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REPUBLICA BOLIVARIANA DE VENEZUEfIA UNIVERSIDAD DEL ZUI-IA
FACULTAD DE INGENIER~A DIVISIÓN DE POSTGRADO
PROGRAMA DE POSTGRADO EN INGENIER~A DE GAS
"SIMULADOR PARA EL DISENO Y EVALUACIÓN DE EQUIPOS 7' FACILIDADES PRESENTES EN UNA PLANTA DE C0MPR:ESION DE GPIS"
Trabajo de Grado presentado ante la Ilustre Universidad del Zulia
para optar al Grado Acadkmico de
MAG~STER SClENTlARlUN EN INGENIER~A DE GAS
Autores: LUIS A. MORILLO
JUAPI C;. JUAREZ
Tutor: Jorge \/elá:;quez
Maracaibo. Junio de 2006
Morillo Luis y Juárez Juan. "SIMULADOR PARA EL DISENO Y EVALIJACIÓIN DE EQUIPOS Y FACILIDADES PRESENTES EN UNA PLANTA DE COMPRESION DE GAS. (2006) Trabajo de Grado. Universidad del Zulia. Facultad de Ingeriiería. División de Postgrado. Maracaibo, Tutor: Prof. Jorge Velásqilez
RESUMEN
El uso de paquetes computarizados y simuladores para el diseño y evaluación de los procesos involucrados en la industria han tenido un incremento significativo en los últimos años y se han convertido en una herramienta fundamental en las. labores del ingeniero en la industria. Por tal motivo, este Trabajo de Graclo tiene como finalidad la creación de un software, denominado SIPGLUZ, que integre los proceclirriientos de cálculo para los procesos involucrados en una estación de compresión de gas natural. La aplicación se desarrolló empleando Microsoft Visual Basic 6.0, Microsoft Access y Cristal Report, con la finalidad de desarrollar una interfaz que permite al usiiario realizar los cálculos de proceso que este seleccione de una manera rápida y confiable. El software SIPGLUZ esta conformado por seis módulos: (1) Dimensionamiento de F'lanta de Compresión, (11) Propiedades Termodinámicas, (111) Separadores Bi.'ásicos, (IV) Intercambiadores, (V) Compresores y (VI) Facilidades de !Superficie. E:l módulo i, permite desarrollar el diseño preliminar de una estación de c;ompresión (fe gases, el módulo II, permite obtener las diferentes propiedades para líquidos y gases tanto de componentes puros como para mezclas de composición definida ó no. El níódulo III, permite diseñar y evaluar separadores bifásicos verticales y horizontales d12termiriando dimensiones del recipiente, boquillas de entrada y salida y demás accescrios. Con el módulo IV, permite el dimensionamiento tanto de intercambiadores del tipo !uho coraza, como de enfriadores de aire. El módulo V permite realizar cálculos de diseiio de
>ores cabezal, potencia requerida, perdidas mecánicas y otros paránietros para compre:- centrífugos. Finalmente el modulo VI, permite la evaluacióri hidráulica de sistema tuberías de procesos, diseño de bombas centrífugas y dimensionamiento de válvul;as de alivio de presión. Con SIPGLUZ se cuenta con una herramienta que permite el diseño y evaluación confiable de las facilidades y equipos presentes en una planta de compresión de gas.
Palabras Claves: simulador, gas, ingeniería de procesos, diseño equipos.
E-mail del autor: [email protected], a le iandro@in te rcab le .n~ f~
Morillo Luís & Juárez, Juan. "EVALUATION AND DESIGN SlMUlATOR FOF EQUIPMENTS AND FACILITIES IN A GAS COMPRESION PLANT" Titulo en Ingle: del Trabajo Especial de Grado "SIMULADOR PARA EL DISEÑO Y EVALUACI~P DE EQUIPOS Y FACILIDADES PRESENTES EN UNA PLANTA DE COhílPRE~SIOP DE GAS". (2006) Trabajo de Grado. Universidad del Zulia. Facultad de Ingeniería División de Postgrado. Maracaibo, Tutor: Prof. Jorge Velásquez.
ABSTRACT
The use of Process Simulators for the industrial process design and evalus~tictn has had a significant increase in the last years and they are became an engineering fundamental tool. For this reason, the purpose of the present Graduated Work is develop a SoFtware which include al1 the process involves in a Gas Natural Compression Plant. The application was developed in Microsoft Visual Basic 6.0, Micr~soft Access arid Cirystal Report. An interface was created in order to permit the users making prxess calculations in a fast and reliable way. SIPGLUZ software, is confoimed by six modulus: (1) Dimensionamiento Planta de Compresión, (11) 3rc3pietlades Termodinámicas, (111) Separadores Bifásicos, (IV) Intercambiadores, (V) Conpresores y (VI) Facilidades de Superficie. With the modulus 1, it could developed a prelirriinary design of a Compression Gas Station, with modulus II, it could obtain differerñt physical and thermodynamics properties of gases and liquids, for pure or mixing c.nmporients, with a defined or not defined composition. With the modulus III, it could evaluatc: and design two phase process drums, vertical or horizontal, deterniining vessel sizing, inlet and outlet nozzles sizing and other vessel internals. In modulus IV, 11errnit Heat Exchanger sizing for shell and tubes and Fin Fan coolers. The rnodulus V', it could perform head, Horse brake power, mechanics losses and others parameters calculations for centrifugal compressors. Finally, in the modulus VI, it coulij be performed: piping system hydraulics evaluations, centrifugal purnps design ancl sizing os pressure relief devices. SIPGLUZ is an engineering tool which pemits the design anc reliable evaluation of the facilities and equipments in a Gas Compression Plant.
Key Words: Process Simulator, gas, process engineering, equipment design.
Author's e-mail :
DEDICATORIA
A Mi Esposa Milagros por haberme dado el apoyo necesario par2
alcanzar esta meta tan importante en mi vida, sin Ti rio lo hubiese logrado
Te Amo
Juan C. Juárez
A mi mama, quien me ha dado el apoyo y la fort:aleza necí?s;3ria para
emprender y alcanzar nuevas metas para mi crecimieiito y superac:ión.
Luis Alejandro Morillo
TABLA DE CONTENIDO
RESUMEN .........................................................................................................
ABSTRACT ..........................................................................................................
DEDICATORIA .....................................................................................................
TABLA DE CONTENIDO ......................................................................................
LISTA DE TABLAS ...............................................................................................
LISTA DE FIGURAS ..............................................................................................
I NTRODUCCI~N ............................................................................................
FORMULACION DEL PROBLEMA ..............................................
1.1 Planteamiento del problema .............................................
1.2 Justificación y delimitación de la investigación ......................
............................................................ 1.3 Objetivo general
...................................................... 1.4 Objetivos específicos
1.5 Metodología .................................................................
MARCO TEÓRICO ...................................................................
2.1 Planta de compresión de gas ...........................................
........................................ 2.2 Propiedades de gases y líquidos
2.3 Termodinámica ...............................................................
..................................................................... 2.4 Separadores
2.5 lntercambiadores de calor .................................................
2.6 Cornpresores ..................................................................
2.7 Flujo de Fluidos ...............................................................
2.8 Principios de bombas centrífugas .......................................
............................................. 2.9 Sistemas de alivio de presión
............................................ PRESENTACION DEL PROGRAMA . . .
............................................................... 3.1 Menu Principal
3.2 Modulo I - Dimensionamiento de planta compresión ...............
3.3 Modulo II - Propiedades termodinámicas .............................
...................................................... 3.3.1 Composicional
3.3.2 Gases ....................................................................
3.3.3 Líquidos .................................................................
3.4 Modulo III - Separadores ...................................................
Págin
3
4
5
6
9
10
14
3.4.1 Diseño separador horizontal ..................................... 108
3.4.2 Evaluación separador horizontal ......................... 109
3.4.3 Diseño separador vertical ................................... 112
............................. 3.4.4 Evaluación separador vertical 114
3.5 Modulo IV - lntercambiadores ................................... 117
3.5.1 Diseño intercambiador de calor tubo y coraza ...... 114
3.5.2 Enfriadores de aire .......................................... 121
.......................................... 3.6 Modulo V . Compresores 123
3.7 Modulo VI . Facilidades de superficis ........................ 125
................................................ 3.7.1 Flujo de fluidos 125
3.7.2 Alivio ............................................................... 127
........................................................... 3.7.3 Bombas 130
3.8. Algoritmos y procedimientos ................................... 132
3.8.1 Modulo I - Dimensionamiento Planta de C:ompresión 132
3.8.2 Modulo II - Propiedades Físicas y Termotlinámicas 132
3.8.3 Modulo 111 - Separadores .................................... 132
3.8.4 Modulo IV - lntercambiadores ............................ 132
3.8.5 Modulo V - Compresores ................................... 133
3.8.6 Modulo VI - Facilidades de Superficie ................. 133
...................................................... IV RESULTADOS Y DISCUSI~N 14'
..... . 4.1 CASO 1 Estimación Global de Planta de Compresión de Gas 148
4.2 CASO 2 . Calculo de Fases ........................................................ 152
....... 4.3 CASO 3 . Cálculo de propiedades de una corriente de un gas 155
........ 4.4 CASO 4 . Calculo de Propiedades para un componente puro 158
4.5 CASO 5 . Dimensionamiento de un Separador E3ifásico Horizcintal .... 160
4.6 CASO 6 . Dimensionamiento lntercambiador de Calor (Tubo Coraza) . 163
............................. 4.7 CASO 7 . Dimensionamiento de un Compresor 167
................................. 4.8 CASO 9 . Evaluación hidráulica de uqa línea 169
V CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ........................................ 17%
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS ........................................................................ 176
ANEXOS A Tablas de la base de datos de SIPGLUZ
B Procedimiento cálculo de raíces cúbicas
C Coeficientes interacción binaria Hysys para PR
D Constantes de Lee-Kesler
E Constantes para cálculo de propiedades termodinámicas para gases ideales
Niveles en Separadores Horizontales
Factor de corrección LMTD HX Tubo Coraza
Coeficiente Global de transferencia de Calor típicos
Datos de tubos lntercambiadores de Calor
Arreglo de tubos en Coraza
Coeficiente de película lado tubos hi
Coeficiente de película lado coraza ho
Caida de presión lado coraza
Factor corrección LMTD enfriadores de aire
Coeficiente global enfriadores de aire
Arreglo de tubos en enfriadores de aire
Datos de tubería de procesos
LISTA DE TABLAS
Tablas
1 Constantes y cálculo de parámetros para ecuaciones de estado cúbicas
2 Correlaciones empleadas Modulo Propiedades Opción Composicional
3 Correlaciones empleadas Modulo Propiedades Opción Gas
4 Correlaciones empleadas Modulo Propiedades Opci5n Líquido
5 Composición de la corriente para Caso 1
6 Comparación resultados Caso 1
7 Composición de la corriente para Caso 2.
8 Comparación resultados Caso 2
9 Composición del gas para el Caso 3
10 Comparación resultados Caso 3
11 Comparación resultados Caso 4
12 Propiedades fluido de entrada para el Caso 5
13 Comparación resultados Caso 5
14 Comparación resultados Caso 7
15 Comparación resultados Caso 8
Página
2 7'
133
134
1 34
14.9
1 5.2
15'2
154
,155
.1 57
'1 59
'161
'1 62
.169
171
LISTA DE FIGURAS
Figuras
1 Esquema Planta de compresión de gas
2 Secciones separador horizontal
3 Secciones separador vertical
4 Deflectores de entrada de un separador
5 Placa deflectora entrada separador
6 Codo de entrada 90" bloquilla de entrada a separador
7 Distribuidor de entrada a separador tipo T
8 Eliminador de niebla tipo alambre
9 Eliminador de niebla tipo aleta
10 Eliminador de niebla tipo ciclón
11 Rompe vórtice tipo placa
12 Rompe vórtice tipo rejilla
13 Detalles en separador vertical típico
14 Detalle separador horizontal
15 Detalle de lntercambiador de calor tipo Tubo y Coraza
16 lntercambiador de coraza y tubos (1-1)
17 Distribución de temperaturas en intercambiadores de calor de un paso por lo:;
tubos
18 Placas deflectoras lado coraza
19 Arreglos de tubos lntercambiadores de carcasa y tubos
20 lntercambiador de carcasa y tubos tipo 1-2.
21 Localización de los factores de ensuciamiento interno y externo en tubería de
intercambiador de calor
22 Sección en un enfriador de aire
23 Arreglos típicos de secciones, bahías y unidades en enfriadores de aire
24 Arreglo de intercambiador de aire con flujo forzado
25 Arreglo de intercambiador de aire con flujo inducido
26 Partes de una válvula de alivio de presión tipo convencional
27 Partes de una válvula de alivio de presión tipo balanc~ada
28 Partes de una válvula de alivio de presión operada por piloto
29 Designación tamaños estándar válvulas de alivio
30 Ventana de menú principal SIPGLUZ
31 Modulo I - Dimensionamiento planta de compresión
Modulo I - Ventana composicional
Modulo I - Ventana composición
Modulo I - Ventana criterios de diseño
Modulo I -Ventana de resultados
Modulo II - Principal Propiedades Físicas y Termodinámicas
Modulo II - Introducción propiedades fracción pesada C7+
Modulo II - Caso componente puro
Modulo II - Introducción composición mezcla multicomponentes
Modulo II - Propiedades componentes mezcla seleccionada
Modulo II -Condiciones y resultados mezclas
Modulo II - Resultados para componente puro
Modulo II - Principal Propiedades para opción gas
Modulo II - Selección condiciones opción gas y métodos de cálculo
Módulo II - Resultados propiedades opción gas
Modulo II - Principal propiedades para opción Iíquido
Modulo II - Selección condiciones opción líquido y métodos de cálculo
Módulo II - Resultados propiedades opción líquido
Modulo III - Principal separadores bifásicos
Modulo III - Ventana de diseño separador horizontal I
Modulo III - Ventana de diseño separador horizontal II
Modulo III - Resultados diseño separador horizontal
Modulo III -Ventana de datos evaluación separador horizontal I
Modulo III - Ventana de datos evaluación separador horizontal II
Modulo III - Resultados evaluación separador horizontal
Modulo III -Ventana de diseño separador vertical I
Modulo III -Ventana de diseño separador vertical II
Modulo III - Resultados diseño separador vertical
Modulo III -Ventana de datos evaluación separador vertical 1
Modulo III - Ventana de datos evaluación separador vertical II
Modulo III - Resultados evaluación separador vertical
Modulo IV - Pantalla principal intercambiadores de calor
Modulo IV - Diseño lntercambiador Tubo - Coraza I
Modulo IV - Pantalla de balance de energía
Modulo IV - Diseño lntercambiador Tubo - Coraza II
Modulo IV - Resultados diseño intercambiador tubo - Coraza
Modulo IV - Diseño de enfriador de aire I
Modulo IV - Diseño de enfriador de aire II
Modulo IV - Resultados diseño de enfriador de aire
Modulo V - Datos diseño compresor centrífugo
Modulo V - Resultados diseño compresor centrífugo
Modulo VI - Pantalla principal módulo de Facilidades
Modulo VI - Condiciones de proceso Flujo de Fluidos
Modulo VI - Configuración tuberías Flujo de Fluidos
Modulo VI - Resultados Flujo Fluidos
Modulo VI - Ventana de diseño válvulas de alivio I
Modulo VI - Ventana de diseño válvulas de alivio II
Modulo VI - Resultados válvulas de alivio
Modulo VI - Datos de diseño bomba centrifuga
Modulo VI - Resultados diseño bomba centrifuga
Diagrama de Flujo Dimensionamiento Planta de Compresión de Gas
Diagrama de Flujo Cálculo de Fases
Diagrama de Flujo Diseño de Separador Horizontal
Diagrama de Flujo Evaluación de Separador Horizontal
Diagrama de Flujo Diseño de Separador Vertical
Diagrama de Flujo Evaluación de Separador Vertical
Diagrama de Flujo Diseño lntercambiador de Calor Tubo - Coraza
Diagrama de Flujo Diseño Enfriador de Aire
Diagrama de Flujo Diseño Compresores
Diagrama de Flujo cálculos de Flujo de Fluidos
Diagrama de Flujo Dimensionamiento de Válvulas de Alivio
Diagrama de Flujo Dimensionamiento de bombas centrífugas
Resultados Caso 1 (SIPGLUZ)
Resultados Caso 1 (Herramienta de Comparación)
Resultados Caso 2 (SIPGLUZ)
Resultados Caso 2 (Hysys)
Resultados Caso 3 (SIPGLUZ)
Resultados Caso 3 (Hysys)
Resultados Caso 4 (SIPGLUZ)
Resultados Caso 4 (Hysys)
Resultados Caso 5 (SIPGLUZ)
102 Resultados Caso 5 (Pegasys)
103 Resultados Caso 6 (SIPGLUZ)
104 Reporte de resultados para intercambiador Tubo-Coraza Caso 6
105 Resultados Caso 7 (SIPGLUZ)
106 Resultados Caso 7 (Hysys)
107 Resultados Caso 8 (SIPGLUZ)
108 Resultados Caso 8 (PIPEPHASE)
El uso de paquetes computarizados y simuladores para el diseño y evaluación de los
procesos involucrados en la industria del gas han tenido un incremento significativo en los
Últimos años y se han convertido en una herramienta fundamental en las labores del ingenien
en la industria. Por tal motivo, este Trabajo de Grado tiene como finalidad la creación de u?
software que integre en una sola aplicación todos los procesos involucrados en una estacióri d-
compresión de gas natural y lograr así, la evaluación confiable y el diseiio óptimo de las
facilidades y equipos presentes en dicho sistema.
La aplicación se desarrollará empleando el Software Microsoft Visual Basic versión 6.0, en
donde se creará una interfaz que permita al usuario realizar los cálculos de proceso que este
seleccione de una manera rápida y confiable. El software desarrollado esta co~iformado por seis
módulos: 1. Evaluación global de una planta de compresión de gas, II. Propiedades Físix:;,
Termodinámicas y de Transporte, III Separadores Bifásicos, IV. Intercambiadores de Caloi-, \ l .
Compresores, y VI Facilidades de Superficie. El módulo de evaluación global permitirá estimar
de manera rápida las dimensiones de los equipos principales de proceso presentes en ura
planta de compresión de gas a partir de la introducción de un mínimo de datos y basándosl? en
criterios de diseño tomados de la experiencia. Con el módulo de propiedades !se podrán obtener
las diferentes propiedades de las especies en estudio, tanto componentes puros como 3ai.a
mezclas, incluyendo componentes definidos por el usuario para gases y líquidos. Con el módulo
de separadores se desarrollarán los cálculos relacionados al dimensionamiento del recipiente?,
boquillas y demás accesorios de este equipo. El módulo de intercambiatlores permitirá el
dimensionamiento tanto de intercambiadores del tipo tubo coraza fluidoífluido, como también cle
enfriadores de aire (Fin Fan Coolers). Con el módulo de compresores se poclrán desarroll~ir cle
manera estimada cálculos que incluyen: cabezal isentrópico y politrópico, potencia requerida,
perdidas mecánicas y otros parámetros importantes de diseño. Finalmerite el módulo de
facilidades permitirá la evaluación hidráulica de sistema tuberías, la evaluación de bonibss
centrífugas y el dimensionamiento de válvulas de alivio de presión.
CAPITULO I
FORMULACION DEL PROBLEMr9
CAPITULO I
FORMULACION DEL PROBLEMA
1 .l. Planteamiento del problema
La ingeniería juega un papel muy importante en el diseño de servicios de compresión,
sobre todo en la selección de nuevas unidades compresoras, por lo que influirá en el éxito
de su diseño, instalación y operabilidad, de manera de garantizar una operación rentable y
económica.
Las plantas compresoras cumplen dos propósitos fundamentales:
Permitir 6 incrementar la producción de pozos petroleros, mediante sistemas de
levantamiento atirficial por gas (gas lift).
Permitir la transferencia y distribución del gas natural a los sitios de consumo tales
como: las principales ciudades, plantas de extraccióri de líquidos, plantas
petroquímicas y refinerías.
Los costos de inversión de los equipos de procesos y equipos auxiliares son elevados y
representan un porcentaje significativo del costo total de la planta de compresión. Por lo
tanto, un diseño óptimo del proceso y de los equipos involucrados tendrá uri efecto en la
evaluación de la rentabilidad económica de la planta. Similarmente, en cuanto a la operación
y mantenimiento de la planta compresora y sus facilidades, es importante conocer los
factores que afectan su óptimo funcionamiento así como las limitaciones y regulaciones que
hay que establecer para lograr este cometido.
Uno de los principales problemas presentes en las plantas de servicio de compresión es
por mantenimiento y seguridad, en donde se requiere de la paralización de ttda la cadena
de compresión, con las consecuencias resuitantes en el proceso aguas abajo. Para
minimizar esta problemática es necesaria la evaluación de los sistemas de compresión y
distribución para obtener el mejor esquema de operación.
Al mismo tiempo, frecuentemente es requerido determinar la potencia necesaria para
comprimir un cierto volumen de gas desde unas condiciones de succión hasta una presión
de descarga y la capacidad de un compresor existente en campo para operar bajo ciertas
condiciones de succión y de descarga; además de diseñar los equipos auxiliares al servicio
de compresión. La mejor manera de determinar el trabajo requerido para iin servicio de
compresión es evaluando el cambio de entalpía que ocurre durante el proceso. En muchos
casos, el ingeniero no tiene la disponibilidad de generar el diagrama de PresiOn vs Entalpía
(P-H) para un determinado gas natural, por lo que se hace necesario al empleo de
programas de computación. Con estos programas se obtienen fácilmente toda:; las variables
de proceso que se deseen calcular en la planta de compresión por medio clel empleo de
teorías termodinámicas y de transporte.
En la actualidad existe una gran gama de paquetes computarizados que permiten la
simulación de diversos procesos y equipos en las diversas áreas de la industria del petróleo
y gas, que reducen significativamente el tiempo en el diseño, evaluación y ol>timización de
los procesos; entre ellos se encuentran el HYSYS, ASPEN, PRO II, PIPEPHASE, etc. Estos
simuladores poseen programas implícitos con modelos termodinámicos en forma de
modelos matemáticos para reproducir condiciones de un equipo o conjunto de ellos. Sin
embargo, estos programas son inaccesibles para muchos usuarios debido a los altos costos
que involucran la adquisición de sus licencias, por lo que no se tiene clisponible una
herramienta de simulación propia que permita al usuario diseqar y10 evaluar equipos,
facilidades y procesos que se encuentran en una planta de compresión en uri tiempo corto,
de manera confiable y con fácil acceso.
1.2. Justificación y Delimitación de la Investigación
El desarrollo del presente software y otros que puedan desarrollarse en el futuro,
permiten una evaluación precisa en un tiempo relativamente corto de un detenninado equipo
o proceso que se desee estudiar sin necesidad del empleo de sirnuladores c:omerciales, lo
cual permitirá integrar un conjunto de aplicaciones que sirvan de apoyo al peisonal docente
para la enseñanza de la maestría de ingeniería de gas, al mismo tiempo que permitirá
afianzar los conocimientos técnicos en cada una de las operaciones asociadas a estas
herramientas por parte de los participantes. Adicionalmente, se tendrá la disponibilidad de
un software completo para su empleo como herramienta de simulación, ewaluación y
diseño.
Tanto los equipos primarios como los equipos auxiliares son indispensables para el buen
funcionamiento de la planta de compresión de gas y se requiere que trabajen cín condiciones
óptimas. Por esta razón, en el diseño del software se incorporan los módulos relacionados
con estos equipos auxiliares así como algunas de las facilidades que se enruentran en la
planta.
La realización de este proyecto permitirá el conocimiento básicx, de la manera cómo los
simuladores de procesos emplean la información y realizan los cCilculos de b s procesos de
manera secuencia1 para obtener los resultados de una evaluación. Además, se logrará
comprender todos los factores que están involucrados en el desernpeño de mda uno de los
equipos disponibles en una estación de compresión y como los diferentes procesos
interactúan para obtener un eficiente desempeño global de la estación de compresión de
gas.
Con el empleo de este software, se introducirá al ingeniero de gas en el campo de la
simulación de procesos, permitiéndole además desarrollar habilidades para la utilización y
un mayor aprovechamiento de esta herramienta, aportando un mayor nivel de ~;ompetitividad
al ingresar en la industria.
1.3. Objetivo General
Elaborar un simulador para el diseño y evaluación de los equipos y facilidades presentes
en una planta de compresión de gas.
1.4. Objetivos Específicos
1. Establecer las correlaciones a ser utilizadas en la obtención de las. propiedades
físicas, termodinámicas y de transporte de las diferentes especies presentes en el gas
natural.
2. Determinar las variables de diseño involucradas en los diferentes procesos que
integran una planta de compresión de gas.
3. Establecer los procedimientos de cálculo para el diseño conceptual de una planta de
compresión de gas, desarrollando el código de programación en el lenguaje
seleccionado y la interfaz usuario-maquina.
4. Establecer los procedimientos de cálculo para estimar las propieclades físicas,
termodinámicas y de transporte de los componentes típicos en una corriente de gas,
desarrollando el código de programación en el lenguaje seleccionadcl y la interfaz
usuario-maquina.
5. Establecer los procedimientos de cálculo para el diseño y evaluación de separadores
bifásicos horizontales y verticales, desarrollando el código de programación en el
lenguaje seleccionado y la interfaz usuario-maquina.
6. Establecer los procedimientos de cálculo para el diseño de intercambiaclores de calor
tipo (i) tubo y coraza y (ii) enfriadores de aire, desarrollando el código de
programación en el lenguaje seleccionado y la interfaz usuario-maquina.
7. Establecer los procedimientos de cálculo para el diseño de compresores centrífugos,
desarrollando el código de programación en el lenguaje seleccionado y la interfaz
usuario-maquina.
8. Establecer los procedimientos de cálculo para la evaluac;ón y diseño de bombas
centrífugas, desarrollando el código de programación en el lenguaje seleccionado y la
interfaz usuario-maquina.
9. Establecer los procedimientos de cálculo para la evaluación hidráulica de fluidos en
tuberías de procesos, desarrollando el código de programación eii el lenguaje
seleccionado y la interfaz usuari~maquina.
10. Establecer los procedimientos de cálculo para el dimensionamiento de válvulas de
alivio de presión para alivios en fase de vapor y en fase líquida, desarrollando el
código de programación en el lenguaje seleccionado y la interfaz usuario-maquina.
1 1. Validar los resultados reportados por el software desarrollado con paquetes de
simulación y evaluación comerciales encontrados en el iirea de la ingeniería de
procesos para diversos casos de estudio seleccionados.
1.5. Metodología
La metodología empleada se resume en las siguientes fases:
En su primera fase consiste en una recopilación de la bibliografía disponible en el área
del gas natural y los procesos asociados a la planta de compresión, así como de todos
procedimientos de diseño y evaluación para cada uno de los equipos invol~crados en los
mismos. Luego, se procedió a la elaboración de rutinas de cálculo para la deleminación de
las propiedades físicas, termodinámicas y de transporte para las especies pl-esentes en el
gas natural y las rutinas de cálculo para el diseño y evaluación de los equipos asociados a la
planta de compresión.
Seguidamente, se procedió al desarrollo del código fuente del programa con todas las
rutinas necesarias, con la posterior validación del software, empleando sirnuladores de
procesos y herramientas de evaluación encontrados en la industria del petroleo. Para ello
fueron evaluados diversos casos de estudio, empleando tanto cada unos de los módulos
desarrollados en el software, así como con los diversos paquetes de sirnulaci6n disponibles,
con la finalidad de obtener una matriz de comparación y de esta rrianera estar en capacidad
de evaluar la precisión y confiabilidad de la herramienta elaborada.
CAPITULO II
MARCO TEORICO
CAPITULO II
MARCO TEORICO
2.1. Planta de compresión de gas
Una planta compresora de gas es un sistema compuesto generalmente de compresores
centrífugos y10 reciprocantes y equipos auxiliares, donde el gas natural se cornprime desde
50 psig hasta presiones de descarga entre 1500 y 3500 psig, de acuerdo a la iiplicación que
corresponda. Una planta de compresión de gas consta principalmente de os siguientes
equipos:
Compresores de gas.
Depurador de gas de entrada.
Líneas de gas de entrada.
Enfriadores de gas.
Depuradores inter-etapas.
Sistema de Alivio de presión.
La compresión es un factor económico importante tanto en el procesarriiento del gas
natural como en la transmisión por gasoductos largos. La compresión del gas se puede
llevar a cabo por etapas, donde generalmente se emplea una primera, segunda y tercera
etapas que pueden satisfacer las presiones requeridas, considerando las presiones de
entrada y de salida, la relación de compresión, la temperatura de entrada y de salida y el
peso molecular del gas.
La descripción de una etapa de compresión típica se reseña a continuación: el gas de
succión entra a través del depurador principal o de entrada con la finalidad de recoger los
restos de agua y condensado que puedan permanecer remanentes en el fluj3 de gas. Una
vez limpio el gas pasa a un compresor con el objetivo de comprimir el gas a la presión
deseada. El aumento de temperatura en el gas debido a la compresión hace necesario que
el calor deba ser removido antes de que el gas entre a la siguiente etapa de compresión.
