Calentamiento de Bunker

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FACULTAD DE CIENCIAS E INGENIERIAS FÍSICAS Y FORMALES PROGRAMA PROFESIONAL DE INGENIERIA MÉCANICA, MÉCANICA ELÉCTRICA Y MECATRÓNICA Investigador: Ing. Carlos Gordillo Andía M.Sc. Curso: Diseño de Plantas Industriales II Arequipa, Perú

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FACULTAD DE CIENCIAS E INGENIERIAS FÍSICAS Y

FORMALES

PROGRAMA PROFESIONAL DE INGENIERIA MÉCANICA, MÉCANICA ELÉCTRICA Y

MECATRÓNICA

Investigador:Ing. Carlos Gordillo Andía M.Sc.

Curso:Diseño de Plantas Industriales II

Arequipa, Perú2012

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INDICE

INTRODUCCIÓN pag.4

Cap.I: Descripción General del Proyecto pag.51. DESCRIPCION DEL PROYECTO pag.61.1 Descripción del Petróleo Residual R-500 pag.61.1.1 Conceptos técnicos de los combustibles industriales pag.61.1.2 Petróleo Industrial R 500 pag.101.1.3 Conversión entre Grados API,G.E, Kg por lit y Lbs por Gal pag.121.1.4 Problemas que se originan en el quemado de combustibles residuales pag.121.1.5 Sistema de Calentamiento del Petróleo Residual R-500 pag.131.1.5.1 Almacenamiento pag.131.1.5.2 Circuito de Transporte pag.141.1.5.3 Bombas para Petróleos Residuales pag.151.1.5.4 Precalentamiento para Bombeo pag.161.1.5.5 Precalentamiento para Atomización pag.161.1.5.6 Aditivación para Residuales en Plantas Industriales pag.161.1.5.7 Análisis de Posibilidades de sustitución de Residual 6 por Residual 500 pag.181.2 Descripción del Tracing de Vapor pag.191.2.1 Líneas de Tracing pag.191.2.2 Tipos de sistemas de Tracing pag.20a) Por el tipo de aplicación pag.20b) De acuerdo al método que se emplea para calentar el fluido a transportar pag.211.2.3 Ventajas de las Líneas de Tracing de Vapor pag.221.2.4 Sistemas de Tracing de Vapor pag.22Aplicaciones recubiertas (aisladas) pag.22Aplicaciones desnudas (sin aislar) pag.23Aplicaciones críticas pag.231.2.5 Consideraciones para el diseño de una Línea de Tracing de Vapor pag.241.2.6 Diseño de una Línea de Tracing pag.271.2.6.1 Diseño de Líneas de Tracing por Transferencia de Calor pag.281.2.6.2 Diseño de líneas de tracing (método de tablas y guías) pag.372. MEMORIA DESCRIPTIVA pag.462.1 Ubicación Geográfica pag.462.2 Descripción General del Proyecto pag.482.2.1 Caldera Pirotubular Horizontal de Espalda Húmeda INTESA pag.482.2.2 Recepción en Planta pag.492.2.2.1 Control de Peso al ingreso de la planta pag.492.2.3 Normas API pag.51

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Cap.II: Cálculos Justificativos pag.521. CALCULO DE TUBERÍAS Y TRACING pag.531.1 Tubería de Petróleo del tanque general al tanque diario “12” pag.531.2 Tubería para el Precalentador de combustible de caldero “2” pag.551.3 Tubería que va a los tanques de almacenamiento de combustible “3” pag.571.4 Diseño del sistema de Tracing pag.591.4.1 Selección de Dispositivos para el Sistemas de Traceado pag.66a) Para tubería 2, 3, 4 pag.661. Controles de temperatura y controles de presión pag.662. Manyfolds de tubería “vapor” y “condensado”: pag.683. Conectores Universales: (ubicado en la salida del manyfold vapor) pag.68b) Para tubería 6,7,8,9 pag.684. Purgadores de presión equilibrada para vapor: pag.685. Difusores: (salida del Manyfold condensado) pag.696. Selección de trampas de vapor pag.701.4.2 Tubería desde el Manyfold de vapor hasta el inicio del tracing “4”: pag.711.4.3 Tubería para procesos “5” pag.711.5 Tuberías de condensado pag.721.5.1 Tubería del Precalentador “6” pag.721.5.2 Tubería del tanque diario “7” pag.721.5.3 Tubería de trampeo del tracing “8” pag.721.5.4 Tubería derivación del condensado de tracing “9”: pag.731.6 Tubería salida Manyfold “10”: pag.741.7 Tubería combustible tanque diario de caldera “13 y 14”: pag.741.8 Distancia entre soportes del línea de procesos pag.751.9 Espesor de aislamiento para tuberías de vapor exceptuando la línea de tracing pag.752. DISEÑO DE TANQUE DE ALMACENAMIENTO pag.782.1 Capacidad de Almacenamiento pag.782.2 Calculo de Espesor de Casco pag.792.3 Calculo del Espesor del Techo pag.802.4 Calculo del Espesor del Fondo pag.802.5 Resumen de Cálculos para Tanque de Almacenamiento pag.813. CALCULO Y SELECCIÓN DE CASA DE BOMBAS pag.813.1 Selección de la Bomba de Combustible de Recepción y Tracing pag.81Calculo de las Perdidas de Presión por Rozamiento pag.81Calculo de Presión de Bombeo pag.83Parámetros pag.84Selección de Bomba pag.843.2 Selección de la Bomba de Combustible de Alimentación a Sala de Calderos pag.86Calculo de las Perdidas de Presión por Rozamiento pag.86

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Calculo de Presión de Bombeo pag.87Parámetros pag.88Selección de Bomba pag.884. DISEÑO DEL TANQUE DE COMBUSTIBLE DE USO DIARIO pag.904.1 Capacidad de Almacenamiento pag.904.2 Calculo de Espesor de Casco pag.914.3 Calculo del Espesor de las Tapas pag.924.4 Calculo de Soportes pag.924.5 Resumen de Cálculos para Tanque de Almacenamiento pag.944.6 Diseño de Serpentín para Calentamiento de Tanque de uso Diario pag.95

ANEXOS pag.98ANEXO 1: TABLAS pag.99ANEXO 2: GRAFICAS (NOMOGRAMAS) pag.104ANEXO 3: PROYECCIONES EN 3D pag.109ANEXO 4: ABACOS PARA SELECCIÓN DE TUBERIAS pag.111ANEXO 5: Planos pag.112ANEXO 6: Plano de Distribución de Tuberías y Equipos pag.113ANEXO 7: Plano de Distribución de Planta pag.114

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INTRODUCCIÓN

El mundo se ha desarrollado en base a la energía química almacenada por la naturaleza en los combustibles fósiles y actualmente depende de su disponibilidad, comercialización y empleo. El Carbón mineral impulso la revolución industrial y suministró la energía que cambió el mundo en el Siglo XIX; a partir del Siglo XX, el petróleo se convirtió en el oro negro que dominó la civilización y determinó el ritmo de la economía del planeta. Estos recursos geológicos comprenden el grupo de recursos no renovables de la tierra, puesto que los procesos geológicos para su formación requieren millones de años. La palabra “petróleo” proviene de las voces latinas petra y oleum, que significan piedra y aceite, no porque sea aceite de piedra sino por estar aprisionado entre piedras.

El combustible es todo aquello capaz de arder o quemarse produciendo luz y calor, en donde este será el encargado de quemarse en condiciones controladas y producir energía térmica para bienes industriales. Los combustibles derivados del petróleo están constituidos por los destilados más pesados y los residuales que salen por el fondo de las columnas de destilación. A partir de la crisis energética en los años setenta, la tendencia mundial se orienta a elevar precios y disminuir la calidad de petróleos residuales empleando procesos de refinación cada más complejos y sofisticados.

Ahora respecto al aprovechamiento industrial, es muy importante conocer acerca de las líneas de transporte de este producto a partir de su distribución y aprovechamiento del mismo, ya que sus componentes y sustancias de acompañamiento demandan un diseño adecuado. El cambio de ubicación de generadores de vapor provocara un nuevo cálculo de las tuberías de acompañamiento. Actualmente el mantenimiento de un nivel de temperatura en tuberías es crítico y, por lo tanto, de viscosidad para garantizar un bombeo adecuado del petróleo crudo y en especial luego de las paradas de las instalaciones, puede ser resuelta a partir de este tipo de construcción aislante para la tubería principal, la cual consiste en suministrar un calentamiento adicional con la ayuda de una tubería acompañante de vapor dispuesta a lo largo de toda la tubería y forradas ambas con el material aislante, de manera tal que se forme una cavidad termoaislada y mantener el régimen térmico necesario del petróleo transportado.

El presente proyecto estará orientado al diseño de un sistema de calentamiento de petróleo R-500 para un generador de vapor de su uso industrial, siempre acompañado de una línea de tracing contenida de vapor, generalmente instalada para el transporte del combustible desde tanque de recepción general de planta (donde el camión petrolero llega) hasta el tanque diario a utilizar pasando por largas distancias y dispositivos mecánicos como bombas, resistencias eléctricas, ventiladores (que proporcionen caudal de aire necesario), atomizadores, entre otros, hasta llegar al quemador del caldero.

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Capítulo I: Descripción General del

Proyecto

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1. DESCRIPCION DEL PROYECTO

1.1 Descripción del Petróleo Residual R-500

1.1.1 Conceptos técnicos de los combustibles industriales

a) Densidad

Es una magnitud escalar referida a la cantidad de masa contenida en un determinado volumen de una sustancia.

ρ=mV [ kg

m3 ]b) Densidad Relativa o Gravedad Específica (Sp-gr)

La densidad es la relación entre el peso de un producto y el volumen ocupado por el mismo.

ρr=ρfluido

ρagua

=γfluido

γ agua

c) Densidad Relativa o Gravedad Especifica en API (American Petroleum Institute)

Define la relación entre la masa del combustible y el volumen que ocupa a una determinada temperatura y presión.

Es determinada con un hidrómetro o densímetro especialmente calibrado, que se sumerge en el combustible hasta un determinado nivel, permitiendo la lectura de los API en una escala de rango adecuado. Se presentaran valores más altos para combustible livianos y bajos para los pesados. Se expresa a la temperatura de 60ºF/60ºF.

Gravedad Especifica= 141.5131.5+ API

d) Punto de Inflamación

Es la temperatura a la que debe calentarse el combustible, para que desprenda suficiente vapor y forme una mezcla inflamable con el aire, después de exponerlo a una llama.

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e) Contenido de Cenizas

Las cenizas son impurezas formadas por acción de las sales metálicas propias de los petróleos.

f) Viscosidad

Es una medida de la velocidad con que fluye el combustible, a una determinada temperatura. También es un indicador de la facilidad con la que puede ser pulverizado un combustible en un quemador.

Para los residuales los sistemas empleados para medir y expresar su viscosidad son los Segundos Saybolt Furol (SSF) a 122°F y 210°F y los grados Engler (como la relación entre los tiempos necesarios para el paso de 200 cm3 de aceite por el orificio calibrado del viscosímetro y una cantidad igual de agua a la misma temperatura).

Los segundo Saybolt registran el tiempo en segundos que demora en pasar un volumen de 60 cm3a través del viscosímetro Saybolt, utilizándose los Segundos Saybolt Universal (SSU) para combustibles livianos (diesel) y los Segundos Saybolt Furol (SSF) para combustibles pesados (residuales).

Para convertir Segundos Saybolt Universal y Furol a Centistokes, puede utilizarse los siguientes valores:

S.S.U (100°F) / 4.6320 = CentistokesS.S.F (122°F) / 0.4717 = Centistokes

La viscosidad de un fluido puede medirse por un parámetro dependiente de la temperatura llamado coeficiente de viscosidad o simplemente viscosidad:

- Coeficiente de viscosidad dinámico, designado como η o μ. En unidades en el SI: [µ] = [Pa·s] = [kg·m-1·s-1]; otras unidades:

1 poise = 1 [P] = 10-1 [Pa·s] = [10-1 kg·s-1·m-1]

- Coeficiente de viscosidad cinemático, designado como ν, y que resulta ser igual al cociente entre el coeficiente de viscosidad dinámica y la densidad del fluido. ν = μ/ρ. (En unidades en el SI: [ν] = [m2.s-1]. En el sistema cegesimal es el stokes (St).

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g) Poder Calorífico (BTU/Lb)

Es la cantidad de calor que se genera como resultado de la combinación completa del combustible, y es expresado en el sistema inglés por BTU/Lb (BTU: Unidad Técnica Británica, Lb: Libras).

h) Tensión Superficial

Cuando un combustible liquido en contacto con un gas o el aire, como el fluido presenta la mínima área expuesta al contacto con el gas, la acción de las fuerzas que actúan sobre él en la interfase liquido – gas. La tensión superficial al igual que la viscosidad disminuye cuando aumenta la temperatura.

