isobutano se colocó en 245 GPM de acuerdo a su capacidad
máxima de bombeo indicado en la hoja de datos respectiva.
 A la corriente de salida de propano refrigerante que sirve como
medio de enfriamiento del intercambiador de isobutano se le fijó
una fracción de vaporización igual a 1, a fin de garantizar la
vaporización total del fluido. No se emplearon las hojas de datos
de este intercambiador para la validación de fluidos ya que las
mismas indican el comportamiento de los productos al almacenar
mezcla de butanos o butano/propano.
 Los vapores a manejar por el compresor de propano obtenidos de
la simulación son:

Vaporización de la corriente de alimentación de propano
(13.730 lb/hr).

Transferencia de calor del medio ambiente más el calor
transferido por el fondo (3.691 lb/hr).

Vaporización
de
la
corriente
de
enfriamiento
de
intercambiador de nbutano (2.049 lb/hr).

Vapores de retorno al tanque provenientes del K-501
(8.453 lb/hr).

Vapores provenientes de la recirculación del tanque (13,61
lb/hr).

Vaporización
de
la
corriente
de
enfriamiento
del
intercambiador de isobutano (3.820 lb/hr).
En los cálculos empleados para el diseño de los compresores de
propano
no
se
contempló
el
manejo
de
vapores
provenientes
del
intercambiador de isobutano producto, por lo que éste excedente de vapor
generado se enviará al nuevo cabezal de alivio a instalar.
Por otra parte, debido a la transferencia de calor con el medio
ambiente (Boil- Off) se produce una carga de alivio de 2.561,47lb/hr en el
tanque de nbutano y 1.926,21 en el tanque de isobutano, las cuales serán
enviadas hacia el nuevo cabezal de alivio. (Ver anexo 2)
5.5.
Cargas de alivio generadas durante el almacenamiento de productos
fraccionados de LGN
5.5.1.
Falla eléctrica en el área de almacenaje
Al producirse una falla del suministro eléctrico en el área de
almacenamiento de la planta, se continúa alimentando a los tanques desde el
área de fraccionamiento, por lo que las causas de acumulación de vapor
dentro de los tanques son: el aumento de nivel en los tanques, la
vaporización del contenido de los tanques por el intercambio de calor con el
medio ambiente (Boil-Off), y la acumulación de vapores que acompañan al
líquido alimentado. A continuación se detallan cada una de estas en los
tanques de almacenaje:
A.
Tanque de propano
Carga por aumento de nivel en los tanques: Este caso se planteó,
siguiendo lo indicado en el Anexo A de la norma API-2000, la cual expresa
que se debe considerar un caudal de 6 PCNH por cada barril por hora (BPH)
de alimentación.
6 PCNH Caudal de alimentaci ón en BPD

1 BPH
24 h

El caudal de propano suministrado al tanque es tomado de la
simulación.
6 PCNH 11.290 BPD

 2.822,5 PCNH
1 BPH
24 h

De la simulación se tiene que la densidad del vapor es 0,1488
lb/pie³.

Condiciones de Normales
Condiciones de operación
P1: 14,696 psia
P2: 8” de H2O a 14,985 psia
T1: 519,67 °R (t: 60 °F)
T1: 409,67 °R (t: -50,10 °F)
La gravedad específica del gas tomando el peso molecular ubicado
en la simulación es 1,4303.
Luego,
2.822,5 PCNH
 1.973,46PCNH
1,4303

Caudal estándar del gas:

Caudal a condiciones de operación:
14,696 psia  409,67 R
 1.973,46 PCNH  1.525,65 PCH
14,985 psia  519,67 R

Flujo másico por aumento de nivel: 1.525,65PCH  0,1488 lb/pie³ =
227,02 lb/hr
Vaporización del contenido de los tanques por el intercambio de calor
con el medio ambiente (Boil-Off):

El calor transferido al tanque del medio ambiente se toma del la
simulación: Q = 645.405,39 Btu/hr

El calor latente de vaporización tomado de la simulación es 184.2
Btu/lb.

El flujo másico por vaporización es:
Q


645.405,39 Btu / hr
 3.503,83
184,2 Btu / lb
lb/hr
Acumulación de vapores que acompañan al líquido alimentado:
Tomado de la corriente de entrada al tanque en la simulación.

Flujo másico = 13.730 lb/hr
La siguiente tabla muestra las cargas de alivio total que se envían al
cabezal de alivio:
Tabla 3. Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio generada tanque de propano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
227,02 lb/hr
3.503,83 lb/hr
13.730 lb/hr
17.460,85 lb/hr
B.
Tanque de nbutano
Aplicando el mismo procedimiento que en el tanque de propano se
obtiene las siguientes cargas de alivio:
Tabla 4. Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio generada tanque de nbutano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
193,04 lb/hr
2.561,47 lb/hr
0 lb/hr
2.754,51 lb/hr
C.
Tanque isobutano
Aplicando el mismo procedimiento que en el tanque de propano se
obtiene las siguientes cargas de alivio
Tabla 5. Falla eléctrica área de almacenaje-carga de alivio generada tanque de isobutano.
Aumento
de nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
98,27 lb/hr
1.926,21 lb/hr
0 lb/hr
2.024,48 lb/hr
5.5.2.
Falla de bombas de recirculación de propano
A. Tanque de propano
Se deja de bombear la recirculación al tanque de propano generándose
vaporización debido a la ausencia de recirculación de propano. A esto se
suma el aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área
de fraccionamiento. El caudal total mostrado en la tabla 6 puede ser
manejado por el compresor. Por tanto, no se considera como una carga de
alivio al cabezal.
Tabla 6. Falla bombas de recirculación de propano-carga de alivio generada tanque de
propano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
269,63 lb/hr
3.473 lb/hr
23.470 lb/hr
27.212,63 lb/hr
B. Tanque de nbutano
Se deja de bombear propano refrigerante al intercambiador de nbutano
producto generándose la vaporización en el tanque de nbutano, como
consecuencia
de
la
ausencia
de
recirculación
de
mezcla
de
butano
refrigerado. A esto debe aunarse el flujo de vapor que es necesario aliviar
por el aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área de
fraccionamiento. La carga total de alivio a ser enviada al cabezal de alivio y
venteo es:
Tabla 7. Falla bombas de recirculación de propano-carga de alivio generada tanque de
nbutano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
222,29 lb/hr
2.561,47 lb/hr
0 lb/hr
2.783,76
C. Tanque de Isobutano
Se deja de bombear propano refrigerante al intercambiador de
isobutano producto generándose la vaporización en el tanque de isobutano
como consecuencia de la ausencia de recirculación de mezcla de isobutano
refrigerado. A esto debe aunarse el flujo de vapor que es necesario aliviar
por el aumento de nivel a causa de la alimentación continua desde el área de
fraccionamiento. La carga de alivio a ser enviada al cabezal de alivio y
venteo es:
Tabla 8. Falla bombas de recirculación de propano-carga de alivio generada tanque de
isobutano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
256,52 lb/hr
1.926,21 lb/hr
0 lb/hr
2.182,73 lb/hr
5.5.3.
Falla de bombas de recirculación de nbutano
A. Tanque de propano
Se deja de bombear propano refrigerante desde las bombas de
recirculación de propano hasta el intercambiador de nbutano por lo que no se
recuperan los vapores generados por el enfriamiento en los compresores.
Generándose vapores producto del aumento de nivel a causa de la
alimentación continua desde el área de fraccionamiento, intercambio con el
medio ambiente y por acumulación en la alimentación. Este caudal total
mostrado en la tabla 9 puede ser manejado por el compresor por lo que no
se considera como una carga de alivio al cabezal de alivio y venteo.
Tabla 9. Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de alivio generada tanque de
propano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
337,43 lb/hr
3.473 lb/hr
22.710 lb/hr
26.520 lb/hr
B. Tanque de nbutano
Se deja de bombear butano al intercambiador generándose la
vaporización en el tanque como consecuencia de la ausencia de recirculación
de mezcla de butano refrigerado. A esto debe aunarse el flujo de vapor que
es necesario aliviar por el aumento de nivel a causa de la alimentación
continua desde el área de fraccionamiento. La carga de alivio a ser enviada
al cabezal de alivio y venteo es:
Tabla 10. Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de alivio generada tanque de
nbutano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
193,04 lb/hr
2.561,47 lb/hr
0 lb/hr
2.754,51lb/hr
C. Tanque de isobutano
El
proceso
de
refrigeración
del
isobutano
no
se
ve
afectado,
generándose la vaporización en el tanque solo por acumulación de vapores
en la alimentación y por intercambio con el medio ambiente. La carga de
alivio a ser enviada al cabezal de alivio y venteo es:
Tabla 11. Falla bombas de recirculación de nbutano-carga de alivio generada tanque de
isobutano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
256,52 lb/hr
1.926,21 lb/hr
0 lb/hr
2.182,73 lb/hr
5.5.4.
Falla de bombas de recirculación de isobutano
A. Tanque de Propano
Se deja de bombear propano refrigerante desde las bombas de
recirculación de propano hasta el intercambiador de isobutano por lo que no
se recuperan los vapores generados por el enfriamiento en los compresores.
Generándose vapores producto del aumento de nivel a causa de la
alimentación continua desde el área de procesamiento, intercambio con el
medio ambiente y por acumulación en la alimentación. Este caudal total
mostrado en la tabla 12 puede ser manejado por el compresor por lo que no
se considera como una carga de alivio al cabezal de alivio y venteo.
Tabla 12. Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de alivio generada tanque de
propano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
337,43 lb/hr
3.473 lb/hr
23.030 lb/hr
26.840,43 lb/hr
B. Tanque nbutano
El proceso de refrigeración del butano no se ve afectado, generándose
la vaporización en el tanque solo por acumulación de vapores en la
alimentación y por intercambio con el medio ambiente. La carga de alivio a
ser enviada al cabezal de alivio y venteo es:
Tabla 13. Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de alivio generada tanque de
nbutano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
222,29 lb/hr
2.561,47 lb/hr
0 lb/hr
2.783,76 lb/hr
C. Tanque de isobutano
Se deja de bombear isobutano al intercambiador generándose la
vaporización en el tanque como consecuencia de la ausencia de recirculación
de mezcla de butano refrigerado. A esto debe aunarse el flujo de vapor que
es necesario aliviar por el aumento de nivel a causa de la alimentación
continua desde el área procesamiento. La carga de alivio a ser enviada al
cabezal de alivio y venteo es:
Tabla 14. Falla bombas de recirculación de isobutano-carga de alivio generada tanque de
isobutano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
256,52 lb/hr
1.926,21 lb/hr
0 lb/hr
2.182,73 lb/hr
5.5.5.
Falla del compresor de recuperación de vapores de propano
A. Tanque de p
B. ropano
Se pierde la recuperación de vapores del tanque y se suspende el envío
de propano refrigerante al intercambiador de nbutano. Por tanto, todos los
vapores producidos serán enviados al cabezal de alivio y venteo. En la
siguiente tabla se muestra la carga de alivio total a ser enviada al cabezal de
alivio y venteo según los resultados de la simulación.
Tabla 15. Falla del compresor de recuperación de vapores de propano-carga de alivio
generada tanque de propano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
218,03 lb/hr
3.504 lb/hr
13.760lb/hr
17.482,03 lb/hr
C. Tanque de nbutano
Se suspende el envío de propano refrigerante al intercambiador de
nbutano, perdiéndose la refrigeración de la corriente de recirculación al
tanque, tal como ocurre cuando se produce la falla de las bombas de
recirculación de propano. La carga de alivio total a ser enviada al cabezal de
alivio y venteo según los resultados de la simulación se muestra en la
siguiente tabla:
Tabla 16. Falla del compresor de recuperación de vapores de propano-carga de alivio
generada tanque de nbutano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
222,29 lb/hr
2.561,47 lb/hr
0 lb/hr
2.783,76 lb/hr
D. Tanque de isobutano
Se suspende el envío de propano refrigerante al intercambiador de
isobutano, perdiéndose la refrigeración de la corriente de recirculación al
tanque, tal como ocurre cuando se produce la falla de las bombas de
recirculación de propano. La carga de alivio total a ser enviada al cabezal de
alivio y venteo según los resultados de la simulación se muestra en la
siguiente tabla:
Tabla 17. Falla del compresor de recuperación de vapores de propano-carga de alivio
generada tanque de isobutano.
Aumento de
nivel
Boill-Off
Acumulación en la
alimentación
Carga total
256,52 lb/hr
1.926,21 lb/hr
0 lb/hr
2.182,73 lb/hr
5.5.6.
Fuego
Al producirse un fuego se produce acumulación de vapores como
consecuencia del aumento de la temperatura y vaporización de los líquidos
almacenados en los tanques.
Cálculo de la Tasa de entrada de calor:
Según API-2000, para tanques cuya superficie mojada sea mayor que
2800 pie² la tasa de entrada de calor es:
Q = 21000 x A*0,82,
Donde:
Q: Tasa de entrada de calor Btu/hr;
A: Área mojada.
El área mojada se determina con el diámetro y altura del recipiente
vertical.
Según API-2000, solo debe tenerse en cuenta una altura máxima de 30
pies, ya que hasta esta altura sería el alcance del efecto directo de las
llamas.
Entonces:
Aw    D  H ;
Donde:
Aw: Área mojada en pies²;
D: Diámetro del tanque en pies;
H: Altura del tanque o 30 pies dependiendo de que valor sea menor.
A. Tanque de propano
Aw    135 ft  30 ft  12.723,48 ft 3
Q = 21000 x (12.723,48)0,82 = 48.752.415,94 Btu/hr
B. Tanque de nbutano
Aw    111 ft  30 ft  10.461,528 ft 3
Q = 21000 x (10.461,53)0,82 = 41.522.863,394 Btu/hr
C. Tanque de isobutano
Aw    110,09 ft  30 ft  10.452 ft 3
Q = 21000 x (10.452)0,82 = 41.491.850,42 Btu/hr
Cálculo del flujo de vapor a aliviar a condiciones estándar:
Según la API 2000 el flujo de vapor a aliviar en función del calor
suministrado viene dado por:
SCFH  3,091 
QF
T