Con esta remoción de calor se evitan temperaturas altas qiie afectan la resistencia
mecánica de los componentes del compresor y se disminuye los requerimientos de potencia.
Para tal fin existen enfriadores cuya función es la de mantener la temperatura del gas los
más cercano a la temperatura de entrada a la etapa de compresión. En la Figura 1, se
muestra un esquema típico de una planta de compresión de gas.
Compresor Etapa de
Gas mmprirnido hacia l ine~i de transferencia
Alimentación lntercambiador
de Calor Depurador de Entrada
Figura 1. Esquema planta de compresión de gas
2.2. Propiedades de gases y líquidos
En el campo de la ingeniería de procesos, específicamente para el tliseño de los
procesos industriales, son necesarios valores confiables de las propiedades de los
materiales. Gran cantidad de información ha sido colectada y correlacionada a través de los
años, pero el avance acelerado de la tecnología en nuevas áreas de desarrollo ha
mantenido una diferencia significativa entre la oferta y la demanda. Este hecho, ha llevado a
que el ingeniero todavía requiera confiar principalmente en el sentido común, en la
experiencia y en la variedad de métodos para la estimación de las oropiedadec físicas.
2.2.1. Estimación de Propiedades Físicas
Las propiedades físicas de cada sustancia dependen directamente de la naturaleza de
las moléculas de esa sustancia, por lo que la generalización de las propiedades físicas de
los fluidos requiere una completa comprensión del comportamiento de las moléculas.
En el diseño de procesos, el ingeniero normalmente requiere conocer datos de las
propiedades físicas de las especies involucradas pero a menudo esta infomiación no esta
disponible. Esta data es posible encontrarla a partir de valores experimentale:, sin embargo,
este método no es práctico debido a la inversión de tiempo y dinero que esto implica. Por
esta razón y con la finalidad de alcanzar las limitaciones presupuei;tarias en los proyectos, el
ingeniero de procesos casi siempre debe estimar al menos algunas de la:; propiedades
requeridas para el diseño.
En las situaciones y problemas frecuentes en los cuales no se encuentran clisponibles los
valores experimentales, dichos valores deben ser estimados, los cuales pueden ser basados
en teorías, en correlaciones de valores experimentales o en una combinación cle ambos.
La mayoría de los mejores métodos de estimación de propiedades emplean ecuaciones
basadas en la forma de alguna teoría modificada con correlaciones empíricas, las cuales no
provienen de dicha teoría. La introducción del aporte empírico como parte de correlación
teórica proporciona una poderosa metodología para el desarrollo de correlaciones
confiables. Otra metodología implica la extensión empírica de teorías, las cuales pueden
llevar al desarrollo de correlaciones útiles para propósitos de estimación.
Aunque una variedad de teorías moleculares pueden ser útiles para la correlación de
datos, hay una teoría en particular que es de gran ayuda, la llamada teoría cle los estados
correspondientes.
2.2.2. Ley de los estados correspondientes
Propuesta por Van der Waals en 1873, la ley de los estados correspondierites establece
la generalización de que las propiedades de equilibrio, las cuales dependen de fuerzas
intermoleculares, están relacionadas con las propiedades críticas de manera universal. Los
Estados Correspondientes proporcionan de manera sencilla la base más importante para el
desarrollo de correlaciones y métodos de estimación.
La relación de presión a volumen y a temperatura constante es diferente para diferentes
sustancias, sin embargo, la teoría de los estados correspondientes asegura que si la
presión, el volumen y la temperatura están relacionadas con las correspondientes
propiedades críticas, la función de la relación presión reducida a volumen reducido resulta la
misma para todas las sustancias. La propiedad reducida es comúnmente expresada como
una fracción de la propiedad reducida como se muestra:
2.2.3. Relaciones PVT para gases y líquidos puros
Las no idealidad de un gas se expresa mediante el factor de compresibilidad Z, como se
muestra en la ecuación (1)
Donde:
V: volumen molar
P: presión absoluta
T: temperatura absoluta
R: constante universal de los gases
Para gases ideales Z = 1, mientras que para gases reales Z es normalmente menor que 1
salvo para elevadas temperaturas y presiones bajas. La ecuación (1) también puede ser
empleada para la fase líquida, en cuyo caso el valor resultante de .Z es mucho menor que la
unidad. El factor de compresibilidad es a menudo correlacionado con la temperatura
reducida y la presión reducida:
En la bibliografía se ha desarrollado la solución gráfica de esta función a partir de datos
experimentales PVT, de manera similar se tienen ecuaciones del factor de cc~mpresibilidad
que se ajustan a los valores experimentales para rangos de presión y temperatura reducidas
establecidos. Usualmente el volumen reducido Vr es definido como "Volumen reducido ideal"
dado por la ecuación (3)
Esta ecuación es un ejemplo de la ley de los estados correspondientes, en función de
propiedades PVT:
Con excepción de los gases monoatómicos, fluidos altamente polares y fluidos
compuestos de moléculas de gran tamaño el valor de Zc para la mayoría de Icis compuestos
orgánicos se encuentra en el rango de 0.17 a 0.29.
La ecuación (2) es una ecuación de estado de dos parámetros, Tc y Pc. Esto implica que
conocidas la presión y temperatura críticas para un fluido dado, es posible estimar las
propiedades volumétricas a varias temperaturas y presiones. Se han presentado
sugerencias para modificar las ecuaciones de la forma (2) con la finalidad de incrementar la
exactitud y aplicabilidad de dichas ecuaciones. En general, las modificaciones más exitosas
han involucrado la inclusión de un tercer parámetro para la ecuación (2). Una de ellas
implica la inclusión del factor acéntrico como tercer parámetro. El factor acéntrico se define
como:
Donde:
Pv: presión de vapor de la sustancia a T= 0.7 Tc en psia
Pc: presión crítica de la sustancia en psia
Este factor es un indicador de la no esfencidad del campo de una molécula, es decir, un
valor de o = O denota una simetría esférica del gas, desviaciones del compoit.arniento de un
fluido simple son evidentes cuando o > O. En este contexto se asume que todas las
moléculas con igual factor acéntrico tienen idéntica función z = f(Tr,Pr). Eri este caso se
utiliza la siguiente ecuación:
Donde la función z(O) aplicaría a las moléculas esféricas y el término z(') es la función de
desviación. Pitzer tabuló Z'') y z") como una función de Tr y Pr, mientras que Edmister hc
mostrado estos valores gráficamente, y posteriormente algunas modificaciones así comc
extensiones a otros rangos de presión y temperatura han sido publicadas por 1-ee y Kesler y
Pitzer-Curl. La aplicación de la ecuación de la forma (6) es probablemente la más exitosa y
usada, resultado de la teoría de los estados correspondientes, Reid (1).
2.2.4. Ecuaciones Analíticas de Estado
Una ecuación de estado es una expresión analítica que relaciona la presión, la
temperatura y el volumen en un sistema. La descripción apropiada de las rf?laciones PVT
para fluidos hidrocarburos reales es esencial para determinar el comportamiento volumétrico
y de fases de los fluidos en un yacimiento y predecir el desempeño de las facilidades de
separación en superficie. Dos clases de estas ecuaciones son: (i) ecuaciones cúbicas en
volumen, las cuales pueden representar el comportamiento de vapor y líquido de moléculas
no polares en un rango limitado de temperaturas y presiones y (ii) la versión generalizada de
Lee-Kesler de la ecuación de Benedict-Webb-Rubin, la cual es aplicable sclbre un mayor
rango de temperaturas y presiones en comparación con las ecuaciones cúbicas.
Ecuaciones cúbicas de estado
El término "ecuación cúbica de estado" implica una ecuación en la cual, si es expandida
en sus términos, contendría el término de volumen elevado a la primera, segunda y tercera
potencia. Muchas de las ecuaciones cúbicas de dos parámetros se pueden €xpresar por la
ecuación siguiente:
De manera equivalente (7) se puede expresar como:
Donde:
Las ecuaciones cúbicas de estado más empleadas comúnmente son: Van der Waals,
Redlich-Kwong (RK), Soave-Redlich-Kwong (SRK) and Peng Robinson (PR). 1-0s valores de
u, w y las ecuaciones para calcular los parámetros a y b en las ecuacicnes (8) y (9)
aplicadas para componentes puros se presentan en la Tabla 1. En el Anexo B se presenta el
procedimiento matemático para la solución algebraica y trigonométrica de las ecuaciones
cúbicas.
Las dos correlaciones más empleadas en el área de la ingeniería de gas son las
ecuaciones de estado (EDE) de SRK y la de PR. A contini~ación se presentan las
correcciones por volumen de estas dos correlaciones.
Tabla 1. Constantes y cálculo de parámetros para ecuaciones de estado cúbicas
Corrección de volumen EDE de SRK
Peneloux (1982) desarrolló un procedimiento para mejorar la predicción volumétrica de la
EDE de SRK. Ahmed (2).
Ecuación
Van der Waals
Redlich-Kwong
Soave
Pertg-Robinson
I l I 1 fW = 0,37464 + 1 ,54226 .~ - 0 , 2 6 9 9 2 . ~ '
b
R.T, -
8 4
0,08664.R.Tc
4: 0,08664.R.T,
4:
0,07780.R.Tc
p,:
o
1
1
2
-
z i
2 7 . ~ ~ .T:
64.Pc
0 , 4 2 7 4 8 . ~ ~ ~ : . ~
Pc -T -
0,45748.R2 .T: 112' 2
[l + (1 - T r j] C. f, = 0,48 + 1,574.01 - 0,l 7 6 . 0 2
-
0,45724.R2 .T: 112' 2 [ + (1 - r j pc.
u w
o
O
O
-1
Donde:
vL: volumen molar del líquido calculado por EDE de SRK
v": volumen molar del vapor calculado por EDE de SRK
v,,:: volumen molar del Iíquido corregido
v,,,": volumen molar del vapor corregido
K: fracción molar del componente i en la fase líquida
yi: fracción molar del componente i en la fase de vapor
Para el caso de fracciones de petróleo el factor de corrección ci se determina a partir del
factor de compresibilidad de Rackett &A
c, = 4.43797878 (0.29441 - Z , )To / p,,
Donde:
ci: factor de corrección del componente i
Tci: temperatura crítica del componente i
Pci: presión crítica del componente i
Z R A es una constante única de cada componente. Si no se dispone de este factor, se
propone la siguiente correlación para el cálculo de ci
c, = 4.43797878(0.00261 + 0.0928ío,)~~, / p,,
Donde:
mi: factor acéntrico del componente i
Corrección de volumen EDE de PR
Jhaveri y Youngren (1984) propusieron la corrección del volumen molar de la EDE de PR
como se muestra en la ecuación siguiente. Ahmed (2):
si: factor adimensional denominado parámetro de cambio
bi: factor de volumen de Peng-Robinson
vL: volumen molar del líquido calculado por EDE de PR
v": volumen molar del vapor calculado por EDE de PR
Para fracciones pesadas el parámetro de cambio se puede calcular mediarte la siguiente
ecuación:
Empleo de Ecuaciones de Estado para mezclas
La regla de mezclas utilizada para las ecuaciones cúbicas se mi~estra a corltinuación:
Con:
Donde:
a,: parámetro de mezcla a
b,: parámetro de mezcla b
T: temperatura del sistema, "R
P: presión del sistema, psia
ki,: coeficiente de interacción binaria
El parámetro kii es determinado empíricamente y es característica de la interacción entre
el componente i y el componente j dentro de la mezcla de hidrocarburo:;. Este factor
presenta las siguientes características:
La interacción entre componentes hidrocarburos se incrementa con la diferencia relativa
de los pesos moleculares: k,,+, > kii
Los componentes hidrocarburos con igual peso molecular tienen c.oeficiente de
interacción binaria igual a cero: k, = O
Los coeficientes de interacción binaria dentro de una matriz son simétricos k, = kii
Cálculo kij para SRK
Fueron propuestas las siguientes ecuaciones:
Para sistemas con N2:
k,, = 0.107089 + 2.9776.k,;
Para sistemas con C02
Para sistemas con H2S
k,, = 0.07654 + 0.0 1792 1 .k,T
Para sistemas con Metano e Hidrocarburos con número de carbones mayor a 10
k, = 0.17985 + 2.6958.k; + 1 0 . 8 5 3 . ( k ~ ) ~ (26)
Donde:
Cálculo kij para PR
Fueron propuestas por Nikos (1986) las siguientes correlaciones para determinar kij en la
ecuación de PR
Donde el subíndice i se refiere a al componente principal N2, COZ o CH4, mientras que el
subíndice j se refiere a los demás componentes hidrocarburos dentro de la binaria. Los
coeficientes 61, Zi2 y Fo se determinan para cada par de componentes de acuerdo a cada una
de las siguientes correlaciones:
Para Nitrógeno-Hidrocarburos
6, = 0.1751787 - 0.7041 Log (0,)- 0.862066 LO^ (o,)P
Adicionalmente se recomienda el empleo de la siguiente corrección por presión para el
coeficiente de interacción binaria
Donde la presión en psia.
Para Metano-Hidrocarburos
S, = -0.01664 - 0.37283 ~ o ~ ( o , ) + 1.31757 [ ~ o ~ ( o , ) f
S, = 0.48147 + 3.35342 Log (m, ) - 1 .O783 LO^ (o,)p
S, = -0.41 14 - 3.5072 Log (o,)- 0.78798 LO^ (o,)?
Para C02-Hidrocarburos
S, = O .4025636 + O . 1748927 Log (o, )
S, = 0.741843368 +0.441775 Log (o,)
Se recomienda para este sistema la siguiente corrección por presión
k , , = k , (1 .O44269 - 4.375 x 10 ' . P ) (40)
Para este caso los kij fueron considerados de la base de dato!; de Hysys, cuyos valores
para los componentes de interés se muestran en el Anexo C.
Ecuaciones generalizadas Benedict-Webb-Rubin
Las ecuaciones de BWR son más complicadas que las ecuaciones cúbic;as de estado y
han sido usadas con éxito en un mayor rango de presiones y temperaturas. 1-as constantes
para las ecuaciones de BWR han sido tabuladas para un número de componc?ntes. El éxito
de su aplicación ha llevado a numerosas extensiones y estudios adicionales, donde la
ecuación o una modificación ha sido generalizada y aplicatia a muchos tipos de
componentes. Lee-Kesler desarrollaron una modificación de la ecuación de BLYR dentro del
contexto de la correlación del tercer parámetro de Pitzer. Se muestra el cálculo del factor de
compresibilidad como ejemplo a la metodología empleada. El factor de compresibilidad del
fluido real es relacionado con las propiedades del fluido simple ( o = O ) y estos con el n-octano
que es usado como fluido de referencia. Asumiendo que Z será calculado para el fluido a
determinada presión y temperatura, primero empleando las propiedades críticas del fluido se
calculan Tr y Pr. Luego se determina el volumen reducido ideal para el fluido simple con la
ecuación (41)
b b b B = b - 2 - 4 1
Tr Tr2 Tr3
Las constantes se presentan en el Anexo D, para el fluido simple. Resolvic!ndo vr(O) en la
ecuación (41), el factor de compresibilidad para el fluido simple es calculado:
Posteriormente empleando la misma presión y temperatura reducida utilizada para el
fluido simple, la ecuación (41) se resuelve para vr'" pero con las constantes para el fluido de
referencia, a este valor se le denomina ~ r ' ~ ) . De esta manera se calcula el factor de
compresibilidad para el fluido de referencia:
Finalmente el factor de compresibilidad para el fluido de interés es calculado mediante Icl
ecuación (47)
Donde: w ( ~ ) = 0.3978
2.2.5. Equilibrio de fases Vapor-Líquido
Una fase es definida como aquella parte de un sistema la cual es uni"orme en sus
propiedades físicas y químicas, homogéneas en composición y separada de otras fases por
superficies límites definidas. Las más importante interacción de fases en la industria de
hidrocarburos son fase de hidrocarburo líquido y la fase de gas, estando el agua también
comúnmente presente como una fase de líquido adicional. Las variables que determinan el
estado de equilibrio son la temperatura del sistema, la presión del sistema y la :omposición.
Relación de equilibrio
La relación de equilibrio Ki de un componente dado es definida como la relación de la
fracción molar del componente en la fase de vapor (yi) a la fraccijn molar del componente
en la fase Iíquida (xi).
A presiones por debajo de 100 psia, las leyes de Raoult y Dalton para soluciones ideales
proporcionan una manera simplificada de predecir relaciones de equilibrio.
La ley de Raoult establece que la presión parcial pi de un componente c?n un sistema
multicomponente es el producto de su fracción molar en la fase Iíquida por la presión de
vapor del componente hi
Donde:
pi: presión parcial del componente i, psia
pvi: presión de vapor del componente i, psia
xi: fracción molar del componente i en la fase Iíquida
La ley de Dalton establece que la presión parcial de un componente es el ~roducto de su
fracción molar en la fase de vapor por la presión total del sistema
P, = Y,.P (50)
Donde:
P: presión total del sistema, psia
De acuerdo a la ecuación (48) resulta para soluciones ideales
De aquí la ecuación (51) muestra que para soluciones ideales, la cual cosidera la
composición de la mezcla de hidrocarburo, la relación de equilibrio es solo f'unción de la
presión del sistema y la temperatura.
Cálculo de equilibrio
Los cálculos de fases son parte integral de los cálculos de ingeniería de procesos. Son
requeridos donde es deseable conocer la cantidad en moles del hidrocarburo Iíqiiido y vapor
que coexisten en un yacimiento o en un recipiente a una presión y temperatura dada. Estos
cálculos son también desarrollados para determinar:
Moles en la fase de vapor nv
Moles en la fase Iíquida nL
Composición de la fase líquida xi
Composición en la fase de vapor y¡
Se define la siguiente nomenclatura
Zi: fracción molar del componente i en la mezcla total de hidrocarburo
n: número total de moles de la mezcla de hidrocarburo
nL: número total de moles de la fase Iíquida
nv: número total de moles de la fase de vapor
Por definición para el balance global de masa se tiene:
n = nL + nv
Balance por componentes:
zi.n =xi. nL + y i nv
Tomando como base n = 1 lbmol y empleando la definición de relación de equilibrio,
resolviendo para xi resulta:
x, = =, n,, + n, .K,
Resolviendo para yi:
Considerando que
Combinando las ecuaciones se tiene:
Los pasos del cálculo para determinar n ~ , nv, yi y xi a partir de la composi<:ión global de
mezcla de hidrocarburo (zi), empleando datos de relaciones de equilibrio (Ki), se muestran a
continuación:
Paso 1. Calculo de nv
La ecuación (58) puede ser resuelta empleando el método numérico de iteraciones de
Newton-Raphson, como sigue:
1. Asumir un valor de nv
2. Evaluar la función (58) empleando el valor asumido de nv
3. Si el valor de la función f(nv) es menor que la tolerancia preestablecida, el valor
asumido es la solución deseada. Si el valor absoluto de f(nv) es mayor que la
tolerancia, un nuevo valor de nv es calculado a partir de la siguiente ecuación:
Donde:
(nv),: nuevo valor de nv
f (nv): primera derivada de f(nv) respecto a nv
Paso 2. Cálculo de nL
Se calcula los moles de la fase Iíquida
Paso 3. Se calcula las composiciones en la fase de vapor y Iíquida a partir de las
ecuaciones:
Relaciones de equilibrio para soluciones reales
Las consideraciones para soluciones ideales en el cálculo de la relación de equilibrio Ki,
resultan inadecuadas para altas presiones. Para soluciones reales, las relaciones de
equilibrio son función, además de la temperatura y presión del sistema, de la composición
de la mezcla de hidrocarburos. Es decir:
K, = K(P ,T , z~ ) (64)
Numerosos métodos han sido propuestos para la predicción de la relación de equilibrio
de mezcla de hidrocarburos. Wilson propuso una ecuación termodinámica simplificada para
estimar los valores de Ki.
Donde::
pCi: presión crítica del componete i, psia
P: presión del sistema, psia
TCi: temperatura crítica del componente i, "R
T: temperatura del sistema, "R
mi: factor acéntrico del componente i
La ecuación (65) genera valores razonables de la relación de equilibrio cuando es
aplicada a bajas presiones. Normalmente es usada como valor inicial en procesos iterativos
que implican la utilización de ecuaciones de estado para cálculos de equilibrio.
Ecuaciones de Estado
El empleo de ecuaciones de estado proporciona un cálculo más :sofisticado y
teóricamente fundamentado para el cálculo de las relaciones de equilibrio. En este caso se
introduce el concepto de fugacidad y coeficiente de fugacidad para su apl cación en el
cálculo de las constantes de equilibrio
Fugacidad y Coeficiente de Fugacidad
La fugacidad f, es una medida de la energía molar de Gibbs del un gas real.
Matemáticamente la fugacidad se define como:
Donde:
f: fugacidad en psia
P: presión del sistema en psia
Z: factor de compresibilidad
El coeficiente de fugacidad se define como la relación de la fugacidad a la presión P, f/P y
se expresa matemáticamente según la ecuación (67)
El coeficiente de fugacidad de cada componente en cada fase se ha introdiicido como un
desarrollo del criterio del equilibrio termodinámico. Físicamente, la fugacidad ' de un
componente en una fase con respecto a la fugacidad del mismo componente ,en la segunda
fase, es una medida del potencial de transferencia del componente entre las fases. La fase
con la fugacidad menor del componente recibe al componente cle la segunda fase. Igual
fugacidad de los componentes en las dos fases implican una transferencia neta igual a cero.
Una transferencia neta cero de todos los componentes, implica que el sistema de
hidrocarburo esta en equilibrio termodinámico. De esta manera la condición lerrnodinámica
de equilibrio se puede expresar como:
Donde:
Fiv: fugacidad del componente i en la fase de vapor, psia
fiL: fugacidad del componente i en la fase líquida, psia
n: número de componentes dentro del sistema
El coeficiente de fugacidad del componente i en una mezcla de hidrocarburo líquido ó en
una mezcla de hidrocarburo en fase de vapor es una función de la presión del sistema, la
fracción molar y la fugacidad del componente, esta definida por las siguientes expresiones:
Donde:
miv: coeficiente de fugacidad del componente i en la fase de vapor
<DiL: coeficiente de fugacidad del componente i en la fase líquido
Adicionalmente se tiene la siguiente correlación termodinámica que define c?l coeficiente
de fugacidad de un componente i
Donde:
V: volumen total de la mezcla
ni: numero de moles del componente i
Z: factor de compresibilidad de la mezcla de hidrocarburos
Cálculo del coeficiente de fugacidad por EDE Soave-Redlich-Kwrong
Al combinar la EDE de SRK con la definición presentada en la ecuación (72), se puede
determinar el coeficiente de fugacidad para el componente i como sigue
Para el componente i, puro:
Para el componente i, en una mezcla de hidrocarburos:
Donde:
La ecuación (74) se emplea de manera similar para el cálculo del coeficiente de
fugacidad del componente i en la fase de vapor.
Cálculo del coeficiente de fugacidad por EDE Peng-Robinson
De manera similar combinando la ecuación (72) con la EDE de PR se tiene la ecuación
para el cálculo del coeficiente de fugacidad del componente puro i:
Para el caso de mezclas, el coeficiente de fugacidad se determina mediante:
En el caso de fracciones pesadas C7+ los parámetros a, b , a y m se determinan
mediante correlaciones específicas que se puede encontrar en Tarek (2)
2.3. Termodinámica
A continuación se muestran las correlaciones y técnicas de estimación psra calcular la
entalpía y entropía de sustancias puras y de mezclas, basadas en las ecuaciories de estado
cúbicas y en la correlación generalizada de Benedit-Webb-Rubin con las niodificaciones
sugeridas por Lee Kesler
2.3.1. Funciones de Exceso
Una función de exceso se define como la diferencia de una propiedad terniodinámica L
de un componente puro (ó de una mezcla de composición preestablecida) a una
determinada presión y temperatura, menos el valor de esta propiedad L" a la misma
temperatura (y la misma composición si es una mezcla), pero en el estado de gas ideal a
una presión de referencia Po. De esta manera la función de exceso se define como 13 - L"
ó L" - L. Se debe establecer el estado de referencia especificando Po ó bien 'P, los cuales
se relacionan por la ecuación (79)
Se tiene normalmente cuatro posibilidades para establecer el estado de r~ferencia: (1)
Po= constante, (2) V" = constante (3) Po = P y (4) VO=V. Siendo las formas (1) y (2) las
comúnmente más usadas.
Las funciones de exceso pueden ser representadas en función de las propiedades PVT
de los fluidos, para lo cual existen dos maneras de estimación: la primera empleando una
ecuación de estado explícita en presión y la segunda utilizando la ley de los estados
correspondientes cuando se conoce Z = f ( T , Pr).
2.3.2. Funciones de exceso empleando ecuaciones cúbicas
Partiendo de la definición de la energía libre de Helmhotz, la función de exceso para esta
propiedad termodinámica resulta:
Donde:
A: energía libre de Helmhotz
S: entropía
H: entalpía
U: energía interna
G: energía libre de Gibbs
Por lo tanto, definido un estado de referencia (Po ó V") todas las funcioní?~ de exceso
pueden determinarse para cualquier ecuación de estado termodinámica.
2.3.3. Cálculo de entalpía y entropía para la EDE de SRK
Las ecuaciones empleadas para el cálculo de la entalpía y entropía para la EDE de SRK
son las siguientes:
Z - B V 1 aa Z S O -S=-R.Ln--R.Lno+-.-.Ln-
Z V b aT Z + B
Donde:
Para componente puro:
da 0.42748.a.a.7;. - = -R.m dT T.C.
Para mezclas:
2.3.4. Cálculo de entalpia y entropía para la EDE de PR
Las ecuaciones empleadas para el cálculo de la entalpía y entropía para la €OS de PR
son las siguientes:
Donde para componente puro:
Para mezclas:
Considerando como estados de referencia:
PRef = 14.696 psia
10.73.T v Kcf =- 'Ref
2.3.5. Funciones de exceso empleando Ley de estados correspondientes
En este caso se aplican las correlaciones de Lee-Kesler para determinar lar funciones de
exceso de las propiedades termodinámicas entalpía y entropía. El procedimieiito de cálculo
se presenta a continuación:
1) Para una temperatura y presión dada se calculan las condiciones pseudoreducidas Pr y
Tr. Si el caso es una sustancia pura se utilizan los valores tabulados de las propiedades
críticas, en el caso de mezclas utilizar la regla de Kay para las propiedades críticas.
2) Con la Tr y Pr, y empleando las correlaciones de Lee-Kesler se determin:in: VI-('), ~ r ' ~ ) , ~ ( 0 ) y z(R).
3) Con Tr, Vr'O'y Z'O) se calcula las funciones de exceso mediante las siguiente., ecuaciones:
Para la entalpía
Para la entropía:
( 0 ) (y) = - ~ n - P o - L ~ z ( " ) + b, +b , /Tr2+2 .b4 /Tr3 + C, -2.c ' T ~ 3 / r + - - d1 2.E (98)
P v!., 2.(v!'P 5 . ( v 9
Donde:
4) Posteriormente empleando la misma Tr pero con los valores ~ r ' ~ ) y z ( ~ ) se recalculan la S
ecuaciones (97), (98) y (99) con las constantes para el fluido de referencia. Resultando:
(H)
Para la entalpía:
( R )
Para la entropía: [y) 5) La función de exceso par el fluido real es:
Para la entalpía:
Esta función puede ser expresada como
Donde:
H" - H ( 1 )
o, = 0.3978 y los parámetros [Hi.icHr [ R.Tc 1 se pueden enconlrar en tablas
de Reíd (1)
En el caos de la entropía:
Esta función puede ser expresada como
Donde:
( T ~ s ) " Y ( S ~ ~ S ) ( ' ) O), = 0.3978 y los parámetros - se pueden encontrar en tablas de
2.3.6. Propiedades termodinámicas para gases ideales
Una vez que se determina la función de exceso es requerido el cálculo de la propiedad
termodinámica para el estado de gas ideal con la finalidad de encontrar linalmente la
propiedad para las condiciones reales.
Las siguientes correlaciones son recomendadas para la entalpía, la capacidad térmica y
la entropía:
Donde:
H: entalpía del gas a T, Btullbm
Cp: capacidad térmica del gas ideal a presión constante y a T, Btu1lbm.R
S: entropía del gas ideal a T, Btu1lbm.R
T: temperatura, R
En el Anexo E se presenta el procedimiento fuente del cálculo de las propiedades
termodinámicas para gases ideales.
2.4. Separadores
Prácticamente todo proceso en la industria de los hidrocarburos requiere de algún tipo de
separación de fases. El término separador se aplica a una gran variedad de equipos
empleados para la separación de mezclas de dos o más fases. Estas mezclas pueden estar
formadas por: una fase vapor y una liquida; una fase vapor y una sólida; dos fases Iíquidas
inmiscibles (aceitelagua); una fase vapor y dos Iíquidas o alguna otra combinación de las
anteriores.
El diseño y evaluación apropiada de los separadores es de gran importaricia, debido a
que estos tipos de recipientes son normalmente los equipos iniciales en muchos procesos y
pueden representar restricciones en cuanto a la capacidad de dichas plantas.