Esta es la responsable del tamaño de las gotas durante la atomización del combustible líquido. Los residuales tienen una tensión que varía poco (10 a 14 dinas/cm).

i)Residuos de Carbón Conradson

El residuo carbonoso Conradson proporciona una indicación u orientación valiosa sobre la tendencia del combustible a formar inquemados (coquizar).

Los índices de Conradson elevados dan una indicación significativa sobre la tendencia a la formación de coque de un combustible en los precalentamientos y ensuciamiento de la boquilla del quemador.

Proporciona una orientación significativa sobre la tendencia a “craquizar” de un residual en los precalentadores (previo a su combustión) delimitan el dominio de las potencias térmicas. Un residuo carbonoso superior al 6% dificultara el funcionamiento.

j)Contenido de agua y sedimentos

Son impurezas propias del petróleo y es una especificación que determina la calidad de un combustible.

Sus efectos dependen fundamentalmente de la forma en que las gotas de agua se encuentren presentes:

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Si las gotas de agua en el fluido son de 1 diámetro tal que su decantación pueda producirse rápidamente, a temperaturas que alcanza el residual en el precalentador del quemador, su presencia en orden del 1%, puede provocar irregularidades apreciables en el funcionamiento del quemador y estabilidad de la llama.

Si las gotitas de agua emulsionada en el combustible no son susceptibles de decantar, por diámetros reducidos y necesidades de calentamiento moderadas, con porcentajes relativamente importantes 10-15% no ejercen influencia perjudicial desde el punto de vista mecánico.

En la presencia de sedimentos, si estas constituidas esencialmente de granitos de sílice o de oxido de hierro, la circulación del combustible por equipos podría provocar problemas de abrasión.

Si estarían compuestos por partículas blandas, su acción, dentro de ciertos límites no resultara apreciablemente nociva.

k) Inflamabilidad

Indica un valor de la temperatura a la cual el producto, ensayado según una cierta norma, emite suficientes vapores para que pueda inflamarse la mezcla aire-gases por el calentamiento del fluido. El punto de inflamación de los combustibles industriales (diesel y residuales) está alrededor de 65 – 70°C.

l) Destilación

Mide la cantidad de producto que se evapora cuando la temperatura de éste, "que se haya en un balón de destilación", es aumentada. Este tipo de prueba es aplicado a productos livianos, como la gasolina, el kerosene, el diesel, etc. para determinar su calidad.

m)Contenido de azufre

El azufre es un contaminante del petróleo. Su presencia es indeseable, ya que es formador de cenizas, dañando los equipos que trabajan a altas temperaturas. También son formadores de ácidos, causando la corrosión a bajas temperaturas.

Fuente: http://www.emcopesa.com.pe/especif.htm

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1.1.2 Petróleo Industrial R 500

Se le conoce comercialmente así a este residual pesado y de alta viscosidad, porque esta no debe exceder a los 500 SSF (Segundos Saybolt Furol), a la temperatura de 122°F.

La diferencia de este producto con el Petróleo Industrial N°6 muy pequeña, y normalmente, sí se le adiciona un 5% de Petróleo Diesel N°2 al Residual 500, podríamos obtener un combustible con propiedades del Petróleo N°6 (300 SSF).

Este combustible se obtiene o se prepara mezclando los residuales obtenidos de las diferentes operaciones de refinación cuyas viscosidades son muy superiores a los 500 SSF a 122°F, y los destilados más ligeros, reduciendo de esta forma su viscosidad hasta viscosidades menores o iguales a 500 SSF a 122°F como lo indican las normas vigentes.

Bunker FuelLos combustibles residuales utilizados en embarcaciones marinas reciben la denominación de Bunker Fuel. Para encender el bunker fuel oil es importante su atomización, aunque dependiendo de la calidad de la destilación y la fecha de elaboración, se puede encender sin realizar este proceso, pero indudablemente la considerable generación de humos, obliga a realizar el proceso antes indicado, usualmente este atomizado va acompañado o asistido de ventiladores, que ayudan a una mejor combustión del Bunker.

a) Aplicación Industrial:

Siendo su aplicación netamente industrial, este residual es usado ampliamente en los equipos de producción de energía (hornos y calderos).

b) Características Principales

- Su poder calorífico es mayor al Residual 6 en aproximadamente 6%, a pesar que su precio es el de menor costo en el mercado.

- Es necesario ser calentado en aproximadamente 5 – 10 °C más que el Petróleo Industrial N°6, tanto para su bombeo y su atomización (también para quemadores).

- Sed debe tener cuidado en la operación de combustión al igual que el Residual 6, ya que se tiene relativamente más impurezas que este, como contenido de cenizas, azufre, agua y sedimentos (aproximadamente mayores al 7% en promedio).

c) Propiedades Físicas

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Fuente:http://ingmecanicamc.blogspot.com/2012/11/petroleo-industrial-r-500-y-otros.html

d) Identificación del Producto

Nombre Comercial: Petróleo Industrial 500Nombre químico: Residual de petróleoSinónimos: industrial de alta viscosidad, Bunker, residual 500, Fuel Oil, Heavy Fuel Oil, H.F.O, High Sulphur Fuel Oil.Formula: Mezcla compleja de hidrocarburos del petróleo.

e) Composición

Combinación compleja de hidrocarburos con número de carbonos en su mayor parte dentro del intervalo C12 – C50. Se obtiene como una mezcla de corriente a partir de destilación atmosférica y al vacio. Producto liquido de diversas corrientes de refinería, normalmente residuos. La composición es compleja y varia con el origen del petróleo crudo.

Fuente:http://www.repsol.com/imagenes/pe_es/petroleo_industrial500__168178_tcm18-208313.pdf

1.1.3 Conversión entre Grados API, Gravedad Específico, Kilos por Litro y Libras por Galón

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La medida de Grados API es una medida de cuánto pesa un producto de petróleo en relación al agua. Si el producto de petróleo es más liviano que el agua y flota sobre el agua, su grado API es mayor de 10. Los productos de petróleo que tienen un grado API menor que 10 son más pesados que el agua y se asientan en el fondo.

Aquí puede convertir sus valores entre una unidad y las otras. Simplemente coloque el valor que tiene en la cuadra amarilla de la columna correcta y vera los valores correspondientes.

Todos los valores son medidos a 60 °F (15.6 °C)

Fuente: http://www.widman.biz/Seleccion/gradosapi.html

1.1.4 Problemas que se originan en el quemado de combustibles residuales

Alto contenido de azufre; incrementa grandemente el riesgo de desgaste de camisas y aros del pistón aparte de la clara contaminación atmosférica.

Las cenizas; aumentan el desgaste por abrasión. Los ácidos minerales; formados como resultado de los óxidos de azufre producidos

durante la combustión. Partes densas de combustible quemado; pueden causar grandes depósitos en las

zonas de los aros del pistón. Duración corta de las válvulas de escape debido a la formación de depósitos así como

tendencia a la obturación de toberas y paletas.

Fuente:http://www.ingenieriadepetroleo.com/2010/01/combustibles-residuales-derivados-de.html

1.1.5 Sistema de Calentamiento del Petróleo Residual R-500

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1.1.5.1 Almacenamiento

Durante esta etapa se produce una gran proporción de la degradación de los residuales en planta, debido a 3 principales causas o fenómenos:

a) Oxidaciónb) Crecimiento Microbianoc) Corrosión

Los tanques de almacenamiento deben tener algunas recomendaciones:- Las tuberías sumergidas en el tanque deben ser de acero negro.- Todos los accesorios deben ser de brida, no juntas empaquetadas.- La línea inferior de succión se usa normalmente. La línea superior se usa en

emergencias para prevenir interrupciones cuando acumula agua hasta el nivel de la línea inferior.

- El serpentín de calentamiento debe acoplarse a la tapa de entrada de hombre, para facilitar su remoción y reparaciones.

- El agua puede alimentarse mediante purgas de fondo efectuadas periódicamente. - La formación de borra puede evitarse usando aditivos dispersantes, o combinando

calentamiento y agitación en forma adecuada y oportuna.- El combustible se podrá dejar enfriar y se calentara cuando vaya a ser bombeado.- El tanque diario en servicio que funciona en continuo, será necesario mantener una

cierta temperatura, lo cual lo convierte en fuentes de pérdidas caloríficas.

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- Es importante usar aislamiento con un espesor determinado, ya que podría perderse cerca de 4 veces el calor en función de la superficie.

- En tanques grandes se diseña el sistema de calentamiento a la salida del tanque para evitar tener que mantener todo el volumen de combustible caliente, evitando perdidas.

1.1.5.2 Circuito de Transporte

El residual pasa por 3 etapas:a) El residual fluye del tanque al sistema de bombeo, normalmente por gravedad. Para

ello la temperatura del combustible debe ser superior a su punto de fluidez.b) El residual es bombeado hacia las instalaciones del quemador, regulando el flujo y

la presión a los valores fijados para el sistema.c) El residual llega a la etapa final a una temperatura similar a la de bombeo, deberá

ser calentado a la temperatura de atomización dentro del rango de viscosidad de operación del quemador.

Para evitar pérdidas en el circuito se puede utilizar diversos sistemas de aislamiento en instalaciones de tuberías calefactoras.

1.1.5.3 Bombas para Petróleos Residuales

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Cuando se opera con petróleos residuales es muy común y frecuente el empleo de bombas rotativas o de desplazamiento positivo. En el transporte de combustible residual se usan bombas desde el tanque de almacenamiento hasta su inyección al quemador, es importante para mantener el nivel de presión adecuado.

Ventajas de Bombas Rotativas- Puede manejar líquidos muy viscosos sin problema alguno.- Son simples y eficientes en el manipuleo de flujos muy bajos.- Pueden proveer una carga fija de combustible, aun cuando las condiciones de presión

del sistema sean modificadas.- Permite una buena regulación del flujo de combustible a los requerimientos de

consumo.

Desventajas de Bombas Rotativas- Cuando trabajan con líquidos por debajo de 100 SSU de viscosidad pueden tener un

excesivo desgastes y averías internas por una inadecuada lubricación del líquido.- No son adecuadas para el manipuleo de fluidos con apreciable contenido de sólidos

abrasivos.

Se utilizan bombas de desplazamiento positivo en vez de la centrifugas cuando el nivel de viscosidad máximo es por encima de 150 SSU.

Los tipos más utilizados para el transporte de residuales son las de engranajes y las de tornillo, estas también se ven afectadas por la viscosidad y la presión diferencial.

Debajo de 650 a 1000 gal/min, 1*10^6 SSU y 350/500 PSI, ambos tipos de bombas son utilizables.

Las bombas de engranajes son más baratas entre 50 a 60% menos que las de tornillo y algo más eficientes. Las de tornillo toleran mejor los sólidos.

Las bombas de engranajes son comúnmente aplicadas para presiones diferenciales de 500 PSI y de descarga 500 PSI. Las de tornillo para presiones tan altas como 2500 a 3500 PISg. La mayoría de modelos esta limitado para una temperatura de operación de 350°F y algunos modelos especiales pueden soportar hasta 750 °F.

1.1.5.4 Precalentamiento para Bombeo

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Se puede emplear un sistema de calentamiento a la salida del tanque cisterna mediante vapor, resistencias eléctricas e inclusive concentradores de energía solar.

Temperatura de BombeoViscosidad

SSF a 122 °FTemperatura Mínima

(°F)Temperatura Máxima

(°F)

100 80 90150 90 100

200 100 105250 105 110300 110 115400 115 120500 120 125

1.1.5.5 Precalentamiento para Atomización

El residual debe ser calentado hasta reducir su viscosidad dentro de los límites de operación del quemador, con el fin de obtener una buena atomización.

Actualmente es muy utilizado el calentamiento con resistencias eléctricas, así como el uso de intercambiadores de calor que utilizan vapor, sistemas mixtos u otras.

Para determinar la temperatura de atomización, según el tipo de residual utilizado, la grafica 2 muestra como determinar el rango adecuado, en función a los requerimientos del quemador.

1.1.5.6 Aditivación para Residuales en Plantas Industriales

Para compensar deficiencias ya existentes y/o para evitar su degradación durante tales etapas de pre-combustión, se emplean aditivos cuya adición y efecto resultara importante conocer, para juzgar factibilidad y conveniencia de empleo, así como aplicarlos correctamente.

Se utilizan solventes y dispersantes, antioxidantes y inhibidores de corrosión.

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a) Solventes y Dispersantes:

Minimiza la formación de borra y sedimentos favoreciendo al aprovechamiento del mayor volumen de residual y evitar problemas operativos que creen aglomeraciones, así como paradas forzadas de limpieza de tanques y/o líneas.Estos aditivos resultan recomendables para los consumidores de residual cuyos tanques de almacenamiento tienen capacidad para atender el suministro de 3 a 5 días, aunque dependen ellos de la estabilidad del residual.

b) Antioxidantes:

Por la formación de gomas y agua, se produce decoloración del combustible, debido a la oxidación directa o catalítica de los hidrocarburos olefinicos.

c) Inhibidores de Corrosión:

Los residuales contienen sales corrosivas, que provocan en presencia de pequeñas cantidades de agua, la corrosión de las superficies metálicas, disminuyendo el tiempo de vida de los equipos.