L
M
Donde:
SCFH: Flujo a aliviar en pie³ normales de aire/hr;
Q: Tasa de calor absorbido Btu/hr;
F: Factor de ambiente el cual depende del tipo de aislante térmico que
posea el recipiente;
L: Calor latente de vaporización en Btu/lb;
T: Temperatura de alivio en grados Rankine;
M: Peso molecular del vapor aliviado.
Luego, para el desarrollo de los cálculos del vapor a aliviar se parte de
las siguientes premisas:
 Se considera que solo un tanque puede estar bajo fuego a la vez,
por lo que el flujo de vapor se calculará en forma individual para
cada tanque según lo descrito en la norma API 2000.
 El calor latente de vaporización y el peso molecular se toman de
la
simulación
del
proceso
bajo
condiciones
normales
de
operación, de la corriente de fondo del tanque.
 La temperatura de alivio asumida será la temperatura de
burbujeo del producto almacenado a las condiciones de alivio.
 Para el tanque de propano el espesor de pared es de 0.583 pies
(7 in) y para el tanque de nbutano es de 0.42 pies (5 in), según
los planos de construcción.
 El coeficiente de conductividad térmica para el aislante (fibra de
vidrio) es de 0,036 W/m.°C (0,02081 Btu/hr.ft.°F). Tomado del
libro Transferencia de calor de Yunus A. Cengel.
El Factor de Ambiente se calcula mediante la formula extraída de la API
2000.
F  k (1660  Tf ) / 21.000t
Donde:
F: Factor de ambiente.
K: Conductividad térmica del aislante ( Btu/hr.pies2. °F);
Tf: Temperatura de alivio (°F);
t: espesor de pared (in);
A. Tanque de propano
F  0.02081Btu . ft / hr. f 2 .F (1660  (43,01F ) /( 21.000  (0,583 ft )) = 0,00289
SCFH  3,091 
48.752.415,93Btu / hr   0,00289 
185,8Btu / lb
416,66R
= 7.262,62
43,40lb / lbmol
SCFH aire
SCFH propano = 7.262,62 SCFH aire x 1,5= 10.894 SCFH
B. Tanque de nbutano
F  0,02081Btu . ft / hr. f 2 .F (1660  (30,33F ) /( 21.000  (0,42 ft )) = 0.0038
SCFH  3,091 
41.522.863,394Btu / hr 0,0038 
166 Btu / lb
490,19R
= 8.542,16 SCFH
57,99lb / lbmol
aire
SCFH butano = 8.542,16 x 2 = 17.084,31 SCFH
C. Tanque de isobutano
F  0,02081Btu . ft / hr. f 2 .F (1660  (10,3F ) /( 21.000  (0,5 ft )) =0,0033
SCFH  3,091 
aire
41.491.850,42Btu / hr 0,0033 
158,6 Btu / lb
470,99R
=7.686,33
56,77lb / lbmol
SCFH
SCFH i-butano = 7.686,33 x 1.96 =15.065,20 SCFH
Cálculo del flujo de vapor a aliviar a condiciones de operación:
El flujo volumétrico a condiciones estándar es llevado a condiciones de
alivio a través de la ecuación de gases ideales:
V2  V1 
P1 T2

P2 T1
Donde:
V2: Flujo volumétrico de alivio en pie³/hr;
V1: Flujo volumétrico a condiciones estándar en pie³ normales/hr;
P1: presión estándar de 14,696 psia;
P2: Presión absoluta de alivio;
T2: Temperatura absoluta de alivio en °R;
T1: Temperatura estándar absoluta cuyo valor es 519,67 °R;
A. Tanque de propano
V2  10.894SCFH 
14,696 psia 416,66R

 8.462,15 ft 3 / hr
15,169 psia 519,67R
B. Tanque de nbutano
V2  17.084,31SCFH 
14,696 psia 490,19R

 15.612,64 ft 3 / hr
15,169 psia 519,67R
C. Tanque de isobutano
V2  15.065,20SCFH 
14,696 psia 470,99R

 13.011,20 ft 3 / hr
15,422 psia 519,67R
Cálculo del flujo de vapor másico:
Con el flujo volumétrico a condiciones de alivio y la densidad del vapor
a condiciones de alivio, se determina la carga en lb/hr según la fórmula

m  V2   ;
Donde:

m : Carga a aliviar ft3/hr
ρ: Densidad en lb/pie³.
A. Tanque de propano

3
3
m  V2    8.462,15 ft / hr  0,1460lb / ft  1.235,47 lb/hr
B. Tanque de nbutano

3
3
m  V2    15.612,64 ft / hr  0.1688lb / ft  2635,41 lb/hr
C. Tanque de isobutano