A continuación se presentan algunos conceptos básicos referidos en el diseño y
evaluación de tambores separadores de mezclas de vapor y líquido
2.4.1. Principios de la separación
En el diseño de separadores es necesario tomar en cuenta los diferentes estados
termodinámicos en que pueden encontrarse los fluidos y el efecto de las diferentes fuetzas o
principios físicos sobre estos fluidos. Los principios fundamentalmente considerados para
realizar la separación física de vapor, líquidos o sólidos son: la c~ntidad de inovimiento, la
fuerza de gravedad y la coalescencia. Toda separación puede emplear uno o más de estos
principios, pero siempre las fases de los fluidos deben ser inmiscibles y cle diferentes
densidades para que ocurra la separación.
La separación originada por la cantidad de movimiento se explica debido a que fluidos
con diferentes densidades presentan diferentes magnitudes de cantidad de m~vimiento. Si
una corriente de dos fases se cambia bruscamente de dirección, el fuerte "moinentum" o la
gran velocidad adquirida por las fases, no permiten que la partículas de la fase pesada se
muevan tan rápidamente como las de la fase liviana, lo que origina la separacióii.
En el caso de la fuerza de gravedad, las gotas de Iíquido se separan de la fase gaseosa,
cuando la fuerza gravitacional que actúa sobre las gotas de Iíquido es mayor !que la fuerza
de arrastre del fluido de gas sobre la gota.
Cuando las gotas muy pequeñas no pueden ser separadas por gravedad, e,stas gotas se
unen, por medio del fenómeno de coalescencia, para formar gotas mayores, las cuales se
acercan lo suficientemente como para superar las tensiones superficiales i,idividuales y
poder de esta forma separarse por gravedad.
2.4.2. Proceso de separación
En el caso de mezclas vapor-líquido, la mezcla de fases ecitra al sep,arador choca
normalmente contra un interno ubicado en la entrada denominado placa de ctioque, el cual
hace que cambie la cantidad de movimiento de la mezcla, provocando así uria separación
inicial de las fases. Seguidamente, en la sección de decantación (espacio libre) del
separador, actúa la fuerza de gravedad sobre el fluido permitiendo que el Iíquido abandone
la fase vapor y caiga hacia el fondo del separador (sección de acurnulación de Iíquido). Esta
sección provee del tiempo de residencia suficiente para que los equipos aguas abajo
pueden operar satisfactoriamente y, si se ha tomado la previsión correspondir?nte, liberar el
Iíquido de las burbujas de gas atrapadas.
Normalmente, pueden identificarse cuatro zonas principales en 10s separadores, como se
puede observar en las Figuras 2 y 3 para un separador horizontal y uno vertical,
respectivamente.
Separación primaria: el cambio en la cantidad de movimiento de las fases a la entrada del
separador genera la separación inicial de las fases. Esta zona incluye las boquillas de
entrada y los internos de entrada, tales como deflectores ó distribuidores.
Separación secundaria: durante la separación secundaria se observan zonas de fase
continua con gotas dispersas (fase discontinua), sobre la cual actúa la fuerza de gravedad.
Esta fuerza se encarga de decantar hasta cierto tamaño de gotas de Iz fase pesada
discontinua en la fase liviana continua. También produce la flo!ación de hasta un cierto
tamaño de gotas de la fase líquida liviana (fase discontinua), en la fase pesada continua. En
esta parte del recipiente la fase liviana se mueve a una velocidad relativamend:e baja y con
muy poca turbulencia.
Figura 2. Secciones separador horizontal
:E=;=.: :!< ., z:.2 :a:;-E; IE'I: :
Figura 3. Secciones separador vertical
Separación por coalescencia: en ciertos servicios no se acepta que gotas miiy finas de la
fase pesada discontinua sean arrastradas en la fase liviana: por ello es necesario que, por
coalescencia, tales gotas finas alcancen un tamaño lo suficientemente grande para
separarse por gravedad: para lograrlo se hace necesario tener elementos como los
eliminadores de niebla ó Mallas para el caso de separadores líquido-vapor
Recolección de las fases líquidas: la fase líquida ya separada requieren de un volumen
de control y de emergencia para una operación confiable y segura de los ecluipos aguas
abajo.
2.4.3. Velocidad crítica
Se define como la velocidad de vapor calculada empíricamente que SE! utiliza para
asegurar que la velocidad superficial de vapor, a través del tambor separador, sea lo
suficientemente baja para prevenir un arrastre excesivo de líquido. 1-a velocidacl crítica viene
definida por la ecuación (1 09)
2.4.4. Internos en los separadores
Con la finalidad de ayudar al proceso de separación yló impedir problemas operacionales
en el proceso aguas abajo del equipo separador, dentro del tarnbor se inciluyen ciertos
accesorios denominados internos, entre los más usados se tienen:
Los deflectores, distribuidores, ciclones de entrada: estos internos instalados a la(s)
boquilla(s) de entrada, se emplean para producir un cambio de cantidad de movimiento o de
dirección de flujo de la corriente de entrada, y así producir la primera separac:ión mecánica
de las fases, además de generar (en el caso de los distribuidores), un patrón cle flujo dentro
del recipiente que facilite la separación final de las fases, reduciendo el tamaño de la
boquilla de entrada y, las dimensiones del equipo.
Figura 4. Deflectores de entrada de un separador
Figura 5. Placa deflectora entrada separador
Figura 6. Codo de entrada 90" bloquilla de entrada a separador
Figura 7. Distribuidor de entrada a separador tipo T
Eliminadores de niebla: su finalidad es aglutinar pequeñas gotas de líquido que no pueden
ser separadas por la simple acción de la gravedad en separadores vapor-líquido. Entre los
diferentes tipos se encuentran las mallas de alambre ó plástico, conocidos como "demisters"
ó "Mallas"
Figura 8. Eliminador de niebla tipo alambre
Figura 9. Eliminador de niebla tipo aleta
Figura 10. Eliminador de niebla tipo ciclón
Rompe vórtices: se instalan internamente a las boquillas de líquido, y sil función es
evitar el arrastre de burbujas de vaporlgas en la corriente líquida de salida del
tambor.
Figura 11 : Rompe vórtice tipo placa
Figura 12. Rompe vórtice tipo rejilla
2.4.5. Separadores verticales
En estos equipos (Ver figura 13), la fase pesada decanta en dirección opi~esta al flujo
vertical de la fase liviana. Por lo que si la velocidad de flujo de la fase liviana excede
levemente la velocidad de decantación de la fase pesada, no se producirá la separación
entre las fases, a menos que esta fase pesada coalesca en una gota más grande. Entre las
ventajas y desventajas del separador vertical se encuentran:
Ventaias
Mayor facilidad, en comparación con un tambor horizontal, para el control del nivel del
Iíquido y para la instalación física de la instrumentación de control, alarmas e
interruptores
Ocupa poco espacio horizontal
La capacidad de separación de la fase liviana no se afecta por variaciones en el nivel de
la fase pesada
Facilidad en remoción de sólidos acumulados
Desventajas:
El manejo de grandes cantidades de Iíquido, fuertes variaciones en la entrada de Iíquido,
ó separación Iíquido - Iíquido, obliga a tener excesivos tamaños de recipieiites, cuando
se selecciona esta configuración
Requieren mayor diámetro, que un tambor horizontal, para una capacidad dada de gas
Requieren de mucho espacio vertical para su instalación
Fundaciones más costosas cuando se comparan con tambores horizontales c!quivalentes
Como ejemplos de separadores verticales se tienen: (i) tambor KO de succión de
compresor, en donde se requiere una separación Iíquido -vapor muy eficiente, los cuales se
diseñan para incluir malla separadora de gotas y, algunas veces, se incluye calentamiento
por trazas de la salida vapor para evitar condensación en la línea. (ii) Tambor KO de la
alimentación al absorbedor de gas ácido: se requiere una separación Iíquido -- vapor muy
eficiente, para evitar la formación de espuma en el absorbedor.
Figura 13: Detalles en separador vertical típico
2.4.6. Separador horizontal
En estos equipos (ver figura 14), la fase pesada decanta perpendicularmente a la
dirección horizontal de flujo de la fase liviana, permitiendo que la fase liviana continua pueda
viajar a una velocidad superior a la velocidad de decantación de la fase pesada discontinua
(hasta cierto límite). Entre las ventajas y desventajas se tienen:
Ventaias:
Requieren de poco espacio vertical para su instalación
Fundaciones más económicas que las de un tambor vertical equivalente
Por lo general, son más económicos
Requieren menor diámetro, que un tambor vertical, para una capacidad dada de gas
Manejan grandes cantidades de Iíquido, fuertes variaciones en la entrada cle Iíquido, ó
separación Iíquido - Iíquido, optimizando el volumen de operación requerido
Los volúmenes de retención facilitan la desgasificación de Iíquido y el manejo de espuma,
si se forma
Desventaias
Variaciones de nivel de la fase pesada afectan la separación de la fase liviana
Ocupan mucho espacio horizontal
Difícil remoción de sólidos acumulados, en este caso es requerido la instalación de
internos como tuberías de lavado.
Como ejemplo de separadores horizontales se tienen (i) separadores de producción
donde se requiere de un separación vapor - Iíquido eficiente, especialmente cuando el gas
fluye hacia un compresor. Además la separación del aceite o petróleo de la fase acuosa
(Separador líquido - Iíquido - vapor), debe ser razonablemente buena para evitar
sobrecargar los equipos aguas abajo de tratamiento de agua. (ii) Tambores de alivio en los
cuales es requerido una separación vapor-líquido razonablemente buena, para así evitar
arrastre de gotas de hidrocarburo hacia el mechurrio asociado, dichas gotas producirían una
excesiva radiación y adicionalmente, podrían caer gotas de material a alts temperatura
desde el mechurrio, generando posibles emergencias.
Figura 14. Detalle separador horizontal
2.5. Intercambiadores de calor
La función básica de los intercambiadores de calor es la transferencia de energía térmica
entre dos o más fluidos a diferente temperatura. El calor fluye, como resultado del
gradiente de temperatura, desde el fluido caliente hacia el frío a través de una pared de
separación, la cual se le denomina superficie o área de transferencia de calor. Por otra
parte, si los fluidos son inmiscibles, el área física de transferencia de calcr puede ser
eliminada, y la interfase formada entre los fluidos puede servir corrio área de ::ransferencia
de calor. Las funciones típicas de un intercambiador de calor en la industria de
hidrocarburos son: (a) Recuperación de calor: la corriente fría recupera parte cle la energía
contenida en la corriente caliente, es decir, calentamiento y enfriamiento de las corrientes
involucradas, las cuales fluyen simultáneamente a ambos lados del área de trartsferencia de
calor. (b) Evaporación: una de las corrientes involucradas en el intercambio de calor cambia
de fase líquida a fase vapor (c) Condensación: una de las corrientes involuc:radas en el
intercambio de calor cambia de fase vapor a fase líquida.
Los dos equipos de intercambio de calor más ampliamente usados en la industria de
hidrocarburos son los tipo tubo y coraza y los enfriadores de aire.
2.5.1. lntercambiadores del tipo tubo y carcaza
Este equipo de intercambio de calor es económico, fácil de limpiar y relativarriente fácil de
construir en diferentes tamaños. Puede ser diseñado para presiones desde moderadas a
altas, sin que varíe sustancialmente el costo.
El intercambiador de tubo y coraza consiste de un haz de tubos paralelos ericerrados en
un recipiente cilíndrico llamado coraza ó carcaza. En la Figura 15, se muestra detalle de
este tipo de intercambiadores.
Hay tres tipos básicos de intercambiadores de tubo y carcaza, dependiendo del método
utilizado para mantener los tubos dentro de la carcaza. El de placa de tubos fija, los
intercambiadores con tubos en forma de U y los de cabezal flotante. Estos interxmbiadores
se fabrican de acuerdo a los estándares de la Asociación de Fatmricantes de
Intercambiadores Tubulares (Tubular Exchanger Manufacturers Association "TEIMA"),
Figura 15. Detalle de lntercambiador de calor tipo Tubo y Coraza
Intercambiador de calor 1-1
Es el intercambiador de calor más sencillo del tipo de tubo y coraza con u11 paso por el
lado de los tubos y 1 paso por la coraza. Consta de varios tubos concéntrico:; en paralelo,
con una coraza común para los tubos (Figura 16).
Figura 16. lntercambiador de coraza y tubos (1-1)
En este tipo de intercambiador, uno de los fluidos circula por el interior de los tubos,
mientras que el otro fluido circula entre la carcasa y la parte exterior de los tubos.
Como se puede observar en la Figura 17a en un flujo paralelo en co-corriente, la
temperatura final del fluido más frío (Tf2) nunca puede llegar a ser igual ó mayor a la
temperatura de salida del fluido más caliente (Tc~). En el caso de flujo en coritracorriente,
ver Figura 17b, la temperatura final del fluido frío (Tf,) puede superar la temperatura de
salida del fluido caliente (Tc2), puesto que existe un gradiente de terriperaturas fqavorable a lo
largo del intercambiador de calor.
Tf l
Tcl
7 f2
a) b)
Figura 17. Distribución de temperaturas en intercambiadores de calor de un paso por los
tubos. (a: cocorriente y b: contracorriente)
Si las dos corrientes son del mismo orden de magnitud, la velocidad del lado de la coraza
es menor que la del lado de los tubos; por esta razón se instalan placas deflectoras con el
fin de disminuir la sección de flujo del líquido del lado de la coraza y hacerlo a circular en
dirección cruzada a la bancada de tubos en vez de hacerlo paralelamente a c?llos; de esta
forma se consigue un coeficiente de transferencia de calor más elevado en flujo cruzado,
que en circulación paralela a los tubos.
El flujo pasa perpendicularmente a los tubos, circulando hacia abajo en la primera
sección, hacia arriba en la segunda, y así sucesivamente; la turbulencia adicional que se
crea mediante este tipo de flujo aumenta el coeficiente de transmisiin de calor del lado de la
coraza.
I-as placas deflectoras (Ver figura 18) son discos circulares de una plancha metálica a
los que se ha cortado, para estos intercambiadores, un cierto segmento circ~ilar, de forma
que la altura de este segmento sea igual a la cuarta parte del diámetro interior (le la carcasa,
por lo que las placas deflectoras así obtenidas se denominan placas del 2E;%, viniendo
perforadas para recibir los tubos. Para evitar fugas, o hacer que estas sean mínimas, las
holguras entre las placas y la coraza, y entre las placas y los tubos deben ser pequeñas.
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Figura 18. Placas deflectoras lado coraza
Arreglo de tubos
Los tubos se disponen según una ordenación triangular o en forma de un cuadrado
dependiendo de la tendencia a ensuciamiento del servicio del intercambiador (Figura 19)
Figura 19. Arreglos de tubos Intercambiadores de carcasa y tubos. a) cuadrado, b)
triangular y c) cuadrado rotado
Los intercambiadores de tubo y coraza se encuentran típicamente de paso:; múltiples, en
los cuales se utiliza un número par de pasos por los tubos y uno (3 varios pas.os por el lado
de la carcasa. Una construcción común es la del intercambiador 1-2, donde el fliiido del lado
de la coraza fluye en un paso y el fluido del lado de los tubos lo hace en dos pa., <'OS como se
muestra en la figura 20.
Figura 20. lntercambiador de carcasa y tubos tipo 1-2.
Balance de energía
El primer paso en el diseño de un equipo de intercambio de calor es realizar el balance
de energía entre las corrientes que intervienen en el proceso. A partir de este balance se
determina cual es el requerimiento térmico que el equipo una vez construido e iristalado será
capaz de suplir. El balance de energía entre dos corrientes de procesos presenta la
siguiente forma:
Q = m,.~~,.(~s, - ~ e , ) = rn,.Cp~..(~~~ - ~ e , )
Donde
m,: flujo másico fluido frío, I b d h
Cpf: capacidad térmica del fluído frío, Btu/lbm."F
Tef: temperatura de entrada del fluido frío, "F
Ts,: Temperatura de salida fluido frío, "F
m,: flujo másico fluido caliente, I b d h
Cp,: capacidad térmica del fluído caliente Btu/lbm."F
Te,: temperatura de entrada del fluido caliente, "F
Ts,: Temperatura de salida fluido caliente, "F
Q : calor transferido entre las corrientes de proceso, Btulh
Si se conocen los valores de entalpía asociados a las corrientes el balance !;e presenta
como:
Q=m,.(hs, -her)=rnc.(hsc h e , )
Donde:
hsf: entalpía de salida del fluido frío, Btullbm
hef: entalpía de entrada del fluido frío, Btullbm
hsc entalpía de salida del fluido caliente, Btullbm
hec: entalpía de entrada del fluido caliente, Btullbm
Coeficiente global de transferencia de calor
La ecuación general de diseño para el equipo de intercambio de cídor es:
Donde:
Q= Tasa de transferencia de calor, Btulh.
U= Coeficiente global de transferencia de calor basada en el área externa de la superficie de
intercambio, Btul (h pie2 O F ) .
A= Area de transferencia de calor, pie2.
AT= Diferencia de temperatura, O F .
Para el cálculo del término de diferencia de temperatura AT, se utilii:a la media
logarítmica de la diferencia de las temperaturas según la ecuación:
Donde:
MLDT = media logarítmica de la diferencia de temperatura, "F
TI = temperatura de entrada del fluido caliente, "F
T2 = temperatura de salida del fluido caliente, "F
t, = temperatura de entrada del fluido frío, "F
t2 = temperatura de salida del fluido frío, "F
Se define el coeficiente global de transferencia de calor (U) como la suma de las
resistencias que intervienen en el intercambio de calor de los fluidos en el equipo. Las
resistencias encontradas son la resistencia de la película del fluido en el tubo, la resistencia
de la pared del tubo y la resistencia de la película dentro del tubo. Adicionalmente, se
considera la presencia de incrustaciones en los tubos tanto interno como exterriamente, ya
que intervienen en el proceso de intercambio de calor.
La ecuación para el cálculo del coeficiente global basado en los coelicientes de
resistencia a la transferencia de calor se presenta a continuación:
Donde:
ho: coeficiente de película lado carcaza (externo a los tubos), BtuIh.pie2.F
Ao: área externa de transferencia de calor para un tubo.
Ai: área interna de transferencia de calor para un tubo
hi: coeficiente de película lado tubos, BtuIh.pie2.F
rw: resistencia de la pared del tubo, h.pie2.F 1 Btu
rfo: resistencia de película externo a los tubos h.pie2.F 1 Btu
rfi: resistencia de película interno a los tubos h.pie2.F 1 Btu
Estas resistencias se visualizan en la figura 21 para un corte transversal de un tubo del
intercambiador de calor.
Tubo
Figura 21. Localización de los factores de ensuciamiento interno y externo en tubería de
intercambiador de calor
Debido a que el tubo real tiene diferentes áreas por pie lineal tanto en su interior como en
su exterior, hi y h, deben referirse a la misma área de flujo de calor. En intercanibiadores de
calor se utiliza comúnmente la superficie exterior del tubo como la superficie de referencia y
puesto que hi se ha determinado para Ai y no para &, debe ser corregida. El coeficiente de
película interior de los tubos corregido para el área externa se calcula mediantl3 la ecuación
(1 15)
DI h,, = h, . -
DE
Donde:
hi, : coeficiente de película interior referido al diámetro exterior del tiibo, Btu (h*pie2*"F).
hi : coeficiente de película interior del tubo, Btu 1 (h*pie2*"F).
DI : diámetro interior de los tubos, pies.
DE : diámetro exterior de los tubos, pies.
Procedimiento general de diseño intercambiador tubo-coraza
El procedimiento de diseño implica un proceso iterativo donde conocido el 1-equerimiento
de energía a intercambiar, calculado mediante balance de energía, con la ecuación de
diseño (1 12), y asumiendo un coeficiente global de transferencia de calor 4:ípico para el
servicio en estudio, se determina el área de intercambio requerida y con ella se procede a
estimar la configuración geométrica del equipo (número y diámetro de tubo:;, número de
pases, diámetro de la carcasa, etc); para luego con la configuración sele(:cionada y la
ecuación (1 14) se re-calcula el coeficiente global de transferencia de calor empleando los
coeficiente de película y de resistencia. El cálculo se repite hasta encontrar la configuraci6n
que cumpla con las condiciones de proceso deseadas. Adicionalmente se deben cumplir con
las restricciones de caída de presión de las corrientes de proceso a través de los tubos y la
coraza.
2.5.2. Enfriadores de aire
Son conocidos también por su significado en ingles como Fin-Fan Coolers. Estos equipos
consisten de uno o más ventiladores de flujo axial, velocidades relativarriente bajas y
diámetros grandes, que inducen al aire a fluir a través de un banco de tubos, generalmente
con aletas, por donde se hace pasar el fluido de proceso. La configuración I3ásica.de una
unidad es un banco de tubos aleteados montado sobre una estructura de acero, con un
motor y sus accesorios.
En los enfriadores de aire el haz de tubos esta compuesto por el conjunto de cabezales,
tubos y armazón, también conocido como sección (ver Figura 221. La bahía es uno o más
haces de tubo servidos por uno o más ventiladores incluyendo la estructura y otros equipos
presentes como los motores. Una unidad es uno o más haces de tubo en uno o más bahías
para un servicio específico, mientras que un banco es el conjunto de una o más bahías
incluyendo una o más unidades arregladas en una estructura continila. (Ver Figiira 23)
Figura 22. Sección en un enfriador de aire
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Figura 23. Arreglos típicos de secciones, bahías y unidades en enfriadores de! aire
Los enfriadores de aire usualmente están compuestos de haces rectan~ulares que
contienen varias filas de tubos en un espaciado triangular. La transferencia de calor
generalmente es en contracorriente, donde el fluido caliente entra por la parte de arriba del
haz y el aire fluye verticalmente hacia arriba a través del haz. Los haces oueden ser
fabricados tan anchos como 12 pies y profundidades hasta de 8 filas. La longitud de tubo
más común es de 30 pies sin embargo, los haces estándar vienen disponibles en longitudes
de 8, 10, 15, 20, 24, 34 y 40 pies. Los haces pueden estar superpuestos, colocados en
paralelo, o en serie para un servicio específico. También, varios servicios pequeríos pueden
ser combinados en una sola bahía.
Tipo de ventiladores y tamaños
Los ventiladores de aire presentan dos clasificaciones generales los cuales son: (1) tiro
forzado, donde el aire es empujado a través del haz del tubo y (2) tiro inducido, conde el aire
es "halado" a través del haz (Ver Figuras 24 y 25.). Las ventajas de cada tipo se presentan a
continuación.
Figura 24. Arreglo de intercambiador de aire con flujo forzado
Figura 25. Arreglo de intercambiador de aire con flujo inducido
Ventajas del tiro forzado
Generalmente requieren menos caballos de fuerza para una elevación de temperatura en
el aire mayor que 50°F
Adaptables para invierno, esquema de recirculación para el punto de fluidez o
congelación
Los equipos mecánicos están más accesibles para el mantenimiento.
Requiere menos soporte estructural.
Ningún equipo mecánico está expuesto al aire caliente de escape. El tiro induc;ido limita la
temperatura el aire de salida a aproximadamente 250°F.
Ventajas del tiro inducido
Generalmente requieren menos caballos de fuerza para una elevación de terrperatura en
el aire menor a 50°F
Menos recirculación de aire caliente y la velocidad del aire de escape es
aproximadamente 2 112 veces la del tiro forzado
Ofrece protección para el haz contra la intemperie (lluvia, nieve, granizo, etc:.). También
se protege el haz del calor solar y el enfriamiento repentino por lluvia.
Más apropiados para casos con pequeñas temperaturas de acercamiento; entre el aire de
entrada y el fluido de salida.
Transfiere más el calor por convección natural con los ventiladores apagados debido al
efecto de superposición.
Ecuación de diseño
En el caso de los enfriadores de aire la ecuación general de diseño es:
A,. = (1
U.Y
Para este caso la temperatura de descarga de aire se estima mediante la siguiente
ecuación:
Donde:
Ata : cambio de temperatura del aire "F
Ux: coeficiente Global de Transferencia de Calor referido al área total extendida,
BtuIh.pie2.OF
T1: temperatura de entrada fluido de proceso, OF
T2: temperatura de salida fluido de proceso, OF
t l : temperatura de entrada de aire, "F
Verificación de Ux
El cálculo se efectúa mediante la ecuación:
Donde:
Ux: coeficiente Global de transferencia de Calor, Btu/h.pie2."F
ht: coeficiente de película lado tubos, BtuIh.pie2.OF
Ax: área total extendida.
Ai: área interna del tubo.
rdt: resistencia de película interno del tubo, h.pie2.OFI Btu
ha: coeficiente de película lado aire, BtuIh.pie2.OF
rmx: resistencia de película pared aletada del tubo, h.pie2.OFI Btu
Criterios de selección enfriador de aire
La selección entre enfriadores de aire o intercambiadores convencionales de tubos y
carcaza, depende del balance económico, el cual debe considerar en la inversiSn inicial, los
costos de las facilidades requeridas dentro y fuera del área, para la instalación de los
equipos y los costos de operación de los mismos.
En general, los enfriadores de aire resultan especialmente atractivos en aquéllas
localidades donde existen limitaciones de agua o se pueden presentar costos levados por
tratamiento químico en torres de enfriamiento, donde las leyes de contaminaci0n ambiental
establezcan requisitos estrictos para los efluentes de agua, donde sea necesario una
expansión de los sistemas de agua de enfriamiento o donde la naturaleza del medio de
enfriamiento cause taponamientos frecuentes o problemas de coirosión. Estas unidades
requieren una inversión inicial más alta que los enfriadores de agua pero los costos de
operación y mantenimiento son menores.
Estos equipos se suelen utilizar con frecuencia en combinación con enfriadore!; de agua,
cuando se requiere remover una gran cantidad de calor. En este caso los enfriado'-es de aire
remueven primero la mayor parte del calor y el enfriamiento final se consigue con los de
agua. Estas unidades aún con el ventilador apagado, son capaces de reinover por
convección natural entre 15 y 35% del calor de diseño, dependiendo del rango de
temperatura de la corriente de proceso entrando al enfriador. Los enfriadores de aire ocupan
un área relativamente grande, por lo tanto, estas unidades se instalan normalmeite encima
de los tendidos de líneas y de los equipos de proceso, tales como tambores e
intercambiadores.
Procedimiento de diseño
Similar al caso de los intercambiadores de tubo y coraza, el diseño de los enfriadores de
aire es un procedimiento iterativo donde a partir del balance de energía, e!; decir, del
requerimiento de remoción de calor del proceso y un coeficiente global de transferencia de
calor inicial se determinan la configuración de las secciones y bahías requeridas, calculando
la longitud de los tubos, el número de ventiladores, las filas de tubos requeridas, así como
las potencia de los motores para manejar los ventiladores. Con la configuración establecida
se re-calcula el coeficiente global y se verifica que se cumplan con los requerimiento del
proceso considerando adicionalmente la caída de presión a través del equipo tanto por el
lado procesos como por el lado aire.
2.6. Compresores
2.6.1. Capacidad de un Compresor
Es la cantidad de gas liberado cuando opera a presiones de entrada y salida
especificadas. La capacidad es medida en volumen a las condiciones de presión,
temperatura, composición del gas y contenido de humedad a la entrada del corripresor.
La ecuación para el cálculo de la capacidad del compresor a las condicionc:~ de entrada
se muestra a continuación:
Donde:
Q: capacidad del compresor, pie3/min
w: flujo másico de proceso, IbJmin
TI: temperatura de entrada, "R
Z,: factor de compresibilidad a condiciones de entrada
MW: peso molecular del gas de entrada
P,: presión de succión, psia
2.6.2. Presión de Descarga
La presión de descarga especificada es aquella requerida en la brida de descarga del
compresor o sea, aquella requerida a la presión del recipiente aguas abajo más las caídas
de presión permisibles por tuberías, intercambiadores, enfriadores, separadores de aceite,
etc.
2.6.3. Temperatura de Entrada
Debido a que la temperatura de entrada afecta tanto la velocidad de flujo volumétrico
como el requerimiento de cabezal para un determinado servicio de compresión, el rango
completo de temperatura tiene que ser especificado. Al colocarse intercambia~jores en la
línea de entrada, el rendimiento del compresor dependerá del rendimieiito de los
intercambiadores.
2.6.4. Temperatura de Descarga
La temperatura de descarga del compresor está influenciada por la ':emperatura
(absoluta) de entrada, la relación de presión, el valor del calor específico del gas y la
eficiencia de compresor. Esto afecta el diseño mecánico del compresor, la tendencia al
ensuciamiento del gas, la selección de etapas y el diseño del enfriador de descarga, más el
diseño mecánico de la tubería y el requerimiento de aislamiento. Esta variable normalmente
es estimada en la fase de diseño y posteriormente se determina con la información
específica del fabricante.