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1.1.5.7 Análisis de Posibilidades de sustitución de Residual 6 por Residual 500

La densidad en °API no representara un inconveniente pues solo representa el 0.6% de incremento en el peso de la carga, pero como se cobra en volumen el transporte constituye una ventaja 0.6% ahorro en filetes. Ambos combustibles ofrecen mucha seguridad en su manipuleo, el autosostenimiento de la llama en atmosferas frías son básicamente las mismas. El residual 500 debe calentarse 5°C más que el Residual 6 para ser bombeado en forma eficiente y 10°C más para su correcta atomización. Los 2 representan características similares en cuanto a problemas de cenizas, azufre, punto de fluidez, agua y sedimentos. El poder calorífico del R-500 (4% mayor que el Residual 6) representa una ventaja para la sustitución que compensa en términos energéticos el mayor requerimiento de calentamiento para su bombeo y atomización. Para esta sustitución se exige un trabajo minuciosamente planificado para proceder sin afectar la eficiencia. En instalaciones utilizando Residual 6 en niveles de eficiencia inferiores a lo normal, la sustitución a R-500 representa una posibilidad de mejorar estos niveles de eficiencia, además de utilizar un combustible con menor precio.

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1.2 Descripción del Tracing de Vapor

1.2.1 Líneas de Tracing

Una línea de tracing es una línea secundaria que se la utiliza para mantener fluidos que serán transportados de un lugar a otro muy alejado a temperaturas constantes, dichos fluidos requieren un cierto grado de calentamiento, regulación de la temperatura en la tubería y tanques de almacenamiento para poder transportarlos.Otros productos tienen problemas en el bombeo y tratamiento si la temperatura de dichos productos son demasiado bajos o demasiado altos, además muchas operaciones de mezcla y bombeo tienen que llevarse a cabo dentro de cierto rango de temperatura finita.La viscosidad de algunos fluidos (como el combustible Residual 500, que es el que se empleara en este proyecto) en ciertas condiciones es muy elevada y no permite su bombeo a temperatura ambiente, razón por la cual se deberá calentar para bajarle su viscosidad y poder bombearlo.La línea secundaria que acompaña a la line de fluidos puede ser de resistencias eléctricas o vapor. El vapor es el medio más común para mantener la temperatura de una línea de proceso. Si se requiere mantener la temperatura del fluido primario, lo más cercano posible a la temperatura del vapor disponible, una tubería enchaquetada se vuelve indispensable y sobretodo una mejor alternativa en muchas ocasiones frente al uso de resistencias eléctricas.

Las líneas de acompañamiento o tracing se deben utilizar cuando es la opción más práctica y fiable para la planta o industria, donde desean ser instalada. Cuando es posible que el contenido de las tuberías, equipos o instrumentos, se puedan congelar, condensar, cristalizar, si es una mezcla separarse o ser demasiado viscoso para ser bombeado en las condiciones locales de temperatura.

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Las líneas de tracing se deben emplear en: Las líneas de flujo intermitente (y líneas en las que no es práctico para drenar o

desplazar el fluido del proceso de cierre), deben detectarse si el punto de fluidez del líquido es superior a la temperatura ambiente mínima que se pueda experimentar.

El aislamiento por sí solo no puede evitar la congelación de los productos que transportan las tuberías como por ejemplo el agua u otras soluciones acuosas, donde la temperatura ambiente se mantiene por debajo de su punto de fusión durante un tiempo prolongado. El aislamiento sólo puede prolongar el tiempo necesario para congelarse y puede evitar la congelación sólo si el flujo del producto transportado mantiene un ritmo constante.

Las bombas y las líneas de succión deben ser rastreadas si la viscosidad del fluido transportado, puede llegar a ser lo suficientemente alta. Como para provocar una gran sobrecarga o dañar las bombas. También ayuda en el drenaje o el desplazamiento del fluido transportado durante las paradas.

Fluidos típicos que tienen puntos de congelación por encima de 32 ° F (0 ° C) y requieren de procesos para mantener el calor, independientemente de las temperaturas ambiente, se encuentran: el ácido acrílico, asfalto, ciertas concentraciones de soda cáustica, DMT, naftaleno, N º 6 de combustible petróleo, para-xileno, anhídrido ftálico, anhídrido maleico, aceites viscosos, estireno, alquitrán de azufre, fenol, parafina, la urea, polipropileno, nitrato de amonio y muchos otros.

Las sustancias sensibles a la temperatura que debe mantenerse "caliente", pero no deben ser recalentadas incluyen: ácidos, aminas, sustancias cáusticas, glicerina, y otros.

1.2.2 Tipos de sistemas de Tracing

a) Por el tipo de aplicación

Aplicaciones recubiertas: Método usado en condiciones ultracríticas, básicamente cuando se ha de mantener el producto todo el tiempo a una temperatura elevada. El uso de cubierta de vapor permite un rápido precalentado de la tubería.

Aplicaciones críticas: Los traceados se usan para mantener la temperatura de un producto que puede solidificarse o dañarse en el caso que su temperatura descienda por debajo de un nivel predeterminado.

Aplicaciones no-críticas: Se procura mantener la viscosidad del producto a su nivel óptimo de bombeo.

Anticongelación: Se asegura que las tuberías no van a sufrir daños por congelación en condiciones climatológicas adversas.

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Aplicación en instrumentos: Tuberías de pequeño diámetro, normalmente de unos 10mm, usadas para proteger medidores de caudal, válvulas de control, estaciones de muestras, líneas de impulso, etc.

Otra clasificación de los sistemas de tracing son:

b) De acuerdo al método que se emplea para calentar el fluido a transportar. De acuerdo a este criterio los sistemas de tracing se dividen en:

Steam tracing: traceado empleando como fluido que entrega calor al vapor, que generalmente es saturado.

Thermic fluids tracing: emplea otros fluidos térmicos como sustancia que aportara calor a la tubería principal.

Electric tracing: emplea un sistema de resistencias eléctricas colocadas sobre la tubería principal que se calentaran para entregar calor.

La comparativa entre un sistema y otro se muestra a continuación:

LÍNEAS DE ACOMPAÑAMIENTO DE

VAPOR

FLUIDOS TÉRMICOS

LÍNEAS DE ACOMPAÑAMIENTO

ELÉCTRICOCOSTO DEL FLUIDO alto bajo medio

COSTO DE LOS COMPONENTES

bajo medio alto

COSTO DE MANTENIMIENTO

De menor a mayor en función de las prácticas de

mantenimientomedio bajo

CONTROL DE LA TEMPERATURA

alto medio alto

RANGO DE TRABAJO DE TEMPERATURA

medio alto medio

LONGITUD DE LAS LÍNEAS DE TRACING

medio bajo alto

SEGURIDAD si si noEFICIENCIA EN LA

ENERGÍAalta media baja

VELOCIDAD PARA CALENTARSE

alta media baja

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1.2.3 Ventajas de las Líneas de Tracing de Vapor

Eficiencia: El vapor es el más eficiente de todos los portadores de energía calorífica. Muchas veces, estos sistemas de traceado pueden aprovechar el vapor del proceso sobrante que de otra manera sería desperdiciado.

Controlabilidad: Las temperaturas precisas del producto pueden ser mantenidas y el traceado puede activarse o desactivarse automáticamente para ajustarse a las condiciones ambientales. Las líneas del producto vacías pueden ser precalentadas y el vapor limpiarse sin ningún tipo de problema. Cuando se demanda más calor, se abastece de forma automática.

Fiabilidad: Los sistemas de traceado son extremadamente resistentes. Su funcionamiento no se ve afectado por las condiciones adversas y pueden resistir todos los golpes que pueda recibir en una fábrica de procesos.

Flexibilidad: El nivel de calefacción del traceado de vapor puede ajustarse muy fácilmente sin necesidad de cambiar la instalación. La ampliación del sistema también resulta extremadamente sencilla.

Seguridad: El vapor es intrínsecamente seguro y su uso resulta adecuado para cualquier tipo de zona. Es el único método de aplicaciones de traceado que no comporta ningún tipo de riesgo.

Económico: El concepto de traceado de vapor resulta muy simple. Es fácil de diseñar y de instalar y para su uso solo se necesitan componentes mecánicos muy sencillos que no requieren ningún tipo de fuente de energía.

1.2.4 Sistemas de Tracing de Vapor

El presente proyecto tratara sobre el diseño de una línea de tracing con vapor, por lo que solo se desarrollara los tipos de tracing dentro de esta clasificación. Los tipos de tracing de vapor varían de acuerdo a las temperaturas que se manejen en su diseño, estas dependen desde el acondicionamiento del producto a las épocas invernales, hasta las aplicaciones recubiertas más críticas.

Aplicaciones recubiertas (aisladas): empleados para aplicaciones de media y bajas temperaturas (sistemas Thermon’s SafeTraceTM SLS-IT and DLS-IT). Las líneas de acompañamiento aisladas son tubos pre-aislados con una chaqueta protectora de polímero que es superior a la tradicional "bloque separador", que suspende dicho tubo justo por encima de la tubería que transporta el fluido del proceso.

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Page 24: Calentamiento de Bunker

Aplicaciones desnudas (sin aislar): empleado para medio y alto requerimiento de temperaturas. Mediante el uso de líneas de tracing desnuda o SafeTrace BTS, la transferencia se da por el proceso de convección, la convección proporciona el seguimiento medio-bajo y medio plazo los requisitos de transferencia de calor. SafeTrace BTS es un tubo marcador metálico cubierto con una chaqueta especial de polímero de alta temperatura que proporciona una medida de protección al personal contra las quemaduras, sin sacrificar el rendimiento térmico, también proporciona resistencia a la corrosión a la mayoría de los ácidos y álcalis.

Aplicaciones críticas: El diseño de las líneas de acompañamiento (traceado) se usa para mantener la temperatura de un producto que puede solidificarse o dañarse en el caso que su temperatura descienda por debajo de un nivel predeterminado. Emplea el principio de conducción de calor y se emplea cuando los requerimientos no pueden ser cubiertos por los sistemas anteriores.

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1.2.5 Consideraciones para el diseño de una Línea de Tracing de Vapor

a) Presión:

El medio de calefacción debe ser vapor saturado seco. La presión del vapor depende por lo general de las necesidades de calor en la entrada de la tubería del proceso y equipos y la disponibilidad de presión donde se vaya a instalar el sistema de tracing. El menor costo de vapor a baja presión debe ser equilibrada con las consideraciones de diseño adicional. Los siguientes puntos deben ser considerados:

Vapor a baja presión ofrece la máxima cantidad de calor latente por libra, y los problemas de vapor flash de la condensación se reducen. Sin embargo, la presión en la trampa debe ser suficiente para obtener el condensado en el sistema de recogido.

Los sistemas de vapor de baja presión son más susceptibles a la congelación a temperaturas ambiente por debajo de -20 ° F (-28.9°C° C). Donde se utiliza vapor a baja presión, las trampas de vapor deben ser resistentes a la congelación y líneas de condensado deben estar debidamente protegidas.

El vapor a baja presión puede ser necesario en algunos casos para prever las líneas que transportan materiales sensibles a la temperatura. El aislamiento del tracing debe ser considerados para este servicio.

b) Temperatura:

El costo de implementar, sistema de tracing de vapor puede mejorar en gran medida si las opciones de control de la temperatura se consideran. El uso de grandes márgenes de seguridad en el diseño y la tendencia a mantener el sistema de rastreo "en vivo" cuando no hay ningún requisito de calor se debe evitar. Las opciones de control son:

Para mantener la temperatura del fluido constante durante los entornos de verano o en invierno, proporcionar al proceso calentamiento después de una parada programada o urgente, sin sobrepasar y manteniendo la temperatura, o por la temperatura ambiente con un sensor de control, una válvula de control termostático de solenoide puede ofrecer off/on de la operación.

En muchos casos, el control se puede lograr por válvulas reductoras de presión que pueden variar la presión del vapor.

Cuando los controladores se utilizan para el rastreo de circuitos, las trampas de vapor debe ser de un diseño de drenaje continuo de condensado del circuito, para evitar golpes de ariete.

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Page 26: Calentamiento de Bunker

c) Materiales de fabricación

El material empleado en el montaje de las líneas tracing puede ser de:

• Cobre,• Acero al carbono e inclusive• Acero inoxidable

De tal forma que dependiendo del material de la línea de proceso, dependerá obviamente el material de la línea tracing. El material seleccionado para la línea de acompañamiento deberá cumplir con los requisitos térmicos de la instalación. Estos requisitos están determinados por la temperatura, la presión de los medios de calefacción y el medio ambiente.