3
3
m  V2    13.011,20 ft / hr  0,1842lb / ft  2.396,66 lb/hr
5.5.7.
Enfriamiento de líneas en el proceso de carga a buques
Antes de iniciar el proceso de carga de productos a buques se realiza el
enfriamiento de la línea de carga empleando como fluido de enfriamiento el
producto a despachar. Este consiste en acondicionar la línea de carga, que
inicialmente se encuentra a temperatura ambiente (aproximadamente 105
°F), hasta alcanzar la temperatura de almacenamiento del producto a
despachar, descargando por medio de las bombas de despacho un caudal de
2.800 GPM a una presión de 200 psig, a través de una tubería de 14” de
diámetro y 18000 pies de longitud y retornando a los tanques a través de
una tubería de 8” de diámetro e igual longitud. La presión y temperatura de
entrada a los tanques es controlada por las válvulas de control ubicadas en el
tramo de tuberías del área de almacenamiento.
Durante este proceso se genera la vaporización del fluido
de
enfriamiento, debido a la transferencia de calor y/o a la expansión producida
en la válvula de control. Estos vapores, conjuntamente con el vapor libre que
se encuentra en la tubería antes del inicio del proceso, incrementan la
presión dentro de los tanques, por lo cual deben ser enviados hacia los
compresores de recuperación de propano, hacia el quemador vertical y/o
venteados a la atmósfera.
Adicionalmente, se generan vapores debido al aumento de nivel en los
tanques, la vaporización del contenido de los tanques por el intercambio de
calor con el medio ambiente (Boil-Off), y la acumulación de vapores que
acompañan al líquido alimentado.
Cálculo de la tasa de calor a ser removido durante el enfriamiento de
línea:
Para determinar el calor a ser removido por el enfriamiento de líneas
se tomó como base los cálculos efectuados para el proceso de carga de
propano en el Manual de Control de Procesos de Diseño de la instalación.
La línea de carga de propano se requiere acondicionar a –51 °F,
la
línea de carga de Butanos a 26 ° F y la línea de carga de Isobutano a -15°F.
La fórmula para obtener la tasa de calor a través del fluido es:
Q = m*(H2-H1) ;
Donde:
Q: Tasa de Calor Btu.
m: Flujo de enfriamiento Lbm/hr
H2: Entalpía a la temperatura ambiente de la línea (° F);
H1: Entalpía a la temperatura que se requiere enfriar la línea (° F).
Para estimar las entalpías se aplicó el procedimiento descrito en las
normas de la GPSA (1998) Capitulo 24.
La fórmula empleada para obtener la tasa de calor a través del
material de la tubería (acero) es:
Q = m*Cp*(T2-T1)
La fórmula para obtener la tasa de calor a través del aislante (fibra de
vidrio) es:
Q = m*Cp*(T2-T1)/2
Entonces, las tasas de calor requeridas son de 40.186.362,79 Btu para
el propano, 27.100.877,02 Btu para el Butano y de 41.091.001,84 Btu para
el Isobutano.
Cálculo del flujo requerido para el enfriamiento de línea y flujo
generado por vaporización:
En primer lugar se determina la masa del fluido requerida para retirar
el calor calculado.
M 
Q
(H 2  H1 )
Donde:
M: Masa (lb);
Q: Calor removido (Btu);
H2: Entalpía a la temperatura ambiente de la línea y 1 atm (Btu/lb);
H1: Entalpía a la temperatura que se requiere enfriar la línea y 1 atm
(Btu/lb).
Entonces:
M PROPANO 
40.186.361,66 Btu
= 690.962,20 lb
158,77 Btu / lb  100,61Btu / lb 
M BUTANO 
27.100.877,02 Btu
= 816.328,36 lb
157,60Btu / lb  124,41Btu / lb 
M I  BUTANO 
41.091.001,84 Btu
=944.772,87 lb
148,99Btu / lb  105,49Btu / lb 
Luego se determina la masa de vapor generada para retirar el calor
calculado.
M propanovapor 
40.186.361,66 Btu
=216.171,93 lb
185,9 Btu / lb
M bu tan ovapor 
27.100.877,02 Btu
=170.553,033 lb
158,9 Btu / lb
M isobutan o vapor 
41.091.001,84 Btu
=247.834,75 lb
165,8Btu / lb
A. Enfriamiento con propano producto
El flujo requerido para efectuar el enfriamiento de las líneas a la
temperatura deseada depende del tiempo que se emplee para realizar dicho
enfriamiento.
La tasa de flujo de enfriamiento de propano producto y la masa de
vapor generada a diversos tiempos de enfriamiento se muestra en la Tabla
18.
B. Enfriamiento con butano producto
El flujo requerido para efectuar el enfriamiento de las líneas a la
temperatura deseada depende del tiempo que se emplee para realizar dicho
enfriamiento.
La tasa de flujo de enfriamiento de nbutano producto y la masa de
vapor generada a diversos tiempos de enfriamiento se muestra en la Tabla
19. Mientras que la tasa de flujo de enfriamiento de isobutano producto y la
masa de vapor generada a diversos tiempos de enfriamiento se muestra en
la Tabla 20.
Tabla 18. Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque de propano.
Tiempo de
Flujo de
Enfriamiento (Hr) Enfriamiento (lb/hr)
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
345.481,10
172.740,55
115.160,37
86.370,28
69.096,22
57.580,18
49.354,44
43.185,14
38.386,79
34.548,11
31.407,37
28.790,09
Caudal de
Enfriamiento
(GPM)
Carga de Vapor
Generada (lb/hr)
1.180,97
590,48
393,66
295,24
236,19
196,83
168,71
147,62
131,22
118,10
107,36
98,41
108.085,97
54.042,98
36.028,66
27.021,49
21.617,19
18.014,33
15.440,85
13.510,75
12.009,55
10.808,60
9.826,00
9.007,16
Tabla 19. Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque de nbutano.
Tiempo de
Flujo de
Enfriamiento (Hr) Enfriamiento (lb/hr)
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
408.164,18
204.082,09
136.054,73
102.041,05
81.632,84
68.027,36
58.309,17
51.020,52
45.351,58
40.816,42
37.105,83
34.013,68
Caudal de
Enfriamiento
(GPM)
Carga de Vapor
Generada (lb/hr)
1.357,83
678,91
452,61
339,46
271,57
226,30
193,98
169,73
150,87
135,78
123,44
113,15
85.276,52
42.638,26
28.425,51
21.319,13
17.055,30
14.212,75
12.182,36
10.659,56
9.475,17
8.527,65
7.752,41
7.106,38
Tabla 20. Enfriamiento de líneas-carga de alivio generada tanque de isobutano.
Tiempo de
Flujo de
Enfriamiento (Hr) Enfriamiento (lb/hr)
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
472.386,44
236.193,22
157.462,15
118.096,61
94.477,29
78.731,07
67.483,78
59.048,30
52.487,38
47.238,64
42.944,22
39.365,54
Caudal de
Enfriamiento
(GPM)
Carga de Vapor
Generada (lb/hr)
1.571,47
785,74
523,82
392,87
314,29
261,91
224,50
196,43
174,61
157,15
142,86
130,96
123.917,38
61.958,69
41.305,79
30.979,34
24.783,48
20.652,90
17.702,48
15.489,67
13.768,60
12.391,74
11.265,22
10.326,45
Carga de vapor total en cada uno de los tanques:
La carga de vapor total que se generará durante el proceso de carga de
buques se muestra a continuación:
Tabla 21. Enfriamiento de líneas-carga total tanque de propano.
Aumento
de nivel
(lb/hr)
218,03
Boill-Off
(lb/hr)
3.504
Acumulación
en la
alimentación
(lb/hr)
26.950
Enfriamiento de
líneas
Carga
total
(lb/hr)
Horas
Cargas
(lb/hr)
2
108.086,97
134.409
4
54.042,98
80.365
6
36.028,66
62.351
8
27.021,49
53.344
10
21.617,19
47.939
12
18.014,33
44.336
14
15.440,85
41.763
16
13.510,75
39.833
18
12.009,55
38.332
20
10.808,60
37.131
22
9.826
36.148
24
9.007
35.329
Tabla 22. Enfriamiento de líneas-carga total tanque de nbutano.
Aumento
de nivel
(lb/hr)
222,29
Boill-Off
(lb/hr)
2.561,47
Acumulación
en la
alimentación
(lb/hr)
0
Enfriamiento de
líneas
Carga
total
(lb/hr)
Horas
Cargas
(lb/hr)
2
85.276,52
88.060
4
42.638,26
45.422
6
28.425,51
31.209
8
21.319,13
24.103
10
17.055,30
19.839
12
14.212,75
16.997
14
12.182,36
14.966
16
10.659,56
13.443
18
9.475,17
12.259
20
8.527,65
11.311
22
7.752
10.536
24
7.106
9.890
Tabla 23. Enfriamiento de líneas-carga total tanque de isobutano.
Aumento de
nivel (lb/hr)
256,52
Boill-Off
(lb/hr)
1.926,21
Acumulación
en la
alimentación
(lb/hr)
0
Enfriamiento de
líneas
Carga total
(lb/hr)
Horas
Cargas
(lb/hr)
2
123.917,38
126.100
4
61.958,69
64.141
6
41.305,79
43.489
8
30.979,34
33.162
10
24.783,48
26.966
12
20.652,90
22.836
14
17.702,48
19.885
16
15.489,67
17.672
18
13.768,60
15.951
20
12.391,22
14.574
22
11.265
13.448
24
10.326
12.509
5.5.8.
Análisis e interpretación de resultados
En la tabla 24 se listan las cargas de vapor obtenidas en los tanques de
almacenamiento bajo cada una de las contingencias.
Tabla 24. Resumen cargas de alivios generadas.
Contingencia
Falla eléctrica
Falla bombas
recirculación
Propano
Falla bombas
recirculación
nButano
Falla bombas
recirculación
isoButano
Fuego
Tanque
Carga (lb/hr.)
Presión de
Alivio
(pulg. de
H2O)
Propano
17.460,85
13
-47.56
nButano
2.754,51
13
31,7
isoButano
2.024,48
20
11,43
Propano
27.212,63
13
-50,02
nButano
2.783,76
13
30,93
isoButano
2.182,73
20
9,64
Propano
26.840,43
13
-50,06
nButano
2.783,76
13
30,33
isoButano
2.182,73
20
9,705
Propano
26.520
13
-50,06
nButano
2.754,51
13
30,93
isoButano
2.182,73
20
11,2
Propano
1.235,47
13
-43,01
nButano
2.635,41
13
30,52
isoButano
2.396,66
20
10,33
Propano
17.482,03
13
-46,54
Temperatura
(°F)
Falla del
compresor de
recuperación
de vapores de
Propano
nButano
2.783,76
13
30,93
isoButano
2.182,73
20
9,7
Enfriamiento de
Propano
9.007-108.086
13
-43,01
Contingencia
Tanque
Carga (lb/hr.)
Presión de
Alivio
(pulg. de
H2O)
la línea de
carga a buques
nButano
7.106-85.277
13
30,52
isoButano
10.326-123.917
20
10,33
Temperatura
(°F)
Las composiciones de los vapores aliviados se muestran en la tabla 25:
Tabla 25. Resumen composición de vapores alivio.
Falla eléctrica - Falla Compresor
Falla Bombas de Recirculación
Propano, Nbutano y Isobutano
(% molar)
Composición
(% molar)
Tanque
C3
Tanque
nC4
Tanque
iC4
Tanque
C3
Tanque
nC4
Tanque
iC4
Etano
10,41
0
0
10,43
0
0
Propano
89,21
0
8,75
89,19
0
8,76
n-Butano
0,0345
94,39
4,33
0,034
94,39
4,34
i-Butano
0.35
5,53
86,92
0,35
5,52
86,91
n- Pentano
0
0.0125
0
0
0.013
0
i-Pentano
0
0,0743
0
0
0,074
0
En la tabla 26 se muestran las cargas de vapor a ser aliviadas a través
de las válvulas de seguridad y las válvulas de control de presión, así como
las cargas manejadas por los compresores, basándose en las siguientes
capacidades de diseño:

El tanque de propano cuenta con una válvula de control con una
capacidad de 27.400 lb/hr y tres válvulas de alivio con una
capacidad de 19.300 lb/hr cada una.

El tanque nbutano cuenta con una válvula de control con una
capacidad de 14.500 lb/hr y dos válvulas de alivio de 13.700
lb/hr cada una.

El tanque de isobutano cuenta con una válvula de control con
una capacidad de 14.500 lb/hr y dos válvulas de alivio de 6.259
lb/hr cada una.
Tabla 26. Cargas de alivio manejadas por los compresores y los dispositivos de seguridad.
Contingencia
Falla eléctrica
Falla bombas
recirculación
Propano
Falla bombas
recirculación
nButano
Falla bombas
recirculación
isoButano
Fuego
Equipo
Carga
Manejada
Compresores
(lb/hr)
Carga al
cabezal
principal
Válvulas de
Control de
Presión
( lb/hr)
Propano
17.460,85
nButano
2.754,51
isoButano
2.024,48
Propano
27.212,63
nButano
2.783,76
isoButano
2.182,73
Propano
26.840,43
nButano
2.783,76
isoButano
2.182,73
Propano
26.520
nButano
2.754,51
isoButano
2.182,73
Propano
nButano
2.137,40
4.261,40
Carga a la
atmósfera
Válvulas de
venteo
(lb/hr)
Contingencia
Falla del
compresor de
recuperación de
vapores de
Propano
Enfriamiento de
la línea de
carga a buques
(PROPANO)
Equipo
Carga
Manejada
Compresores
(lb/hr)
Carga al
cabezal
principal
Válvulas de
Control de
Presión
( lb/hr)
isoButano
3.994,44
Propano
17.482,03
nButano
2.783,76
isoButano
2.182,73
2 HR
58.000
27.400
4 HR
58.000
22.365
6 HR
58.000
4.351
8 HR
53.344
10 HR
47.939
12 HR
44.336
14 HR
41.763
16 HR
39.833
18 HR
38.332
20 HR
37.131
22 HR
36.148
24 HR
35.329
Carga a la
atmósfera
Válvulas de
venteo
(lb/hr)
49.009
2 HR
14.500
27.400
4 HR
14.500
27.400
Enfriamiento de
la línea de
carga a buques
6 HR
14.500
16.709
8 HR
14.500
9.603
(NBUTANO)
10 HR
14.500
5.339
12 HR
14.500
2.497
14 HR
14.500
466
Contingencia
Enfriamiento de
la línea de
carga a buques
(IBUTANO)
Equipo
Carga
Manejada
Compresores
(lb/hr)
Carga al
cabezal
principal
Válvulas de
Control de
Presión
( lb/hr)
Carga a la
atmósfera
Válvulas de
venteo
(lb/hr)
16 HR
13.443
18 HR
12.259
20 HR
11.311
22 HR
10.536
24 HR
9.890
2 HR
14.500
12.518
4 HR
14.500
12.518
6 HR
14.500
12.518
8 HR
14.500
12.518
10 HR
14.500
12.466
12 HR
14.500
8.336
14 HR
14.500
5.385
16 HR
14.500
3.172
18 HR
14.500
1.451
20 HR
14.500
74
22 HR
13.448
24 HR
12.509
Se observa que durante la ocurrencia de:

Falla eléctrica y falla en los compresores: las cargas de alivio
generadas deben ser desalojadas por el sistema de alivio
(mechurrio)

Falla de las bombas de recirculación de propano, nbutano e
isobutano: las cargas de alivio generadas en el tanque de
propano
puede
ser
manejada
por
los
compresores
de
recuperación de vapores de propano, mientras que las cargas de
alivio generadas en los tanques de nbutano e isobutano deben
ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio)

Fuego: si ocurre un incendio en el área del tanque de propano los
vapores generados serán manejados por el compresor, mientras
que durante la ocurrencia de un incendio en el área de los
tanques de nbutano e isobutano las cargas de alivio generadas
deben ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio)

Enfriamiento de líneas con propano: con tiempos de enfriamiento
mayores a 8 horas los vapores serán manejados por los
compresores, en intervalos de tiempo de 2 a 8 horas las cargas
adicionales de alivio generadas deben ser desalojadas por el
sistema de alivio (mechurrio), y tiempos menores de 2 horas se
activan las válvulas de venteo que descargan a la atmósfera.

Enfriamiento de líneas con nbutano: las cargas de alivio
generadas con tiempos de enfriamiento mayores a 16 horas
pueden ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio),
notándose que a tiempos de enfriamiento inferiores a 4 horas los
dispositivos de alivio de presión no están en capacidad de
manejar todo el vapor generado (ver tabla 19).Mientras que en
intervalos de 6 a 14 horas las cargas adicionales de alivio
generadas pueden ser desalojadas a la atmósfera mediante la
activación de las válvulas de venteo.