2.6.5. Cabezal del compresor. Potencia al gas
Es la cantidad de energía que debe ser añadida a cada unidad másica de gas para
producir el incremento deseado de presión. En base al cabezal calculado se determina la
potencia al gas requerida y posteriormente la potencia al freno del equipo. De acuerdo a
consideraciones de proceso estos parámetros se pueden calcular en base isoeiitrópica ó en
base politrópica. A continuación se presentan las ecuaciones empleadas para los cálculos
isentrópicos y politrópicos:
2.6.6. Cálculos Isoentrópicos
El cabezal isentrópico se determina mediante la ecuación:
Donde:
Hi,: cabezal isentrópico, Ibf.pie/lbm
ZAvG: factor de compresibilidad promedio entre la succión y la descarga
R: constante universal de los gases 10.73 psia.pie31lbmol."R
TI: temperatura de entrada, "R
MW: peso molecular del gas
K: relación CplCv para el gas
P2, P,: presión de descarga, succión, psia
La potencia al gas se calcula por:
Ghp = w.H, 33000.q,
Donde:
Ghp: potencia del gas, HP
w: flujo másico en Ibmlrnin
n,: eficiencia isentrópica
La temperatura de descarga se puede estimar mediante:
2.6.7. Cálculos Politrópicos
Algunos fabricantes de compresores emplean los cálculos politrdpicos en Iiigar de los
isentrópicos. En ese caso se tiene la siguiente correlación :
n - = [L] n - 1 k - l
n: exponente politrópico
n,: eficiencia politrópico
El cabezal politrópico se calcula por:
Donde:
Hp: cabezal politrópico, Ibf.pie/lbm
La potencia al gas
w.H, Ghp =
33000.qp
La ecuación (129) presenta la relación entre cabezal politrópico y cabezal iseritrópico con
sus respectivas eficiencias.
2.6.8. Requerimientos de Potencia
La potencia al freno es el requerimiento total de potencia incluyendo potencia del gas y
todas las pérdidas por fricción mecánicas y transmisión de potencia. Los requerimientos de
potencia de los servicios de compresión tienen que ser estimados en la etapa de diseño, de
tal forma que los requerimientos de diseño de los sistemas de servicios puedan ser
especificados y los costos de operación estimados.
Las pérdidas mecánicas se estiman empleando la correlaci6n:
Perdidas = ( ~ h ~ ) ' . '
Por lo tanto la potencia la freno del compresor se estima mediante:
Bhp = Ghp + Perdidas
2.6.9. Etapas del Proceso
Los servicios de compresión de alta relación de presión comúnmente se separan en
etapas de compresión múltiples y casi siempre incluye enfriadores entre etapas a fin de
remover el calor generado en la compresión. La compresión se lleva a cabo por etapas, por
las siguientes razones:
Limitar la temperatura de descarga de cada etapa a niveles que sean segur~x desde el
punto de vista de limitaciones mecánicas o tendencia de ensuciamiento del gas.
Tener disponibles corrientes laterales, en la secuencia de cornpresión a niveles de
presión intermedia, tales como en los sistemas de los procesos de refrigeración.
Aumentar la eficiencia total de compresión (a fin de obtener una reducción en potencia)
manteniendo la compresión tan isotérrnica como sea posible, ootimizando la inversión
adicional en enfriadores interetapas y los costos de operación del agua de enfriamiento
contra el ahorro de potencia.
Enfriar las entradas a las etapas y de ésta manera reducir los requerimientos de cabezal
de compresión total, suficientemente a fin de reducir el número de etapas de compresión
requeridas. Esto da como resultado compresores más compactos y de, costos de
construcción más bajos
Fijar el aumento de presión por etapa a las limitaciones de presión diferencial del tipo de
maquinaria: limitaciones en carga de empuje axial en los compresores centrífugos,
limitaciones de tensión en la varilla del pistón en los compresores reciprocantt?~, deflexión
del rotor y empuje en los rotativos.
El término "etapa de compresión del proceso" describe el paso de compresitjn entre dos
niveles de presión adyacentes en un sistema de proceso. La "etapa de conipresión del
proceson puede ser ejecutada por una o más "etapas del compresor". Ejemplos; de 'Etapas
de compresión del proceso" son:
Servicios de compresión de gas craqueado en el proceso de Pirólisis con Vapor "Steam
Cracker" con enfriamiento intermedio para limitar la temperatura de descarga de la etapa,
de tal forma que el ensuciamiento sea minimizado.
En procesos de niveles múltiples de sistemas de refrigeración, vapor refrigerante del
tambor de vaporización instantánea y de los enfriadores de nivel superior, es admitido al
compresor a los niveles óptimos de presión intermedia, dividiendo así el aumento de
presión total en varias porciones discretas o "Etapas de Compresión del Proce:;~"
Los compresores centrífugos de aire son frecuentemente enfriados entre las etapas del
compresor a fin de minimizar el consumo de potencia. Esta prhctica comiin se debe
principalmente a que el costo de potencia representa una gran porción del costo de
operación de muchos procesos que utilizan aire comprimido.
Los servicios de compresores reciprocantes con una alta relación deben tlividirse en
etapas de compresión múltiple a fin de mantener las temperaturas de descarga del
cilindro dentro de los límites impuestos por las consideraciones de lubricación del cilindro.
2.6.10. Etapas de Compresión
El término "etapa compresora" describe un montaje de elementos de trayectoria de flujo,
diseñados para realizar toda o una parte de la etapa de compresión del proceso. Ejemplos
de "etapas compresoras" en varios tipos de mecanismos son: (i) para compresores
centrífugos, cada alabe guía en la entrada, el impulsor, el difusor y el conjunto de canal de
retorno, (ii) para compresores axiales, cada fila de paletas rotativas y su fila de paletas
estacionarias siguientes, (iii) para compresores reciprocantes, cada cilindro o conjunto de
cilindros ordenados en flujo paralelo y (iv) para compresores rotativos, la mayoría de las
carcazas (con el conjunto de rotor) son de una etapa sencilla.
2.6.1 1. Equipo lnteretapa
El equipo inter-etapa normalmente está diseñado conjuntamente con el servicio de
compresión, y las especificaciones incluidas en las especificaciones de diseño. Elxcepciones
de esta regla lo constituyen las plantas en forma de paquetes y compresores de aire de
proceso, para los cuales el suplidor diseña y suministra todo el equipo interetapa. Los
compresores reciprocantes complejos de etapas múltiples (y servicios múltiples) son
manejados comúnmente de ambas maneras. Los elementos de equipos interetapas incluyen
enfriadores, tambores, separadores, válvulas de seguridad y tuberías.
2.7. Flujo de Fluidos
A continuación se presentan las definiciones y los principios básicos involucrados con el
flujo de fluidos a través de tuberías y sus equipos relacionados tales como válvulas y
accesorios. Se presentan adicionalmente las ecuaciones empleadas para los cálculos
hidráulicos en fase Iíquida y en fase gaseosa.
2.7.1. Flujo en fase líquida
Número de Reynolds
Es un número adimensional el cual expresa la relación de la fuerza inercia1 y la fuerza
viscosa en el flujo de fluido.
Donde:
p: densidad del fluido
D: diámetro interno de la tubería
V: velocidad del fluido
p: viscosidad
Las unidades de la ecuación (1 32) deben ser dimensionalmente homogéneas para que el
Re sea adimensional.
Teorema de Bernuolli
Es una forma de expresar la aplicación de la ley de la conservación de la energía al flujo
de fluidos en una tubería. La energía total en un punto cualquiera por encima de un plano
horizontal arbitrario fijado como referencia, es igual a la suma de la aitura geométrica, la
altura debida a la presión y la altura debida a la velocidad.
Z: pie de Altura.
P: presión en psig.
g: gravedad piels2
p : densidad en ~ b m l p i e ~
h,: perdidas por fricción en pies
Donde las pérdidas por fricción se calculan mediante:
Donde:
f,: factor de fricción de Moody (f, = 4.f,)
f;: factor de fricción de fanning
L: longitud de tubería, pies
V: velocidad del fluido, piels
G: aceleración de la gravedad, pieIs2
D: diámetro interno, pies
Factor de Fricción Fanning
Es un factor empírico en la ecuación de Fanning para caídas de presión en tuberías
rectas. Este factor es función del número de Reynolds y la rugosidad relativa a Ici pared eld.
Para una determinada clase de material la rugosidad es relativamente independiente del
diámetro de la línea, así que en el diagrama de f vs. Re, d frecuentemente se rei?mplaza por
eld como un parámetro. El factor de fricción de Fanning no debe ser confundido con el factor
de fricción Darcy el cual es cuatro veces mayor.
Para fluido laminar Re < 2000
Para fluido turbulento Re > 4000
d: diámetro interno de la tubería, plg
E: rugosidad absoluta, plg
Rugosidad Relativa
Es la relación entre la rugosidad absoluta E de la pared de la tubería y el diámetro interno
d, en unidades consistentes. E está asociado al material de la tubería.
Longitud Equivalente (de una válvula o accesorio)
Es la longitud de tubería recta que daría la misma caída de presión que una \fálvula o un
accesorio del mismo diámetro nominal bajo las mismas condiciones.
Coeficiente de Resistencia K
Es un coeficiente empírico en la ecuación de pérdida por fricción para válvulas y
accesorios. Este expresa el número de cabezales de velocidad que se pierden por fricción.
El coeficiente es normalmente una función del diámetro nominal.
2.7.2. Flujo en fase gaseosa
A continuación se presentan correlaciones típicas para cálculos hidráulicos en fase
gaseosa, las cuales relaciones las variables de diseño para dichos cálculos
Ecuación de Weymouth
Esta ecuación se aplica para tramos cortos de tuberías y sistemas de distribución de
gas, tiene la siguiente forma:
Ecuación de Panhandle A
Esta ecuación es empleada para gases a través de tuberías lisas. Esta ecurición llega a
ser menos precisa con el incremento del flujo.
Ecuación de Panhandle B
Ecuaciones de flujo para gases a baja presión
Sistemas de distribución de gases normalmente involucran operaciones c o i presiones
por debajo de 100 psia e inclusive presiones bajo condiciones de vacío. En estos casos se
han desarrollados ecuaciones particulares las cuales se ajustan mejor al comportamiento de
estos sistemas en comparación con las ecuaciones de Weymouth o Panhandle.
La ecuación de Oliphant se aplica para flujos desde condiciones de vacío has:a presiones
de 100 psia.
La ecuación de Spitzglass es empleada para sistemas de gases por debajo de 1 psig a 60°F
r 1~
Donde para las ecuaciones (1 38) a la (142)
Q : Flujo de gas, SCFD
Tb: Temperatura base, 520 "R
Pb : Presión base, 14.7 lpca
Pl,P2: psia
S: Gravedad especifica del gas
L: Longitud de la tubería, millas
Tm: Temperatura promedio, "R
Zm: Factor de Compresibilidad del gas
E: Factor de Eficiencia de la tubería.
d: Diámetro interno de la tubería, plg
Si se requiere calcular la presión para estimar alguna propiedad del gas en el tranio de
tubería, la siguiente ecuación puede ser utilizada:
2.7.3. Casos típicos en cálculos hidráulicos
Los casos de diseño y evaluación comúnmente encontrados en la icdustria de
hidrocarburos específicamente para el área de ingeniería de procesos son:
Cálculo de la capacidad (Flujo) de una tubería
Cálculo de la caída de presión en una tubería
Cálculo de la presión aguas arriba ó aguas abajo en una tubería
Cálculo del diámetro de una tubería
En cada uno de estos casos las demás condiciones de proceso son conoci,das y cada
uno de ellos aplica tanto para el fluido en fase líquida como para la fase de vapor.
2.8. Principios de funcionamiento de bombas centrífugas
Las bombas centrífugas son las más comúnmente utilizadas en la industria de los
hidrocarburos. En este tipo de bombas, la presión se genera con la conversión del cabezal
de velocidad en cabezal estático, mediante el movimiento rotativo de uno o más impulsores
que comunican energía al fluido. Una bomba que opere a una velocidad fija (normalmente
entre 3000 y 3600 rpm a 60150 Hz) desarrollará el mismo cabezal en pie de fluido
bombeado, independiente de su densidad. La presión de descarga correspandiente al
cabezal desarrollado, sí depende de la densidad del fluido bombeado. Esta dependencia
esta dada por la siguiente ecuación:
cabezal (pies) p.vi = .S
2.3 1
Donde:
S: gravedad específica
2.8.1. Velocidad Específica de Succión
Es un índice, que se utiliza para clasificar, en líneas generales el tipo de mpeler, las
características típicas de las bombas centrífugas, y el rango de eficiencia que :;e consigue
con este tipo de bombas. Este parámetro es independiente del tamaño de la bomba y esta
dado por la siguiente ecuación:
S,,: Velocidad específica de succión en RPM
N: velocidad de rotación RPM
gpm: fluido bombeado en el punto de máxima eficiencia
NPSHR: NPSH requerido en pies de fluido bombeado
La velocidad específica de succión debe ser calculada para el máximo diámetro de
impeler para el cual la bomba fue diseñada.
2.8.2. Cabezal neto de succión positivo requerido (NPSHR)
El NPSH "requeridon se refiere al NPSH que se requiere en la brida de entrada de la
bomba, o en la línea central del impulsor, para una operación satisfactoria a las condiciones
nominales especificadas. Este representa el cabezal necesario para que el líquido fluya sin
vaporizarse desde la entrada de la bomba a un punto en el ojo del impulsor donde los
álabes comienzan a impartir energía al Iíquido. Es una función del diseño del impulsor, el
cuerpo de la bomba y la velocidad empleada. Los requerimientos de NPSH pueden ser
estimados reordenando la ecuación (145) y resolviendo para el NPSHR:
Nivel del Tambor de Succión
El nivel de Iíquido en el recipiente de succión que se utiliza para cálculos de NPSH debe
ser el nivel mínimo operable. Para recipientes verticales con cabezales convexos, se asume
normalmente que está en la línea tangente del fondo del recipiente.
2.8.3. Cabezal Neto de Succión Positiva Disponible (NPSHD)
NPSHD es el termino comúnmente usado para designar al Cabezal Neto de Succión
Positivo disponible, y se define como el margen entre la presión actual al nivel de referencia
de la bomba y la presión de vapor a la temperatura de bombeo del Iíquido, convertido a
cabezal del Iíquido bombeado. El NPSHD resulta de las condiciones existentes i?n la fuente
de donde proviene el Iíquido y de los cambios de presión y temperatura a lo largo de la Iínea
de succión. El cálculo de NPSHD requiere la determinación de la presión dt? vapor del
Iíquido a la temperatura de bombeo, y una cuidadosa estimación de la presión de succión.
NPSH, = h, - h , +hcv -hfi -ha
Donde:
h,: cabezal absoluto de presión en pies de fluido en la superficie del líquido del tanque ae
succión
h,,: presión de vapor del fluido en pies de liquido
h,,: diferencia de cabezal estático en pies entre el nivel del Iíquido y la referencia establecida
para el liquido
datum: referencia, en algunos casos puede ser negativa .
hfs: pérdidas por fricción en la Iínea de succión de la bomba en pies de fluido
ha: cabezal de aceleración para bombas reciprocantes solamente. Aporte debido a las
pérdidas por fricción debido a las pulsaciones del fluido
2.8.4. Requerimientos de cabezal para un servicio
Son los requerimientos de presión diferencial total entre las presiones nciminales de
succión y descarga, convertidos a una altura equivalente de Iíquido bomtieado, a la
densidad absoluta que corresponde a la temperatura de bombeo nominal.
2.8.5. Cálculo de la Presión Normal de Succión
El cálculo de la presión normal de succión se realiza empleando las o~rrelaciones
adecuadas para flujo en fase líquida. Cuando se requieren filtros permanentes eri la succión,
debe ser considerada una caída de presión de 1 psi para el filtro. Para servicios donde las
líneas de succión son muy largas, o si el margen de NPSH disponible pcr sobre los
requerimientos de NPSH de la bomba son pequeños, es recomendable un estimado mas
riguroso de la caída de presión en la tubería de succión. Los estimados dc? longitudes
equivalentes deberían basarse en el diagrama de planta real y en una aproxiniación de la
ruta real de la Iínea.
2.8.6. Presión Máxima de Succión
Este valor se obtiene sumando la presión de ajuste de la válvula de seguridad del
recipiente desde el cual succiona la bomba (si existe alguna) más el máxiino cabezal
estático de Iíquido en la succión. Al calcular el cabezal estático, se debe utilizar i?I "alto nivel
de líquidon de diseño para el recipiente. La caída de presión por fricción en la línea de
succión no se considera en este cálculo debido a que se asume que la condición de máxima
succión ocurre cuando el flujo a través de la bomba es cero, con la válvula en la descarga
cerrada.
2.8.7. Presión de descarga
La presión de descarga en un sistema de bombeo, es el resultado de la suma de los
requerimientos de presión de tres tipos diferentes:
1. Estático, independiente del caudal de flujo
Presión de operación en el punto donde se controla la presión (nomialmente un
recipiente) a la cual la bomba está descargando su flujo, o presión atmosférica en el
caso de tanques de almacenamiento atmosférico.
La diferencia de elevación entre el nivel de referencia de la bomba 11 el nivel de
Iíquido del recipiente de descarga (mAximo) que suma el cabezal estático a los
requerimientos de cabezal de descarga. Se debe considerar la máxirna altura de
Iíquido en el recipiente de descarga para obtener el máximo cabezal de elevación
requerido.
2. Cinética, dependiente del caudal de flujo
La caída de presión a través de equipos de procesos en el circuito de descarga tales
como intercambiadores de calor, reactores, filtros, hornos, etc.
Boquillas de inyección, algunas veces con caídas de presióri altas para atomización,
y algunas veces expuestas a ensuciamiento.
Orificios para medición de flujo.
Resistencia en sistemas de tuberías, incluyendo codos, conexiones en T, bridas,
válvulas de compuerta y de retención.
3. Variable, modulada de acuerdo a los requerimientos de control del proceso
Válvula de control
2.8.8. Presión de Descarga Máxima
Esta presión se utiliza para determinar la presión de diseño y es la suma de la presión de
succión máxima y la presión diferencial máxima. La máxima presión diferencial para las
bombas centrífugas normalmente ocurren a flujo cero (Shut Off) y se asume que es 120%
del diferencial nominal basado en la máxima densidad absoluta prevista para el fluido. Si se
encuentra que el diferencial máximo es mayor de 120% del diferencial nomiiial para la
bomba seleccionada, entonces las presiones máximas de descarga y de diseño deberían
ser incrementadas de acuerdo a este caso.
2.8.9. Características de los Requerimientos de Presión del Sistema
Cuando se diseña un nuevo servicio de bombeo o se estudia el comportamiento de un
servicio existente, una ayuda importante para comprender los requerimientos de! control de
flujo es el de describir en forma gráfica la relación entre la curva característica de los
requerimientos de presión del sistema y la curva característica de funcionamiento de la
bomba.
En el caso de nuevos diseños, la curva de la bomba centrífuga se puede estimar
utilizando el punto de capacidad - cabezal nominal. Los requerimientos de presión del
sistema pueden graficarse con los valores de presiones de descarga calculados para flujo
nominal, flujo cero y algunos flujos adicionales tales como 0.5, 0.8, 1.2 y 1.5 del valor
nominal.
Este gráfico puede usarse para mostrar como una velocidad de motor dc? la bomba
variable podría utilizarse para control, cuanto cabezal se consume a través de la válvula de
control que sucede con la válvula de control cuando está completamente abk?rta, cuanto
incremento en el flujo se podría lograr al operar una segunda bomba idéntica en paralelo.
2.8.10. La Potencia al freno nominal
Es la potencia requerida por la bomba a las condiciones de operación nominales
especificadas, incluyendo capacidad, presiones, temperatura, densidad absoluta y
viscosidad (segun API 61 0). Se utiliza la siguientes ecuaciones:
Q.H.S Pofencia Hidraulica = ---
3960
Potencia Hidrauliza PF =
íI
Donde:
PF = Potencia al freno, hp
H = Cabezal de presión desarrollado por la bomba, pies
q = Eficiencia global, incluyendo pérdidas hidráulicas y mecánicas
Q = Caudal de flujo volumétrico a condición de operación gpm
2.8.1 l. Eficiencia
La eficiencia global de la bomba incluye dos categorías de pérdida, Iiidráulica y
mecánica. Las pérdidas mecánicas son causadas por la fricción en los cojinetes y en el sello
del eje y son muy pequeñas con respecto a las pérdidas hidráulicas. Las pérdidas
hidráulicas son causadas por turbulencia, fricción del revestimiento y del disco, y
deslizamiento o fugas internas desde la zona de descarga de la bomba hacia la zona de
succión.
2.9. Sistemas de alivio de presión
2.9.1. Conceptos básicos de seguridad en sistemas de alivio
Se presentan una serie de conceptos básicos necesarios para el diseño y e\lValuación de
sistema de seguridad y alivios de presión.
Emergencia: interrupción de las operaciones normales en la cual el personal, Ic~s equipos y
el ambiente están en peligro.
Contingencia: evento anormal que causa una condición de emergencia.
Continqencia doble: Ocurrencia simultánea de dos o más contingencias sencillas que no
están relacionadas entre si.
Dispositivo de alivio de presión: un dispositivo de alivio de presión funciona por la presión
estática interna y está diseñado para abrir durante una situación anormal o emergencia, de
manera tal de prevenir un aumento excesivo de la presión de fluido interno, pcr encima de
un valor específico. El dispositivo también puede estar diseñado para preveiir un vacío
excesivo. Entre estos dispositivos se encuentran las válvulas de alivio de presión, los
dispositivos de alivio de presión no recerrables y las válvulas de alivio de vacío.
Máxima presión de operación: máxima presión esperada durante la operación de un
sistema.
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.
Máxima presión de trabaio permisible (Maximun Allowable Workin~ Pressure - 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 prc~siones. Es
la base para fijar la presión de un dispositivo de alivio de presión.
Presión de ajuste (Set Pressure): presión manométrica a la cual es ajustada una válvula de
alivio de presión para abrir bajo condiciones de servicio.
Sobrepresión (Overpressure): aumento de presión por encima de la presión de ajuste del
dispositivo de alivio de presión y se expresa en unidades de presión o como pclrcentaje de
presión. La sobrepresión coincide con la acumulación cuando el dispositivo cle alivio de
presión esta ajustado a la MAWP del recipiente.
Condiciones de Alivio. Presión y Temperatura de Alivio: es la Presión y Temperatura a la
entrada del dispositivo de alivio a una sobrepresión especificada. La presión de alivio es
igual al set pressure de la válvula (ó la presión de ruptura) mss la sobrepresión. La
temperatura de alivio puede ser mayor o menor que la temperatura de operación.
Contrapresión (Backpressure): presión existente en el cabezal de descarga al c al alivia un
dispositivo de alivio de presión. Es la suma de las contrapresiones super-impuesta
(superimposted) y acumulada (Build-up).
Contrapresión acumulada (Build-up): incremento en la presión en el cabezal de descarga, la
cual se genera (desarrolla) después que el dispositivo de alivio de presión abre. 13s resultado
del flujo a través de la tubería de descarga de la válvula de alivio. Se le conoce también
como contrapresión desarrollada.
Contrapresión su~erimpuesta (superimposted): presión estática existente a la salida de un
dispositivo de alivio de presión al momento de su abertura. Esta contrapresión proviene de
otras fuentes y puede ser constante o variable.
Sistema de alivio de presión: 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 ubicados 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.
Válvula de alivio (PR): válvula de alivio de presión con resorte que fiinciona por la presión
estática aguas arriba de la válvula. Normalmente, se abre en proporción al alimento de
presión por encima de la presión de apertura. Se utiliza principalmente con fluidos
incompresibles.
Válvula convencional de alivio de presión: válvula de alivio de presión con resorte, cuyas
características de funcionamiento dependen directamente de los cambios de la
contrapresión en la válvula. En la figura 26 se muestran las partes de una válvula de alivio
de presión tipo convencional
. . .. .
': I >
t -:I i:..iI:i
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Figura 26. Partes de una válvula de alivio de presión tipo convencional
Válvula balanceada de alivio de presión: válvula de alivio de presión con resorte que
incorpora elementos para minimizar el efecto de la contrapresión en las características de
funcionamiento. En la figura 27 se muestran las partes de una válviila de alivio de presión
tipo balanceada
6 2 a:v:,:5 Va ve Cross Serti1311
Figura 27. Partes de una válvula de alivio de presión tipo balanceada
Válvula operada por piloto de alivio de presión: válvula de alivio cle presión t?n la que la
válvula principal está combinada con y controlada por una válvula de alivio de presión
auxiliar. En la figura 28 se muestran las partes de una válvula de alivio de presión operada
por piloto
.. . * ,-t- zzp-
Figura 28. Partes de una válvula de alivio de presión operada por piloto
Válvula con resorte de alivio de presión: dispositivo de alivio de presión diseñado para cerrar
automáticamente y prevenir la salida adicional de fluido.
Válvula de alivio de seguridad: válvula de alivio de presión con resorte que puede ser
utilizada como válvula de seguridad o como válvula de alivio, dependiendo de su aplicación.
Válvula de sequridad: válvula de alivio de presión con resorte, que funciona por la presión
estática aguas arriba de la válvula, y se caracteriza por abrir rápidamente. Norrrialmente se
utiliza con fluidos comprensibles.
MIvula de alivio de vacío: dispositivo de alivio de vacío diseñado para admitir ur fluido para
prevenir un excesivo vacío interno; estos dispositivos están diseñados para cerrE r y prevenir
la salida de fluidos después que la condición normal ha sido restablecida.
2.9.2. Resumen de los procedimientos para el alivio de presión
A continuación se resumen los pasos esenciales en el diseño para la protección de
sistemas contra la sobre presión
Consideración de contingencias
Se consideran todas las contingencias que puedan resultar en sobrepresión sobre los
equipos, incluyendo la exposición de los equipos a un incendio externo, falla de los servicios
auxiliares, fallas y mal funcionamiento de los equipos, condiciones de proceso í~norrnales,
expansión térmica, arranque, parada y errores operacionales. Para cada contirlgencia se
evalúa la sobrepresión resultante y se establecen las necesidades o bien 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).
Se toma como guía la norma API 521 RP, en donde se analizan las principales causas de
sobrepresión de un sistema. La sobrepresión es el resultado de un desbalance de los flujos
normales de materia o energía, que causan que la materia, la energía, o ambos, se
acumulen en alguna parte del sistema. El análisis de las causas y magnitiides de la
sobrepresión involucra por lo tanto un estudio complejo de los balances de materia y energía
en un sistema del proceso. En la norma se trata de cubrir el mayor iiúmero de
circunstancias para determinar las cargas de alivio. Este análisis se clebe realiza- para cada
sistema en particular.
En resumen las causas de sobrepresión consideradas para el diseño (GPSA (3))
Bloqueo de descarga.
Exposición al Fuego.
Ruptura de tubos en lntercambiadores de calor (Relación de presión mayor de 1.5)
Falla de válvula de control.
Expansión térmica.
Falla de servicios (Agua de enfriamiento, falla eléctrica, aire de instrumentos).
Adicionalmente se presentan las causas de sobrepresión listadas en la API R13 521
Bloqueo de salida de recipientes.
Apertura inadvertida de válvulas.
Mal funcionamiento de válvulas Check.
Falla de servicios. Eléctrica, agua de enfriamiento, aire cle instrumento, vapor,
combustible, gas inerte.
Falla parcial.
Falla mecánica o eléctrica.
Pérdida de Ventiladores.
Pérdida de calor en sistemas de enfriamiento.
Pérdida de aire de instrumento ó energía eléctrica.
Falla de reflujo.
Flujo anormal de calor de entrada a un re-hervidor.
Falla de tubo en un intercambiador.
Variaciones trascendentes de presión. (Water hammer, steam hammer).
Fuego en plantas.
Cambios de Proceso, reacciones químicas.
Selección del dispositivo de alivio de presión
Para cada componente del equipo que podría estar sujeto a sobrepresión se hace una
selección del tipo adecuado entre la gran variedad de válvulas de alivio de presión y otros
dispositivos disponibles. La instrumentación, las válvulas de retención y otros clispositivos
similares, no son generalmente aceptables como medio de protección contra la
sobrepresión.
Especificación para válvulas de alivio de presión
Se aplican procedimientos de cálculo normalizados para determinar el taniaño de la
válvula de alivio de presión requerida para el flujo máximo de alivio, así como también la
información adicional necesaria para especificar la válvula. Se emolea una tc!bla de los
tamaños estándar de válvulas de alivio (Ver Figura 29)
Figura 29. Designación tamaños estándar de válvulas de alivio
Ecuaciones para dirnensionarniento de válvula de alivio
Fase líquida
Kd: coeficiente de descarga.
Ku: factor de corrección por viscosidad de líquidos
Kw: factor de corrección por efecto de la contrapresión.
P1: PR presi6n en la brida de entrada de la válvula a condiciones de alivio, psia
P2: contrapresión total, psia
Fase de Vapor
Para la fase de vapor, es importante definir el concepto de flujo crítico y flujo subcrítico. El
flujo crítico (sónico o flujo limitante) para una presión aguas arriba fija, el flujo má:;ico de gas
aumentará a medida que la presión aguas abajo se reduce, de acuerdo con las ixuaciones
anteriores, hasta que la presión aguas abajo haya alcanzado un punto donde la caída de
presión es igual al valor conocido como caída de presión crítica. Esta condición o~rresponde
a la velocidad máxima posible, la cual para el caso de gases esta máxima velocidad es igual
a la velocidad del sonido a las condiciones locales. Este límite de velocidad frecuentemente
se encuentra en una restricción o a la salida de una tubería entrando a un área de sección
transversal grande. Una reducción posterior de la presión corriente abajo de la restricción o
en el área expandida no afectará la cantidad de flujo, y la presión en esta restricción o a la
salida de este punto permanecerá igual al valor determinado por la caída de presión crítica.