Tuberías de tracing de cobre, serán de suave recocido de grado (calidad) 122, cumplir y no exceder las normas ASTM B68 y B75.

Espesor de pared mínimo será el siguiente:• 3 / 8 "x 0.032 O.D." pared (10 mm O.D. x 1 mm de pared) • 1 / 2 "x 0.035 O.D." pared (12 mm O.D. x 1 mm de pared) • 3 / 4 "x 0.049 O.D." pared (20 mm O.D. x 1,2 mm de pared) Tuberías de 1 / 4 "de diámetro (6 mm de diámetro exterior) se tapan fácilmente y

deben utilizarse sólo cuando sea absolutamente necesario para la calefacción de otros tubos relativamente pequeños o aplicaciones similares.

La tubería de cobre se utilizará si la presión de vapor saturado o el artículo se realiza un seguimiento no superior a 400 ° F (204 ° C) y no hay ningún impedimento a la corrosión o de otro tipo para el uso de cobre.

Tuberías de tracing de acero inoxidable serán del tipo 316 sin costura estirados en frío y recocido completo con un máximo de dureza Rockwell de RB80 y cumplen o superan la norma ASTM A269 estándar. Espesor de pared mínimo será el siguiente:

Tuberías de acero inoxidable se utilizará si la presión de vapor saturado o si se realiza un seguimiento con una temperatura máxima por encima de 400 ° F (204 ° C) y no hay ningún impedimento a la corrosión o de otro tipo para el uso de acero inoxidable.

Tuberías de acero al carbono no se utilizará para los circuitos de tracing de vapor. Durante los periodos de parada, la combinación de aire y la humedad, causan rápida oxidación en las líneas de tracing.

Dado que el tubo del marcador es un componente principal del sistema de tracing de vapor, la tubería deberá ser inspeccionado a fondo antes de su uso para comprobar que se ajusta a las especificaciones, es del mismo diámetro y espesor y no está fuera de la ronda.

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d) Uniones

La unión entres tuberías se realizara donde sea necesario, para permitir el retiro de equipos tales como bombas, válvulas de seguridad, instrumentos, válvulas de control y filtros.

Los accesorios deben ser de material compatible con el material de seleccionado para las líneas de acompañamiento. Las tuberías deberán unirse de manera concéntrica y alineada con los accesorios y evitar falseamientos y tensiones.

e) Sujeciones

La manera más sencilla de sujetar una línea tracing es con alambre alrededor de la tubería principal.

Los clips de sujeción no deben estar alejados más de 12" a 18" en tracers de 3/8", 18" a 24" en líneas de 1/2" y 24" a 36" en tracers iguales o mayores a 3/4".

La máxima transferencia de calor se logra cuando la línea tracing está en contacto estrecho con la línea de producto.

Para lograr mantener el mejor contacto entre la tracing y la línea de producto es mejor usar planchas galvanizadas o de acero inoxidable de cerca de 1/2" de ancho y de espesor de 18 a 20

Cuando la tracing es llevada alrededor de curvas, se debe tener un cuidado especial, para asegurar el mejor contacto posible, esto se puede lograr usando tres o más bandas.

f) Trampas y sistemas de retorno de condensado

Las purgadores (trampas) de vapor y el conjunto de manifolds deberán estar provistos de un tubo de aspiración interior que permitirá la protección contra la congelación de las trampas que se cierran y una válvula de protección contra la congelación que detecta la temperatura del condensado para así poder drenar el manifold.

Ensamblajes de la purgadores (trampas) de vapor con el manifold se realizara en un lugar accesible donde sea posible para facilitar el mantenimiento

g) Purgadores de vapor

La eliminación efectiva de condensado y del aire es esencial para lograr temperaturas uniformes y tasas máximas de transferencia de calor de los circuitos de tracing de vapor.

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El purgador debe instalarse en la línea de tracing donde sea posible y a continuación del manifold de condensado, ubicado de manera que no interfieran con la operación y mantenimiento de equipos u obstruir las vías de acceso.

Cada línea de tracing tendrá su propio purgador al final del recorrido, según el diseño del circuito. Una nueva línea de tracing se colocara si el recorrido supera la longitud máxima de captura.

Las válvulas de aislamiento se instalará justo antes y justo después del purgador para que su servicio sea más fácil.

Si el condensado es descargado a una línea de retorno que se encuentra más arriba o tiene un ascenso, se deberá instalar una válvula de retención más allá del purgador en la parte inferior de dicho ascenso, si la trampa no tiene una válvula de retención integrada no podrá evitar el reflujo.

Cuando un purgador descarga en una línea de retorno que se encuentra más arriba de dicha línea, la presión debida a la elevación, se añade a la presión en la línea de retorno para determinar la presión total que debe cumplir el purgador para poder funcionar correctamente. Para calcular la presión debido a la elevación, usar 0.5 psi por pie vertical de sustentación (11,31 kgf / m). La presión calcula no deberá superar el límite permitido del purgador seleccionado seleccionada.

Si al purgador no se ha incorporado un filtro, un filtro con una válvula de purga se instalará justo delante del purgador para resguardarlo del óxido, la suciedad. Un ensayo de T deberá ser instalado justo aguas abajo de la trampa para permitir la comprobación de la efectividad del purgador.

1.2.6 Diseño de una Línea de Tracing

Existen casos en los cuales un aislamiento térmico convencional no es suficiente para mantener el régimen térmico necesario del objeto aislado. En tales casos, además del aislamiento térmico, se utiliza un calentamiento complementario de dicho objeto. Este calentamiento se utiliza fundamentalmente en tuberías para el transporte a distancias considerables de una sustancia con temperatura dada o con una viscosidad tal que luego de interrumpida la circulación ésta se incrementa considerablemente.La problemática actual del mantenimiento de un nivel de temperatura y, por lo tanto, de viscosidad para garantizar un bombeo adecuado del petróleo crudo y en especial luego de las paradas de las instalaciones, puede ser resuelta a partir de este tipo de construcción aislante para la tubería principal, la cual consiste en suministrar un calentamiento adicional con la ayuda de una tubería acompañante de vapor dispuesta a lo largo de toda la tubería y forradas ambas con el material aislante, de manera tal que se forme una cavidad termoaislada. El sistema formado, desde el punto de vista de intercambio de

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calor, presenta sus particularidades y no puede ser tratado adecuadamente por el método tradicional para la determinación del espesor de aislamiento.En los casos mencionados, la temperatura del producto que se trasiega deberá permanecer invariable, tanto durante la circulación de éste, como durante la parada. El cumplimiento de tal condición sólo es posible por la compensación de la pérdida de calor de la tubería de transporte a partir de la absorción del calor proveniente de la tubería acompañante.

1.2.6.1 Diseño de Líneas de Tracing por Transferencia de Calor

Esta condición o exigencia constituye la base para el cálculo del espesor del aislamiento. La tubería de transporte, por lo general, se calienta con la ayuda de una o dos tuberías acompañantes. Si se utiliza una (caso más difundido), ésta se dispone debajo de la tubería principal, y al utilizarse dos, se disponen también debajo pero de forma simétrica. En la figura, de forma esquemática, se representan ambas construcciones para el caso de formación de una cavidad termoaislada con ángulo selectivo de calentamiento.

En la siguiente figura, se representan construcciones más eficientes desde el punto de vista del intercambio térmico, pero más complejas de acuerdo con el montaje en el caso de calentamiento total.En nuestro trabajo nos referimos a las primeras construcciones, las más difundidas, es decir con ángulo selectivo de calentamiento. El portador de calor en el caso de las tuberías acompañantes lo constituye el vapor saturado con presiones adecuadas, y el diámetro de tales tuberías se elige comúnmente de acuerdo a dichas presiones.La tubería que se calienta se deberá aislar conjuntamente con la tubería (tuberías) acompañante para formar una cavidad termoaislada. Esta cavidad termoaislada se monta a partir de materiales flexibles y su estructura básica más recomendada se muestra a continuación.

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Para el diseño de un sistema de tracing, se parte de un balance de calor, el cual considera que el calor proveniente de la tubería acompañante de vapor se gasta en el calentamiento de la tubería principal y en las pérdidas de calor al medio exterior.La pérdida de calor hacia el medio exterior por unidad de longitud de la tubería principal será igual a:

Ecuación 1

Dónde:

θ: Angulo formado por la parte de la tubería sobre la cual se dispone el aislamiento (en grados).tp: Temperatura a la cual debe mantenerse el producto en la tubería principal (°C).t0: Temperatura de cálculo para el aire ambiente (°C).RL: Resistencia térmica lineal total (m°C/W).RL 1: Resistencia térmica lineal desde el producto hasta la pared de la tubería (m°C/W).RL2: Resistencia térmica lineal de la capa de aislamiento (m°C/W).RL3: Resistencia térmica lineal de la capa de aislamiento desde la superficie exterior del aislamiento al aire ambiente (m°C/W).

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La cantidad de calor por unidad de longitud que recibe la tubería desde el aire en el interior de la cavidad puede determinarse como:

Ecuación 2

Dónde:β: Angulo formado por la parte de la tubería que se calienta por el aire en el interior de la cavidad (en grados).αA: Coeficiente de transmisión superficial del calor desde el aire en el interior de la cavidad a la tubería calentada (W/m2°C).d2: Diámetro exterior de la tubería principal (m).t1: Temperatura del aire en el interior de la cavidad termoaislada (°C).

Puesto que qL tiene la propiedad de ser constante dentro del propio análisis, podemos plantear que:

Ecuación 3

Sustituyendo las ecuaciones y despejando el valor de RL obtendríamos:

Ecuación 4

Recordamos que RL es la suma de las resistencias RL1, RL2 y RL3. Sustituyendo a las resistencias individuales según su definición tenemos:

Ecuación 5

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Page 32: Calentamiento de Bunker

Dónde: d1: Diámetro interior de la tubería principal (m).d2: Diámetro exterior de la tubería principal (m).da: Diámetro exterior de la capa de aislamiento (m).α1: Coeficiente de transmisión superficial del calor desde el fluido hasta la superficie interior de la tubería principal (W/m2°C).α2: Coeficiente de transmisión superficial del calor desde la superficie del aislamiento hacia el medio exterior (W/m2°C).λa: Coeficiente de conductividad térmica del material aislante térmico (W/m°C).

Sustituyendo la ecuación 4 en la ecuación 5, introduciendo un coeficiente para considerar las pérdidas por apoyo igual a 1.25 y despejando, obtenemos:

Normalmente la resistencia interior se desprecia, entonces obtendríamos:

Ecuación 6

En cuanto a la determinación de:

Es necesario precisar que aquí aparece de nuevo la magnitud da, que es la incógnita buscada en este cálculo.

En los cálculos prácticos se considera que la magnitud RL3 es pequeña en comparación con RL, por lo que se puede calcular de forma aproximada a través del cálculo de:

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A partir de un valor dado para el espesor δa (valor recomendado). Por último y luego de la determinación de la relación da/d2 de la expresión anterior, se puede calcular el espesor del aislamiento como:

Ecuación 7

Aquí debe considerarse que para los materiales en forma de guata como lana de vidrio y otros similares, tiene lugar durante su colocación, cierta compactación, por lo que se recomienda calcular a partir del espesor calculado, el espesor que deberá tener el material antes de su colocación, de la forma siguiente:

Ecuación 8

Para los materiales más comunes, el coeficiente de compactación Kc tiene los siguientes valores:Lana de vidrio: 1,6Lana mineral: 1,3Para la solución, falta por determinar la temperatura del aire en el interior de la cavidad (t1), lo cual se determina de la ecuación de balance de acuerdo con la cual todo el calor desprendido por la tubería acompañante, se gasta en el calentamiento de la tubería principal y en la pérdida hacia el medio exterior.La cantidad de calor desprendido por unidad de longitud de tubería acompañante es igual a:

Ecuación 9

Dónde:FAC: Superficie de la tubería acompañante por unidad de longitud (m2/m).RAC: Resistencia térmica desde la tubería acompañante al aire en el interior de la cavidad termoaislada (m2°C/W).tAC: Temperatura del vapor acompañante (°C).

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La cantidad de calor por unidad de longitud que se absorbe por la tubería principal es igual a:

Ecuación 10

Dónde:FA: Superficie de cálculo de la tubería principal por unidad de longitud (m2/m).RA: Resistencia térmica desde el aire en el interior de la cavidad termoaislada a la tubería calentada (m2°C/W).

La cantidad de calor por unidad de longitud que se pierde al medio exterior es:

Ecuación 11

Dónde:FE: Área de la parte restante de la superficie de la insulación por unidad de longitud (m2/m).RE: Resistencia térmica total desde el aire en el interior de la cavidad termoaislada, a través de la insulación y hacia el aire exterior (m2°C/W).1,25: Coeficiente que considera la influencia de los soportes y otras pérdidas.