Enfriamiento de líneas con isobutano: las cargas de alivio
generadas con tiempos de enfriamiento mayores a 20 horas
pueden ser desalojadas por el sistema de alivio (mechurrio),
notándose que a tiempos de enfriamiento inferiores a 10 horas
los dispositivos de alivio de presión no están en capacidad de
manejar todo el vapor generado (ver tabla 20). Mientras que en
intervalos de 10 a 20 horas las cargas adicionales de alivio
generadas pueden ser desalojadas a la atmósfera mediante la
activación de las válvulas de venteo.
Tabla 27. Resumen cargas de alivio a ser manejadas por el mechurrio.
Carga Total
(lb/h)
Contingencia
Falla eléctrica
22.239,84
Falla bombas de recirculación de propano
4.966,49
Falla bombas de recirculación de nbutano
4.966,49
Falla
bombas
isobutano
4.937,24
de
recirculación
de
Fuego
8.255,84
Falla del compresor
22.448,52
Enfriamiento de la línea
buques Tanque de Propano
de
carga
a
Enfriamiento de la línea
buques Tanque de nButano
de
carga
a
Enfriamiento de la línea de
buques Tanque de Isobutano
carga
a
27.400
14.500
14.500
5.6.
5.6.1.
Dimensionamiento del Sistema
Transporte de Carga de Alivio
Las cargas de alivio empleadas para la evaluación hidráulica se
tomaron de la simulación del proceso y se muestran en la tabla 28, así como
las condiciones de operación y caracterización obtenida para cada uno de los
casos empleados.
La evaluación se efectuó fijando una presión de 0,2 psig en la base del
mechero, según consultas efectuadas a proveedores de mechurrios para
alivio a baja presión, y calculando la contrapresión hasta los tanques a través
del mechero, despojador de líquidos, cabezal de alivio, y las línea que
conectan a los tanques a dicho cabezal, fijando los caudales en cada uno de
los tanques según la carga y temperatura presentada en la tabla 28.
Para calcular el diámetro de las líneas y el cabezal de alivio se deben
mantener bajas las pérdidas por fricción, de tal forma que se garantice que
la contrapresión ejercida sobre las válvulas reguladoras de presión de los
tanques sea menor que la presión de ajuste de las mismas, asegurando de
esta forma el libre flujo de los gases/vapores hacia el mechero.
La ruta de las tuberías propuesta para el nuevo cabezal de alivio y
venteo corresponde a la mostrada en el anexo 1. (Ver representación en la
figura 21)
La temperatura de alivio fijada fue la temperatura de burbujeo de la
corriente de entrada al tanque. (API 2000), mientras que las presiones
constituyen las presiones de alivio de cada tanque.
La evaluación hidráulica se efectúo en función de las cargas obtenidas
para las contingencias falla del compresor y enfriamiento de líneas previo al
proceso de carga y descarga a buques, ya que son las contingencias que
generan las mayores cargas conjuntas e individuales respectivamente.
5.6.2.
Dimensionamiento de los cabezales de alivio
El dimensionamiento del diámetro de las líneas de alivio y del cabezal
principal se efectúo de tal forma que pueda manejar la tasa de flujo máxima
a través de ellas, a la presión de alivio, fijando al final de la línea (base del
mechurrio) una presión cercana a la atmosférica 0,2 psig.
Para el diseño del sistema de alivio se aplicó la siguiente metodología
de cálculo:
Primero se evaluaron las líneas de alivio fijando la máxima capacidad
de flujo de las válvulas de control instaladas por diseño (las cuales cumplen
con los requerimientos de alivio), evaluando las contrapresiones generadas
durante la ocurrencia de esta eventualidad, para lo cual se partió de tamaños
supuestos de líneas, haciendo ensayos variando los diámetros del cabezal
principal y de las líneas de alivio, hasta que obtener contrapresiones
menores en un 10% a la presión de ajuste de las válvulas de control.
Tabla 28. Resumen condiciones de alivio hacia el mechurrio.
PRESIÓN
DE ALIVIO
(PSIG)
TEMP.
(°F)
10,410 89,209 0,346 0,035 0,000 0,000
0,469
-42,02
42,69 1,47
4,308E+05
0,000 0,000 5,525 94,388 0,074 0,013
0,469
32,45
58,13 2,01
2.024,48
3,235E+05
0,000 8,754 86,916 4,330 0,000 0,000
0,722
13,94
56,90 1,96
0,00
0,000E+00
0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
0,000
0,00
0,00
2.783,76
4,354E+05
0,000 0,000 5,525 94,388 0,074 0,013
0,469
32,45
58,13 2,01
2.182,73
3,495E+05
0,000 9,654 86,240 4,106 0,000 0,000
0,722
13,98
56,77 1,96
0,00
0,000E+00
0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
0,000
-43,31
0,00
2.783,76
4,354E+05
0,000 0,000 5,597 94,318 0,073 0,012
0,469
32,45
58,13 2,01
2.182,73
3,488E+05
0,000 8,754 86,916 4,333 0,000 0,000
0,722
13,94
56,90 1,96
FLUJO
(PCND)
COMPOSICIÓN (% MOLAR)
PROPANO 17.460,85
3,718E+06
N-BUTANO
2.754,51
I-BUTANO
Falla de Bomba PROPANO
Recirculación de N-BUTANO
Propano
I-BUTANO
CONTINGENCIA
TANQUE
CARGA
(LB/H)
C2
Falla Electrica
Falla de Bomba PROPANO
Recirculación de N-BUTANO
nButano
I-BUTANO
C3
I-C4
N-C4
I-C5
N-C5
PM
g
0,00
0,00
Falla de Bomba PROPANO
Recirculación de N-BUTANO
iButano
I-BUTANO
0,00
0,000E+00
0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
0,000
-43,33
0,00
2.754,51
4,308E+05
0,000 0,000 5,525 94,388 0,074 0,013
0,469
32,45
58,13 2,01
2.182,73
3,495E+05
0,000 9,654 86,240 4,106 0,000 0,000
0,722
13,98
56,77 1,96
PROPANO
1.235,47
2,708E+05
18,985 80,719 0,270 0,026 0,000 0,000
0,469
-43,33
41,48 1,43
N-BUTANO
2.635,41
4,122E+05
0,000 0,000 5,600 94,316 0,073 0,012
0,469
32,45
58,13 2,01
I-BUTANO
2.396,66
3,841E+05
0,000 9,948 85,982 4,071 0,000 0,000
0,722
13,94
56,73 1,96
PROPANO 17.482,03
3,723E+06
10,424 89,194 0,347 0,034 0,000 0,000
0,469
-46,06
42,69 1,47
N-BUTANO
2.783,76
4,354E+05
0,000 0,000 5,524 94,390 0,074 0,013
0,469
31,97
58,13 2,01
I-BUTANO
2.182,73
3,488E+05
0,000 8,745 86,917 4,339 0,000 0,000
0,722
11,45
56,90 1,96
Enfriamiento de PROPANO 27.400,00
Lineas de Carga N-BUTANO 2.561,47
Propano
I-BUTANO 1.926,21
6,006E+06
18,985 80,719 0,270 0,026 0,000 0,000
0,469
-43,33
41,48 1,43
4,006E+05
0,000 0,000 5,600 94,316 0,073 0,012
0,469
32,45
58,13 2,01
3,087E+05
0,000 9,948 85,982 4,071 0,000 0,000
0,722
13,94
56,73 1,96
0,000E+00
0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
0,000
0,00
0,00
2,268E+06
0,000 0,000 5,600 94,316 0,073 0,012
0,469
32,45
58,13 2,01
3,087E+05
0,000 9,948 85,982 4,071 0,000 0,000
0,722
13,94
56,73 1,96
0,000E+00
0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
0,000
0,00
0,00
4,006E+05
0,000 0,000 5,600 94,316 0,073 0,012
0,469
32,45
58,13 2,01
2,324E+06
0,000 9,948 85,982 4,071 0,000 0,000
0,722
13,94
56,73 1,96
Fuego
Falla del
Compresor
0,00
Enfriamiento de PROPANO
Lineas de Carga N-BUTANO 14.500,00
nButano
I-BUTANO 1.926,21
0,00
Enfriamiento de PROPANO
Lineas de Carga N-BUTANO 2.561,47
iButano
I-BUTANO 14.500,00
0,00
0,00
0,00
M
nB
iB
P
Mechurrio
PVCPVC-nC4
PVCPVC-C3
PVCPVC-iC4
nB*
iB*
P*
KOD
TANQUE
TANQUE
TANQUE
nBUTANO
iBUTANO
PROPANO
Figura 21. Esquema para dimensionamiento del tamaño del cabezal de alivio
Posteriormente, se procedió a evaluar las líneas de alivio y el cabezal
de venteo para los casos en los cuales se generan cargas de alivio como
consecuencia del proceso de enfriamiento de las líneas de carga de buques y
falla de los compresores, las cuales constituyen las máximas cargas de alivio
individuales y conjuntas.
5.6.2.1.
Análisis e interpretación de resultados.
En las siguientes tablas se muestran los resultados obtenidos para los
distintos ensayos empleando la ecuación de Weymouth.
Cargas Máximas de Alivio al Cabezal Principal
ENSAYO 1: El primer ensayo se efectúo colocando todos los cabezales
secundario de alivio, tramos nB*-nB, iB*-iB y P*-P, con un diámetro de 12
pulgadas y el cabezal principal, tramos nB-iB, iB-P y P-M, con un diámetro de
20 pulgadas, obteniéndose los resultados que se muestran en la tabla 29.
Como se puede observar las contrapresiones en los tanques propano y
nbutano exceden la presión de ajuste de la válvula de control, por tanto se
requiere ensayar con otros diámetros.
Tabla 29. Ensayo 1 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Weymouth.
PalivioP1 Palivio P1 Palivio
10%Palivio
(psia) (psia) (psig) (psig)
(psig)
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
DI Longitud
P2
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
(psia)
P-M
10.597.290,91
1,67
487,28
19,25
0,125
6,87
14,930
229,776
222,905 15,158
56.400,000
iB-P
4.591.532,49
1,98
454,56
19,25
0,122
1,39
15,158
231,162
229,776 15,204
29.000,000
nB-iB
2.267.810,78
2,01
492,45
19,25
0,052
0,16
15,204
231,321
231,162 15,209
14.500,000
P*-P
6.005.758,42
1,43
416,67
12
0,075
11,95
15,158
241,726
229,776 15,548 15,199 0,818
0,469
0,4221
27.400,000
iB*-iB
2.323.721,70
1,96
492,45
12
0,046
1,79
15,204
232,950
231,162 15,263 15,452 0,533
0,722
0,6498
14.500,000
nB*-nB
2.267.810,78
2,01
492,45
12
0,057
2,17
15,209
233,490
231,321 15,280 15,199 0,550
0,469
0,4221
14.500,000
P1^2
P2^2
Flujo
(lbm/h)
ENSAYO 2: El segundo ensayo se efectúo manteniendo todos los
cabezales secundario de alivio, tramos nB*-nB, iB*-iB y P*-P, con un
diámetro de 12 pulgadas y el cabezal principal, tramos nB-iB, iB-P y P-M, con
un diámetro de 24 pulgadas, obteniéndose los resultados que se muestran
en la tabla 30.
Tabla 30. Ensayo 2 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Weymouth.
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
DI
Longitud
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
P-M
10.597.290,91
1,67
487,28
23,5
0,125
iB-P
4.591.532,49
1,98
454,56
23,5
nB-iB
2.267.810,78
2,01
492,45
P*-P
6.005.758,42
1,43
iB*-iB
2.323.721,70
nB*-nB
2.267.810,78
PalivioP1
Palivio P1
Palivio
10%Palivio
(psia) (psia) (psig) (psig)
(psig)
P2
(psia)
P1^2
2,37
14,930
225,276
222,905 15,009
0,122
0,48
15,009
225,754
225,276 15,025
23,5
0,052
0,05
15,025
225,809
225,754 15,027
416,67
12
0,075
11,95
15,009
237,226
225,276 15,402 15,199 0,672
0,469
0,4221
1,96
492,45
12
0,046
1,79
15,025
227,541
225,754 15,084 15,452 0,354
0,722
0,6498
2,01
492,45
12
0,057
2,17
15,027
227,978
225,809 15,099 15,199 0,369
0,469
0,4221
P2^2
Como se puede observar la contrapresión en el tanque de propano aún
excede la presión de ajuste de la válvula de control, por tanto se requiere
ensayar con otros diámetros.
ENSAYO 3: El tercer ensayo se efectúo manteniendo los cabezales
secundario de alivio, tramos nB*-nB, iB*-iB, con un diámetro de 12
pulgadas, mientras que el tramo P*-P se aumenta a un diámetro de 16
pulgadas, y el cabezal principal, tramos nB-iB, iB-P y P-M, se mantiene con
un diámetro de 24 pulgadas, obteniéndose los resultados que se muestran
en la tabla 31.
Tabla 31. Ensayo 3 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Weymouth.
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
DI
Longitud
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
P-M
10.597.290,91
1,67
487,28
23,5
0,125
iB-P
4.591.532,49
1,98
454,56
23,5
nB-iB
2.267.810,78
2,01
492,45
P*-P
6.005.758,42
1,43
iB*-iB
2.323.721,70
nB*-nB
2.267.810,78
P1
Palivio
P1
(psia) (psia) (psig)
PalivioPalivio
10%Palivio
(psig)
(psig)
P2
(psia)
P1^2
P2^2
2,37
14,930
225,276
222,905
15,009
0,122
0,48
15,009
225,754
225,276
15,025
23,5
0,052
0,05
15,025
225,809
225,754
15,027
416,67
15,5
0,075
3,05
15,009
228,327
225,276
15,110 15,199
0,380
0,469
0,4221
1,96
492,45
12
0,046
1,79
15,025
227,541
225,754
15,084 15,452
0,354
0,722
0,6498
2,01
492,45
12
0,057
2,17
15,027
227,978
225,809
15,099 15,199
0,369
0,469
0,4221
En función de los resultados obtenidos las contrapresiones están por
debajo de las presiones de ajuste de las válvulas de control. Según la norma
API 521 las contrapresiones deben estar un 10% por debajo de la presión de
ajuste de la válvula. Las contrapresiones en las línea donde se ubican las
válvulas de control son de 0.38 psig para el tanque de propano, 0.354 para
el tanque de isobutano y 0.369 para el tanque de normal butano, cuyas
presiones de ajuste son: 0.469, 0.722 y 0.469 respectivamente.
En las siguientes tablas se muestran los resultados obtenidos para los
distintos ensayos empleando la ecuación de Panhandle A.
Cargas Máximas de Alivio al Cabezal Principal
Tabla 32. Ensayo 1 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A.
DI Longitud
P2