La velocidad crítica se calcula mediante:
Vc: velocidad de Flujo crítico, piels
Px: Presion en la restricción a flujo critico, psia
px: densidad a P y T a las condiciones de flujo crítico
La caída de presión que corresponde a "la caída de presión crítica" es:
Donde
Pl : es la presión absoluta aguas arriba.
Px: se calcula mediante:
Se pueden presentar dos casos:
1. Si la P2 es menor que Px entonces el máximo flujo obtenido es el "flujo crítico" y será una
función de P, y Px, el flujo critico no se vera afectado por P2.
2. Si la P2 es mayor que Px entonces el flujo será subcrítico y será una función de P, y P2.
Dimensionarniento para Fluio Sub critico v Critico Convencional o Balanceada
W: flujo másico Lblhr
Kd: coeficiente de descarga del orificio.
Kb: factor de corrección para la contrapresión total. Depende del tipo de vilvula y las
características del flujo.
Para flujo crítico, en válvulas convencionales u operadas por piloto Kb = 1
Para flujo sub-crítico, válvulas convencionales u operadas por piloto Kb se estima
mediante la ecuación (155)
Para el caso de las válvulas tipo balanceada es recomendable emplear las constantes
suministradas por el fabricante
Diseño de la instalación para una válvula de alivio de oresión
Finalmente se diseña en detalle la instalación para la válvula de alivio (de presión
incluyendo su ubicación, el dimensionamiento de la tubería de entrada y salida, el conjunto
de válvulas adicionales y drenaje, selección de la descarga a un sistema abierto 13 cerrado y
diseño de un sistema de descarga cerrado a un mechurrio u otra locación.
Para el caso de la hidráulica entrada-salida de la válvula de alivio, a continuación se
presentan algunos criierios de diseño:
Dimensionamiento Tubería de Entrada:
La tubería de entrada, entre el equipo protegido y la conexión de entrada de la válvula de
alivio de presión, debería ser diseñada de manera tal que la caída de presijn total no
exceda 3% de la presión de ajuste de la válvula, con un flujo de diseño correspondiente al
flujo máximo a través del orificio de la válvula seleccionada. Esto es para evitar el fenómeno
denominado "Chatteringn. (Ciclo repetitivo de abrir y cerrar).
La válvula de alivio responde a la presión a su entrada, si la presión disminuyi? durante el
flujo por debajo de la presión de re-set, la válvula cerrará, sin embargo tan proiito como el
flujo se detenga, la caída de presión en la tubería de entrada disminuye a cero y la presión
en la entrada de la válvula aumenta hasta la presión del tanque nuevamente. S,¡ la presión
del tanque permanece igual o mayor que la presión de ajuste de la válvula, la viilvula abrirá
y cerrara nuevamente.
Esto también puede ocurrir si se sobredimensiona la válvula, en cuyo caso el dispositivo
alivia rápidamente la suficiente cantidad de fluido para permitir el descenso morrientáneo de
presión del recipiente por debajo de la presión de ajuste para luego incrementarse de nuevo.
El "Chatering" reduce la capacidad de la válvula y destruye el asiento de la mismi3.
El diámetro nominal de la tubería de entrada debe ser igual o mayor que el diámetro
nominal de la conexión de entrada de válvula de alivio de presión. Cuando válvulas de
seguridad múltiples se unen con un múltiple por la entrada, el área de la seccióri transversal
de la tubería que conforma el múltiple, debe ser igual o mayor que la suma (le todas las
áreas (de sección transversal) de entrada de las válvulas abiertas al inúltiple.
Dimencionamiento Tubería de Saliaa:
Para la línea de salida, se permite una contrapresión máxima de 10% de la presión de
ajuste para las válvulas convencionales y de hasta un 50 % para válvulas del tipo
balanceadas. Para el flujo de diseño se debe considerar el máximo a través del orificio de la
válvula seleccionada.
Resumen y documentación de las contingencias
La especificación de diseño del sistema de alivio, debe incluir una Eabulación de todas las
contingencias consideradas, así como también sus requerimientos de alivio. Se debe
asegurar que han sido consideradas todas las contingencias y también para escoger la
contingencia que determina el diseño del sistema colector. Esta tabla resumen comúnmente
es conocida como resumen de cargas de alivio.
CAPITULO III
PRESENTACION DEL PROGRAMA
CAPITULO III
PRESENTACION DEL PROGRAMA
En este capítulo se presenta el programa SIPGLUZ, de sus siglas: Simulador- Procesos
de Gas La Universidad del Zulia, el cual fue desarrollado en el código de progrt?mación de
Visual Basic 6.0 con el empleo de Microsoft Access para el manejo de las bases de datos y
de Seagate Cristal Report para la elaboración de los reportes de resultados.
SIPGLUZ esta conformado por 6 módulos, los cuales son los siguientes:
Módulo l. Dimensionamiento Planta Compresión
Modulo II. Propiedades Termodinámicas
Módulo III. Separadores Bifásicos
Módulo IV. lntercambiadores
Módulo V. Compresores
Módulo VI. Facilidades de Superficie
A continuación se describen cada una de las ventanas del programa y las opciones que
tiene disponible el usuario para su utilización.
3.1. Menú Principal:
En el menú principal, como se muestra en la Figura 30, se presentan los botones
correspondientes a los 6 módulos del programa:
l. Dimensionamiento Planta Compresión
II. Propiedades Termodinámicas
I I l. Separadores
IV. lntercambiadores
V. Compresores
VI. Facilidades de superficie
Figura 30. Modulo I - Ventana de menú principal SIPGLUZ
3.2. Modulo I - Dimensionamiento de planta compresión
Este módulo tiene como finalidad estimar el dimensionamiento preliminar de los equipos
presentes en una planta de compresión de gas, empleando para ello un mínimo de datos.
En la Figura 31 se muestra la ventana principal de este módulo.
Figura 31. Modulo I - Dimensionamiento planta de compresión
Los datos requeridos en esta ventana son los siguientes:
Flujo de gas en condiciones estándar
Presión de entrada
Temperatura del gas
Presión de salida en el sistema de compresión
Composición del gas de entrada
Para este caso al presionar el botón "Introducir composición" se muestra a ventana
"Composicional" (Figura 32). En la ventana composicional es necesario introducir cada uno
de los componentes presentes en la mezcla del gas de alimentación a la planta.
1 Etano
rrNonano n-Decano Sulfuro de Hidrogeno Dioxido de Carbono Y
r Presenta C7+ l I
Figura 32. Modulo I - Ventana composicional
La siguiente pantalla, que se muestra en la Figura 33, el usuario debe iiitroducir el
porcentaje molar de cada uno de los componentes.
Introducida la composición, el programa regresa a la ventana inicial del módulo :Figura 31).
En el siguiente paso se muestra la ventana "Cálculo global" donde se deben establecer
algunos criterios de diseño generales necesarios para hacer las ectirnaciones y los cálculos
en la planta de compresión. Los parámetros de diseño así como los valores poi- defecto se
muestran en la Figura 34. En esta ventana, el usuario tiene la posibilidad de modificar de
acuerdo a su criterio de ingeniería los valores por defecto indicados.
Ingrese b mrnpmi&n de h mezcla
Componente %molar Ver propiedades 1
Prqmno siguiente 1 i-Butano
n-Butano 15 15
Sumatoria 1-
Figura 33. Modulo I - Ventana composición
Par~mwtios de Disww
!;eparadores
F a d ~ de Velocidad Ciiica m- Porcentaie deV$ocidad (%]
Relacion LID r Ccmpsorw
Eficiencia Isentropica 1%) m Temperatura Max. Descaga [F) 1 300
. .
lntercambiadores -
Cp del Gas (0 tILIF-ib] 10.45 Coeficiente G lobd (B tu/hr.F.pie2) 160 Temperatura Enirada Agua (F] 85 Temperatura Sali&Agua (F]
Temperatura Arnbiie [F] Ux pwa F i Fan (Btuh.F.pie2) 1-
Establecer Parametros poc Defecto
.. . ~
Figiira 34. Modulo I -Ventana criterios de diseño
Al presionar el botón resultados, se presenta la ventana de resultados de la Figiira 35.
Evaluacion Global para una Planta de Compresion de Gas
Propiedad
Previon de Entrada [psig] Presión de Salida ípsig ] Flujo de Gas de Entrada (MMSCFD] Relacion de Compresion Numero de Etapas Relacion de Compresion por Etapa ETAPA NUMERO 1 Presión de Succión [psig] Presión de Descarga (psig] Temperatura de Descarga ('F] Diametro del Separador (pies] Longitud del Separador [pies] Cabezal lsentropico del Compresor (Ibf-pie/lb) Potencia del Compresor [hp] Calor Requerido [MMBTU/h] Area de Transferencia para Tubo/Carcaza (pie21 Area de Transferencia para Fin Fan Coolers (pie21 ETAPA NUMERO 2 Presión de Succión [psig) Presión de Descarga (psig] Temperatura de Descarga ('F] Diametro del Separador [pies] Longitud del Separador (pies] Cabezal lsentropico del Compresor (lbf-pie/lb] Potencia del Compresor (hp] Calor Requerido [MMBTU/h] Area de Transferencia para TuboICarcaza [pie21 Area de Transferencia para Fm Fan Coolers (pie21 ETAPA NUMERO 3 Presión de Succión (psig] Presión de Descarga [psig] Temperatura de Descarga ['F] Diametro del Separador [pies) Longitud del Separador [pies)
1 Cabezal lsentropico del Compresor (Ibf-pie/lb] 1 Potencia del Compresor [hp] 1 Calor Requerido (MMBTU/h] 1 Area de Transferencia para TuboICarcaza (pie21 1 Area de Transferencia para Fin Fan Coolers (pie21
J Valor 100
Salir 1 Cerrar 1 Ver Reporte ... 1
Figura 35. Modulo I -Ventana de resultados
3.3. Modulo II - Propiedades termodinámicas
Este módulo tiene como finalidad estimar las propiedades físicas, termodinárriicas y de
transporte de una corriente de proceso.
En la Figura 36 se muestra la ventana principal de este módulo. El usuario selecciona en
este caso, alguna de las tres opciones para la estimación de las propiedades dependiendo
de la información de la cual disponga:
Composicional: se conoce la composición de la mezcla ó el componente en el caso de
ser puro
Gases: se conoce la gravedad específica de un gas
Líquidos: se conoce la gravedad especifica y el peso molecular de un liquido
1 Sebcrione el i i i de fivcia de su interer: 1 i; C o m p o w
í' Gases
(- Lidos
Figura 36. Modulo II -Ventana Principal de Propiedades Físicas y Termodinámici~s
3.3.1. Composicional
Se presenta la ventana de la Figura 37, donde el usuario selecciona los componentes
presentes en la base de datos de SIPGLUZ. Si la mezcla contiene fracciones pesadas C7+,
se selecciona esta opción y se ingresan los datos adicionales necesarios.
Si se requieren las propiedades de un componente puro, se debe seli?ccionar el
componente deseado de la lista. Al presionar el botón siguiente se presenta la ventana de la
Figura 38. En esta ventana se deben establecer los siguientes parámetros
Tipo de cálculo a realizar: propiedades a P y T, temperatura de saturación a iina P dada,
y presión de saturación a una T dada.
Método de estimación de la Presión de Vapor: Puede ser empleado para estimar la
presión de vapor de la especie, las ecuaciones de Antoine ó Riedel
Método Termodinámico: Como método termodinámico puede ser empleado correlaciones
generalizadas de Lee - Kesler ó EDE como PR y SRW
I Componentes
I-Pentano n-Pentano A r e >> 1 1 Pr@P"O
1 n-Hexano : Suluro de Hidrogeno ' Daxido de Carbono
<< Remover 1 1 Nitrogeno Agua 1 - 9 Presenia C7+ Establecer Propiedades
Ideal
f- Ecuacion de
Introduzca el Feso Molecular y la Gravedad Especifica ck la Fraccion Pesada
Propiedades del C7+
Peso Molecular l'-m- Aceptar 1 Gravedad Especifica ~anielar 1
I_ -,
Figura 37. Modulo II - Selección de Componentes e Introducción propiedades fracción
pesada C7+
Cornponente: Propano
Calculo de Propiedades a P y T.
r Calculo de Presion de Saturacion a T dada.
C Calculo de Temperatura de Satuacion a P dada.
Condiciones de Operacion G Ecuacion de Antoine Presion (psia]
í' Ecuacion de Riedel (API) Temperatura [F]
Metodo Termodinarnico
Seleccione la Ecuacion de Estado (; Ecuacion de Estado
Figura 38. Modulo II - Caso componente puro
Para mezclas multicomponentes se presenta la ventana de la Figura 39, donde el usuario
debe introducir el porcentaje molar de cada componente. En esta ventana al presionar el
botón "Ver propiedades" se visualiza en forma tabulada las propiedades de cada
componente en la composición actual, que se encuentran en la base de datos de SIPGLUZ,
como :;e muestra en la Figura 40.
La ventana de resultados del caso de composición de multicomponentes y para el caso
de componente puro se muestra en las Figuras 41 y 42 respectivamente
Etarm n-Octano n-Nonano n-D ecano n-Butano Sulluro de Hidrogeno Dioxido de Carbono Nitrogeno
W (- Presenta ~ 7 + I I
Metcdo Termodimmico Ecuack para Presion de Vapm
1 Ecuacion de Antofiie 3 Sdecrone b Ecuacion de Estado
1 -1 Alras 1 Siguiente 1
E 1 Figura 39. Modulo II - Introducción composición mezcla multic omponentes
1 PesoMobada 1 PresionGilica 1 TemperduraGitica 1 ~ a c t a ~ c e m - 1 16.043 667 -1 16.66 0.01C8 O. 1988
Etano 30.07 707.8 90.07 0.0972 0.3783
Figura 40. Modulo II - Propiedades componentes seleccionados
Condiciones de Operacion
Presion [psia] m ,. . - ... .. . - . . . . .. . .. . . . ... . . . . . . .. .. .
Temperatura [F] 1 7 Atras 1 VerReporte 1
- Propiedad Mezcla Vapor 1 Liquido -- Temperatura ['F] 200 200 Presión [psia] 600 600 Fracción de Vapor [Fase) 1 1 F1eso Molecular [Ib/lbmol] 20.674 20.674 Presión Crítica [psia] 659.292 659.292 Temperatura Crítica ('R] 392.863 392.863 Factor de Compresibilidad e] O. 931 1 0.931 1 [)ensidad [Ib/pi@] 1.882 1.882 Viscosidad [cP) 0.01 2471 0.01 2471 'Tensión Superficial [dinas/crn] S---- -.---
13onductividad Térmica [Btu/[hr-pie 'R)] 0.0659 0.0659 Capacidad Térmica @ P cte (Cp] [Btu/[lbm-'F)) 0.5887 0.5887 Capacidad Térmica @ P cte (Cp] [Btu/[lbmol-'F]) 12.17 12.17 Capacidad Térmica @ V cte (Cv) [Btu/[lbm-*F]I 0.4571 O. 4571 Capacidad Térmica @ V cte [Cv) [B tu/[lbmol-'F]) 9.45 9.45 k [Cp/Cv] 1.288 1.288 Entalpía [Btu/lbm] 273.44 273.44 Entropía [Btu/lbm 'F]) 2.7903 2.7903 Entalpía [Btu/lbmol) 5652.99 5652.99 Entropia [B tu/lbmol 'F]) 57.6868 57.6868 COMPOSICION Metano 0.841 3 0.841 3 E tano 0.071 8 0.071 8 Propano O. 021 5 0.021 5 ¡-Butano 0.0308 0.0308 n-Butano 0.01 54 O. 01 54 i-Pentano 0.0069 0.0065 n-Pentano 0.01 23 0.01 23
Figura 41. Modulo II - Condiciones y resultados mezclas
Propiedad Liquido -1 o
Presion (psia) 600 Fraccion de Vapor (Fase] O Peso Molecular (IbAbmol) 44.097 Presion Critica [psia) 61 5 Temperatura Critica r R ] 665.59 Factor de Compresibilidad e ] 0.1 457 Densidad íjb/pie'] 0.0068 Viscosidad [cP) O. 1 6684 Tension Superficial [dinaslcm] O Conductividad Teimica @tu/[hi-pie 'R)) 0.0968 Capacidad Termica (Cp] (E tu/[lbm-"F]) 0.567697 Capacidad Termica (Cv] [Btu/(lbm-'F)) k (CpLvl Entalpia [Btu/lbm) -64.61 Entropia (Btu/lbm 'F)) 1.3981
Figura 42. Modulo II - Resultados para componente puro
;
3.3.2. Gases:
Salir 1 Cenar 1 VerReporte . . . /
Para el caso de gases se presenta la ventana principal en la Figura 43, para la cual los
datos requeridos en SIPGLUZ son:
!
1 ! i
Gravedad especifica del gas
C~ntenido de contaminantes como son: Sulfuro de Hidrógeno, Dióxido de Carbono y
Nitrógeno.
I 'ropiedak del Gas
Gravedad Espedca
Contarrinantes
Sduro de Hidrogem 1 [(ppm,vl
Diox'& de Cabom m d a r )
Nitrogem 1 (% d a r )
A s.I-. j -
Figura 43. Modulo II - Ventana Principal de Propiedades para opción gas
En la Figura 44, se presenta la ventana donde se establecen las condiciones de proceso
y los rriétodos de cálculo que SIPGLUZ empleará para estimar las propiedades incitadas en
el gas.
Iiidiqi e F're~ion y Temperatur<g a la que re ern:urnlrd el Fluido
Atrar 1 ," -
Seleccione los Metodos paa el Cdculo de bs Ropiedades
Metodos
Preson Critica - b-d T& (~isic and ~hodos 3 Temperatura Critica (standng v Capacidad T h I~ee-~esler (API) 3 F d n Z I ~ r d and Beggs A Entaipa [~ee- esl lec [API) 3 Factor Acentrcca v Entropia [~ee~esler (API] 3
Figura 44. Modulo II - Selección condiciones para la opción gas y métodos de cilculo
Al presionar "Calcular" se presentan los resultados como se muestra en la Figura 45
para la opción gas.
Propiedades Fisicas y Termodinamicas para una Corriente
de Gas
Propkkd Gas 60
Presión Crilica (psia) 649.2 Temperatura Crítica ('F) 41 9.94 Peso Molecubr [Ibiibmol] 26.06 Factor de Compresibilidad e) 0.8694 Factor Acéntrico 0.0023 Densidad Ilb/~iell 2.995
I viscosidad (CP] ' 0.M 11 Condmtividad Térmica [Btuflhr-pie- 'R)] 0.01 95 Capacidad Térmica (Cp] [E tu/llbm-'F]] 0.5394 Capacidad Térmica (Cv) (Btu/(lbm-'F]] 0.3974 Relación Cp/Cv 1.3573 Eriialpía (Btu/lbm] M4.86 Entropía [Blu/[lbrn- 'F)] 0.6862
( Si* 1 Cara 1 V a Rwte.. . 1 1 Figura 45. Modulo II - Resultados propiedades para la opción gas
3.3.3. Líquidos
Se presenta la ventana principal en la Figura 46, los datos requeridos para SIP(3LUZ son:
Gravedad especifica 6 "API y peso molecular del Iíquido.
Prol!ieclades del Fluido
[iravedad deiLqwdo 10.85 m f3eso Mdecdar (Ibm/lbrnd) m
Figura 46. Modulo II - Principal propiedades para opción Iíquido
En la Figura 47, se presenta la ventana donde se establecen las condiciones (le proceso
y los métodos de cálculo que SIPGLUZ empleará para estimar las propiedades inmdicadas en
el Iíquido
ndir!lie Presinn y Temperatura a la que ;e emuenlra el Fluitlo
Codicianes
Presion (psia) m Temperatua (F) m
Seleccione los Metodos para el Cdado de las Propiedades
Mrtodos
resi ion ~ i i ' k a IRiazi- D&e ~
. . ~ . . .
Ternperatua Critica I ~ i ~ g ~ ~ h ~ v
- - ~ ~ ~ ~~
Temp. de ~ b i l i h o n lRia;. Daibert ..J
Volumen Giiicn IR^^^. ~ h ~ t _I]
Vscosidad l~lzgerald~aizel(A 3 Cond Ter- j ~ p l El T ~ ~ s w - I S W ~ C ~ I 15aiboni and Evans 1]
Capdadad T ~ ~ a I ~ e ~ e h (AFI 1 3
Figura 47. Modulo II - Selección condiciones opción Iíquido y métodos de cálculo
Al presionar "Calculaf se presentan los resultados como se muestra en la Figura 48
Propiedades Fisicas y Termodinamicas para una Corriente
Liquida
Salir 1 Cerra 1 Ver Reporte ... 1
Figura 48. Modulo II - Resultados propiedades opción líquido
Propiedad
3.4. Modulo I I I - Separadores:
Liquido
La finalidad de este módulo es presentar las herramientas de diseño y evaluación de
SI13GLUZ aplicado a los separadores de procesos en posición horizontal y vertical. En la
Fisgura 49 se muestra la ventana principal del Modulo III. Separadores.
100 PrrsiSn [psia) 450 Presión Crítica (psk] 260.58 Temperatura Gítica (TI 1294.24 Ternperahrra de Ebullición ( T I 960.47 Volumen Gítico [pi@/lbmol] 0.0629 Factor Acéntrico 0.5399 Factor de Caracterización de Whatson 11.6076 Densidad Ub/pid) 52.0453 Viscosidad (cP] 2.6023 Conductividad Térmica (Btui(hr-pie- 'R]) 0.071 7 Tensión Superficid (dinas/cm] 20.89 Capacidad Térmica [Cp) (E tdlbrn-'F]) 0.47 E ntalp ía (B tu/lbrn) -261 .a383 Entropia [Btu/(lbm- T ] ] 0.7726
W 51eleccicme el caso de la evaluacion 6: su interes. I 11 i; Diseno de Separada Horizontal 1 i- Evduacion de Separador H o b n t a l Siguiente 1 r Diseno & Separador Verticd
C Evaluacion de Separada Verticd .. . :
Figura 49. Modulo III - Principal separadores bifásicos
El usuario selecciona en este caso, una de cuatro opciones disponibles en el programa
SIPGLUZ, las cuales implican el diseño y evaluación de separadores bifásicos horizontales y
verticales.
3.4.1. Diseño separador horizontal
Para el diseño de separadores horizontales se presenta la ventana principal en la Figura
50. requiriendo los siguientes datos:
Presión y temperatura
Flujo, densidad, viscosidad y tensión superficial del líquido
Flujo, densidad, viscosidad, peso molecular y factor de compresibilidad del irapor
Si se conoce la relación Gas-Liquido, se debe indicar en la casilla correspondiente.
Propiedades del L i Propedades dd Vapa
Fkyo de liqwdo [ IVOI. Std.[KBD) FkokVapoc 145 ~ C t d . : ~ ~ ~ ~ ~ ~ ] ~
Densidad (lbmlpR3] [49.2 D~~ llbfTk'&) 1 1 9 -
Viscosidad (cP] (30 ~ = O ~ ( c P l 1011- Tension S u p e f d [dnas/cm] 122.65 peso ~ ~ l ~ d ~ 12254
Fada Z
Figura 50. Modulo III -Ventana de diseño separador horizontal I
En la Figura 51, se presenta la segunda ventana de diseño del separacior horizontal,
donde se requieren establecer los siguientes criterios:
Servicio del equipo
Velocidad crítica
Porcentaje de la velocidad crítica
Relación UD
Tiempo 1 altura requerida para los niveles de líquido del separador
Velocidad en las boquillas de entrada y salida del equipo
Tipo de boquilla en la entrada
Requerimiento de flujo dividido
Requerimiento de extractor de neblina
I, ,,j, ,-; G ~ t w t l ~ b c e 0, e10
G i m s para el dtserw del Separada
Tiempos de Residencia / Niveles a ei Sepa&
6 Tienpos (k] (- ALua [m) HLLHHLL LLL-HLL 1 15
r- LLLLCLL 1 5
I Fondo-LLLL
I 1 9 W a . I
6-s del Sepaador Exbaioc de Nebha
Sdda Sdida Enirada V m " Liquido
6- SinMdla (Demister)
Ve- h / s e g l rp 7 ( 3 3 C CanUdla H o i i a i t d Constante K N j Y M Y l 17'60. 1- Cai Mdb Hoiizailal y Vertical
l ~ o q u b de Edrada m Codo de 90 grados 3 Ñ o&L3G*.&E&ETD:m7
Figura 51. Modulo 111 -Ventana de diseño separador horizontal II
En la figura 52, se muestra la ventana de resultados para la opción de diseño de
separador horizontal.
3.4.2. Evaluación separador horizontal
Para la evaluación de separadores horizontales se presenta la ventana principal en la
Figura 53, para esta opción el equipo de procesos existe por lo que los datos i-equeridos son
los siguientes:
Presión y temperatura
Flujo, densidad, viscosidad y tensión superficial del líquido
Flujo, densidad, viscosidad, peso molecular y factor de compresibilidad del vapor '
Si se conoce la relación Gas-Liquido, se debe indicar en la casilla correspoiidiente
Diámetro y longitud real del separador
Diámetro real de las boquillas de alimentación, salida de gas y salida de líquido
RESULTADOS PARA SEPARADOR BlFASlCO HORLZONTAL (DISENO)
NIVELES DE LIQUIDO IZN EL RECIPIENTE
--- niNDIRONES DE LOS FLUIDO5 F k R - - l F 6 D ( I - l R e s - lpnil 350.273 ñ0 273 T m W d W a IV i m i m n p @ P ~ T [ p u ' / ~ q l l zi2l o65 0- IblPel 1 458 49 2 v , r ~ ~ r d a d ICPI o m i a TaLlai Sipnhcid [ h i l a n ) -- -- 22 65 -~-- INTERNOS _ - _ Sa- del Sepa& G s a d T p o d e B W d e E n r a d a Boaia&ErlradacaiCodade90~adm M d a IDarrda) NO D d k B m i a de Eriliada NO - - - -. -.-a -. -- - ~ o o u i u a s ~ ~ ~ - L ~ ~ ~ l ~ ~ ~ L l
de Erilrada 1125 ¿6 53 B c w l a d e W 6 065 3.3 B W d e v q r x iom 43 68
- PARMIETROS DE DISENO 1 DISTRIBUIDOfl DE RANURAS 1 D m r o ddSwadoi Iw) 9 5 L-ud del O s h h d a [wrl N /A L W d d e l SW* (Pgl 285 N i m a a h f l a u a r N /A Vebcdad G i m W r l 03 Pnch3&bst?auar(plpl N /A V d a d a d del'/- ( p r l r ] 0 74 L-ud dr bs R m a r IplsI N /A PcrcarkdGbv- Cr'bca(X1
DIMENSIONES O E L A W 1 k e a R m a d a & V m W1 &a R-da paa 4 61 b M* N/A ~ e b c m hvm 049 D d & i i M d a l h & d ) N /A Puw dd R-a [dl ma E r p c m & h M d a W u l N/A Pm&, &km Td.4 (Z] V- & R d s o h Wl
Si2 ROJ'EVOflTlCE 1 T- h R a n o á i (mi]
974 del ~ i ~ r n g lp lq) 24 X O 42 P l u a del T e i m 8 d k 8
MuadelS& BdRe[pL11 5 h l u c i W P m a B d i k l p l g l 2
DIMENSIONES DEL RECIPIENTE
Figura 52. Modulo III - Resultados diseño separador horizontal
En la Figura 54, se presenta la segunda ventana de la evaluación del separador
horizontal, donde se requieren establecer los siguientes criterios:
Servicio actual del equipo
Velocidad crítica
Porcentaje de la velocidad crítica
Relación UD
Tiempo / altura requerida para los niveles de líquido del separador
Velocidad en las boquillas de entrada y salida del equipo
Tipo de boquilla en la entrada
Requerimiento de flujo dividido
Requerimiento de extractor de neblina
En la figura 55, se muestra la ventana de resultados para la opción de evaluación del
separador horizontal. Las condiciones de proceso evaluados son: velocidad real de entrada
al separador, porcentaje disponibilidad de espacio para vapor, volumen de retención de
líquido, porcentaje de velocidad real respecto a la velocidad crítica, velocidad real en las
boquillas de salida del separador.