Puesto que:

Tenemos:

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O lo que es igual a:

Ecuación 12

Como se verá más adelante, algunas magnitudes de las expuestas en este cálculo deben considerar la cantidad de tuberías acompañantes utilizadas y su disposición con respecto a la tubería principal (Tablas IV y V). Lo general para todos los casos es la determinación de las resistencias RAC, RA, RE (m2°C/W), la cual es como sigue:

Siendo αAC el coeficiente de transmisión superficial del calor desde la tubería acompañante al aire en el interior de la cavidad termoaislada, el cual se toma de la Tabla I y el denotado anteriormente coeficiente αA se toma de la Tabla II. Estos valores pueden ser calculados para la convección por expresiones convencionales; sin embargo el uso de las referidas Tablas representa la ventaja de que en éstas se escoge el valor del coeficiente a partir de la temperatura del vapor calefactor, obviando las dificultades que aparecen al ser la temperatura de la superficie exterior una incógnita en los cálculos de espesor de aislamiento a precisar con un cálculo iterativo.

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Page 36: Calentamiento de Bunker

En el caso de la resistencia RE, ésta se determina como si se tratase de una pared plana en la cual el valor de δA se asume de forma aproximada y se desprecia además la resistencia de la capa protectora del aislamiento:

Ecuación 13

Dónde:α1: Coeficiente de transmisión superficial del calor desde el aire en el interior de la cavidad termoaislada a la superficie interior de la misma (W/m2°C),el cual se recomienda tomar igual a 12 W/m2°C.α2: Coeficiente denotado anteriormente, el cual se toma de la Tabla III.El coeficiente λA, es función del material utilizado y en el cálculo se toma su valor medio debido a que hay zonas a diferentes temperaturas para los casos de la tubería principal y la acompañante.

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Page 37: Calentamiento de Bunker

En algunos casos se hace necesario, además, calcular el flujo de vapor Gν (kg/h) necesario para el calentamiento de la tubería para una longitud de esta igual a L, o la máxima longitud, a la cual tiene lugar la condensación total del vapor para un flujo dado, es decir:

Dónde:r: Calor de cambio de fase (kJ/ kg).

Los valores de los ángulos θ, β, ϕ, τ, y las magnitudes m, FAC, FA y FE se determinan con la ayuda de las expresiones expuestas en las Tablas IV y V.

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Este cálculo se realiza iterativamente para comprobar los valores y se ensayan las diferentes temperaturas a las cuales estará sometida la línea de tracing, esto para evaluar las pérdidas que se tienen en la línea del fluido a mantener a una temperatura determinada y poder compensarlas. El sistema se diseña para que se cumplan las mayores exigencias de operación y así pueda mantener el fluido a transportar a su temperatura requerida.

Como se muestra, el cálculo para una línea de tracing matemáticamente implica una aplicación directa de conocimientos de transferencia de calor, y realizar el cálculo para cada línea de tracing resulta tedioso a la hora de evaluar cada factor y cada condición. Con motivo de simplificar el cálculo de estas líneas y partiendo de la premisa de que dicho cálculo es el mismo para cualquier línea solo que varían los datos de entrada para las ecuaciones, los diseñadores y fabricantes han efectuado el cálculo de cada línea para diferentes condiciones y lo han resumido en guías de diseño que han convertido cada formula anteriormente descrita en tablas a las cuales se ingresa con los parámetros de la línea a diseñar y se obtienen los resultados que se obtendrían si aplicáramos el método analítico. Este procedimiento se ha estandarizado y se ha vuelto el más empleado por su facilidad de entendimiento y corto tiempo de diseño en la industria. A continuación se describirá el procedimiento de diseño empleando las guías de diseño anteriormente mencionadas.

1.2.6.2 Diseño de líneas de tracing (método de tablas y guías)

El proceso para el diseño de líneas de tracing de vapor se resume en 8 pasos que deberán seguirse para completar un diseño óptimo de un sistema completo. Además se deberán seleccionar los equipos necesarios para implementar el sistema así como la elaboración de los esquemas técnico y planos de la instalación.

PASO N°1: ESTABLECER LOS PARAMETROS DE DISEÑO

Los parámetros de diseño que deben considerarse para el diseño de la línea de tracing son los siguientes:

•Tamaños:

Diámetro y longitud de la tubería que debe mantener su temperatura constante

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Page 39: Calentamiento de Bunker

•Temperaturas:

Se debe establecer la mínima temperatura a la que estará expuesta la tubería principal, asi como la temperatura que debe mantener dicha tubería bajo cualquier condición.

•Materiales:

Se debe establecer opciones acerca del tipo de aislamiento disponible a emplear en el sistema.

•Disponibilidad de vapor:

Debe verificarse si se cuenta con un suministro de vapor. Al finalizar el cálculo se debe verificar si el suministro de vapor que se tiene cumple con las exigencias de flujo de vapor y de presión de la línea de tracing

PASO N°2: SELECCIONAR EL TIPO DE SISTEMA DE TRACING

Se debe seleccionar si la aplicación sobre la cual se instalara todo el sistema de tracing es de baja, media o alta temperatura. De acuerdo a esto se determinara si el sistema de tracing será recubierto (aislado), desnudo por convección o por conducción.De acuerdo a esto el tipo de tracing se elige de acuerdo a la siguiente tabla:

TEMPERATURA DE PROCESO VS TIPO DE TRACING

La apropiada selección del sistema de tracing evitara problemas de sobrecalentamiento, perdidas de energía, reducirá el número de estaciones de trampeo, válvulas y evitara costos mayores de manteniendo. Como recomendación se sugiere emplear una línea de tracing por proceso y no una para 2 procesos. La adecuada selección del tipo de tracing

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Page 40: Calentamiento de Bunker

Una vez seleccionado el tipo de tracing se determinara el espesor de aislamiento adecuado para la aplicación de acuerdo a la siguiente tabla.

ESPESORES DE AISLAMIENTO TIPICOS

PASO N°3: IDENTIFICAR LA PRESION DE MANTENIMIENTOSe escogerá la presión del sistema de acuerdo a la temperatura que se desea mantener en la tubería principal. Esto se realizar mediante una serie de tablas en los que se encuentran las para la temperatura a la cual se mantendrá el sistema la presión adecuada del vapor según el diámetro de la tubería principal.Una vez seleccionada la presión quedara automáticamente seleccionado el sistema específico de tracing a emplear.

TEMPERATURA A MANTENER EN EL PROCESOTemp. Ambiente: -18°C, viento: 11 m/s, aislamiento: silicato de calcio

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Page 41: Calentamiento de Bunker

Solo se presenta el encabezado de las tablas por ser estas muy extensas. La tabla completa en la sección de anexos.

PASO N°4: APLICACIÓN DE FACTORES DE CORRECCION DE CONDICIONES DE OPERACIÓN

Se aplicaran una serie de factores de corrección a los datos obtenidos para reajustar los parámetros a las condiciones de operación extremas del sistema.

Factor de corrección por temperatura:

Si la temperatura ambiente mínima fuese diferente al nivel base de las tablas anteriores (0 ° F (-18 ° C)) se empleara la siguiente tabla para aplicar un factor de corrección ambiental. Se multiplicara este coeficiente por la diferencia de temperatura del medio ambiente y se aplicara el resultado a la temperatura de proceso.

FACTORES DE AJUSTE POR TEMPERATURA AMBIENTE

Factor de corrección por aislamiento:

Cuando los materiales de aislamiento sean distintos al de silicato de calcio (el que aparece en todas las tablas), será necesario aplicar un factor de corrección de aislamiento. De acuerdo a la siguiente tabla, para agregar o restar este valor a la temperatura de mantenimiento establecida en el paso 3.

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Page 42: Calentamiento de Bunker

FACTORES DE CORRECCION POR AISLAMIENTO

Solo se presenta el encabezado de las tablas por ser estas muy extensas. La tabla completa en la sección de anexos.

PASO N° 5: DETERMINACION DEL NUMERO DE CIRCUITOS DE TRACINGLa determinación de las líneas de tracing se llevara a cabo basándonos en la siguiente tabla para líneas de 0.5 pulgadas:

Tipo A Tipo B Tipo C

Critico

Línea de Producto

# de Tracers de 1/2" # de Tracers de 1/2" # de Tracers de 1/2"

1" 1 1 11-1/2" 1 1 22" 1 1 23" 1 1 34" 1 2 36" 2 2 38" 2 2 3

10"-12" 2 3 614"-16" 2 3 818"-20" 2 3 10

Para transportar fluído con temperaturas bajo

75ºF-24ºC

Número de Tracers de 1/2" (15 mm) usadas con líneas de producto de diferentes tamaños

Para transportar fluído con temperaturas entre

(75-150)ºF - (24-66)ºC

Para transportar fluído con temperaturas entre

(150-300)ºF - (66-149)ºC

Categoría

s

No Critico

Una vez seleccionado esto podemos compararlo con la siguiente tabla para comprobar la selección o seleccionar un nuevo diámetro para el traceado y de acuerdo a este el número de líneas de tracing requeridas.

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DISTANCIAS DE TRAMPEO

Solo se presenta el encabezado de las tablas por ser estas muy extensas. La tabla completa en la sección de anexos.

PASO N°6: DETERMINAR LA DISTANCIA ENTRE CADA ESTACION DE TRAMPEO

Esta distancia se selecciona también con la tabla anterior, en la que de acuerdo al número y diámetro de las líneas de tracing y con la presión ya seleccionada se determinara la distancia entre cada estación de trampeo.

PASO N° 7: DETERMINACION DE LAS PERDIDAS POR LONGITUD Se considera una perdida por longitudes y accesorios de acuerdo a la siguiente tabla

PERDIDAS EQUIVALENTES

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Page 44: Calentamiento de Bunker

Con las pérdidas calculadas se calcula el ATVR (accumulated vertical tracer rise), que será la suma de todas las pérdidas por accesorios determinadas anteriormente más las elevaciones que sufre la línea de tracing en su recorrido.

Para que el vapor fluya con normalidad a través del sistema de tracing se debe cumplir que el valor del ATVR no exceda el 15% para aplicaciones conservadoras, pero puede llegar hasta no más del 30% de la presión del sistema de tracing. De lo contrario se debería incrementar la presión del sistema de tracing y recalcular los pasos anteriores para cumplir esta condición.

PASO N° 8: COMPROBACION DE LA DEMANDA DE CALOR DEL TRACING

La siguiente tabla proporciona las pérdidas de calor para tuberías del producto aisladas de hasta 500mm de diámetro y con dos medidas alternativas de grosor de aislamiento: 50mm y 100 mm. De esta manera estimamos las pérdidas de calor de la tubería principal, para luego compararla con el calor que entrega línea de tracing.

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Page 45: Calentamiento de Bunker

Con la siguiente tabla determinamos el calor que entrega cada tracing de acuerdo a su diámetro, presión de operación, y las condiciones calculadas anteriormente.

Finalmente comparamos estos valores para determinar si el calor proporcionado por el tracing cumple con el calor requerido por la tubería. Si no cumpliera aumentar el número de líneas e tracing o cambiar la presión del sistema.

PASO N°9: DETERMINAR LA DEMANDA DE VAPOR

Para calcular la demanda de vapor real, se puede usar la siguiente fórmula:

m= Q∗L∗3.6hfg∗n

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Page 46: Calentamiento de Bunker

Dónde:m= Demanda de vapor (kg/ h)Q= Calor perdido de la tabla 1 (W/m)L = Longitud de la tubería del producto traceado (m)hfg = Entalpía específica de evaporación (kJ/kg)n = Número de traceados paralelos por longitud de la tubería del producto

PASO N°10: SELECCIÓN DE ACSESORIOS

El paso final del diseño de una línea de tracing es la selección de accesorios adecuados para poder aperar la línea. Los accesorios que debe incluir toda línea de tracing son:

•Manifolds de vapor•Manifolds de condensado•Controles de temperatura•Conectores •Purgadores termodinámicos•Válvulas de purga•Válvulas de operación•Estaciones de trampeo•Filtros

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 45

Page 47: Calentamiento de Bunker

2. MEMORIA DESCRIPTIVA

2.1 Ubicación Geográfica

El Sistema de Calentamiento de R-500 con tracing de vapor estará ubicado en el parque industrial Rio, Departamento de Arequipa, provincia de Arequipa, Distrito de Cerro Colorado. Esta opción fue tomada a 2250 msnm aproximadamente con una humedad relativa de 50%.

La figura muestra la ubicación del terreno en la localidad de Rio Seco

La figura muestra las coordenadas geográficas 16°21'2"S 71°34'19"W

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 46

Page 48: Calentamiento de Bunker

La figura muestra la ubicación general de la instalación del Tacing

La figura muestra la ubicación geográfica en territorio peruano

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 47

Page 49: Calentamiento de Bunker

2.2 Descripción General del Proyecto

2.2.1 Caldera Pirotubular Horizontal de Espalda Húmeda INTESA:

Valvula principal de salida de vapor

Compresor de Aire

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 48

Page 50: Calentamiento de Bunker

2.2.2 Recepción en Planta

El control diario de la densidad en API puede resultar un sistema de control bastante simple y efectivo, complementándolo con otros análisis de control de calidad (viscosidad, contenido de agua e impurezas, nivel de degradación por oxidación, etc.)