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
(psia)
PalivioP1
Palivio P1 Palivio
10%Palivio
(psia) (psia) (psig) (psig)
(psig)
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
P-M
10.597.290,91
1,67
487,28 19,25
0,125
5,96
14,930 228,861 222,905 15,128
56.400,000
iB-P
4.591.532,49
1,98
454,56 19,25
0,122
1,32
15,128 230,185 228,861 15,172
29.000,000
nB-iB
2.267.810,78
2,01
492,45 19,25
0,052
0,17
15,172 230,353 230,185 15,177
14.500,000
P*-P
6.005.758,42
1,43
416,67
12
0,075
9,18
15,128 238,042 228,861 15,429 15,199 0,699
0,469
0,4221
27.400,000
iB*-iB
2.323.721,70
1,96
492,45
12
0,046
1,51
15,172 231,690 230,185 15,221 15,452 0,491
0,722
0,6498
14.500,000
nB*-nB
2.267.810,78
2,01
492,45
12
0,057
1,83
15,177 232,180 230,353 15,237 15,199 0,507
0,469
0,4221
14.500,000
P1^2
P2^2
Flujo
(lbm/h)
Tabla 33. Ensayo 2 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A.
DI
Longitud
P2
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
(psia)
PalivioP1
Palivio P1 Palivio
10%Palivio
(psia) (psia) (psig) (psig)
(psig)
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
P-M
10.597.290,91
1,67
487,28
23,5
0,125
2,26
14,930 225,166 222,905 15,006
iB-P
4.591.532,49
1,98
454,56
23,5
0,122
0,50
15,006 225,668 225,166 15,022
nB-iB
2.267.810,78
2,01
492,45
23,5
0,052
0,06
15,022 225,732 225,668 15,024
P*-P
6.005.758,42
1,43
416,67
12
0,075
9,18
15,006 234,347 225,166 15,308 15,199 0,578
0,469
0,4221
iB*-iB
2.323.721,70
1,96
492,45
12
0,046
1,51
15,022 227,174 225,668 15,072 15,452 0,342
0,722
0,6498
nB*-nB
2.267.810,78
2,01
492,45
12
0,057
1,83
15,024 227,559 225,732 15,085 15,199 0,355
0,469
0,4221
P1^2
P2^2
Tabla 34. Ensayo 3 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A.
DI Longitud
P2
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
(psia)
PalivioP1 Palivio P1 Palivio
10%Palivio
(psia) (psia) (psig) (psig)
(psig)
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
P-M
10.597.290,91
1,67
487,28
23,5
0,125
2,26
14,930 225,166 222,905 15,006
iB-P
4.591.532,49
1,98
454,56
23,5
0,122
0,50
15,006 225,668 225,166 15,022
nB-iB
2.267.810,78
2,01
492,45
23,5
0,052
0,06
15,022 225,732 225,668 15,024
P*-P
6.005.758,42
1,43
416,67
15,5
0,075
2,65
15,006 227,815 225,166 15,094 15,199 0,364
0,469
0,4221
iB*-iB
2.323.721,70
1,96
492,45
12
0,046
1,51
15,022 227,174 225,668 15,072 15,452 0,342
0,722
0,6498
nB*-nB
2.267.810,78
2,01
492,45
12
0,057
1,83
15,024 227,559 225,732 15,085 15,199 0,355
0,469
0,4221
P1^2
P2^2
Como podemos observar los valores de contrapresión obtenidos con la
ecuación de Panhandle A para los distintos ensayos son menores que los
determinados empleando la ecuación de Weymouth, aunque se obtiene el
mismo dimensionamiento para todos los cabezales de alivio. Por tanto, se
podría decir que ambas ecuaciones pueden ser empleadas, aunque la
ecuación de Panhandle A es la que mejor se ajusta para estos sistemas, ya
que se han utilizado grandes diámetros y los gases a ser aliviados contiene
componentes pesados.
Adicionalmente, en vista de que el tanque de isobutano maneja un
presión de ajuste mayor a la de los otros dos tanques (0.722 psig contra
0.469 psig) se efectúo un cuarto ensayo empleando la ecuación de
Panhandle A, donde se redujo el diámetro del tramo iB*-iB de 12 a 10
pulgadas. En la tabla 35 se puede apreciar que los valores de contrapresión
obtenidos están dentro de los límites requeridos.
Tabla 35. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio - máxima carga - Panhandle A.
DI
Longitud
P2
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
(psia)
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
P-M
10.597.290,91
1,67
487,28
23,5
0,125
2,26
14,930 225,166 222,905 15,006
iB-P
4.591.532,49
1,98
454,56
23,5
0,122
0,50
15,006 225,668 225,166 15,022
nB-iB
2.267.810,78
2,01
492,45
23,5
0,052
0,06
15,022 225,732 225,668 15,024
P*-P
6.005.758,42
1,43
416,67
15,5
0,075
2,65
15,006 227,815 225,166 15,094 15,199 0,364
0,469
0,4221
iB*-iB
2.323.721,70
1,96
492,45
10
0,046
3,65
15,022 229,317 225,668 15,143 15,452 0,413
0,722
0,6498
nB*-nB
2.267.810,78
2,01
492,45
12
0,057
1,83
15,024 227,559 225,732 15,085 15,199 0,355
0,469
0,4221
P1^2
P2^2
P1
(psia)
PalivioPalivio
P1 Palivio
10%Palivio
(psia) (psig) (psig)
(psig)
TRAMO DE
LÍNEA
Partiendo del arreglo determinado en el ensayo 4 se procede a evaluar
los eventos que generan mayores cargas de alivio hacia el mechurrio. Los
resultados se muestran en las siguientes tablas:
Enfriamiento de Líneas Previo al Proceso de Embarque de Buques
Tabla 36. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio – carga de propano - Panhandle A.
DI
Longitud
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
P2
(psia)
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
P-M
6.715.062,23
1,49
482,653
23,5
0,125
0,87
14,930 223,777 222,905 14,959
31.887,680
iB-P
709.303,81
1,99
445,305
23,5
0,122
0,02
14,959 223,792 223,777 14,960
4.487,680
nB-iB
400.615,81
2,01
492,45
23,5
0,052
0,00
14,960 223,795 223,792 14,960
2.561,470
P*-P
6.005.758,42
1,43
416,67
15,5
0,075
2,65
14,959 226,426 223,777 15,047 15,199
0,317
0,469
0,4221
27.400,000
iB*-iB
308.688,00
1,96
473,94
10
0,046
0,08
14,960 223,875 223,792 14,962 15,452
0,232
0,722
0,6498
1.926,210
nB*-nB
400.615,81
2,01
492,45
12
0,057
0,07
14,960 223,868 223,795 14,962 15,199
0,232
0,469
0,4221
2.561,470
P1^2
P2^2
P1
(psia)
Palivio
(psia)
P1
(psig)
PalivioPalivio
10%Palivio
(psig)
(psig)
TRAMO DE
LÍNEA
Flujo
(lbm/h)
Tabla 37. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio – carga de nbutano - Panhandle A.
DI
Longitud
P2
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
(psia)
PalivioP1
Palivio
P1
Palivio
10%Palivio
(psia) (psia) (psig) (psig)
(psig)
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
P-M
2.576.498,78
2,00
378,49
23,5
0,125
0,15
14,930 223,054 222,905 14,935
16.426,210
iB-P
2.576.498,78
2,00
236,97
23,5
0,122
0,09
14,935 223,144 223,054 14,938
16.426,210
nB-iB
2.267.810,78
2,01
492,45
23,5
0,052
0,06
14,938 223,208 223,144 14,940
14.500,000
P*-P
0,00
0,00
0,00
15,5
0,075
0,00
14,935 223,054 223,054 14,935 15,199
0,205
0,469
0,4221
0,000
iB*-iB
308.688,00
1,96
473,94
10
0,046
0,08
14,938 223,227 223,144 14,941 15,452
0,211
0,722
0,6498
1.926,210
nB*-nB
2.267.810,78
2,01
492,45
12
0,057
1,83
14,940 225,035 223,208 15,001 15,199
0,271
0,469
0,4221
14.500,000
P1^2
P2^2
Flujo
(lbm/h)
Tabla 38. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio – carga de isobutano - Panhandle A.
DI Longitud
P2
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
(psia)
PalivioP1 Palivio P1 Palivio
10%Palivio
(psia) (psia) (psig) (psig)
(psig)
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
P-M
2.724.337,52
1,97
378,485 23,5
0,125
0,16
14,930 223,067 222,905 14,935
17.061,470
iB-P
2.724.337,52
1,97
236,97
23,5
0,122
0,10
14,935 223,166 223,067 14,939
17.061,470
nB-iB
400.615,81
2,01
492,45
23,5
0,052
0,00
14,939 223,169 223,166 14,939
2.561,470
P*-P
0,00
0,00
0,00
15,5
0,075
0,00
14,935 223,067 223,067 14,935 15,199 0,205
0,469
0,4221
0,000
iB*-iB
2.323.721,70
1,96
473,94
10
0,046
3,51
14,939 226,678 223,166 15,056 15,452 0,326
0,722
0,6498
14.500,000
nB*-nB
400.615,81
2,01
492,45
12
0,057
0,07
14,939 223,242 223,169 14,941 15,199 0,211
0,469
0,4221
2.561,470
P1^2
P2^2
Flujo
(lbm/h)
Falla de los Compresores de Propano
Tabla 39. Ensayo 4 contrapresiones cabezales de alivio – falla del compresor - Panhandle A.
DI
Longitud
P2
P1^2-P2^2
(pulg) (millas)
(psia)
PalivioP1 Palivio P1 Palivio
10%Palivio
(psia) (psia) (psig) (psig)
(psig)
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
Gr.
Esp.
T1 (°R)
P-M
4.507.192,41
1,56
481,348
23,5
0,125
0,43
14,930 223,337 222,905 14,944
22.448,520
iB-P
784.137,79
1,99
442,695
23,5
0,122
0,02
14,944 223,356 223,337 14,945
4.966,490
nB-iB
435.381,41
2,01
491,97
23,5
0,052
0,00
14,945 223,359 223,356 14,945
2.783,755
P*-P
3.723.054,63
1,47
413,94
15,5
0,075
1,11
14,944 224,449 223,337 14,982 15,199 0,252
0,469
0,4221
17.482,030
iB*-iB
348.756,37
1,96
471,45
10
0,046
0,10
14,945 223,460 223,356 14,949 15,452 0,219
0,722
0,6498
2.182,730
nB*-nB
435.381,41
2,01
491,97
12
0,057
0,09
14,945 223,444 223,359 14,948 15,199 0,218
0,469
0,4221
2.783,760
P1^2
P2^2
Flujo
(lbm/h)
Finalmente, como se puede observar, el arreglo de cabezales de alivio
seleccionado en el ensayo 4 permite que las contrapresiones producidas por
las contingencias que generan mayores cargas de alivio cumplan con los
límites establecidos.
5.6.2.2.
Evaluación con simulador Inplant
Tabla 40. Contrapresiones cabezales de alivio – máxima. carga-simulador Inplant Panhandle A.
Palivio
(psig)
Palivio10%Palivio
(psig)
0,400
0,469
0,4221
10
0,400
0,722
0,6498
12
0,400
0,469
0,4221
TRAMO DE
LÍNEA
Q (PCND)
DI
(pulg)
P1
(psig)
P-M
10.597.290,91
30
0,3
iB-P
4.591.532,49
23,5
0,4
nB-iB
2.267.810,78
23,5
0,4
P*-P
6.005.758,42
15,5
iB*-iB
2.323.721,70
nB*-nB
2.267.810,78
Como se puede observar, empleando el simulador de proceso Inplant,
el arreglo de cabezales de alivio seleccionado en el ensayo 4 permite que las
contrapresiones producidas por las contingencias que generan mayores
cargas de alivio cumplan con los límites establecidos a excepción del tramo
P-M, el cual según los resultados obtenidos debería ser de un diámetro de 30
pulgadas.
5.6.3.
Dimensionamiento del Mechurrio
Los
cálculos
para
determinar
la
altura
del
quemador
fueron
desarrollados tomando en cuenta la intensidad de radiación permisible para
áreas con acceso normal de personal establecido por la norma API RP 521 en
2.000Btu/hr- ft2 (5.424 Kcal/hr-m2) para la máxima carga excluyendo la
radicación solar.
Para determinar la altura del mechurrio se realizó un análisis de
radiación usando las ecuaciones presentadas en el capitulo II, a fin de
conseguir el radio para el nivel de radiación seguro, con la cual se calcula el
calor liberado, velocidad del mechero, la distancia suministrada desde la
base del mechero basándose en las consideraciones indicadas en el método
de calculo simple de la norma API RP 521.
La radiación solar será fijada en un valor de 300 Btu/hr./pie², esto con
el fin de adicionarla a los cálculos de radiación asociados al mechero. (Guía
PDVSA 90616.1.021, en su sección 15.2)
Para conseguir el radio de radiación segura se utilizó la condición de
máxima carga de alivio, la que se produce durante el enfriamiento de línea
durante la carga a buques. Esta carga es de 56.400 lb/hr, con un peso
molecular de 48,38, un factor de compresibilidad igual a 1, una relación de
calores específicos de 1,13, con un calor de combustión de 19.830 Btu/lb,
una temperatura de 520 °R, y una presión de 14,73 psia.
Debido a la ausencia de contaminantes como el H2S, y a que el medio
de disposición es un mechero sin humo, no se considera necesario realizar
un análisis de dispersión.
El nivel de intensidad de radiación para el diseño o estimación de la
altura del mechurrio es fijado en 2.000 Btu/hr/pie2, excluyendo la cantidad
típica de radiación solar de 300 Btu/hr./pie2, esto suministra un tiempo de
escape aproximado de 11 segundos, así como permite que el personal realice
actividades de emergencia por un tiempo de hasta un minuto sin protección
pero con ropa de seguridad apropiada.
La cantidad de energía radiante que alcanza un punto determinado,
producto de la combustión de gases de desecho, depende de la distancia a la
cual se encuentra de la fuente de llama y de la cantidad de gas.
Para la evaluación del mechurrio se consideró: la carga de gas a
aliviar; la tolerancia del personal a la energía radiante y la combustión del
gas.
5.6.3.1.
Cálculo y análisis de resultados
Datos de entrada:
VARIABLES
VALOR
Flujo de gas de quema
56.400 lb/hr
Calor de combustión
19.830 BTU/lb
Peso molecular
48,38
Factor de compresibilidad
Z: 1
Velocidad promedio del viento
60KPH : 37,28 MPH
Intensidad de radiación
2.000 Btu/hr./pie²
Relación de calores específicos
1.13
Distancia entre el área de mayor radiación y el
área más segura (radio seguro)
150 pies
Temperatura del gas de quema
520 °R
Fracción de calor irradiado
0,3
Diámetro de la Boquilla del Mechurrio
k
Cp
Cv