Condiciones
~refiai(psig1 m-- TempetalualF1
Piopedades del Liado Rmiedads ddVapor - FLp & WO /1 ¡Vd. SId.[KBDI y F k i p & V ~ (30 bd ~ l d . ~ M S C F D J - -1 Densidad Wpe3] b-.. -. D=adad[om/pe3l [fi%-- Virccdd [c~j j1O v ~ o * [ @ I /o001 Tensix Sweificid [óiaslan) PesoMdeda 125
Fada Z 10.981
D~~ dei Separada
Diamelro del Sepaador [pies] 15 --
L o M u d dd Sevada [pies1 115
-- --
Figura 53. Modulo III -Ventana de datos evaluación separador horizontal I
Ciitsios para d diseno dd Separada
Sun& para el Separada - p m 1 a 1 3
S& Salda E,,~,.I-I Vaw' h d o 7 S m Mda [Dwnisief)
V M a d [Pes/segl r-- -- 1 3.3 C g m a 3 Cmslde K -- -. -. . . . -
l N=K/&%dd2\ r 60 60
;- Cm Mala H m d y Vaticd
I - -- -- - - - - . oqnlla de Enlrada mn Codo de 90 gados I]
Ahas ' Redadu; 1 _I A
Figura 54. Modulo III -Ventana de datos evaluación separador horizontal II
RESULTADOS PARA SEPARADOR BlFASlCO HORIZONTAL (RATING)
UQUlDO , lm 973 ioo sn
TenoaahMd (rl 1m F L ~ c P v T I ~ ' I S € U I 4 m o a i
- - - - - - .
NIVELES DE LIQUIDO EN EL RECIPIENTE
S& Cara 1 V a R m a 1
' P ~ E T R O S DE D I S ~ ~ O i DISTRlEUlDOR DE PANUPAS 1 Dumeiro del Sepaah [par) 5 L a g h d & ? I O o t r M o l p e r ] N /A L a g h d s e p a i d [pel] 15 N l m m d s R a u a r N /A Vebadad Cilca (pr*i) 1 % A m h h b r R a u a r ( p J g ) N/A
Figura 55. Modulo 111 - Resultados evaluación separador horizontal
Vebadad d e l V q n 036 PacA*+dehVebadad Gibca(XI 2263 &ea Diva'&& de Vapci (pe'] 29 PRua R-daVipahr (pR] 2 8 Rdaoa i hvm 0 56 &ea del R e a p n l s W] rsw P a M q e dd Aisa T d d iXI V á m n & Rsisicdn [pJ1
575 9748
3.4.3. Diseño separador vertical
L a g M d e b i R m i a r I p 4 ) N /A '
DIMENSIONES DE l A W 1 & e a & b M r J a W ] 2 8 O& & b M& [brl@] 5 ErppmdebMda(p lq1 6
R O M P E W R T I - 1 -- -X&.~&&MI 76 P l u a gl T ~ c e Bdk M ] 8 P l u a d d S W E& MI 5 c V u a d e l R m a B d R e M l 2
Para el diseño de separadores verticales se presenta la ventana principal e l la Figura 56,
donde los datos requeridos son:
Presión y temperatura
Flujo, densidad, viscosidad y tensión superficial del Iíquido
Flujo, densidad, viscosidad, peso molecular y factor de compresibilidad del vapor
Si se conoce la relación Gas-Liquido, se debe indicar en la casilla corresportdiente
En la Figura 57, se presenta la segunda ventana de diseño del separador vertical; donde
se requieren establecer los siguientes criterios:
Servicio del equipo
Constante de la velocidad crítica
Porcentaje de la velocidad crítica
Tiempo 1 altura requerida para los niveles de Iíquido del separador
Velocidad en las boquillas de entrada y salida del equipo
Tipo de boquilla en la entrada
Requerimiento de extractor de neblina
Figura 56. Modulo III -Ventana de diseño separador vertical I
l - - .-
r0cqdb con Disiribudor Ranuiado * I d
------ - - ID; - - _ _ _ - - - - - - - - - - ..-,I - - - -
Exhala de N*
8- Sm Mda pemstu)
(; &:m::
L -
Figura 57. Modulo III -Ventana de diseño separador vertical II
En la figura 58, se muestra la ventana de resultados para la opción de diseño de
separador vertical.
RESULTADOS PARA SEPARADOR BlFASlCO VERllCAi
-- - - 1 CONDIUDNES DE LOS FLIJIDOS 1 VAPOR ! UaUIDO 1 Presm Iml 1CIl7 1133 7 r-duá (71 i m im FLp O P Y 1 Lpcr>/sql 15581 o 325 ~~ (o/pt>l O 491 50 vi$- ICPI ami tn Tm- S ~ f d [&/m) .- 4
ifiNIERN(IS- v-- --
Sn- M Sepa& G-d T m & E o q h & E i n a d a B o q h c o n D a l a m R-& Mda (D&p<l NO
- PwETAOS DE DISENO 1 DlSTRlEUlDOR DE W U R b S , -- 1)ameIro del Scpaada Iper] 5 5 Lm@d<WDa(-lpr] 10913 M u a del Sewadoi [wrl Y 5 N m a d c A m a r 61 33 Vdoajad Ciika I p r / r l 158 h 3 m d e i a r R a i a r l p A g l 942 Vc(mdad 64 V m [ m l r l 067 LongM&larRrmar l&) P a M q e & bV- G i W L l Aea R e a a d a & V e W] 2; ' DIMENSIONES DE LAW\UA llema de Rdncdm (m1 10 &ea h b Mda lper21 NIA '/&m" 6 Rd- [ p i l 194 97 Demded de la M a f W p r l ) N /A Alma del l t p d o k ) 17;1 E ~ d e l e M d a i p S I N/A [ )dmboq T C V ( r n l 3 ROMFFVORTICE 1 ) d m a u a 4 b sibddalpwl 4 85 M 6,- 168
M u a M TeirriEál(elp&) 8 MuadelScpndo B d i e M l 5 h a del Pms B d í k pAgl 2
NIVELES DE LIQUIDO EN EL RECIPIENTE
DIMENSIONES DEL RE:CIPIENTE
Figura 58. Modulo III -Resultados diseño separador vertical
3.4.4. Evaluación separador vertical
Para la evaluación de separadores verticales se presenta la ventana principal en la Figura
59, para esta opción el equipo de procesos existe por lo que los datos dispc~nibles son los
siguientes:
e Presión y temperatura
Flujo, densidad, viscosidad y tensión superficial del líquido
Flujo, densidad, viscosidad, peso molecular y factor de compresibilidad del ,vapor
Si se conoce la relación Gas-Liquido, se debe indicar en la casilla corresporidiente
e Diámetro y longitud real del separador
e Diámetro real de las boquillas de alimentación, salida de gas y salida de Iíqi~ido
e Distancia vertical del nivel alto del líquido a la boquilla de entrada
Propiedader del Lquido
h o de Lid0 13 pzziGj-2 Densidad [lbm/pre3] 150 Viscostdad (c f ] 110 Tensiai S~perficial (&nm/an) 14
Dirnensicmes del Sepaadoc
Diwnetro dd Sepaador [pies)
Altua del Sepa& [pies) 1 1 5
Distancia desde H H U hasta Bcqda de Erkrda 1 1 5
Ropiedades del Vapor
F h d e V a p a 15 [Ctd-q Densidad W~ie31
v-[@l [X ~kila ~~<ndld / del Vapm
D h s i a i e s de Boquillas
Figura 59. Modulo III -Ventana de datos evaluación separador vertical I
En la Figura 60, se presenta la segunda ventana de evaluación del separador vertical,
donde se requieren establecer los siguientes criterios:
Servicio actual del equipo
Relación UD (Opcional)
Tiempo 1 altura requerida para los niveles de líquido del separador
Velocidad en las boquillas de entrada y salida del equipo
Tipo de boquilla en la entrada
Requerimiento de extractor de neblina
En la figura 61, se muestra la ventana de resultados para la opción de evaluación del
separador vertical. Las condiciones de proceso evaluadas son: velocidad rea de entrada al
separador, volumen de retención de Iíquido, porcentaje de velocidad real del gas respecto a
la velocidad crítica, velocidad real de salida en las boquillas de salida del separador.
I Citems p a a d cisem cid se+&?&
Boqubs del Sepa.?&
sdda S& Enlrada V 4 a r Liqlh
VdOsdad(pen/tqll rr-fi33- Cmslaile K N=WdasdaoZl FE-
Figura 60. Modulo III -Ventana de datos evaluación separador vertical II
RESULTADOS PARA SEPARADOR BlFASlCO VERTi CAL (RATING)
Restlladimpaa d Sepa& BfasooVatcd(Ra(rig) Caneniars & b EvaCmai
OONDICIONES DE LOS FLUIDOS 1 VAPOR 1 UQUlDO 1 fiesm lprql lm 973 imsn L a v d m r b d d e l v ~ ~ e - h a p U - M m b c . T m d u a 17) 100 1 M
@ P Y T lws>/sepl 68396 o325 D- (blpe>) O 491 50 v~ndad (CP) ami 10
, T msmi Crprlicid (áiarlan] - 4 VdoablenbrbosLhrdd~radaOK
F~ G w . 4 T l p o d e B d d e E r r i a h B o + a & E r l r a h S n p l e M d r [Demstri] NO E l n v d m s m a & ~ e i a p e r a n a d e l n v d d e b ~ &
enbada
BOQUllLAS ~~~ Bopla de Erliada l v ~ b ! & E d 52%
B @ a & W 3 3 I B O a i a h V r p a 121 E5 67
R e d & p a a d Sqmador BianoVerbcd Pelxql
&dad bitra (pes/s] elocdad del Vapa Iper/r) otantqe de b Vdadad G i t M % ] Zm E5
Area Heqvrda & Vapa ($1 T w o de R c i m [mil Vdunen de Rdenmn [de>) Al\lin< dd l i a d o (pes) Datsua Lwq de &r& T q e (per] 3 D s l a m aura hq -bog entrada (per] 6 25
-e-
Figura 61. Modulo III - Resultados evaluación separador vertical
3.5. Modulo IV - Intercambiadores
La finalidad de este módulo es disponer de una herramienta de diseñc básico para
intercambiadores de calor tipo tubo-coraza y tipo enfriadores de aire. La ventana principal
del módulo se presenta en la figura 62, donde el usuario puede seleccionar entre el diseño
de un intercambiador tubo-coraza y el diseño de un enfriador de aire.
Seleccione el caso de la evaluacion de su interes:
T.. Diseno de lntetcambiadu de TuboCoraza
í- Diseno de Enfiidores de Aire (FKI Fan Coolers)
Ahar 1 m] ..- . . . . .. .. . . . . . . . . . . -. . . . . . . . -
Figura 62. Modulo IV - Pantalla principal intercambiadores de calor
3.5.1. Diseño intercambiador de calor tubo y coraza
La figura 63 muestra la ventana inicial de diseño en donde se deben c!specificar los
siguientes parámetros y condiciones de proceso:
Presión de entrada para el fluido frío y para el fluido caliente
Temperatura de entrada y salida para el fluido frío
Temperatura de entrada y salida para el fluido caliente
Flujo para el fluido frío y para el fluido caliente
Descripción y fase del fluido por el lado de los tubos
Descripción y fase del fluido por el lado coraza
Para líquido: densidad, viscosidad, conductividad témica, capacidad térmica
Para vapor: peso molecular, viscosidad, conductividad térmica, capacidad térmica, factor
de compresibilidad
Considerar corrección por viscosidad
En esta ventana se tiene la opción de realizar un balance de energía para estimar,
dependiendo de la disponibilidad de los datos, las condiciones de procesos de las corrientes
fría y10 caliente ó la carga de calor que deber ser intercambiada en el equipo. En la figura
64 se muestra la ventana del balance de energía
I L i . -hrr-*e- dz O I S ~ 1 C&<,h d<. LMTD j Mixri<- de Trs,rtr-imcii
Lado Tubos
Cadciaff
Regailpsigl 7 Tenp. Enbada (0 I r - Temp. SaidaR %--
P r q k k i e s del Gas
Fi& de Gas F- /vol ~ t d ( M M S ~
D - a I w p r 3 1 m Wocasidad (d'] (02 Pero Mdecda F k t a Z
120 @F%-.iT
Cond. T u m [ B ~ H Z F y f t
Capacidad T m . (BiubF] 144-
Lado Coraza
Fasedelnúdo IW-L] sanáo F G - 7
RopiedaderdelLiqúdo
FbpdeLiqúdo Iio Densidad (bmlpie.3)
vsmsidad 16)) r 11.2
T - S i p a f r i d l ~ ~ m l E- CadTm[BIiJ[hf12FYH
- T e m ( B m ]t
Careaion & Vncosidad en Paed Lado T ú m Cmeccim &Vscosidad m Pard Lado Túm
Tmp. &Paed Edmada (FJ r-- r b e g i Tmp. & Paled Edmada (F) 1- r Giiegi
V&mPaed[cf] - Vicc&!ad en Paed (cP] [- Fada Fii r-- Fada Fii 1-
Figura 63. Modulo IV - Diseño lntercambiador Tubo - Coraza I
Balance de Energa entre las Corrientes Procesos
Lado Tubos
(7 Cdcub & Balance & Energia poi Eillalpias
Calculo de B d m e de Energia cm W a d Termica
Variable a CduJar I~aloc Transferido
Cala Trandeido (Btu/h) rp- Fhjo Masico [Ibh) r- Enlabe de Edrada (Btu~lb] 1- Entalpia de Salida [Btudb) 1-
r Iguala Cdoc cm h coniente Lado Cotaza
Lado Caaza
c.--deB--.ddEnernerorner
r Cdcub de B h de Energia c m Capacid3d Termica . .
Vati& a Wcda [TraisferaoY
Cdor Transferido (BtuJh] [-' F ~ O Masico ~ibih) I Entalpia de Enhada (Btuh] ( Ertakpm de Salida (Btwih) 1-
r Iguala Cala c m la corriente Lado Tubt~s
Figura 64. Modulo IV - Pantalla de balance de energía
En la segunda ventana de diseño, que se muestra en la Figura 65, deber: definirse los
siguientes criterios:
Flujo contracorriente ó co-corriente
Número de pases por los tubos y por la coraza
Factor de corrección de la LMTD
F l ~ d o Fria
T I wr r',<.,, IU 6 R p O r m n m i e
LMTDm 33Ui
1 FE I '15 ~ b d a d e ~ m m o n p a a l ~ ~ ~ 1 VaFwa 1 WTD Camla 347901
Pases Lado T h y Lado Cama NumodePasesenbG4¿ua 2
Numo & P m s en lm Túms m
Figura 65. Modulo IV - Diseño lntercambiador Tubo - Coraza II
En la pestaña coeficiente de transferencia, cuya pantalla se muestra en la Figura 66, se
desarrolla el proceso de cálculo considerando los parámetros de diseño indicados abajo, los
cuales deben ser ajustados por el usuario para cumplir con los requerimientcs de calor del
proceso para el cual esta siendo diseñado el equipo. Adicionalmente, se debe cumplir con
las restricciones del proceso en cuanto a pérdidas de presión a través de los tubos y la
coraza. Los parámetros de diseño son:
Arreglo de los tubos
Características del tubo: calibre, longitud, diámetro interno y externo
Número de deflectores lado coraza
Corte del deflector
Material de los tubos
Factor de ensuciamiento lado tubos y lado coraza
Coeficiente de película lado tubos: en este caso se puede leer de la gráfica rlrcomendada
por Ludwig (10) ó calcular directamente empleado correlación de Sitzder y Tate
recomendada por Kern (4) y Ludwig (10)
Coeficiente de película lado coraza: en este caso se tienen tres opciones: (i) leer de la
gráfica 10-54 recomendada por Ludwig (lo), (ii) utilizar correlación de la gráfica 10-54,
desarrollada para SIPGLUZ y (iii) calcular directamente empleado correlación de Colburn
recomendada por Kern (4) y Ludwig (1 0)
El procediendo de cálculo es iterativo con el Coeficiente global de transfereiicia de calor,
una vez alcanzado el valor final se debe verificar la caída de presión a través ce los tubos y
la coraza las cuales se recomienda que deben estar inferiores a 10 psi.
r Esiablecn como Dianeho del T h
>
c & M D ~ R ~ ~ , w ( ~ i25-3 R d a c m B/Ds 0.93 Se recomenda m a id&
BKIsenhe0.2y 1.0 Espacimimto Ml Y
6,5 Semm%daunaiebaon R$aaai de E d d e z M s e r i r e 6 y 1 0
C o $ i e de P& Lado &asa
DPmbrthslpsl(338-
DP m h b a z a Ips1 (O-
Figura 66. Modulo IV - Configuración para diseño intercambiador tubo - Coraza
Establecido el diseño final, se puede visualizar el reporte de resultado!; empleado el
botón "Ver Reporte.. ."
3.5.2. Enfriadores de aire
1-a figura 67 muestra la ventana inicial de diseño en donde se deben especificar los
sigiiientes parámetros y condiciones de proceso:
Presión de entrada para fluido caliente
Temperatura de entrada y salida para fluido caliente
Temperatura ambiente
Flujo para el fluido caliente
Descripción y fase del fluido por el lado de los tubos
Si fluido en fase líquida: densidad, viscosidad, conductividad térmica, capaci'jlad térmica
Si fluido en fase de vapor: peso rnolecular, viscosidad, conductividad térmica, capacidad
térmica, factor de compresibilidad
Elevación sobre el nivel del mar de la locación donde se ubicará el equipo
1 Coiidi,:ilmi?s del fludn 1 i:onfiguracilin / SoetLiente de 1 ransfi2rericia 1 l I Lado Tubos
i
Servicio ( G a s 7
Propiedades del Gas Condiciones del Fkndo
Calwlar Densidad
Fqo de Gas 1 F s t d . (MMSCFD) Presion Ipsigl 1500 Densidad [Ibm/p'ie3] 11.541 T m q ~ . Entrada [Fl 1250 Viscosidad (cP) 1G?- Temp. Sdida IF) 1150 Peso Mdeadar
Facta Z 122 [E ~ondiciones dei Aire
Cond. Term. (Btuifh.ft2.F)iít Temperawa Ambiente (0 FE- Capacidad Term. [Btu/lbfl 1.42 Elevacion sobre Nivrd del Mar [pies] Br1_(
Figura 67. Modulo IV - Diseño de enfriador de aire I
En la pestaña configuración, Figura 68, se deben indicar los siguientes parámetros de
diseño:
Calibre de los tubos
Tipo de aletas
Pitch del arreglo de los tubos
Factor de corrección de la LMTD
Número de ventiladores
Longitud de los tubos
Corrliii:iries del Fliiido l:ontl.~iuracii:sn / Cgeliciente de T~msfrtencia /
Datos de los Tubos
Diametro (pulg] -- Nunero de Ventiladores lE1 C d i e dd Tubo [BWG] (83 Longitud de Tubo estinada [pies] 8.1
Lon$ud de Tubo (pies] Tipo de Aletas /9de1/2pulg - F A
Diarnetro del Ventilada (pies) 5.7 D k e h o rec~mndado Pich (puig) 12 v Nunero de Tubos Requeridos 240.7 entre y l6 pies -
Nmero de Tubus . . . . . .
Diferencia de Temperatwa Meda Logarilmica
LMTD / pases r 1 ] Factor f 10.75 LMTD ~aregia (F] 5 4 . ~ 5 FN~A
Figura 68. Modulo IV - Diseño de enfriador de aire II
Definida la configuración, se pasa a la pestaña Coeficiente de transferencia, ver Figura
69. Se deben establecer los siguientes parámetros de diseño:
Material de los tubos
Factor de ensuciamiento lado tubos
Coeficiente de película lado tubos
Eficiencia estimada del motor
Eficiencia estimada total
Posteriormente a través de un proceso iterativo controlado por el usuario se determina el
arreglo final y definen los siguientes parámetros:
Coeficiente global de transferencia de calor
Caída de presión lado tubos
Caída de presión lado aire
Potencia al freno del ventilador
Potencia requerida por el motor
I.intlii:i~nies del Fluido j Coriti~uracio~ Caetiriente d ? Tiansferencia 1 E Coefizientes de Resistencias
Resistencia Termica del Metd (B tuh f -pie2/p¡e)
Factor de Ensuciamiento del Tubo [Btuh-F-pie2/pie) 1m
Coeficiente de Pelicula Lado Tubo
i. Figura 10-46 de Ludwing 1 Ver Figura ... 1 '-- Ecuacion de Sieder y Tate
hi [B tuhr-pie2-F) / Caicular 1
Ux supuesto (Biuh-F-ft2J [T Ux Calculado (Bhdh-F-ft2] b464 Obtener Uo 1
Caidas de Presion
DP en los tubos [psi) 1 0.2
DP Lado Aire (pulq de Aguaj m0.5
Evaluar Caidas de Presclwl / - Pdencia Requeridas
Eficiencia Total [Z] m Eficiencia del Motor 1%)
Numero de Ventiladores r-- Potencia al Freno del Ventilador [hp] ]-- Potencia Requerida del Moto~ [hp] 1-
Figura 69. Modulo IV - Resultados diseño de enfriador de aire
3.6. Modulo V - Compresores
Este módulo tiene como finalidad estimar los cálculos de diseño para un compresor
centrífugo. En la Figura 70 se muestra la pantalla de introducción de datos dc? este módulo.
Los datos requeridos para el gas son los siguientes:
Presión de entrada
Presión de salida
Temperatura de entrada
Método de cálculo
Flujo estándar
Peso molecular
Relación CpICv
Eficiencia isentrópica estimada
La ventana de resultados se presenta en la Figura 71, donde se muestran entre otros
parámetros de diseño:
Temperatura de descarga
Cabezal isentrópico
Potencia requerida
Diámetro del impulsor
Número estimado de impulsores
Eficiencia politrópica
Condiciones de Proceso
Presion de Entrada (psig] r%6- Presion de Salida [psig] m Temperatura de Entrada (F) m
Metodo
6. Calculo lsentrqko
r Calculo Pdiroplco
Propiedades de Entrada
Flujo de Gas 1 Peso Moledar 1 7 - k (Cp/Cv] 112-6
Eficiencia lsentropica 1 Entre 0.70 - 0.75
A t a / Resdlados
Figura 70. Modulo V - Datos diseño compresor centrífugo
Dimencionamiento de Compresores para una Etapa de Compresion
Propiedad - -.. a . . . o
1 Presión de Descarga [ps~g] Temperatura de succión ['F) Temperatura de Descarga[*F) Flujo Volumétrico (MMSCFD) Fluio Másico [Iblh] Presión Critica (psia] Temperatura Crítica ('F] Peso Molecular [Ibnbmol] Factor de Compresibilidad Promeda (21 Relación CpKv Eficiencia lsenirópica Relación de Cornpesión Cabezal Isentrópico (lbf-piefibrn] Potencia requerida del Gas - ghp [hp)
! ACFM Cabezal/impulsor (pies] Numero de Impulsores Velocidad del lmoulsor Ioies/seal . .. 4,
Velocidad Sónica [pieslseg] Velocidad del Comoresor lroml Diametro del lmpul& [pies] '
Perdidas Mecanicas [hp] Potencia requerida del Motor - bhp .>p] Eficiencia Politrópica
, Salir 1 Cena 1 Ve< R v t e . . 1
Figura 71. Modulo V - Resultados diserio compresor centrífugo
3.7. Modulo VI - Facilidades de superficie
Este módulo tiene como finalidad la evaluación de otros equipos presentes en una
estación de compresión de gas como lo son: el flujo de fluidos a través de tuberías de
proceso, las válvulas de alivio de presión y las bombas centrífugas. En la Figura 72 se
muestra la pantalla principal de este módulo, donde el usuario selecciona la opción de
acuerdo a la herramienta que quiera emplear.
I Seleccione el procedimento de calculo de su preferencia:
I "
6' lFluio de Fluido$ ,
C Valvulas de Alivio & Presion
I í' Bombas Centrifugas
Figura 72. Modulo VI - Pantalla principal módulo de Facilidades
3.7.1. Flujo de fluidos
En la Figura 73 se presenta la ventana correspondiente a la opción Flujo de fluido donde
deben ser definidas los siguientes parámetros:
Fase del fluido: Gas ó líquido
Propiedades del fluido: densidad, viscosidad, factor de compresibilidad
Condiciones de operación: presión y temperatura
Caso estudio: se puede seleccionar uno de las siguientes alternativas: (i) Cálculo presión
de salida, (ii) cálculo presión de entrada, (iii) cálculo flujo a través de la tubería ó (iv)
cálculo del diámetro estimado de la tubería
Ecuación de transporte a utilizar
En la pestaña Configuración del tramo (Figura 74) se deben establecer carzicterísticas del
arreglo del tendido de tuberías. Se debe especificar la siguiente informacikn asociada al
sistema:
Longitud de la tubería
Diámetro nominal
Tipo y número de accesorios
Material de la tubería
Rugosidad absoluta (opcional)
Presionando "Ver Resultados" se muestra la pantalla de la Figura 75, donde de acuerdo
al caso de estudio seleccionado SIPGLUZ presenta los resultados.
Datos del Fluido
Fase del Fluido 1 Gas
Propiedades del
Flup de Gas [MMCCFDI k E F Densidad (Ibdpie3)
Viscosidad [cf) r--- /0.02
Peso M olecular
Factoc Z 122
Factor de ElicRncia r-- - 1092
Capacidad Term. (Btu/lbf] 1.42
Calcular Densidad
Condtciones de Operacmn Ternperatwa [F] rz6- Presion de Entrada [psigl (500
Caso de Estudio
7% Calculo de Presion de Sdida
C Calculo de Presion de Enbada
C Calculo de Fkiip
i-' Calculo de Dh?iro
Ecuaciai a Emplear
Seleccione la Ecuacion piva Fiuio de E as m lineas
[~eyrnouth 3 Se emplea para gaW sems en tubeti S
menores a 10 plgadas. [Grav Esp < 0.75). Flujo completamente tiabulento.
Figura 73. Modulo VI -Condiciones de proceso Flujo de Fluidos
I on,ji arps d r F r u c ~ s o 1-orliñnm ri del I r ~ r r i n
Ddos de la Lniea
LonNud de Tubecm (pesl 120000(3 Maiend de b lubeM l r ~ o m e v
Diamet roNdí& l r d Rogosidad lplgl p'i5%c Dwneiro Aciual [p&l U 4 9 Carnb~~deElevmailpesl
Accesorios Gemales Vdvulas VD Csbdad LID CariWacl
C h d e 9 f J Tr--- Canpietla 18- Codode45 r ~ r - ~ b b ~ j- r--- Teerm ír Maposa 351- Tee hmch 17 angdo 11501- Otro i , 7 SwsigCheck 1100- Otro 7 LdtaB& ' 6m 7
Cerrar 1 Ver Resukados 1 ,
Figura 74. Modulo VI - Configuración tuberías Flujo de Fluidos
Evaluacion de Flujo de Liquidos y Gases
Caco de E ~ ~ ~ ~ ~ ~ : Cal& de Presion Final conociendo Presion de Entrada
Propiedad
Fresión de Entrada (psigl Presión de Salida [psig] Flujo Volumétrico (MMSCFD] Flujo Volumétrico Actual (pie'/m¡n ) Flujo Másico (Ibk] Peso Molecuiar [Ib/lbmoll Factor de Compresibilidad Promedio E ] Densidad (Iblpie'] Viscosidad [cP] Longitud de la tubería (pies) Cambio de Elevación (pies) Diámetro (pulg] Material de la tuberia R ugosividad (pulg] Velocidad del Fluido (p'es/sJ Caida de PresiónA 00 pies de tuberia [psi)
493.2 20
537.4 4831 5.5
22 0.9645
1.54 O
3.79 o 12
Acero Comercial o. 0001 5
11.4 0.034
Salir 1 Cenar Ver Reporte ... 1
Figura 75. Modulo VI - Resultados flujo fluidos
3.7.2. Alivio
En la Figura 76 se presenta la ventana correspondiente a la opción Alivio de presión en
donde de acuerdo a los criterios de diseño se pueden dimensionar válvulas (le alivio tanto
para la fase de vapor como para la fase líquida. Para el caso de alivio en la fase de vapor se
deben definir los siguientes parámetros:
Fase del fluido
Flujo de alivio
Temperatura de alivio
Peso molecular gas
Presión de ajuste
Factor de compresibilidad
Relación Cp/Cv
Porcentaje de sobrepresión de la válvula
Contrapresión de la válvula
Coeficiente de descarga
En esta ventana al presionar el botón "Establecer Area de válvulas", se presenta la
ventana de la figura 77, en donde se muestra el área requerida por la válvuli3 de alivio y el
usuario debe seleccionar entre los orificios estándar de válvulas el numero y la combinación
de manera de suplir los requerimientos de alivio.
Fase del Fluido ( G d S - 7
P r e d a d e s del Fkiido
Carga (Ibslhr] F~~OOO- Temperatura (F] [r Resion de Aiuste [psig] 1110 Peso Molecular [ i b s / h l ] 1227 Factor de Cmnpresbiidad I-1 Rela& k [CpiCv] [14-
Parametros de la Valwla
Sobrepresion e) 7- j 10
Coniraptesion Supeimpuesta (%]
Conirapresion Acumulada @] m- Coeíiciente de Descarga (Kd] -5-
Figura 76. Modulo VI -Ventana de diseño válvulas de alivio I
Establecer Area de Valwbs
.4rea Requerida . - .