El residual se factura a 60°F (16°C), siendo práctica normal que se despache a mayor temperatura para facilitar su bombeo a 100°F (38°C), el volumen despachado se deberá multiplicar por un “Factor de Corrección de Volumen con la Temperatura” (ANEXO 1 tabla 1).

Donde se controla que no existan sustracciones en el transporte, consiste en medir la densidad continuamente y controlar el peso, efectuando la transformación a volumen.

2.2.2.1 Control de Peso al ingreso de la planta

- Datos :

Tanque Cisterna con capacidad cubicada de 10 000 gal. Con Petróleo Residual 500 a 100°F (38°C)ρresidual=14.3 ° API a 100°F (tabla 2)

Por tabla 1:El factor de corrección de volumen con la temperatura será: 0.851

Por lo tanto convertiremos los °API en densidad relativa mediante la fórmula:

Densidad Relativa= 141.5131.5+ API

= 141.5131.5+14.3

=0.971

Entonces:

m=V∗ρ=((0.851∗10000gal )∗( 3.785 lit1gal ))∗(0.971 kg

lit )=31276.25kg

Nota: El peso del volumen facturado contenido en el tanque, a cualquier temperatura, debe ser 31 276.25 kg o 31.2762 Ton, medido en una balanza electrónica.

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 49

Page 51: Calentamiento de Bunker

Para nuestro tanque de almacenamiento tendremos un volumen:

Conociendo los valores de la Caldera INTESA (800BHP) (Tabla 3)

V=223.2Gal /hr

Trabajando por semana de Lunes a Viernes, en si 20 días al mes.

V=V∗t=223.2

Galhr

∗3.785lit

Gal∗24 hr

1dia∗20dias

1mes

V=405509.76 lit1mes

Necesitamos para llenar nuestro tanque de almacenamiento:

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 50

Page 52: Calentamiento de Bunker

N ° decamiones=405509.76

lit1mes

(0.851∗10000 gal )∗( 3.785lit1 gal )

N ° decamiones ≈13camiones pormes

2.2.3 Normas API

API 650: Norma de construcción de tanques atmosféricos y compresiones de gas de hasta 2.5 psi.

Las normas API son establecidas siempre para tratar problemas de naturaleza general, son revisadas, modificadas, reafirmadas o eliminadas al menos cada 5 años. La intención de la norma es servir como una especificación de compra para tanques en la industria petrolera. Los estándares API son publicados para facilitar una amplia aplicación de buenas prácticas comprobadas de ingeniería y operación. El código de la norma API 650 está basado en el conocimiento y la experiencia acumulada de fabricantes y usuarios de tanques de almacenamiento de petróleo soldados, de varios tamaños y capacidades, con una presión manométrica interna que no exceda de 2.5 psi.

Las reglas de diseño establecidas en el código son requerimientos mínimos, se pueden especificar reglas más restrictivas por el cliente o ser dadas por el fabricante, cuando han sido acordadas previamente entre el comprador y el fabricante. El código no aprueba, recomienda o respalda ningún diseño en específico y tampoco limita el método de diseño o fabricación.

El código aplica para tanques en los cuales la totalidad del fondo del tanque está soportado uniformemente y para tanques en servicio no refrigerado con temperaturas de servicio máximas de 200 º F (90 º C).

El código trae especificaciones en unidades del sistema común de unidades de EstadosUnidos (US customary) y estándares norteamericanos además de unidades del sistema internacional de medidas (SI sistema métrico) y estándares ISO aplicables, cuando se presenten conflictos entre las unidades, mandará el sistema US customary.El contenido de poscódigos de la norma API 650 son los siguientes:

1. Alcance.2. Materiales.

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 51

Page 53: Calentamiento de Bunker

3. Diseño.4. Fabricación.5. Montaje y Ensamblaje.6. Métodos de inspección de las juntas.7. Marco Final.8. Apéndices.

CAPITULO II: Cálculos Justificativos

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 52

Page 54: Calentamiento de Bunker

1. CALCULO DE TUBERÍAS Y TRACING

Para el cálculo de tuberías se le asignó un nombre a cada tubería del sistema y su procedimiento de cálculo se describe a continuación.

1.1 Tubería de Petróleo del tanque general al tanque diario “12”

Para el cálculo de la tubería se tuvo en cuenta el consumo de petróleo R500 que tiene nuestra caldera “INTESA de 800 BHP”.

mc=223.2galhr

El volumen de consumo diario será entonces:

V c=V∗t

V c=223.2galhr

∗24 hr=5356.8 gal

Se determinó el volumen de este tanque considerando un abastecimiento para 5 días.

V td=5356.8galdia

∗5dia=26784 gal

V td=26784 gal∗3.78 ¿gal

∗0.001 m3

¿ =101.37m3

Llenado completo del tanque en 6 hr, entonces el flujo que pasara por la tubería desde el tanque de la empresa hasta el tanque diario será:

V c tracing=Vtd

t

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 53

Page 55: Calentamiento de Bunker

V c tracing=101.376

m3=16.985 m3

hr

Sabemos que la velocidad recomendada es de 0.3 m/seg, entonces:

Q=v∗A

Q=0.3

mseg

∗π D 2

4=16.895

m3

hr

Despejando de la fórmula de área de una tubería el diámetro tendríamos:

D=√16.895 m3

hr∗1 seg

0.3m∗4

π∗1hr

3600 seg=0.25m

El diámetro de la tubería es excesivo, el tiempo de llenado es muy poco, la exigencia de la tubería será demasiada.

Llenado completo del tanque en 12 hr:

V c tracing=Vtd

t

V c tracing=101.3712

m3=8.4475m3

hr

Sabemos que la velocidad recomendada es de 0.3 m/seg, entonces:

Q=v∗A

Q=0.3

mseg

∗π D 2

4=8.4475

m3

hr

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 54

Page 56: Calentamiento de Bunker

COMBUSTIBLE

VAPOR

D=√8.4475 m3

hr∗1 seg

0.3m∗4

π∗1hr

3600 seg=0.099795m=0.1m

El diámetro de la tubería es entonces 0.1 metros (3.82 pulgadas).

NORMALIZANDO LA TUBERIA:

D = 0.1m = 3.94 pulgadas, lo aproximamos a 4 pulgadas por ser una medida estándar.Seleccionamos una tubería SCH 40 de 4 pulgadasCOMPROBACION DE VELOCIDAD:

Q=v∗A

8.4475

m3

hr∗1h

3600 seg= v∗π∗0.12

4

v=0.298 mseg

Como vemos es muy parecida a la velocidad recomendada.

1.2 Tubería para el Precalentador de combustible de caldero “2”

CALDERA 800BHP

N ° BHP=Cap34.5

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 55

Page 57: Calentamiento de Bunker

Cap=800∗34.5=27600 lbhr

Cap nom=Cap real∗factor evap

El agua de alimentación entra a 60°CPresión de la caldera 100 psi g

fv=1.114

Cap real=Cap nomfv

=276001.114

lbhr

=24775.58 lbhr

Realizamos un balance en el precalentador.

mv H fg=mcCp(T 2−T 1)

Despejando el valor del flujo de vapor

mv=mc Cp(T 2−T 1)

H fg

Consideramosun10% de perdidasde vapor

mv=mcCp(T 2−T 1)

0.9∗H fg

El flujo de vapor se calculara multiplicando la densidad del combustible por el caudal requerido de operación, se empleara la siguiente expresión:

mc= vc ρ

mc= vc ρ=223.2 galhr

∗0.96 gcm3∗0.00378

m3

gal∗(100 cm

m )3

=0.225 kgseg

Datos de combustible:

Cp: coeficiente de presión del R 500

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 56

Page 58: Calentamiento de Bunker

COMBUSTIBLE

VAPOR

T2: temperatura de salida del precalentador (temperatura de atomización del R 500)T1: temperatura de entrada del R 500 al precalentadorHfg: calor latente de vaporización del agua

Cp = 2.18 Kj/Kg °CT2 = 110 + 10 = 120°C temperatura para atomizaciónT1 = 45 + 5 =50°C temperatura para transporteDe tablas el Hfg = 2199.7 a 15 psi g

mv=0.225∗2.18∗(120−50)

0.9∗2199.7

mv=0.017343kgseg

=62.44 kghr

Diseño por velocidad recomendada para la tubería:

Velocidad de vapor = 25 m/segEmpleando los ábacos de selección de tuberías tendremosΦ = 15 mm

ESTANDARIZANDO

Φ = 15 mm = 1/2" en SCH 40Seleccionamos una tubería SCH 40 de 1/2" pulgadas

1.3 Tubería que va a los tanques de almacenamiento de combustible “3”:

Realizamos un balance en el calentador del tanque diario de combustible.

mv H fg=mc Cp(T 2−T 1)

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 57

Page 59: Calentamiento de Bunker

Despejando el flujo de vapor:

mv=mc Cp(T 2−T 1)

H fg

seconsideraun15% de perdidas de vapor

mv=mcCp(T 2−T 1)0.85∗H fg

mc= vc ρ=223.2 galhr

∗0.96 gcm3∗0.00378

m3

gal∗(100 cm

m )3

=0.225 kgseg

Datos de combustible:Cp: coeficiente de presión del R 500T2: temperatura salida del calentador (10 ° más que la temperatura de bombeo del R500)T1: temperatura de entrada del R 500 al calentador (temperatura de bombeo)Hfg: calor latente de vaporización del aguaCp = 2.18 Kj/Kg °CT2 = 50 + 10 = 60°CT1 = 50°C temperatura para transporte por bombeo

De tablas el Hfg = 2199.7 a 15 psi g

mv=0.225∗2.18∗(60−50)

0.85∗2199.7

mv=0.002623kgseg

=9.44 kghr

Diseño por velocidad recomendada para la tubería:

Velocidad de vapor = 25 m/segΦ = 12.5 mm

ESTANDARIZANDO

Φ = 12.5 mm = 15 mm en SCH 40Seleccionamos una tubería SCH 40 de 1/2" pulgada

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 58

Page 60: Calentamiento de Bunker

1.4 Diseño del sistema de Tracing

- PASO N°1: ESTABLECER LOS PARAMETROS DE DISEÑO

Diámetro de la tubería de proceso∅ R500=4

Longitud de la línea de tracing

L = 8.35 + 345.82 + 345.82 = 699.9 m = 700 m

Determinación de las temperaturas de operación

Tamb = 5°C a 24°C trabajamos con la mínima 5°CTR500 bombeo = 50°CSelección del material aislanteAislamiento utilizado: silicato calcio

- PASO N°2: SELECCIONAR EL TIPO DE SISTEMA DE TRACING

Empleando las tablas descritas en el marco teórico tendríamos que para conservar el producto a 50°C estaríamos en:

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 59

Page 61: Calentamiento de Bunker

Requerimiento de vapor médium/low (39°C-66°C) → (desudo o convección)

Pasamos a la selección del espesor de aislamiento ingresando a la tabla respectiva con el diámetro de la tubería de procesos y el tipo de aislamiento

Espesor de aislamiento seleccionado de 1 ½” (40 mm)

- PASO N°3: IDENTIFICAR LA PRESION DE MANTENIMIENTO

TR500 bombeo = 50°C = 122°FSeleccionamos la presión del sistema de tracing

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 60

Page 62: Calentamiento de Bunker

Seleccionamos BT o BTS desudo para 132°F (15 psi g y 250°C)Entonces trabajaríamos con una presión de 15 psig

- PASO N°4: APLICACIÓN DE FACTORES DE CORRECCION DE CONDICIONES DE OPERACIÓN

Como nuestra mínima temperatura no es menor a -18 °C no se aplicara ningún factor de corrección por temperatura.Emplearemos silicato de calcio como aislante, según la recomendación del fabricante por lo que tampoco se aplicara ningún factor de corrección por material del aislante.

- PASO N° 5: DETERMINACION DEL NUMERO DE CIRCUITOS DE TRACING

Empleando la tabla y como primera aproximación se determinara el número de líneas de tracing de media pulgada requeridas para la operación.

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 61

Page 63: Calentamiento de Bunker

Tipo A Tipo B Tipo C

Critico

Línea de Producto

# de Tracers de 1/2" # de Tracers de 1/2" # de Tracers de 1/2"

1" 1 1 11-1/2" 1 1 22" 1 1 23" 1 1 34" 1 2 36" 2 2 38" 2 2 3

Para transportar fluído con temperaturas bajo

75ºF-24ºC

Número de Tracers de 1/2" (15 mm) usadas con líneas de producto de diferentes tamaños

Para transportar fluído con temperaturas entre

(75-150)ºF - (24-66)ºC

Para transportar fluído con temperaturas entre

(150-300)ºF - (66-149)ºC

Categoría

s

No Critico

Se empleara una línea de media pulgada para el tracing.Comprobamos la selección

- PASO N°6: DETERMINAR LA DISTANCIA ENTRE CADA ESTACION DE TRAMPEO

En base a la tabla anterior la distancia de trampeo quedo establecida enDistancia de trampeo34 m (110 ft)1 tracing de ½”.