MC p
MCv

MC P
 1.13 , Figuras 13-6 y 13-7 GPSA.
MC p  1,986
Para un Mach = 0,2
1,702 *10 5 * W
d
P2 M
Z *T
1,702 *10 5 * 56.400
1 * 520
, d
kMW
14,73 * 0,2
1,13 * 48.38
d  1 pies  12 pu lg
Para un Mach = 0,5
d
1,702 *10 5 * W
P2 M
Z *T
1,702 *10 5 * 56.400
1 * 520
, d
kMW
14,73 * 0.5
1,13 * 48.38
d  0,634 pies  7.61 pu lg
Longitud de la Llama
L f  exp 1,0917 log10 Qr   5, Figura 8 API RP 521 (1997)
Qr  W f * NHV  56.400 *19.830,00 , Qr  1,12 *10 9

 
L f  exp 1,0917 log 10 (1,12 *109 )  5
BTU
h
L f  131,41 pies  40,06m
Distorsión de la llama causada por la velocidad del viento
Vw
velocidad .del .viento

Vex velocidad .de.salida.en.la.boquilla .del .mechurrio
Vw  60 KPH * 0,911344415281  54,68
pies
seg
*
V
pies
Vex 

2
seg
 *d
4
Flujo de gas de Quema
*
V
m * R * T 56.400 *10,73 * 520
ft 3

 122,66
P * MW 14,73 * 48.38 * 3.600
s
Velocidad a la salida de la boquilla del mechurrio
Para un Mach = 0,2
Vex 
122,66
pies
 155,49
2
seg
 * 1
4
Vw
54,68

 0,35
Vex 155,49
 Vw
 Vex
  tan 1 

  tan 1 0,3516  0,34

 Lf
X c  
 3

131.41 
 * seno( )  
 * seno(0,34)  14,6 pies
 3 

 Lf 
 131.41 
Yc    * COS ( )  
 * COS (0,34)  41,3 pies
 3 
 3 
Para un Mach = 0,5
Vex 
122.66
pies
 388,7
2
seg
 * 0,634
4
Vw 54,68

 0,1406
Vex 388,7
 Vw
 Vex
  tan 1 

  tan 1 0,1406  0,1397

 Lf 
 131.41 
X c    * seno( )  
 * seno(0,1397)  6,10 pies
 3 
 3 
 Lf
Yc  
 3

131,41 
 * COS ( )  
 * COS (0,1397)  43,38 pies
 3 

Altura del mechurrio
Distancia desde el punto medio de la llama hasta el punto u objeto en
consideración.
R
W NHV  
f
4 * I

1,12 *10 9 * 0,3
 115,57 pies  35,23m
4 * 3,14 * 2.000
Primer método, considerando que el centro de la llama se encuentra a
1/3 de su longitud y la altura del mechurrio es la posición vertical más critica
debajo del centro de la llama:
Para un Mach = 0,2
H s  R  Yc   115,57 * 41,3  74,25 pies  22,63m
Para un Mach = 0,5
H s  R  Yc   115,57  43,38  72,19 pies  22m
Segundo método, considerando que el punto medio de la longitud de la
llama es el punto de mayor concentración de radiación:
Para un Mach = 0,2
Entrando en la figura 19 obtenemos:
y
 0,22  y  0,22 *131,41  28,25 pies
Lf
x
 0,94  x  0,94 *131,41  123,53 pies
Lf
D  R  115,57 pies  35,23m
Altura del mechurrio
H  D  1 / 2 * y  115,57  1 / 2 * 28,25  101,44 pies  30,92m
Nivel de radiación máximo desde la base del mechurrio se presenta a:
X  X  1 / 2x  1 / 2 *123,53  61,76 pies  18,83m
Para un Mach = 0,5
De la figura 18 obtenemos
y
 0,38  y  0,38 *131,41  49,94 pies
Lf
x
 0,8  x  0,83 *131,41  109,07 pies
Lf
D  R  115,57 pies  35,23m
H  D  1 / 2 * y  115,57  1 / 2 * 49,94  90,6 pies  27,62m
Nivel de radiación máximo desde la base del mechurrio se presenta a:
X  X  1 / 2x  1 / 2 *109,07  54,54 pies  16,02m
Ahora determinamos la distancia requerida desde la base del mechurrio
hasta el límite de propiedad (R) a 140 Btu/hr-pies2 para las alturas
obtenidas en el segundo método.
R
W NHV  
f
4 * I