Cenar
Area de Vdvulas Seleccionadas Area Cant Area Total
Tipo de Valvula 1 [m- r-7- 11-05
Tipo de Vdwla 2 m r-7- 1.838-81-838
Area Estandar Total (pulg] r- Porcentaje de Area (%] 7
I Cerrar 1 I
Figura 77. Modulo VI -Ventana de diseño válvulas de alivio II
Establecida las válvulas se presiona "Ver Resultados" para mostrar la ventana de la
Figura 78. Entre otro parámetros de diseño se muestran:
Contrapresión total del sistema
Presión de alivio
Area de orificio requerida
Para cada tipo de válvula seleccionada (si aplica) se indica la designación estándar y el
área estándar
Porcentaje de aréa de alivio cubierta por la válvulas seleccionadas
Propiedad Presión de Aiuste losial . .. -. Temperatura I'F1 . . conirapresión superimpuesta Ipsig) Contrapresión Acumulada (psig] Contrapresión Total [psig] Flujo Masico [Ibs/hr) Relacion Cp/Cv Peso Molecualar [lbs/lbrnol] Factor de Compresibilidad e) Tipo de Flujo Presión de Alivio (psia) Presión a Fluio Critico [psig) Factor Kb Area del Orificio (pulg) Valvula 1 Tipo de Vdvula Area Estandar [puIg2) Numero de Valvulas Valvula 2 Tipo de Valvula Area Estandar (puIg2) Numero de Valvuias Area Total Estandar (pulg2) Porcentaje de Area Estandar (%]
Valor 110
559.67 8 15
37.7 120000
1.4 22 1
Flujo Critico 135.7 71.69
1 12.84
Q 1 1 .O5
1
Ver Reporte ... 1
Figura 78. Modulo VI - Resultados válvulas de alivio
3.7.3. Bombas
En la Figura 79 se presenta la ventana correspondiente a la opción Bomba:;, en donde de
acuerdo a los criterios de diseño se pueden dimensionar bombas centrífugas desde el punto
de vista de ingeniería de procesos. Se deben definir los siguientes parámetros:
Tipo de fluido
Flujo volumétrico del líquido
Propiedades del Iíquido: densidad, viscosidad, presión de vapor
Temperatura de bombeo
Niveles alto-alto y bajo-bajo del Iíquido en el tambor de succión de la bombas (si aplica)
Presión requerida de descarga
Pérdidas por fricción tubería succión
Eficiencia estimada de la bombas
Caso estudio: se puede seleccionar uno ó varias de las siguientes alternativas: (i) Cálculo
de NPSH, (ii) cálculo potencia requerida, (iii) diseño de casing
Datos del Fluido
Fuo rated [gpm) m Temperatura (F] m [email protected] 7 Viscosidad @ P,T [d'] 1300 Presion de Vapm [psial 1-
Datos de Recipiwde de Succion
Presion del R e e n t e (psig]
Nivd alto de liquido - HHLL (pies]
Nivel bajo de IiqLiido - LLLL ( p ' i )
Caso de Es-
i? CdcvbdeNPSH
i? Cdado de Poiencia Requerida . . .- - -. - -.
F _js.~.c..beCasi.mi
E s h 1 Ddos&bBmba
Pre* de Descaga [psig] m Set R-e PRV ípsig) f--- Centro de Lnea (pies] ¡ 2
1150- No.deRevducii [RPM) m E-- Ericiencia de la Banba (%) v v 2 18500 e ] caicuiar 1
-d
Figura 79. Modulo VI - Datos de diseño bomba centrífuga
Establecidos los criterios se presiona el botón "Calcular" para obtener los rtwultados de la
evaluación, en la Figura 80 se muestra la pantalla. Entre otros parámetros se presentan los
siguientes:
Presión mínima de succión
NPSH requerido y disponible
Potencia de la bomba
F'otencia requerida por el motor
Presión de diseño de la bomba
Propiedad
m Temperatura ('F) Flujo bpml Densidad [Ib/pie') Gravedad Especifica Viscosidad [cP] Presión de Vapor (psia) Presión del Recipiente [psig] Altura mínima de Iíquido [pies] Altura maxima de líquido [pies) Caída de Presión en Succción (psi] Centro de linea de la Bomba (pies] Velocidad Específica de Succión Presión de Descarga (psig) Presión de Ajuste de Valvula de Alivio [psig] Numero de Revoluciones [RPM) Presión Mínima de Succción (psi) NPSH Disponible NPSH Requerido N PSH Requerido maximo Presión Diferencial [psi) Presión Diferencial [pies) Shaft Power [bhp] Potencia [hp) Presión de Shul off [psi] Presión de Diseno [psig)
Líquido Agua
90 2000
61.1 52 0.98 300 2
150 5 7 2 2
8500 1150
o 3500
1 49.27 31 5.58 48.63 31 2.58 1 000.7 2358.9 25.94 28.54
1 260.92 1 450.07
Sali 1 Cerrar 1 Ver Reporte 1 Figura 80. Modulo VI - Resultados diseño bomba centrífuga
3.8. Algoritmos y procedimientos
Los algoritmos, procedimientos y correlaciones empleadas para la ekiboración del
programa se basan principalmente en fuentes bibliográficas así como diversa:; prácticas de
ingeniería y estándares internacionales encontrados en la industria de Petróleo.
En esta sub-sección se presenta un resumen de los algoritmos y pi-ocedimientos
empleados para el desarrollo del código de programación de SIPGLUZ. Algunas de las
ecuaciones utilizadas en estos procedimientos se presentaron en el Capitiilo II de este
proyecto, por lo que esta sección no incluirá dichas ecuaciones. Para mas detalles referirse
a la bibliografía citada en cada caso.
3.8.1. Modulo I - Dimensionamiento Planta de Compresión
En la Figura 81 se presenta un diagrama de flujo del procedimiento empleado en este
módulo. El cual se basó en las siguientes premisas:
El cálculo de fases se realiza empleando la Ecuación de Estado de Peng-Robinson
La densidad del líquido se calcula mediante procedimiento 6A3.1.1 del API Technical
Data Book
3.8.2. Modulo II - Propiedades Físicas y Termodinámicas
En la Figura 82 se presenta un diagrama de flujo donde se detalle el proct?dimiento para
cálculo de fases empleado Ecuaciones de Estado. En la tabla 2 se rnuestrar las diferentes
ecuaciones y10 correlaciones empleadas en el cálculo de las propiedades en consideración.
3.8.3. Modulo III - Separadores
En las Figuras 83 a la 87 se presentan los diagramas de flujo para el diseilo y evaluación
de separadores horizontales y verticales. Los algoritrnos se basaron en las Design Practice:
de ExxonMobil y en el Manual de Diseño de Procesos de PDVSA.
3.8.4. Modulo IV - lntercambiadores
En las Figuras 88 y 89 se muestran los diagramas de flujo para el diseño de
intercambiadores tubo - coraza y enfriadores de aire (Fin Fan coolers) respectivamente.
3.8.5. Modulo V - Compresores
E3n las Figura 90 se muestra el diagrama de flujo para el diseño de compresores
centrífugos. El procediendo esta basados en las recomendaciones de GPSA y J. Campbell.
3.8.6. Modulo VI - Facilidades de Superficie
Ein las Figuras de la 91 a la 93 se muestran los diagramas de flujo para la evaluación
hidráulica de Flujo de fluidos, el dimensionamiento de válvulas de alivio y el
dimensionamiento de bombas centrífugas. Estos procedimientos están basados en: Design
Practices ExxonMobil, Practicas de diseño de procesos de PDVSA, API RP 520, 521 y en
las recomendaciones de GPSA y J. Campbell.
Tabla 2. Correlaciones empleadas Modulo Propiedades Opción Composicional
Propiedad
Presión de Vapor. Gas Ideal
Densidad vapor Densidad Liquido Viscosidad componente puro - Gas Viscosidad fracciones pesadas - Gas Viscosidad mezclas a baja presión - Gas Viscosidad mezclas a alta presión - Gas Viscosidad a baja presión - Líquidos Viscosidad fracciones pesadas - Liquidos Viscosidad mezclas - Líquidos Corrección viscosidad por alta presión Tensión superficial Capacidad Térmica
Conductividad Térmica Funciones de exceso Entalpía, E 9 í a Constantes de equilibrio Fases
Procedimiento / Ecuación utilizada
Ecuación Antoine Ecuación de Riedel Ecuación de Estado Procedimiento 6A3.1 . - API TDB (4) Procedimientos: 11 B1.l - API TDEl (4) Procedimientos: 11 63.1 - API TDEj (4) Procedimientos: 11 B2.1 - API TDEI (4) Procedimientos: 11 B4.1 - API TDEI (4) Procedimientos: 11 B2.1 - API TDEI (4) Procedimientos: 11 64.2 - API TDEI (4) Procedimientos: 1 1 A5.1 - API TDEI (4) Procedimientos: 11A5.5 - API TDEI (4) Método Parachos. - Ahmed (2) Procedimientos: 7D1.9, 7D3.6 - A131 TDB (4) Correlación Ely & Hanley - Reid (1) BWR LK, EDE PR, EDE SRK - Reid (1) -
Iniciales: Wilson - Ahmed (2) Finales: EDE PR, EDE SRK Reid (A), Ahmed (2)
Tabla 3. Correlaciones empleadas Modulo Propiedades Opción Gas
propiedad 1 Procedimiento 1 Ecuación utilizada 1 Presión Y Temperatura Crítica
de Compresibilidad
Ecuación Standing - Banzer (1 2) Ecuación Sutton - Banzer (12) Brill & Beggs - Banzer (12) Hall & Yarborough - Banzer (12) Papay - Banzer (1 2) Dranchuk, Robinson - Banzer (129 Ecuación Edmister - Reid (1) Carr, Kobayashi & Burrows - Banzer (1 2) Lee, Gonzalez - Banzer (12)
Capacidad Térmica Conductividad Térmica
Tabla 3. Correlaciones empleadas Modulo Propiedades Opción Líquido
Bircher & Katz. - API TDB (4) BWR-LK - API TDB (4) Misic and Thodos - API TDB (4)
Fi~nciones de exceso Entalpía, Entropía t Maxwell - API TDB (4) BWR-LK - API TDB (4)
- Propiedad Presión y Temperatura Crítica
Temperatura de ebullición y Volumen Crítico Factor acentrico
- Viscosidad
Procedimiento 1 Ecuación utilizada Riazi & Daubert - Ahmed (2) Kesler-Lee - Banzer (1 2) Mathew - Banzer (1 2) - Riazi & Daubert - Ahmed (2)
- Edmister - Reid (1 ) l
- Densidad
Conductividad Térmica
Kesler Lee - ~ h r i é d (2) Rackett - Reid (1 )
Tensión superficial
Hankinson - Reid (1) - Fidgerald & Kouzel - API TDB (4) Beal - Banzer (1 2) Glaso - Banzer (1 2) Beggs y Robinson - Banzer (1 2) Procedimiento 12A3.1 API TDB (4) Ecuación Campbell (6) -- Sanborn and Evans - API TDB (4) Sudgen - Ahmed (2) Ecuación Cam~bell (6)
1 Ecuación Campbell (6) b w ntropía 1 Lee - Keesler. API TDB (4)
- Capacidad térmica
Baker, ~werdloff - Eknzer (1 2) -- Lee - Keesler. API TDB (4)
DATOS DE ENTRADA Flujo Gas (MMSCFD) Composición de Gas Presión Entrada Temperatura Entrada Presión Salida L . - - - - -- -
v ~ -~
Criterios de Diserio ]
~ - - - -. . -
1 Cálculo de Fases 1
Asumir una etapa de compresión
-~
7
Descarga (Td)
v -- -p.p-
Queda definido: Número de etapas Relación de compresión Presión de Descarga por etapa
Separador de
Calcular: Temperatura de Descarga de etapa i Cabezal Isentrópico
I
7
Dirnensionarniento
Figura 81. Diagrama de Flujo Dimensionamiento Planta de Compresión de Gas
C-. - - I
Figura 82. Diagrama de Flujo Cálculo de Fases
P - -
Condiciones de Operación P.T
- -- .
? ~p
Diseño --
Flujo Densidad Viscosidad Peso Molecular
Requerida (AR)
Cálculo de Área Disponible (AD)
- - -. - -. .
liquido
7 --
(Si Aplica)
Figura 83. Diagrama de Flujo Diseño de Separador Horizontal
.
DATOS DE LIQUIDO
k i d a d Viscosidad
Tensión Supeficial -- . . - . . . -. -
DATOS DEL VAPOR Flujo Densidad Viscosidad Peso Molecular -
v . - - .- - - -
Condiciones de Operación P.T
. - -. - - - - - 1 . - -7
Terminal (Vt) . - - - - - - - ---
Establecer Criterios de Diseño
- -
- - . - - --
Cálculo Area de Vapor Requerida ' 1 (AR)
Cálculo de Área Disponible (AD)
si
del Gas (Vg) ~ - - - - - - -- . . .
Figura 84. Diagrama de Flujo Evaluación de Separador Horizontal
1 m l D S DE LIQUIDO Flujc De":;idad Viscosidad Tensión SuperñUal --
Flujo l DE l
Condiciones de Operación P,T
Establecer Criterios de Diseño
Cálculo de Veloadad de Gas
~- J 1 Cálculo de Diámetro 1
T
Asumir UD
1 Cálculo de Internos 1
Figura 85. Diagrama de Flujo Diseño de Separador Vertical
-- - -- - -
~ e l n 3 a l o ~ osad pep!so3s!~
i pep!suaa l orn13
t lodv~ 3a solva
- -- - - - -.
LADO TUBO Flujo Densidad Viscosidad Tensión Superficial Conduciividad T6rmic.a Capacidad Térmica
7 Condiciones de
v 1 Cálculo de Q 1
Enfriamiento
Cálculo de LMTD 1 - i
T
Arreglo de Pases de Tubos y Coraza
Transferencia
r4 [:& Asumir -l Diámetro Longitud de tubo
Material de tubos
Arreglo de Pases de
Cálculo de Números de Tubos y DiAmetro 1 d e 1
+ -.
Establecer Número de
[ Calwlo hu. hi y rw j
LADO C O W Flujo Densidad Viscosidad Peso Molecular Conduciividad Termica Capacidad T&nica
Figura 87. Diagrama de Flujo Diseño lntercambiador de Calor Tubo - Coraza
CONDICIONES DE PROCESOS
Flujo Densidad Peso Molecular Conductividad Tbnnica Capacidad T6rmica Presi6n Tent y Tsal -- -- - . -- - . -.
CONDICIONES PARA EL N R L
Temperatura de Ambiente Elevación con respecto al nivel del mar 1
Asumir Ux 3 1 Cálculo de Ax 1
1 Cálculo de hi l
Figura 88. Diagrama de Flujo Diseño Enfriador de Aire
DATOS DE ENTRADA Flujo Gas (MMSCFD) Peso Molecular del Gas Relación CplCv Eficiencia IsentrópicalPolitrópica
Condiciones de Operauón P,T
Termodinámico ':,, (Patrón lsentr6pim)
Isentró~ico Politrópico
Cálculo de Eficiencia Politrópica
/ Cálculode Potenda 1
Diseño
Figura 89. Diagrama de Flujo Diseño Compresores
- - - - -. --
Presión de Entradalsalida
/ Cálollo de Caida de Presión (
---
Viscosidad
-- -
Cepaádad de Linea
Cálculo de Caida de Presi6n 1 kCy de Caida de .resi&
-
Figura 90. Diagrama d e Flujo cálculos d e Flujo d e Fluidos
PROPIEDAES DEL FLUIDO Caudal rated
Densidad Viscosidad
Presion de Vapor (si aplica)
1 Parámetros de Diseño 1
Orifiao Valwla
Figura 91. Diagrama de Flujo Dimensionamiento de Válvulas de Alivio
l Evaluacion de NPSHA
- -- - - .- -
PROPIEDAES DEL FLUIDO Caudal mted Densidad Viscosidad Presi6n de Vapor (si aplica)
Potencia Requerida 1 Casing 1 I
Figura 92. Diagrama de Flujo Dimensionamiento de bombas centrífugas
CAPITULO IV
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
CAPITULO IV
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
En este capítulo se presentan una serie de casos de estudio tomados de problemas y
situaciones típicas encontradas en el área de ingeniería de procesos en plantas de
compresión de gas, algunos de estos casos pueden ser aplicados a cualquic?r planta de
hidrocarburos que tenga en operación los equipos involucrados en el software.
Cada caso de estudio es resuelto empleando el programa SIPGLUZ, luego los resultados
son comparados con los obtenidos por herramientas de evaluación y diseño de procesos
encontrados en el área de ingeniería, para posteriomente ser analizados y disciitidos.
Las herramientas para la validación de los resultados empleados son:
Simulador de procesos Hysys 2004 de Aspen Tech
Herramienta de evaluación y diseño de procesos "Pegasys 6.0" perteneciente a
ExxonMobil
Simulador de procesos Pipephase 8.0 de SlMSCl
Programa Fabricante Crosby de Diseño de Válvulas de alivio
Los casos a evaluar son los siguientes:
CASO 1. Estimación Global de Planta de Compresión de Gas
CASO 2. Calculo de Fases
CASO 3. Cálculo de propiedades de una corriente de un gas
(:ASO 4. Calculo de Propiedades para un componente puro
(:ASO 5. Dimensionamiento de un Separador Bifásico Horizontal
(;ASO 6. Dimensionamiento de un Intercambiador de Calor (Tubo Coraza)
(:ASO 7. Dimensionamiento de un Compresor
4.1. CASO 1. Estimación Global de Planta de Compresión de Gas
Elvaluar el sistema de compresión para una planta de gas de 200 rJMSCFD de
composición definida que se presenta en la cromatografía de la Tabla 5. La presión de
succión disponible es de 400 psig y la presión necesaria hacia la línea de traisferencia es
de 3000 psig. Estimar:
Número de etapas requeridas.
Relación de compresión por etapa.
Dimensionamiento de depuradores.
Cálculo de cabezal isentrópico.
Cálculo de potencia requerida.
Dimensionamiento de intercambiadores.
Para ello se requiere de los siguientes datos:
Caudal de gas a manejar
Presión de succión
Presión de descarga
Composición del Gas
Para evaluar el sistema de compresión obtenido a través de los resultados reportados por
el Software SIPGLUZ, éstos fueron cotejados versus los resultados obtenidos del sitio Web
Process Associates of America Advance Process Technology for the Hydrocarbon
Processing Industries, siendo ambos procedimientos, métodos cortos para la evaluación de
un servicio de compresión. En el procedimiento realizado, se compararor los valores
disponibles por el método corto empleado para la validación de los resultados, ya que no se
dispone de una herramienta que dimensione recipientes e intercambiadores con tan solo los
parámetros empleados por el simulador desarrollado en el presente trabajo de grado.
-os resultados obtenidos a través del simulador SIPGLUZ y los de la herramienta de
cornparación se muestran en la Figura 93 y 94 respectivamente. La desviacióri entre ambas
estimaciones se puede observar en la Tabla 6.
corriente para Caso
Como se puede observar en la Tabla 6, la desviación de la mayoría de 13s parámetros
evaluados se encuentra inferior del 5% de desviación. En relación al calor removido entre
las etapas, donde se presenta 26% de desviación, la diferencia se explica debido a las
correlaciones que están siendo usadas para estimar la capacidad térmica del gas. En el
caso de SIPGLUZ se determinó en base a la composición del gas, empleando correlacione:
de Lee-Kesler. En relación a la desviación en el cabezal y la potencia de la segunda etap;
de compresión, esta se explica debido a la caída de presión a través del intercambiador de
calor interetapas, para SIPGLUZ se consideró 10 psi, mientras que para la herramienta de
PAA este valor es calculado y resulta 16 psi, a mayor DP menor la presión de eritrada hacia
la segunda etapa de compresión y mayor la energía requerida por la segunda etapa para
alcarizar la presión de descarga.
Propiedad Vabr 1 1 O0
Presión de Entrada (psig) 400 Presión de Salida [psig) 3000 Flujo de Gas de Entrada [MMSCFD) 200 Relacion de Compresion 7.27 Numero de Etapas 2 Relacion de Compresion por Etapa 2 72 ETAPA NUMERO 1 Presión de Succión (psg] 400 Presión de Descarga [psig] 1114.6 Temperatura de Descarga [T I 282.83 Diameho del Separador [pies] 7.23 Longitud del Sepaador [pies) 28.94 Cabezal lsentropico del Compresa (ibfpie/lb) 39535.89 Potencia del Compresa [hp] 12906.54 Calor Requerido (MMBTU/h) 47.86 Area de Transferencia para Tubofircaza (pie21 1 2867.7 Area de Transíerencia para Fin Fan Coolers [pie2) 288994.2 ETAPA NUMERO 2 Presión de Succión (psig) 1104.6 Presión de Descarga (psig] 3033.36 Temperatura de Descarga (TI 282.83 Diametro del Separador (piies] 4.31 Longitud del Separador [pies] 17.22 Cabezal Isentropico del Compresoc [Ibfpie/lb] 33002.03 Potencia del Compresor (hp) 10773.55 Calor Requerido (MMBTUh) 47.86 Area de Transferencia para TuboKarcaza [pie21 12867.7 Area de Transferencia para Fm Fan Coolers [pie21 288994.2 ETAPA NUMERO 3 Presión de Succión (psig) N /A Presión de Descarga (psig) N /A Temperatura de Descarga [T ] N /A Diametro del Separador (pies) N /A Longitud del Separador (pies) N /A Cabezal lsentropico del Compresoc [Ibfpie/lb] N /A Potencia del Compresm (hp) N /A Calor Requerido (MMBTUlh] N /A Area de Transferencia para TuboGrcaza (pie21 N /A Area de Transferencia para Fin Fan Coolers (pid] N /A
Evaluacion Global para una Wanta de Compresion de Gas
Cerrar 1 Ver Repa te 1 Figura 93. Resultados Caso 1 (SIPGLUZ)
R m i l t s
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~cí,.r;n: i " l = - . i c ~ . urxer i rs%3:urei c-&.inrx1. A l rhlls PeSFr.lz
Figura 94. Resultados Caso 1 (Herramienta de Comparación)
Número de etapas --
Cabezal Isentrópico total (Lbf.pie/Lbm)
Tabla 6: Comparación resultados Caso 1
Potencia del compresor (hp) Presión descarga 1 ra etapa (psig) Terriperatura descarga lera etapa ("F) Cabezal Isentrópico ?era Etapa -- (Lbf.pie/Lbm)
r Variable de Proceso
Potencia del compresor lera etapa (hp) Calor removido etapa 1 (MMBtuIhr) Presion descarga 2da etapa (psig)
S'PGLUZ
Temperatura descarga 2da etapa ("F) Cabezal Isentrópico 2da etapa (Lbf.pie/Lbm) --
Potencia del compresor 2da etapa (hp)
Process Asociate of
America
4.2. CASO 2. Calculo de Fases
Desviación ("/.) 1
[leterminar la fracción de vapor de una corriente de composición definida que se presenta
en la Tabla 7. Las condiciones de presión y temperatura son de 600 psg y 200 "F,
res(~ectivamente.
Para ello se requiere de los siguientes datos:
Composición de la corriente.
13resión de Operación.
'Temperatura de Operación.
Tabla 7. Composición de la corriente para Caso 2. 7
(omposición 1 % molar 1
En la figura 95 y 96 se muestran las ventanas de resultados del programa SIPGLUZ y de
H!lsys, respectivamente. En el cuadro comparativo (Tabla 8) se presentan los resultados
para ambas aplicaciones.
Cwidiciones de Opera&
Preskn [psia] 1600 [ V a Resultados 1
Temperatura (Fl 1 7 Atras / VaReporte 1
! Propiedad - Mezcla V ~ P Temperatura ('F] M0 200 Presión (psia) 600 600 Fracción de Vapor (Fase] 0.9684 0.9684
I Peso Molecular (Ib/lbmol] 24.49 22.71 1 Presión Critica (psia) 646.21 652.03 Temperatura Crítica ('R) 41 5.84 402.1 7 Factor de Compresibilidad e ] 0.91 78 Densidad [Iblpie') 2.32 2.097 Viscosidad (cP] ..... 0.01 2707 Tensión Superfiaal [dinaslcm) 7.4828 Conductividad Térmica (8 tu/(hpie 'R]] 0.0727 Capacidad Térmica @ P d e (Cp) [Btu/[lbm-'F)] 0.1 21 O. 58 Capacidad Térmica @ P d e (Cp) (Btu/[lbmd-'F)] 2.9632 13.16 Capacidad Térmica @ V d e [Cv] (Btu/[h-'F]) 0.457 Capacidad Térmica @ V d e (Cv) (0 tu/[lbmol-Y)] 1.269 k ICpKvI -.... 28.81 Entalpia (0 tu/lbm) 240.59 263.24 Entropía (Btu/lbm 'F)] 2.4427 2.6106 Entalpia [E tu/lbmol) 5892.36 5977.07 Entropia [Blu/lbrnol 'F)] 59.8242 59.2764 COMPOSICION Metano 0.8345 0.057 E tano 0.0381 0.0387 Propano 0.0163 0.0163 ¡-Butano 0.005 0.0049 n-Butano 0.0074 0.0071 iPentano 0.0287 0.0262 n-H exano 0.022 0.01 74 n-Heptano 0.0434 0.0278 Dionido de Carbono 0.0046 0.0047
Liquido 200 600
0.0316 79.27 467.71 835.43 0.1 88
35.259 O. 000035 7.4828 0.0004 0.96 76.1
....-
41.54 0.9667 3293.06 76.631 7
0.1449 0.01 88 0.0172 0.0091 0.0163 0.1 066 0.1 636 0.521 7 0.001 8
I
Figura 95. Resultados Caso 2 (SIPGLUZ)
Morksheet Gas inlet Liquido vapor -- Conditiais Methane--~.~. .- .. - . . - J 0.3'345 1 - _ O.1471 . .. . 0.860ti
E thane 0.0381 0.01 89 0.038f1 Prciperties Ropane
Cmpcuition i-Butane n-Butane
PF Specs n-Pentane
Design ] Reactions J Rating 1 I I Figiira 96. Resultados Caso 2 (Hysys)
Tabla 8. Com~aración resultados Caso 2
V/fl (base molar) - Peso Molecu ~ l b r n l p i e 3 ) Factor Z
Como se puede observar en la tabla 8, la desviación de los resultados se encuentra en su
mayoría dentro de un rango aceptable (< 5%). El mayor porcentaje se obtuvo para el C02
(36%) en la fase líquida del equilibrio, el cual se puede explicar al comparar las constantes
de equilibrio (ki) de este componente, pudiendo ser esta diferencia por tratarse de un
coinponente polar.
4.3. CASO 3. Cálculo de propiedades de una corriente de un gas
Para un sistema de compresión se necesita determinar el cambio de enialpía en la
corriente de un gas de composición definida, la cual se presenta en la tabla 9. Determinar
adicionalmente las propiedades indicadas para las condiciones de proceso a la entrada del
equipo. Se sugiere emplear como modelo termodinámico Soave-Recllich-Kwong.
Propiedades a calcular:
Factor de Compresibilidad (Z).
Capacidad térmica a presión constante (base másica)
Capacidad térmica a volumen constante (base másica)
e Relación k = CplCv
Cambio de entalpía
Cambio de entropía
C;ondiciones de proceso:
Eintrada: 150 psig , 120 "F
Salida: 300 psig , 307 "F
Tabla 9. Composición del gas para el Caso 3 Corn onente b j l
Para la comparación se emplea el simulador de procesos Hysys consiclerando como
modelo tennodinámico la ecuación de estado de Soave-Redlich-Kwong. En la figuras 97 y
98 se presentan la ventana de resultados del programa SIPGLUZ y del Hysys
respectivamente.
t Propano 5 i - ~ u t a n o 3
Condiciones de Operacion
Presion (psia) 1164.7 Temperatua [Fl
Atras 1 Ver Repmle 1
Propiedad Mezcla 1 Vapor m-- Temperatura ['F) 150 150 Presión [psia) 164.7 164.7 Fracción de Vapor [Fase] 1 1 Peso Molecular [IbAbmol) 24.459 24.459 Presión Crítica [psia] 649.28 649.28 Temperatura Crítica ('R) 429.71 4 429.71 4 Factor de Compresibilidad v ] 1 1 Densidad [Ib/pid] 0.616 0.616 Viscosidad [cP] 0.M 1091 0.01 1 091 Tensión Superficial [dinas/cm] Conductividad Térmica [Btu/(hr-pie 'R)) 0.0582 0.0582 Capacidad Térmica @ P d e (Cp] [Btu/[lbm-'F)] 0.5037 0.5037 Capacidad Térmica @ P cte (Cp] (Btu/(lbmol-'F]) 1 2.32 1 2.32 Capacidad Térmica @ V d e [Cv] [Btu/(lbm-'F]] 0.4225 0.4225 Capacidad Térmica @ V d e [Cv] [B tu/[lbmol-'F]] 10.33 10.33 k [Cp/Cv) 1.192 1.192 Entalpia (BtuAbm] 241.37 241.37 Entropía (Btu/lbm 'F]] 2.1202 2.1202 Entalpía [Btu/lbmol] 5903.72 5903.72 Entropía (Btu/lbmol 'F)) 51.8586 51.8586 MIMPOSICION Metano O. 75 0.75 Etano 0.08 0.08 Propano 0.05 0.05 ¡-Butano 0.03 0.03 n-Butano 0.03 O. 03 i-Pentano 0.03 0.03 rrPentano 0.03 0.03
Figura 97. Resultados Caso 3 (SIPGLUZ)
E% la tabla 10 se muestra el cuadro comparativo de los resultados. Corio se puede
observar, la mayoría de las desviaciones se encuentran por debajo del 1 (/o, existiendo
exclusivamente una desviación cercana al 12 % para el cálculo del cambio de. entropía del
gas para los parámetros evaluados, lo que representan resultados satisfactorio^^.