- PASO N° 7: DETERMINACION DE LAS PÉRDIDAS POR LONGITUD

Se empleara la siguiente tabla para la determinación de las pérdidas de la línea

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 62

Page 64: Calentamiento de Bunker

Codos de 90°: 4 unidadesperdidas=4∗1=4 pies

La longitud de la línea de tracing será de 700 m y se hará toda a una misma altura respecto del piso.

Calculo del ATVR: este valor seria los desniveles con los que se cuenta más las pérdidas por accesorios.

ATVR=0+4=4 pies

Comprobamos si es menor a las perdidas máximas permitidas en la línea.

criterio conservador (15% )=0 .15∗15=2 .25

criterio estandar (30% )=0 .3∗15=4 .5 pies

- PASO N° 8: COMPROBACION DE LA DEMANDA DE CALOR DEL TRACING

Calculamos las pérdidas de la tubería de procesosEspesor de aislamiento = 40 mm

T° tub. Proc.=50 °CT° critica amb.= 5 °C

∆ T=50−5=45

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 63

Page 65: Calentamiento de Bunker

Con estos datos ingresamos a la tabla de pérdidas de calor

En la sección remarcada realizamos una doble regla de 3 para determinar las perdidas con nuestro espesor de aislamiento y nuestra diferencia de temperaturas

50 mm → 14 W/m100 mm → 9 W/m40 mm → x = 15 W/m

50 mm → 43 W/m100 mm → 26 W/m40 mm → x = 46.6 W/m25 ° → 15 W/m75 ° → 46.6 W/m45 ° → x = 27.64 W/m

Perdidas por tuberías aisladas (Q) = 27.64 W/mAhora determinaremos la transmisión de calor del traceado a la línea de procesosUSAREMOS COBRE EN LAS LINEAS DE TRACING

P = 15 psi g = 1 Bar (r) aproximadamenteIngresamos a la tabla para calcular las pérdidas de acuerdo a nuestro diámetro

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 64

Page 66: Calentamiento de Bunker

Interpolamos para obtener las pérdidas a nuestra presión de traceado

3 bar r → 58 W/m5 bar r → 65 W/m1 bar r → x = 63 W/m

Calor transmitido a la línea (Q=63 w/m)

Comparamos:

Q perd < Q tracing

- PASO N°9: DETERMINAR LA DEMANDA DE VAPOR

m= Q∗L∗3.6hfg∗n

Dónde:m= Demanda de vapor (kg/ h)Q= Calor perdido de la tabla 1 (W/m)L = Longitud de la tubería del producto traceado (m)hfg = Entalpía específica de evaporación (kJ/kg)n = Número de traceados paralelos por longitud de la tubería del productoRemplazamos en la formula y obtenemos

mv=27.64∗700∗3.6

2199.7=31.67 kg

hrde vapor

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 65

Page 67: Calentamiento de Bunker

- PASO N°10: SELECCIÓN DE ACSESORIOS

Los accesorios a seleccionar serán los siguientes: Manifolds de vapor Manifolds de condensado Controles de temperatura Conectores Purgadores termodinámicos Válvulas de purga Válvulas de operación Estaciones de trampeo Filtros

Se utilizo dispositivos para la selección de este sistema de traceado “spirax sarco”

1.4.1 Selección de Dispositivos para el Sistemas de Traceado

a) Para tubería 2, 3, 4

1. Controles de temperatura y controles de presión:Estación reductora de presión pilotada (roscada)

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 66

Page 68: Calentamiento de Bunker

Parte Componente Función1 Separador para proteger la válvula reductora del vapor

húmedo2-3-4-5-6

Conjunto de Purga del Separador

7 Válvula de Interrupción para aislar la estación reductora de la entrada de vapor

8 Filtro para evitar la entrada de suciedad en la válvula reductora

9 Manómetro para monitorear la presión aguas arriba de la válvula reductora

10 Válvula reductora de presión

para reducir la presión de suministro a la presión de trabajo

11 Válvula de Seguridad para proteger los equipos aguas abajo de sobrepresión

12 Manómetro para monitorear la presión de control13 Válvula de interrupción para ajustar la presión de consigna de la válvula

sin carga Separador “1”:

Se utilizó “S1 de fundición nodular tamaño DN15 – 25, de conexión roscada con camisas aislantes IJ-S1”

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 67

Page 69: Calentamiento de Bunker

Válvula de interrupción “2,7,8”:

Para punto 7 se utilizó “HV3 en Bronce válvula de interrupción de ½” de conexión roscada”.Para punto 2 se utilizó “M10S en acero inoxidable válvula de conexión de ½” roscada”.Para punto 8 se utilizó “PR31 en acero de ½” de conexión roscada”.

Filtro “3,9”:

Se utilizó un filtro de “ANSI 300 de acero con conexión de ½” roscado”

Purgador de vapor “5”:

Se utilizó “IFT14 Purgador de boya en fundición nodular”

Válvula de retención “6”:

Se utilizó “DCV1 de ½” válvula de retención de disco, material bronce”

Manómetro “10,13”:

2 manómetros de Spirax Sarco de 3/8” con rango de presión de 0-25bar y conexión roscada BSP.

Válvula reductora de presión “11”:

Válvula reductora de presión de acción directa tipo BRV2 de material Bronce de ½” roscada.

Válvula de seguridad “12”:

Se utilizó “SV615 – A – N – DN15 BSP”

2. Mainfolds de tubería “vapor” y “condensado”:

Se seleccionaron para ambas aplicaciones un tipo MSC tamaño DN15 con bridas ANSI clase 150.

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 68

Page 70: Calentamiento de Bunker

3. Conectores Universales: (ubicado en la salida del manifold vapor)

Se utilizó “el PC10 es un conector de acero inoxidable austenitico. ANSI clase 300 1/2”.

b) Para tubería 6,7,8,9

4. Purgadores de presión equilibrada para vapor:

Parte

Componente Función

1 Válvula de interrupciónpara aislar la instalación de vapor de la entrada de vapor

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 69

Page 71: Calentamiento de Bunker

2Purgador de Vapor de Presión

Equilibradapara desalojar correctamente el condensado

3 Mirilla para observar el estado del condensado

4 Válvula de retención para evitar el retorno de flujo

5 Válvula de interrupciónpara aislar el conjunto de purga del sistema de condensado

Válvula de interrupción “1,5”:

Para punto 1,5 se utilizó “HV3 en Bronce válvula de interrupción de 1 1/4” de conexión roscada”.

Purgador de vapor “2”:

Se utilizó “IFT14 Purgador de boya en fundición nodular”

Válvula de retención “6”:

Se utilizó “DCV1 de 1 1/4” válvula de retención de disco, material bronce”

Mirilla “3”

Se utilizó una mirilla de doble cristal 1 ¼” de rosca BSP

5. Difusores: (salida del Manyfold condensado)

Se utilizó “DF2 ¾” roscada BSP”

6. Selección de trampas de vapor

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 70

Page 72: Calentamiento de Bunker

Se utilizó “BPM21L ½“roscada BSP en acero”

1.4.2 Tubería desde el Manifold de vapor hasta el inicio del tracing “4”:

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 71

Page 73: Calentamiento de Bunker

De acuerdo a lo anterior las líneas de tracing trabajarían bajo los siguientes parámetros

V=25m /seg

mv=31.64kghr

P=100 psig

Con estos valores y ábacos de tuberías se determinó el diámetro de dicha tuberíaΦ = 12.5 mm

Normalizando se obtiene SCH 40 Φ = 1/2 in

1.4.3 Tubería para procesos “5”:

El flujo total que nos proporciona la caldera en las condiciones de operación establecidas en la descripción del proyecto será la suma de todos los flujos que se usaran.

mv+(mv tracing+mv real+mvtanque )=flujonominal de la caldera

De esta ecuación podemos reemplazar los valores y despejar el flujo de vapor que se ira hacia los procesos

mv+(mv tracing+mv real+mvtanque )=24775.58

lbhr

∗1kg

2.2lb

mv=24775.582.2

−31.64−62.44−9.44

mv=11158.1kghr

Se dimensiona la tubería por el criterio de velocidades recomendadas debido a que no se conoce la longitud de dichas tuberías y no es el tema del proyecto.

V troncal = 15 m/segP = 100 psi g, aproximadamente 7 Bar (r)Φ = 250 mmNormalizando se tiene SCH 40 Φ = 10 pulg

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 72

Page 74: Calentamiento de Bunker

1.5 Tuberías de condensado

1.5.1 Tubería del Precalentador “6”:

mv=mc=62.44kghr

=137.368 lbhr

P = 15 psi g, equivalente a 1 bar (r) aproximadamente

Empleando ábacos de selección de tuberías de condensado se tiene

Φ = 1 ¼”

Normalizando se tiene SCH 40 Φ =1 ¼”

1.5.2 Tubería del tanque diario “7”:

mc=9.44kghr

=20.768 lbhr

P = 15 psi g, equivalente a 1 bar (r) aproximadamente

Φ = ½”

Normalizando se tiene SCH 40 Φ = 1/2”

1.5.3 Tubería de trampeo del tracing “8”:

mtracing=31.64kghr

=69.608 lbhr

N °trampas= Longitud del tracingdistancias de trampeo

N °trampas=700m34m

=20.58m≈21m

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 73

Page 75: Calentamiento de Bunker

Recalculo de la distancia de trampeo

N °trampas= Longitud del tracingdistancias de trampeo

21= 700distancias de trampeo

distancias de trampeo=33.33m

Calculamos el flujo de condensado que será evacuado en cada tramo

mtramo=flujo total

N °trampas=31.64

21=1.506 kg

hr=3.3132 lb

hr

Cada tramo de recolección de condensado tendrá la capacidad hallada aquí. Para el cálculo de cada tramo de tuberías se elaboro un diagrama donde se incluyen los flujos de cada tramo, y con ayuda lo los ábacos de tuberías de condensado se determinaron los diámetros de las tuberías de condensado del sistema de tracing, siendo estos de ½”, ¾” y 1”.

Normalizando se tiene SCH 40 Φ = 1/2”Normalizando se tiene SCH 40 Φ = 3/4” Normalizando se tiene SCH 40 Φ = 1”

La distribución de estas tuberías se aprecia en el layout del sistema de tracing.

1.5.4 Tubería derivación del condensado de tracing “9”:

El flujo de condensado que pasara por cada una de estas tuberías será:

mtramo=1.506kghr

=3.3132 lbhr

Con la ayudad e los ábacos de tuberías de condensado se determinó el diámetro de estas tuberías. Su disposición se muestra a detalle en el layout del tracing.Φ = ½”

Normalizando se tiene SCH 40 Φ = 1/2”

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 74

Page 76: Calentamiento de Bunker

1.6 Tubería salida Manifold “10”:

El condensado del manifold se calcula de manera similar al manifold de vapor, solo se suman todos los flujos de condensado.

mc=mc tracing+mc≺¿+mc tanque¿

mc=62.44+9.44+31.64=103.52kghr

=227.744 lbhr

P = 15 psi g, equivalente a 1 bar (r) aproximadamente Con la ayuda de ábacos de tuberías de condensado se seleccionó el diámetro de la tubería

Φ = 1 ¼”

Normalizando se tiene SCH 40 Φ = 1 ¼”

1.7 Tubería combustible tanque diario de caldera “13 y 14”:

Sabemos que: Q=v A

La velocidad recomendada es:

v=0.3 mseg

El consumo de combustible de la caldera es:

Q=223.2 galhr

Remplazamos en la primera ecuación y despejamos el diámetro

1hr3600 seg

∗223.2 galhr

∗3.785 ¿gal

∗0.001 m3

¿ = π D2

4∗0.3 m

seg

Obtenemos que el diámetro es 0.0315 m = 31.5 mm = 1.24 pulgadasNormalizando se tiene SCH 40 Φ=1 1/4”

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 75

Page 77: Calentamiento de Bunker

1.8 Distancia entre soportes del línea de procesos

La distancia mínima entre soportes será de 4.25 m para tuberías de 100 150 mm de diámetro.

dist . soportes=4 .25m

1.9 Determinación del espesor de aislamiento para las tuberías de vapor exceptuando la línea de tracing

Todas las tuberías de vapor que se usaran trabajan a la misma presión (15 psig) y por lo tanto manejan la misma temperatura (170 °C aproximadamente)

De acuerdo a esto, empleando tablas de selección de asilamiento y considerando el diámetro de dichas tuberías tendríamos los siguientes resultados.