1,12 *10 9 * 0,3
 436,82 pies  133,14m
4 * 3,14 * 140
Para un Mach = 0,2
H´ H  1 / 2 * y  101,44  1 / 2 * 28,25  115,57 pies  35,23m
D 2  R´2  H´2 , D  R  436,82 pies
R´ 436,82 2  115,57 2  421,25 pies
R  R´1 / 2 * x  421,25  1 / 2 *123,53  483,02 pies  147,22m
Para un Mach = 0,5
De la figura obtenemos
H´ H  1 / 2 * y  90,6  1 / 2 * 49,94  115,57 pies  35,23m
D 2  R´2  H´2 , D  R  436,82 pies
R´ 436,82 2  115,57 2  421,25 pies
R  R´1 / 2 * x  421,25  1 / 2 *109,07  475,79 pies  145,02m
Como se puede apreciar la altura mas conservadora es aquella
obtenida empleando el segundo método, el cual arrojo un valor de 30,92 m
para un Mach de 0,2. De ahí que, se aprecia que la distancia minima que
debe considerarse desde la base del mechurrio hasta el limite de propiedad
de la instalación es de 147,22 m.
CONCLUSIONES
6.1.
Referida a las descripción del sistema existente
Se identificó que el tanque de propano posee una capacidad para
desalojar cargas de alivio de hasta 27.400 lb/hr, mediante una válvula de
control de presión y de 57.900 lb/hr, a través de tres válvulas de venteo
atmosférico.
Se determinó que el tanque de normalbutano tiene una capacidad para
desalojar cargas de alivio de hasta 14.500 lb/hr, mediante una válvula de
control de presión y de 27.400 lb/hr, a través de dos válvulas de venteo
atmosférico.
Se detalló que el tanque de isobutano tiene una capacidad para
desalojar cargas de alivio de hasta 14.500 lb/hr, mediante una válvula de
control de presión y de 12.518 lb/hr, a través de dos válvulas de venteo
atmosférico.
Se identificó que existen dos compresores de recuperación de vapores
de propano, los cuales cuentan con una capacidad por diseño de 58.000 lb/hr
(29.000 lb/hr cada uno).
Se observó que el proceso de almacenaje de normalbutano e isobutano
producto no dispone de un sistema de recuperación de vapores, por lo que
los vapores generados como parte del proceso normal no se recuperan sino
que se queman diariamente en una fosa destinada para tal fin.
Se identificó que la operación del sistema de alivio existente no cumple
con lo establecido en el Decreto Nº 638: “NORMAS SOBRE CALIDAD DEL
AIRE Y CONTROL DE LA CONTAMINACIÓN ATMOSFÉRICA”, ya que la quema
constante de gases supera el nivel de opacidad establecido en Ringelmann 1.
6.2.
Referida a las contingencias que generan cargas de alivio
Se identificaron las contingencias que causan sobrepresión en los
equipos de proceso y se cuantificaron las cargas de alivio originadas por cada
una de esas contingencias.
Se determinó que la contingencia que genera mayor carga de vapor al
cabezal de alivio y venteo ocurre durante el proceso de enfriamiento de
líneas de carga, previo al proceso de embarque de productos. Así como, que
la cantidad de vapores generados depende del tiempo que se emplee para
efectuar dicho enfriamiento.
Se constató que se requiere durante el proceso de enfriamiento de la
línea de carga de propano un tiempo mínimo de 8 horas para garantizar el
manejo seguro de los vapores en el tanque a través de los compresores.
En base a los resultados obtenidos, se verificó que la capacidad de
rango de flujo de las válvulas de control instaladas en cada uno de los
tanques de enfriamiento permite aliviar al cabezal los vapores producidos en
las contingencias evaluadas. Sin embargo, para el caso de la contingencia del
proceso de enfriamiento de líneas de carga, la capacidad de alivio estará
sujeta
a
los
tiempos
de
operación
empleados
para
efectuar
dicho
enfriamiento.
Se determinó que cuando el proceso de enfriamiento de líneas, previo
al embarque de producto a buques, se efectúa en tiempos menores a 2 horas
para el propano, a 14 horas para n-butanos y a 20 horas para i-butanos, las
válvulas de control de presión no están en capacidad de desalojar todos lo
vapores generados hacia el mechurrio, originando una sobrepresión en los
tanques que activa las válvulas de venteo atmosférico.
Se determinó, que cuando el proceso de enfriamiento de líneas de
cargas de butano producto, se efectúe en tiempos menores a 6 horas para el
para n-butanos y a 10 horas para i-butanos, las válvulas de venteo
atmosférico no están en capacidad de expulsar los vapores generados.
127
Se determinó que los diámetros de las válvulas de control de presión
existentes en cada uno de los tanques no permiten manejar las tasas
máximas de alivio generadas en las contingencias evaluadas.
6.3.
Referida al dimensionamiento de los cabezales de alivio
Los diámetros de las líneas de alivio quedaron establecidos con la
finalidad de cumplir con la norma API RP-521, es decir, que la contrapresión
en las válvulas de control de presión sea un 10% menor que la presión de
ajuste.
De los casos evaluados, el ensayo 4 cumple con los valores de
contrapresiones requeridos. De ahí que, el sistema de alivio y venteo que se
propone instalar en el área de almacenaje de la instalación evaluada, estará
constituido por un cabezal principal de 24 pulgadas de diámetro, tramos
secundarios de alivio de 16, 12 y 10 pulgadas de diámetro en los tanques de
propano, normalbutano e isobutano respectivamente. Estos vapores serán
descargados al cabezal a través de la instalación de nuevas válvulas de
control de presión y mantendrán las capacidades de alivio establecidas por
diseño, como son: 27.400 lb/hr para el tanque de propano y 14.500 lb/hr
para los tanques de butanos.
Se
constató
que
la
herramienta
de
cálculo
elaborada
permite
dimensionar los cabezales de sistemas de alivio de una forma sencilla,
practica y confiable, por tanto puede ser empleada como alternativa de un
programa comercial.
6.4.
Referida al dimensionamiento del mechurrio
Considerando que el mechurrio debe estar diseñado para manejar la
máxima carga de alivio originada por cualquiera de las contingencias que
ocurran de manera individual en un equipo o simultánea en varios equipos,
128
se obtuvo que la altura minima del Mechurrio requerida para que el personal
de planta pueda realizar actividades de emergencia por varios minutos sin
protección pero con ropa de seguridad apropiada, es de 101,44 pies.
Se determinó que la distancia segura desde el centro de la base del
Mechurrio con respecto al límite de propiedad de la instalación para una
intensidad de radiación de 140 Btu/hr-pies2, la cual corresponde al límite de
exposición continua del personal, deberá ser igual o mayor que 483 pies.
Se identificó que debido a que los equipos pueden tolerar en forma
segura niveles de radiación mayores que el personal, usualmente se
consideran los niveles personales de radiación junto con el tiempo que
tomaría dejar el área, lo que determina, qué tan cerca puede colocarse el
mechurrio del equipo. Además de los requerimientos de radiación de calor,
se deben considerar los estándares específicos del cliente sobre el espacio
mínimo entre el mechurrio y las carreteras, estructuras y equipos.
Se constató que la herramienta de cálculo elaborada permite estimar la
altura y diámetro de la boquilla del mechurrio de una forma sencilla, practica
y confiable, por tanto puede ser empleada como alternativa de un programa
comercial.
129
RECOMENDACIONES
Conservar la capacidad de flujo de alivio de diseño de las válvulas de
control de presión y de las válvulas de venteo asociadas a cada uno de los
tanques.
Sustituir los diámetros de las válvulas de control de presión según los
resultados obtenidos en el dimensionamiento de los cabezales secundarios.
Realizar la operación del proceso de enfriamiento de las líneas de carga
a buques dentro de los tiempos establecidos.
Colocar una bomba que permita manejar las tasas de flujo requeridas,
para efectuar el enfriamiento de las líneas de carga en los tiempos indicados.
Instalar un sistema de recuperación de vapores para el sistema de
almacenaje de butanos.
Instalar un mechurrio asistido por aire para quema de gases sin humo.
Para dar cumplimiento a la normativa de alivio se recomienda la
instalación de un separador gas-líquido (KOD), para retener los líquidos que
se formen en caso condensación de las corrientes de vapores desalojadas.
En el caso de requerirse desalojar líquidos que pudiera contener el
recipiente, se sugiere instalar un calentador con glicol a modo de evaporar el
volumen de líquido retenido y que el mismo se envíe como gas de purga con
la corriente de tope.
En general, se recomienda reemplazar el cabezal existente por el
cabezal propuesto (Anexo 1), el cual se diseñó con la finalidad de conseguir
contrapresiones inferiores al 10% de las presiones de ajuste de las válvulas
de control de presión de los tanques.
130
REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS
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Pressure-Relieving and Depressuring Systems, Fourth Edition.
2)
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Flare Details for General Refinery and Petrochemical Service, First
Edition.
3)
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Sistemas de Alivio de Presión en Refinerías. Parte 2 Instalación de
Sistemas de Alivio de Presión en Refinerías.
4)
Fike
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(2008).
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Disponible
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http://www.hotfrog.es/Empresas/Fike-Iberica/Diseno-de-sistemas-dealivio-de-presion-5071 [Consulta: 2009 Abril 05]
5)
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Data Book, Eleventh Edition — FPS
6)
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Alivio, Revisión 0.
7)
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de Tamaño de Línea de Proceso”
8)
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Mechurrios”, Revisión 0.
9)
Jenkins, J.H., Kelley, P.E., Cobb, C.B. (1977). “Diseño para un
Mejor Alivio y Seguridad”, Hydrocarbon Processing
10)
John Zink (2005) Charla Básica sobre Sistemas de Alivio [CD-ROM]
11)
Klooster, H.J., et al, (1975). “Optimizando el Diseño de Sistemas de
Alivio y Mechurrio”, Chem. Eng. Proc., Vol. 71, N°1, p. 39–43
12)
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(1997a). Principios Básicos, Revisión 1.
MDP–08–SA–01
13)
Manual de Diseño de Ingeniería PDVSA
(1997b). Introducción, Revisión 1.
MDP–08–SG–01
131
14)
National Fire Protection Association 59A (2001), Estándar para la Producción, Almacenamiento
y Manejo de Gas Natural Licuado (GNL).
15)
Sampieri, Fernández y Baptista (2006) Metodología de la Investigación, Cuarta Edición.
16)
Simon, H., y Thomson, S.J. (1972). “Optimización de Sistemas de Alivio”, Chem. Eng. Prog., Vol.
68, N° 5, p.52–58
129
ANEXO 1
ARREGLO DE CABEZALES SISTEMA DE ALIVIO PROPUESTO
130
130
131
ANEXO 2
TRANSFERENCIA DE CALOR AL MEDIO AMBIENTE (BOIL-OFF)
Ganancia de calor con el ambiente
A continuación se indica el procedimiento utilizado para el cálculo del
calor que ganan los tanques como consecuencia de la transferencia con el
medio ambiente que los rodea. Determinar las perdidas de calor es un
procedimiento que no arroja resultados precisos del verdadero valor del flujo
de calor ocasionado por las perdidas, aunado a la estratificación de
temperaturas que existe en los tanques, por lo tanto los valores calculados
aquí se compararan con los arrojados por la simulación la cual asume las
temperaturas internas de cada tanque y toma en cuenta la limitación de los
intercambiadores que mantienen las temperaturas en los tanques para ver si
el valor de las perdidas calculadas es preciso o no.
Ganancia de Calor con el ambiente (tanque de propano)
106 ºF
-51 ºF
HR. = 105,8 pies
D = 135 pies
Área de Pared =  x D x HR.
Área de Pared =  x 135 pies x 105,8 pies
Área de Pared = 44871.47 pies2
Calor Transferido 
k  Área pared  T
t
132
Donde:
k=
Coeficiente de transferencia de calor del aislante (foam glass) =
0,036 Btu pie / hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades
térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente
bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico.
t=
espesor del aislante en pies
T = Gradiente de temperatura en °F
Calor Transferido 
0.036 Btu/hr. pie F  44871.47 pie²  106 F   51 F
0.583 pies
Calor Transferido = 435014.67 Btu/hr
Área de Techo = ( x D2) / 4
Área de Techo = ( x (135 pies)2) / 4
Área de Techo = 14313.92 pies2
Calor Transferido 
k  Área techo  T
t
Donde:
k=
0,020223
Coeficiente de transferencia de calor del aislante (fiberglass) =
Btu
pie/hr.
pies2
ºF.
Valor
tomado
de
la
tabla
Nº
5
“Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas
extremadamente bajas”; Pág. 4-64
Volumen I del manual del Ingeniero
Mecánico.
t=
espesor del aislante en pies
Calor Transferido 
0,020223 Btu/hr. pie F  14313.92 pie²  106 F   51 F
0,667 pies
Calor Transferido = 68136.21 Btu/hr
Área de Piso = ( x D2) / 4
Área de Piso = ( x (135 pies)2) / 4
Área de Piso = 14313.92 pies2
133
Calor Transferido 
k  Área suelo  T
t
Donde:
k=
Coeficiente de transferencia de calor del aislante = 0,036 Btu pie
/ hr. pies2 ºF. Valor tomado de la tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de
materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág.
4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico.
t=
espesor del aislante en pies
Temperatura del suelo = 77 ºF aprox.
Calor Transferido 
0,036 Btu/hr. pie F  14313.21 pie²  77 F   51 F
0,5 pies
Calor Transferido = 131910.54 Btu/hr
Calor Transferido Total = Calor de pared + Calor de Techo + Calor de
Piso
Calor Transferido Total = 435014.37 Btu/hr. + 68136.21 Btu/hr. +
131910.54 Btu/hr.
Calor Transferido Total = 645.061,12 Btu/hr
Ganancia de Calor con el ambiente (Tanque nbutano)
26 ºF
106 ºF
HR.= 106.1 pies
D = 111 pies
Área de Pared =  x D x HR.
Área de Pared =  x 111 pies x 106,1 pies
134
Área de Pared = 36.998,85 pies2
Calor Transferido 
k  Área pared  T
t
Donde:
k=
Coeficiente de transferencia de calor del aislante (foam glass) =
0,036 Btu pie/hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades
térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente
bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico.
t=
espesor del aislante en pies
Calor Transferido 
0,036 Btu/hr. pie F  36.998,85 pie²  106 F  26 F
0,33 pies
Calor Transferido = 322.899,06 Btu/hr
Área de Techo = ( x D²) / 4
Área de Techo = ( x (111 pies)2) / 4
Área de Techo = 9.676,89 pies2
Calor Transferido 
k  Área techo  T
t
Donde:
k=
Coeficiente de transferencia de calor del aislante (fiberglass)=
0,020223 Btu pie/hr. pies2 ºF. Valor tomado de la tabla 5 “Conductividades
térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente
bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico.
t=
espesor del aislante en pies
Calor Transferido 
0,020223 Btu/hr. pie F  9.676,89 pie²  106 F  26 F
0,33 pies
Calor Transferido = 47.441,4 Btu/hr
Área de Piso = ( x D2) / 4
Área de Piso = ( x (111 pies)2) / 4
135
Área de Piso = 9.676,89 pies2
Calor Transferido 
k  Área suelo  T
t
Donde:
k=
Coeficiente de transferencia de calor del aislante = 0,036 Btu pie
/ hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de
materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág.
4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico.
t=
espesor del aislante en pies
Temperatura del suelo = 77 ºF aprox.
Calor Transferido 
0,036 Btu/hr. pie F  9.676,89 pie²  77 F  26 F
0,33 pies
Calor Transferido = 53.838,7 Btu/hr
Calor Transferido Total = Calor de pared + Calor de Techo + Calor de
Piso
Calor Transferido Total = 322.899,6 Btu/hr. + 47.441,4 Btu/hr. +
53.838,7 Btu/hr.
Calor Transferido Total = 424.179,7 Btu/hr
Ganancia de Calor con el ambiente (Tanque Isobutano)
106 ºF
-15 ºF
HR. = 67,83 pies
110,9 pies
Área de Pared =  x D x HR.
136
Área de Pared =  x 110,9 pies x 67,83 pies
Área de Pared = 23.632,15 pies2
Calor Transferido 
k  Área pared  T
t
Donde:
k=
Coeficiente de transferencia de calor del aislante (foam glass) =
0,036 Btu pie/hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades
térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente
bajas”; Pág. 4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico.
t=
espesor del aislante en pies
Calor Transferido 
0,036 Btu/hr. pie F  23.632,15 pie²  106 F   15 F
0,5 pies
Calor Transferido = 205.883,29 Btu/hr
Área de Techo = ( x D2) / 4
Área de Techo = ( x (110,9 pies)2) / 4
Área de Techo = 9.659,5 pies2
Calor Transferido 
k  Área techo  T
t
Donde:
k=
0,020223
Coeficiente de transferencia de calor del aislante (fiberglass) =
Btu
pie/hr.
pies2
ºF.
Valor
tomado
de
la
Tabla
Nº
5
“Conductividades térmicas de materiales para Refrigeración y temperaturas
extremadamente bajas”; Pág. 4-64
Volumen I del manual del Ingeniero
Mecánico.
t=
espesor del aislante en pies
Calor Transferido 
0,020223 Btu/hr. pie F  9.696,5 pie²  106 F   15 F
0,667 pies
Calor Transferido = 35.437,2 Btu/hr
137
Área de Piso = ( x D2) / 4
Área de Piso = ( x (110,9 pies)2) / 4
Área de Piso = 9.659,5 pies2
Calor Transferido 
k  Área tsuelo  T
t
Donde:
k=
Coeficiente de transferencia de calor del aislante = 0,036 Btu pie
/ hr. pies2 ºF. Valor tomado de la Tabla Nº 5 “Conductividades térmicas de
materiales para Refrigeración y temperaturas extremadamente bajas”; Pág.
4-64 Volumen I del manual del Ingeniero Mecánico.
t=
espesor del aislante en pies
Temperatura del suelo = 77 ºF aprox.
Calor Transferido 
0,0036 Btu/hr. pie F  9.696,5 pie²  77 F   15 F
0,5 pies
Calor Transferido = 63.984,5 Btu/hr
Calor Transferido Total = Calor de pared + Calor de Techo + Calor de
Piso
Calor Transferido Total = 205.883,29 Btu/hr. + 35.437,2 Btu/hr. +
63.984,5 Btu/hr.
Calor Transferido Total = 305.304,99 Btu/hr
Cálculo del Boil- Off
El cálculo del Boil- Off se efectúa dividiendo el calor absorbido entre el
calor latente de vaporización para lo cual se obtiene:
Tanque de Propano
138
Q
645.061,12 Btu / hr
 3.469,94lb / hr
185,9 Btu / lb
Tanque de normalbutano
Q
424.179,7 Btu / hr
 2.561,47lb / hr
158,9 Btu / lb
Tanque de isobutano
Q
305.304,99 Btu / hr
 1.926,21lb / hr
166 Btu / lb
139