No se comparan los valores de entropía y entalpía para cada uno de los estados
termodinámicos del gas, debido a que cada valor de la propiedad ha sido c:alculado con
diferentes estados de referencia, evaluando así solo las diferencias de entalpía y entropía
entre los dos estados termodinámicos.
- -- - - --- - ~ --
Worktheet N m . . .. - , Gas idet ( Gas outlet A - Vapou Fraction ~. 1.00000 1.00000
I Temperatwe [Fj 120. (10 206.83 - Pressure [psig] 1 , 150.00 300.00 - .
Adual Vo l flw [barre~day] 3.435" 2E8&+005 Mass EnWpy [Btu/lb] -1 479.8 -1 438.7 Mas-Entropy [ B t A f j 1.671 4 Moiecuia~ Weight 1 24.459 24.459 Mola Density [Ibnole/ft3] 1 27523e-002 4.5939e002 Mass D d y [Ib/ft3] 1 0.67319 ~ ~- 1.1236 Std. L'iquid Mass Density [b/1t3] 1 < a y > < em@Y > Molac Heat Capaaty [Btu/ibrndeF] 1 12.431 1 3.648 Mass He& Capacity [Bhdibf 1 1 0.50822 0.55798 Therrnal Condvctmty [Btulhritfl 1 1.871 &U02 2.3MX)e-OM .~ .
v ¡ c& i t~ [cP] 1 ~ 1.1 937e-002 -1.3774- - _
Suface ~ensionIdyne/cmj 1 < m Y > . . . <ernpiy> Speciíic Heai [B tu/lbmdef ] 12.431 1 3.648 . .. -
ZFactm ~ .~ 1 0.96194.- ~. 0.95777 . . . . .
Vap. Frac. [ d a r basis) 1 1.0000 l.M#WI Vap. Frac. [mass basis] 1 . 1.0000. - - l.(n"'! . ~
Vap. Frac.. votune Basis] 1 ~- l.cQCiil ..- 1.MMO Mobr V h e [ft3/lbmole] 36.333 21.768 Act Gas Row [ACFM] 1 1333.6 8c¡2.59 ~. ~
Act. Lq. Flow [USGPM] 1 <empiy> <em@~> Std. Lq. Vol Flow lbareVday] <empty> Std Gas FLor, [MMSCFD] 1 , <-E ~-.- M.148 ~ - . ~
Watson K 16.922 ~ , 16.922 K i a i c ~ isco& [cS t] 1.1070 0.76526 '
' 1 1.2388 CDKv 1 . 2 m v -
r lgnored
Figura 98. Resultados Caso 3 (Hysys)
Tabla 10. Comparación resultados Caso 3 -- Propiedad Peso Molecular Z
Cv (Btu/Lbmol."F) k H1 (BtuILbm)
SIPGLUZ 24.459 0.9607
S1 (Btu/Lbm."F) S2 (Btu/Lbm."F) AH (BtulLbm) AS @tu/Lbm."F)
10.1 1.231
220.06
Hysys 24.459 0.961 9
% Desviación 0.00 0.1 2
10.034 1.238
-1479.8
J
- 0.32 11.46
1.8956 1.91 31 41.23 0.01 75
0.66 0.57 1
-
1.6557 1.6714 41.1
0.0157
4.4. CASO 4. Calculo de Propiedades para un componente puro
Se necesita estimar para un gas cuya composición es esencialmente propano las
propiedades indicadas para realizar cálculos de balances de energía en un proceso de
refrigeración. La temperatura inicial y final requerida del gas son 450 F y 200 F, siendo la
presión 60 psig. Adicionalmente se requiere determinar la carga de calor a remover. Se
sugiere emplear la ecuación de estado de Peng-Robinson para realizar dichos cíilculos.
Propiedades a calcular:
Conductividad térmica
Densidad
Viscosidad
Capacidad térmica a presión constante
Capacidad térmica a volumen constante
Cambio de entalpía para los estados termodinámicos.
Ein este caso se realiza la comparación con el simulador Hysys, donde Is ventana de
resiiltados se presentan en la figuras 99 y 100, mientras que la tabla 11 muestra la
comparación de resultados.
Propiedad 1 Vapor 450
Presion (psiaj Fraccion de Vapor (Fase) Peso Molecular (Ib/lbmd) Presion Critica [psia) Temperatura Critica (Tí ] Factor de Compresibilidad c ] Densidad [Ib/pie-') Viscosidad (cP) Tension Superficial (dinas/cm) Conductividad Termica [B tu/[hr-pie 'R 1) Capacidad Termica (Cp) [Btu/[lbm-'F]] Capacidad Termica [Cv] (Btu/[lbm-'F)) k [Cp/Cv] Entalpia [Btu/lbm) Entropia (Btu/lbm 'F)]
! [ salir 1 cenar 1 ver neporte . 1; Y I
Figura 99. Resultados Caso 4 (SIPGLUZ)
Tabla 11. Comparación resultados Caso 4. Propiedad SIPGLUZ Hysys % Desv
0.983 0.986 0.30
Como puede observarse en la tabla 11, la mayoría de los parámetros ~valuados se
S1 (Btu/Lbm."F) S2 (Btu/Lbm."F) AH (BtulLbm) Calor requerido (MMBtuIhr) E
encuentran inferior al 1%, lo que representa un rango aceptable de desviación. Observando
los resultados del calor requerido en el balance de energía se aprecia un desviación de solo
1.727 1.5544
-1 37.04 -2.7408
0.396 lo que indica el nivel de exactitud del cambio de entalpía. Para los casos de la
viscosidad y conductividad térmica se presenta una desviación de 7 y 14% respectivamente.
1.0656 0.89
-1 37.43 -2.749
Estas diferencias se explican principalmente por las correlaciones empleadas por cada
- -
-0.28 -0.30
aplicación para el cálculo de las propiedades, sin embargo, es importante destacar que
corriparando los valores absolutos suministrados por SIPGLUZ y Hysys, y considerando su
aplicación práctica, esta diferencia no influye para los efectos de cálculos c!stimados de
4.5. CASO 5. Dimensionamiento de un Separador Bifásico Horizontal
C)eterminar las dimensiones e internos requeridos para el servicio de ~n separador
bifásico horizontal para la procesar 45 MMSCFD de gas con una gravedad c?specifica de
0,713, en donde se tiene una producción de 10000 Bbls de Iíquido de 48 API. 1.a presión de
operación es de 350 psig y la temperatura de la corriente es de 100 "F. Determinar los
sigiiientes parámetros de diseño:
Diámetro del Separador.
Longitud del Separador.
Velocidad Critica del Gas.
Velocidad del Gas.
Área requerida para el vapor.
Porcentaje de Area del vapor.
Volumen de Retención.
Tiempo de Retención.
Dimensiones de la boquilla de entrada.
Il)imensiones de las boquillas de salida de vapor y Iíquido.
Velocidad en Boquillas.
Requerimiento de uso de Distribuidor de Ranuras.
Dimensiones del Distribuidor de Ranuras.
e Requerimiento de uso de Extractor de Neblina.
Dimensiones del Extractor de Neblina.
9imensiones de Rompe Vórtices.
Para ello se requiere de los siguientes datos:
Caudal de Gas a manejar por el separador.
Caudal de Líquido a manejar o RGP.
Presión del recipiente.
Gravedad específica del Gas.
Factor de compresibilidad del Gas (Z).
Densidad del Líquido.
Viscosidad del Líquido.
Las propiedades requeridas se muestran en la tabla 12.
Tabla 12. Propiedades fluido de entrada para el Caso 5
Propiedades de compresibilidad del vapor
de vapor (cP)
Valor 0.938 0.01 07
Densidad de vapor (Ibmlpie3) molecular del vapor
líquido (Ibmlpie3)
Una vez introducidos los parámetros de diseño, se obtienen los resultados inostrados en
las figuras 101 y 102 del software SIPGLUZ y Pegasys, respectivamente. En I:i Tabla 13 se
muestra la comparación de los resultados.
1.46 22.54 49.2
superficial (dinaslcm) del líquido (cP) fase líquida (Bblldía)
RESULTADOS PARA SEPARADOR BIFASICO NIVELES DE LIQUIDO EN EL RECIPIENTE HORIZONTAL (DISENO)
22.65 30
1 O000
~ @ P V ~ W / - I n n o 65 D- W@l 1458 49 2 v-.id i a i o m i
P W E T R O S DE DISENO 1 DISTRI0UWOR M WNllRaS 1 Oibnebo de] Scpaada lprl 0 5 L m p b d h l D r r O r I p e r l NIA Lcnphlddcl Scpaada k r l 255 N u m o h R s u a N M V d d Oba Iperlrl 0 9 A r r h o h l a R m u a W g l N /A V M & V w I p d r l llffl L m d d & l a H a i a r l p l g ) MIA P a d e h bV- Gitcal*l 99 62 h w R d á V w l p n DIUEWONES DE L4 W
ha R& wa dvapah* lp 3 7 & b M* h 2 l Z 62 Rd- hrA3 0 U D W & b Y d a lb./pTl 5 h e a dd R d s W ) 5i-5 E l p e m h b M A l p l p l 6 Pmmise dciPna r a d 1x1
T m m & Re(& [ m ) 24
8 4hiadd 5sg&Bdb(plpJ 5 P J u a d Rm, B d i b lplpl 2
Rw-ti~
DIMENSIONES DEL RECIPIENl E
I I Figura 101. Resultados Caso 5 (SIPGLUZ)
F l m
Dem
vkm
Suihcs Temion
0utl1 iem
InlrI I(ozzle Dlametei
Llquld
115U1 rr-I a I Rata
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Drum lllameter fl
Drum Lengíh fl
Ctirical Velady n/r Uax. E x l t V c l o ~ ftk
Figura 102. Resultados Caso 5 (Pegasys)
Tabla 13. Comparación resultados Caso 5 r
Parárnetro de Diseño
Distancia Fondo - HHLL (plg) - Distancia Fondo - HLL (plg) Distancia Fondo - LLL (plg) - Area de aas reauerida ( ~ i e 2 )
U
Flujo de entrada (pie3ls) - Velocidad alimentacion tubería de entrada (piels) - Velocidad tubería de salida (piels) Area de la malla (pie2) Ancho rompe vórtice (pies) Rompe vortice fondo - Deflector superior (plg) t
1 Rompe vortice fondo - Deflector medio la)
Eompe vortice fondo - Deflector inferior'i&)
Como se puede observar en la tabla anterior, la desviación de la magoría de los
parhmetros se encuentra dentro de una desviación aceptable. La mayor desviación se
presenta en la velocidad de salida del gas, 53% y esto se debe a que los criterios
empleados para el cálculo de la velocidad de salida son diferentes, siendo el del Pegasys
mucho más conservador que el empleado por SIPGLUZ, el cual tiene 'como fuente
Carnpbell.
Otro aspecto relevante es comentar que los algoritmos son similares en cuanto a sus
fundamentos técnicos, sin embargo el desarrollado en Pegasys además de dimensionar,
presenta algoritmos de optimización del recipiente para las condiciones de procesos.
4.6. CASO 6. Dimensionamiento d e un Intercambiador de Calor (Tubo Coraza)
Un intercambiador de calor de Tubo y Coraza maneja 45 MMSCFD de un cas natural de
gravedad específica 0,72 y 500 psig. El gas deberá enfriarse empleando agua como medio
de enfriamiento desde 220 "F hasta 110 "F. La temperatura de entrada del medio de
enfriamiento es de 100 "F. Calcular la carga calorífica y las dimensiones del intercambiador,
determinando los siguientes parámetros de diseño:
Número de tubos.
Diámetro de tubos.
Longitud de tubos.
Arreglo de tubos.
Material de tubos.
Diámetro de la coraza.
Número de deflectores.
Área de ventana de deflectores.
Coeficientes de películas.
Coeficiente de resistencia del tubo.
Coeficiente Global de Transferencia de Calor.
Caída de Presión lado tubos.
Caída de Presión lado coraza.
Area efectiva de transferencia.
Relación de Esbeltez.
Relación espaciamientoldiámetro de deflectores (BIDs).
Para ello se requiere de los siguientes datos:
e Caudal a manejar por el intercarnbiador.
e Gravedad específica del Gas.
Factor de compresibilidad del Gas (Z).
Densidad del Gas.
e Densidad del Líquido.
e \/iscosidad del Líquido.
Capacidad Térmica del Gas.
e Capacidad Térmica del Líquido.
e (;onductividad Térmica del Gas.
Conductividad Térmica del Líquido.
e Tensión Superficial de la fase líquida.
e Condiciones de Operación lado tubo.
Condiciones de Operación lado coraza.
Para efectos de la apreciación de la aplicabilidad del modulo de Intercambiadores,
específicamente de la sección de Tubo y Coraza, se plantea un caso de cálciilo típico para
el Ingeniero de Gas, siendo éste el estimado de las dimensiones de un tubo y coraza. Para
tal fin se desarrollará un diseño acorde a datos de problema propuesto en la cátedra de
Diseño de Equipos. En este caso no se encontró una herramienta de cálculo con el nivel de
detalle similar al de SIPGLUZ, sin embargo existe un simulador con estas características
llamado HEXTRAN, pero no contamos con esta aplicación para la realizar la ccmparación.
Los resultados obtenidos por el programa SIPGLUZ se muestran en la Figura 103. Como
puede observarse, se consideró tubos de % de pulgadas con un arreglo triangular de 1
pulgada. Igualmente se consideró tubos de calibre 16 y con una longitud de 20 pies. Para
dicha configuración se obtiene un total de 891,7 tubos calculados, para tener de esta
manera una coraza de 32 pulgadas y de 902 tubos (datos que se obtienen para el arreglo
recomendado seleccionado), con una relación de esbeltez de 6,5. Esta relación se
encuentra dentro del rango recomendado de 6 y 10.
Con respecto a la coraza del intercambiador, se consideró 10 deflectores para un
espaciamiento de de 22 pulgadas, para tener una relación B/Ds de 0,59, estaiido dentro del
rarigo recomendado de 0,2 y 1 ,O. Con este arreglo las perdidas de presión en el equipo,
tarito para el lado tubos como para el lado coraza, se encuentran por debajo de 5 psi.
lJna vez establecido el arreglo mecánico, el cual cumple con los parámetros de diseño,
se calcula los coeficientes de película lado tubos y lado coraza, para obtener un Coeficiente
Global de Transferencia de 58,88, con un porcentaje de área de exceso de 15 (')/o).
C d i e & P d a h Lado baza
NumaodeDeRslas m CaaardeRman
Co<te del Ddleda [ X ) 12511 Rebcgn B/Ds a59 ser-inardaaai
BlDserlieO.2y 1.0 DP en h baza lp] la E-o ( ~ 4 1 22 Rdacion&Erbel=
Serecomadamrdaciai M s m ~ e f i y l O
S& 1 Cara ( VaRepa(a.. 1 I I Figura 103. Resultados Caso 6 (SIPGLUZ)
En la figura 104 se presenta el reporte de resultados de SIPGLUZ para este Caso, el cual se genera con Cristal Report.
UNIVERSIDAD DEL ZULlA
h ! DIY~YIN DE \ / 1 POSTGRADO
i
Propiedad PROPIEDADES LADO TUBOS Fluido SeMao Preci-n (psig) Temperatura de Entrada ("F) Temperatura de Salida ("F) Flujo Masicn ( I b a ) Densidad (lbbid) Viscosidad del Gas (cP) Condudiwdad Tkrmica (Btu/(hr-pie- "R)) Capacidad Temica (Cp) (Btu/(lbm-"F)) PROPIEDADES LADO CORAZA Fluido SeMao Precin (psig) Temperatura de Enhada ("F) Temperatura de Enúada ("F) Flujo Masico (lb*) Densidad (lbbid) Viscosidad del Gas (cP) Condudiwdad Termica (Btu/(hr-pie- "R)) Capacidad Térmica (Cp) (Btu/(lbm-"F)) PARAMETROS DE DISENO Calor a Remover (MMBtuihr) Patron de Flujo Numero de Pases en la Coraza Numero de Pases en b s Tubos LMTD sin Correccion Fadac de Correccion de LMTD LMTD Corregido Diamebo de Tubos Longitud de Tubos Calibre de Tubos Tipo de Arreglo Pitch de Clearance Numero de Tubos Diamebo de la Coraza Tipo de Construccion de Coraza Numero de Boquillas de la Coraza Numero de Deñectores Corte de Deflectores Relacion B/Ds Espaaamiento enúe Deíiedores Esbeitez de la Coraza Material de Tubos Residencia del Metal (Btu/h-F-pie21pie) Fador de Ens. Lado Tubos (Btulh-F-pie2/pie) Fador de Ens. Lado C m z a (BtubFpie2lpie) Coefiaente de Pelicula Lado Tubo (BtuB-F-pie2) Coef aente de Peiiwla Lado Coraza (BtuB-F-pie2) Coefiaente Global de Transferencia (Btulh-F-pie2)
TUBO-CORAZA Valor - Liquido Agua 64.969 559.67 579.67
Gas Gas 514.969 679.67 569.67 1031 07.7 1.537 0.031447 0.0225 0.59
6.7 Flujo Contra-corriente 4
0.89 34.7901 0.75 20 16 2 1 0.73 0.25 982 37 Fixed Tubesheet 2 21 25 0.59
- -
C:#qecto-Tesis\Reportes~esTuboContza.rpt W E R S I D A D DEL ZULIA 2110512006 08:13:27p.m.
Figura 104. Reporte de resultados para intercambiador Tubo-Coraza (Caso 6 )
4.7. CASO 7. Dimensionamiento de un Compresor
Se requiere comprimir 40 MMSCFD de un gas cuyas condiciones de entrsda son 100
psig y 90 "F, con una presión de salida 300 psig. Calcular el cabezal isentrópico y la
potencia requerida para el servicio de compresión. Considerar un peso molecular del gas 22
lb-lbmol con una relación Cp/Cv de 1.22. Adicionalmente determinar: temperatura de
descarga y la eficiencia politrópica.
Para ello se requiere de los siguientes datos:
e Caudal de gas a manejar
e 'Temperatura de Entrada del Gas.
e Presión de succión.
presión de Descarga.
e Peso Molecular del Gas.
Eficiencia Isentrópica.
e ?elación CpICv.
Luego de introducir los parámetros en SIPGLUZ y en Hysys se obtienen los resultados
que se presentan en las Figura 105 y 106. En la Tabla 14 se muestra la colnparación de
resultados.
Como se puede observar en la tabla 14, todos los parámetros se encuentran con una
desviación inferior a 2.5%. Se debe destacar que en el simulador Hysys se emplearon
métodos termodinámicos basados en ecuaciones de estado (PR) para resolvei- el problema,
mientras que SIPGLUZ emplea el método estimado de cálculo basado en la expresión de
cabezal isentrópico partiendo de la expresión de gases ideales, de lo anterior puede
concluirse que los resultados de SIPGLUZ son aceptables.
Climensionamiento de Compresores para una Etapa de Compresion
Propiedad
Pre~iori de Descarga (psig] Temperatura de Succión ('F] Temperatura de Descarga('F) Fluio Volumétrico (MMSCFD] Fluio Másico (Ib/h] Presión Crítica [psia] Temperatura Critica ['F] Peso Molecular [Ibllbmol] Factor de Compresibilidad Promedio e] Relación Cp/Cv Eficiencia Isentrópica Relación de Compresión Cabezal Isentrópico (lbfpie/lbm) Potencia requerida del Gas - ghp (hp) ACFM Cabezal/impulsor (pies)
1 Numero de Impulsores Velocidad del Impulsor (pies/segJ
; Velocidad Sónica [pies/seg] i Velocidad del Compresor [rpm] ! Diametro del Impulsor (pies] Perdidas Mecanicas [hp] Potencia requerida del Motor - bhp (hp) Eficiencia Pditrópica
1 salir 1 cerra 1 Ver Reporte ... 1 1 I I Figura 105. Resultados Caso 7 (SIPGLUZ)
I ' L Figura 106. Resultados Caso 7 (HYSYS)
4.8. CASO 9. Evaluación hidráulica de una línea.
Tabla 14. Comparación resultados Caso 7
Se requiere estimar las pérdidas de presión en una línea de transferencia de gas a 1200
psig hasta la entrada de una planta de extracción de líquidos. El tramo de tubería entre el
sistema de compresión y las instalaciones de la planta de extracción es de 16 pulgadas de
diámetro y presenta una longitud de 12 km (40000 pies) aproximadamente. La planta de
corripresión comprime 400 MMSCFD de 22 Ibsllbmol y una viscosidad de 0,2 cP a una
temperatura de 100 "F. Existe una diferencia de elevación de 150 pies eritre la planta
corripresora y la planta de extracción. Determinar los siguientes parámetros de diseño:
F'resión de Llegada.
F'lujo Actual de Gas (ACFM).
Flujo Másico.
Rugosidad de la tubería.
Caída de Presión por cada 100 pies de tubería.
\/elocidad del fluido.
Propiedad de compresibilidad
F'ara ello se requiere de los siguientes datos:
SIPGLUZ 0.9789 236.3 41832
2720 0.77
Hysys 0.965 234.5 41469
2655 0.771
Caudal de gas a manejar
Temperatura del Gas.
Presión del Gas.
Peso Molecular del Gas.
Longitud de la línea.
m Diámetro de la Iínea.
Cambio de elevación.
% Desv 1.40 0.77 0.88 2.45 0.13
Para la evaluación hidráulica del sistema de transferencia se considera la correlación de
Panhandle B por tratarse de un gas con una gravedad específica mayor a 0,75. Para los
cálc;ulos de caída de presión se considera la estimación del Factor de Compresibilidad (Z)
disponible en el modulo, el cual considera la correlación de Brill y Beggs. Los resultados
obtenidos a partir del Software SIPGLUZ se muestran en la Figura 107.
Evaluacion de Flujo de 1-iquidos y Gases 1
3 Calculo de Presbn Final conociendo 1 Caso de Preion de Entrada 1
Propiedad --
Presión de Entrada (psig) Presión de Salida (psig] Flulo Volumétrico (MMSCFD] Flujo Volumétrico Actual (pid/min ] Flulo Másico (Ib/h] Peso Molecular [Ib/lbmol] Factor de Compresibilidad Promedio [Z) Densidad [lb/pid) Viscosidad (cP) Longitud de la tuberia [pies) Cambio de Elevación (pies] Diámetro [pulg]
1 Material de la tubería ! Rugosividad (pulg] Velocidad del Fluido (pies/s] Caida de Presión/100 pies de tuberia (psi]
1 valor 1 o0 1200 932.7 400
291 0.9 96631 0.9
22 0.795 5.6
O 7.58 150
15.25 Acero Comercial
0.0001 5 38.25 O. 668
1 Cerrar 1 id 1 VerReporte . 1 Figura 107. Resultados Caso 8 (SIPGLUZ)
Para verificar los resultados previos contra los resultados de un simulador comercial, se
emplea el simulador PIPEPHASE. Para ello se contempló igualmente la correlación de
Parihandle B con la finalidad de considerar las mismas bases de cálculo. En la Figura 108
se presentan los resultados del simulador PIPEPHASE.
,41 comparar los valores de la caída de presión y la velocidad del gas en la línea, (Ver
Tabla 15), se puede observar que la desviación se encuentra inferior al 2%, lo que
representan resultados satisfactorios de SIPGLUZ para este caso.
V E L D C I T Y SUMMARY
PRESSURE DEVICE D E V I C E MIXTURE V E L O C I T Y C R I T I C A L GRADIENT PRESSUF.E
L I N K NAME T Y P E ( I N L E T / O U T L E T ) V E L O C I T Y f I N L E T / O U T L E S T ) DROP ( F P S ) í F P S ) ( P S I F T ) ( P S I G )
---- ------ -------- -------- L O 0 3 P 0 0 5 P I P E 3 7 . 5 7 4 9 . 0 4 1 1 5 7 . 4 5 - 5 . 8 E - 3 - 7 . 6 E - 3 - 2 6 3 . 9
V E R S I O N 8 . 1 R S I M U L A T I O N S C I E N C E S , I N C . P I P E P H A S E I'AGE 8 P R 3 J E C T OUTPUT PR3BLEM NETWORK REPORT ( 5 / 0 9 / 0 6
S001 DO02 P 1200 psig P 936.1 p$ig l3g 400 MM [t3/day TJq -400 MM ft3?1j-l
Figura 108. Resultados Caso 8 (PIPEPHASE)
1 Velocidad t~iesls) 1 38.25 1 37.57 1 1.8 1
Tabla 15. Comparación resultados Caso 8 Parámetro
Caída de Presión @si) E SlPGLUZ 267.3
PIPEPHASE ( Desviación 263.9 1.3
CAPITULO V
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
6.1. CONCLUSIONES
1. Empleando el Software Microsoft Visual Basic versión 6.0, se esta en capacidad de
diseñar y desarrollar herramientas de cálculo que permiten al usu.ario realizar
estimaciones de variables de proceso de una manera rápida y confiable.
2. El conocimiento de lenguajes de programación por parte del Ingeniero de G.as le permite
desarrollar herramientas de cálculo que puede adaptar a las necesidades de los
procesos a los que esta involucrado, personalizando la interfaz y haciendo mas versátil
el futuro empleo de esas aplicaciones.
3. El Software SIPGLUZ permite una evaluación en un tiempo corto de un determinado
equipo o proceso que se desee estudiar sin necesidad del empleo de simuladores
comerciales.
4. Con el módulo Dimencionamiento de una Planta de Compresión de Gas del Software
SIPGLUZ se tiene una herramienta confiable para realizar el diseño conct?ptual de los
equipos principales de una estación de compresión de gas.
5. Con el módulo de Propiedades Físicas y Termodinámicas del Software SIPGLUZ se
dispone de una herramienta confiable para estimar las propiedades de gases y líquidos
de composición conocida o indefinida, como componente puro o como mezclas
rnulticomponentes que pueden ser empleadas para el diseño básico de procesos y para
evaluación de los equipos presentes en una planta de procesos.
6. Con el módulo de Separadores Bifásicos del Sofhvare SIPGLUZ se dispone de una
herramienta confiable para el diseño básico y la evaluación de separadores bifásicos
Horizontales y Verticales.
7. Con el módulo de lntercambiadores de Calor del Software SIPGLUZ se dispone de una
herramienta confiable para el diseño básico de intercambiadores tubo y corzza, así como
de enfriadores de aire.
8. Con el módulo de Compresores del Software SIPGLUZ se dispone de uns heri'amienta
confiable para el diseño básico de compresores centrífugos, el cual permite tanto el
dimensionamiento estimado del compresor como de los impulsores.
9. Con el módulo de Facilidades de Superficie del Software SIPGLUZ se dispone de una
herramienta confiable para el diseño de líneas de transferencia para servicios de liquido
y gases, diseño y dimensionamiento de sistemas de alivio y diseño y evaluación de
bombas centrífugas.
10. Los resultados con SIPGLUZ en comparación con otras aplicaciones de evziluación tales
como Simuladores de Proceso, programas de fabricantes y herramientas de cálculo
pertenecientes a Empresas privadas, son satisfactorios considerando las desviaciones
encontradas, por lo que SIPGLUZ puede ser empleado para (i) estudios a~adémicos, (ii)
desarrollos en ingenierías conceptuales y básicas en las fases de evaluacióq y definición
de proyectos y (iii) para evaluación de equipos principales de proceso en L1na planta de
procesos.
6.2. RECOMENDACIONES
1. lncluir en el módulo de Propiedades Físicas y Termodinámicas la opción di: cálculos en
el punto de burbuja y en el punto de rocío de una mezcla de hidrccarburos de
composición dada.
2. lncluir en la sección de Flujo de Fluidos del modulo de Facilidades de Superficie,
cálculos hidráulicos para corrientes bifásicas.
3. lncluir en el módulo de Separadores la opción para el diseño de separadores trifásicos
(Gas- Crudo -Agua)
4. Incluir en la sección Válvulas de Alivio de Presión del módulo de F~cilidades de
Superficie un procedimiento de cálculo para el diseño de válvulas de alivio con fluido es
bifásico, empleando el método Omega para dicho caso.
5. Se recomienda incluir procedimientos de cálculo para el dimensioriamiento de
compresores reciprocantes.
6. Contemplar en los procedimientos de cálculo de propiedades físicas y termodinámicas,
correlaciones específicas para componentes contaminantes (no h'drocarburos)
presentes en la comente de gas en estudio.
7. Optimizar el código para el manejo y protección de posibles errores durante la ejecución
del programa, con la finalidad de guiar al usuario durante la aplicación del programa en
cada uno de los módulos.
8. Evaluar rangos aplicables de temperatura y presión de los diversos módulos en los
cuales se obtienen resultados satisfactorios acorde a la aplicación del mismo.
9. Evaluar las fracciones máximas de contaminantes en la composición del gas bajo
estudio para las aplicaciones de los diversos módulos para obtener resultados
satisfactorios acorde a la aplicación del mismo.