- TUBERIA 2 (D = ½ PULG)

Longitud: 3 mEspesor de aislamiento: 40 mm Presión de la línea: 100 psigT° sat: 338 °FT° sup tub: 40 °C (104 °F)T° amb.: 5°C (41)Calor perdido: 37,9 W/m = 10.16 WDif temperaturas: 338 – 41=297De la gráfica de pérdidas se obtiene que las pérdidas de calor por tuberías desnudas sean:

H=1050 BTUhr∗pie 2

Las perdidas por unidad de longitud serán:

H= H∗π∗Dext12

∗L

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 76

Page 78: Calentamiento de Bunker

Remplazando los valores y tomando el D exterior de las tuberías, no el nominal

H=1050∗π∗0.8412

∗8.8 pies∗0.000293=0.59Kw

Calculamos la eficiencia de aislamiento

n=( H−qlH

)∗100%

n=( 0.59KW−10.16W0.59KW

)∗100%

n=98.27%

- TUBERIA 3 (D = ½ PULG)

Longitud: 10 mEspesor de aislamiento: 40 mm Presión de la línea: 100 psigT° sat: 338 °FT° sup tub: 40 °C (104 °F)T° amb.: 5°C (41)Calor perdido: 37,9 W/m = 10.16 WDif temperaturas: 338 – 41=297De la gráfica de pérdidas se obtiene que las pérdidas de calor por tuberías desnudas son:

H=1050 BTUhr∗pie 2

Las perdidas por unidad de longitud serán:

H= H∗π∗Dext12

∗L

Remplazando los valores y tomando el D exterior de las tuberías, no el nominal

H=1050∗π∗0.8412

∗32.8 pies∗0.000293=2.21Kw

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 77

Page 79: Calentamiento de Bunker

Calculamos la eficiencia de aislamiento

n=( H−qlH

)∗100%

n=( 0.59KW−10.16W0.59KW

)∗100%

n=95.5%

- TUBERIA 3 (D = ½ PULG)

Longitud: 10 mEspesor de aislamiento: 40 mm Presión de la línea: 100 psigT° sat: 338 °FT° sup tub: 40 °C (104 °F)T° amb.: 5°C (41)Calor perdido: 37,9 W/m = 10.16 WDif temperaturas: 338 – 41=297De la gráfica de pérdidas se obtiene que las pérdidas de calor por tuberías desnudas son:

H=1050 BTUhr∗pie 2

Las perdidas por unidad de longitud serán:

H= H∗π∗Dext12

∗L

Remplazando los valores y tomando el D exterior de las tuberías, no el nominal

H=1050∗π∗0.8412

∗32.8 pies∗0.000293=2.21Kw

Calculamos la eficiencia de aislamiento

n=( H−qlH

)∗100%=(0.59KW −10.16W0.59KW

)∗100%

n=95.5%

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 78

Page 80: Calentamiento de Bunker

2. DISEÑO DE TANQUE DE ALMACENAMIENTO

2.1 Capacidad de Almacenamiento

Considerando una Caldera Pirotubular Horizontal de Espalda Húmeda INTESA:

Datos:P = 800 BHP

V=223.2 galhr

V=V∗t=223.2

Galhr

∗3.785lit

Gal∗24 hr

1dia∗20dias

1mes

V=107136 Galmes

=405509.76 lit1mes

Consideramos: D = H Diámetro = Altura

V= π∗D 2

4∗H=π∗D3

4=¿ D= 3√ 4∗V

π

D= 3√ 4∗405509.76π

D=80.22 dm∗1m10dm

=8.02m

Aproximando =>D=8.10m=26.57 piesH=8.10m=26.57 pies

Tanque Almacenamiento

Volumen ( m3

mes ) Altura (mm) Diámetro (mm)

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 79

Page 81: Calentamiento de Bunker

1 405.51 8100 8100

2.2 Calculo de Espesor de Casco

Según Norma API 650

t=2.6∗D∗( H−1 )∗G

21000∗E+C [ pulg ]

Pero en ningún caso el espesor nominal debe ser menor que:t = 3/16 pulg para D < 50 piest = ¼ pulg para 50 ≤ D < 120 piest = 5/6 pulg para 120 ≤ D < 200 pies

Donde:t : Espesor mínimo requerido de la placa en pulgD: Diámetro de tanque en piesH: Altura de tanque en piesG: Densidad relativa del líquido a almacenar: considerar 1E: Eficiencia de la junta E = 0.85 Cuando es radiografiado por zonas E = 0.70 Cuando no es radiografiado C: Margen por corrosión en pulgC = 0.065 pulg

t=2.6∗26.57 pies∗(26.57 pies−1 )∗1

21000∗0.70+0.065 pulg

t=0.185 pulg=4.708mm

El espesor lo estandarizamos en:

t= 316

pulg

t=4.76mm

Cumple OKt = 3/16 pulg para D < 50 pies

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 80

Page 82: Calentamiento de Bunker

2.3 Calculo del Espesor del Techo

Consideramos un Techo Tipo C Auto Soportado, cuyo espesor por normas API es:

t= D400 Senθ

+C

Donde:t : Espesor de la placa en pulgPero en ningún caso no debe ser menor que 3/16 pulg, ni mayor que ½ pulg.D: Diámetro interior del tanque en piesΘ: Angulo del cono con la horizontalEn ángulo no debe ser menor que 9° ni mayor que 37°C: Margen por corrosión en pulg

t= 26.57 pies400 Sen(15 °)

+0.065 pulg

t=0.32 pulg=8.17mm

El espesor lo estandarizamos en:

t=38

pulg

t=9.53mm

Cumple OK3/16 pulg < t < ½ pulg

2.4 Calculo del Espesor del Fondo

Por norma API 650 tenemos que:

t=14

pulg

t=6.35mm

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 81

Page 83: Calentamiento de Bunker

2.5 Resumen de Cálculos para Tanque de Almacenamiento

Tanque Almacenamiento

Volumen ( m3

mes ) Altura (mm) Diámetro (mm)

1 405.51 8100 8100

Zona de Espesor Espesor Standard(pulg)

Espesor Standard(mm)

De Casco 3/16 4.76De Techo 3/8 9.53De Fondo 1/4 6.35

3. CALCULO Y SELECCIÓN DE CASA DE BOMBAS

La casa estará constituida de una bomba de engranajes para lo que se refiere a recepción y trasiego de combustible, y de 2 bombas (1 de reserva) para la alimentación del combustible a la sala de calderos.

3.1 Selección de la Bomba de Combustible de Recepción y Tracing

- Calculo de las Perdidas de Presión por Rozamiento

Las condiciones más severas para cálculo de las pérdidas de presión es cuando se realiza el trasiego de tanque a tanque, ya que el combustible recorre mas longitud de tubería por donde ira instalada en paralelo el tracing.

Longitud de tubería: DN 4 pulg = 700 m Longitud de equivalente por accesorios: Consideraremos para este caso el 10 % de la longitud de tubería más

Longitud total:

LT = 770 m

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 82

Page 84: Calentamiento de Bunker

La caída de presión por rozamiento se calcula por la formula de Darcy:

P= f∗¿∗ρ∗V 12

2∗D 1

Donde:f: Factor de fricciónLT: Longitud total ρ: Densidad del Residual 500 = 960 kg/m3V1: Velocidad media = 0.3 m/segD1: Diámetro Interior de la tubería = 4 pulg = 0.1016 m

N ° ℜ=V 1∗D 1Uc

Donde:N°Re: Número de ReynoldsMenor a 2000 es laminarEntre 2000 – 4000 es transitorioMayor a 4000 es turbulento

Uc: Viscosidad cinemática = 530∗10−6 m2

seg (Aproximadamente T = 40°C) (TABLA 2)

N ° ℜ=0.3

mseg

∗0.1016m

530∗10−6 m2

seg

=57.51

El régimen es Laminar (menor a 2000)

Por la formula de Poiseville:

f = 64N ° ℜ

= 6457.51

=1.11

Por lo tanto calculando caída de presión por Darcy:

∆ P=1.11∗770m∗960 kg

m3∗(0.30 mseg )

2

2∗0.1016m

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 83

Page 85: Calentamiento de Bunker

∆ P=363415.75 N

m2=3.63 ¿

∆ P=3.63 ¿52.68 PSI

- Calculo de Presión de Bombeo

Ha

Hb

H A = 7 mHB = 0.8 m

PA=Po+H A∗ρ∗G−∆ PA

PB=Po+HB∗ρ∗G−∆ PB

Considerando la Presión en Arequipa: 0.77 bar * 101.325Kpa1.013 ¿ ¿ = 77019 Pa

Sumando las 2 presiones tenemos:

Pbombeo=PB−PA=( Po−Po )∗( HB−H A )∗ρ∗G+∆ PA+B

Pbombeo=(77019−77019 )+(7m−0.8m )∗9.81 m

seg2∗960 kg

m3+363415.75 N

m2

Pbombeo=421804.87N

m2=4.22 ¿

Mas un 20% como reserva por envejecimiento de tubería y por cualquier discrepancia en el cálculo de la longitud equivalente.

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 84

Tanque Diario(A)

Tanque de Almacenamiento

(B)

B

Page 86: Calentamiento de Bunker

Pbombeo=4.22 ¿1.20

Pbombeo=5.06 ¿Pbombeo=73.43 PSI

Luego los parámetros para la selección de la bomba de combustible son:

- ParámetrosTipo de Fluido: Petróleo Residual R-500Temperatura de Bombeo = 60 °CViscosidad Cinemática = 500 SSF = 5200 SSUCaudal: Q = 223.2 gal/hr = 3.72 GPMPresión de Bombeo: P = 74 PSI

- Selección de BombaTipo: Bomba rotatoria de Engranajes InternosMarca: Viking (USA)Modelo: Series 34 y 434, N° de Modelo HL34Fluido a Bombear: Residual R-500Viscosidad: 5200 SSUVelocidad: 1200 RPMCaudal: 3.72 GPMPresión de Bombeo: 74 PSI

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 85

Page 87: Calentamiento de Bunker

De la GRAFICA 4, hallamos la eficiencia de nuestra bomba:

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 86

Page 88: Calentamiento de Bunker

Eficiencia Base: n = 53 %

3.2 Selección de la Bomba de Combustible de Alimentación a Sala de Calderos

- Calculo de las Perdidas de Presión por Rozamiento

Las condiciones más severas para cálculo de las pérdidas de presión es cuando se realiza el trasiego de tanque a tanque, ya que el combustible recorre mas longitud de tubería por donde ira instalada en paralelo el tracing.

Longitud de tubería: DN 4 pulg = 3 m Longitud de equivalente por accesorios: Consideraremos para este caso el 10 % de la longitud de tubería más

Longitud total:

LT = 3.60 m

La caída de presión por rozamiento se calcula por la formula de Darcy:

P= f∗¿∗ρ∗V 12

2∗D 1

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 87

Page 89: Calentamiento de Bunker

Donde:f: Factor de fricciónLT: Longitud total ρ: Densidad del Residual 500 = 960 kg/m3V1: Velocidad media = 0.3 m/segD1: Diámetro Interior de la tubería = 1 1/4 pulg = 0.03175 m

N ° ℜ=V 1∗D 1Uc

Donde:N°Re: Número de ReynoldsMenor a 2000 es laminarEntre 2000 – 4000 es transitorioMayor a 4000 es turbulento

Uc: Viscosidad cinemática = 530∗10−6 m2

seg (Aproximadamente T = 40°C) (TABLA 2)

N ° ℜ=0.3

mseg

∗0.03175m

530∗10−6 m2

seg

=17.97

El régimen es Laminar (menor a 2000)

Por la formula de Poiseville:

f = 64N ° ℜ

= 6417.97

=3.56

Por lo tanto calculando caída de presión por Darcy:

∆ P=3.56∗3.60m∗960 kg

m3∗(0.30 mseg )

2

2∗0.03175m

∆ P=17437.83 N

m2=0.174 ¿

∆ P=0.174 ¿2.53 PSI

- Calculo de Presión de Bombeo

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 88

Page 90: Calentamiento de Bunker

Hc

Ha

HC = 7 mH A = 0.8 m

PA=Po+H A∗ρ∗G−∆ PA

PC=Po+HC∗ρ∗G−∆ PC

Considerando la Presión en Arequipa: 0.77 bar * 101.325Kpa1.013 ¿ ¿ = 77019 Pa

Sumando las 2 presiones tenemos:

Pbombeo=PC−PA=( Po−Po )∗( HC−H A )∗ρ∗G+∆ PC+A

Pbombeo=(77019−77019 )+(7m−0.8m )∗9.81 m

seg2∗960 kg

m3+17 437.83 N

m2

Pbombeo=75826.95N

m2=0.76 ¿

Mas un 20% como reserva por envejecimiento de tubería y por cualquier discrepancia en el cálculo de la longitud equivalente.

Pbombeo=0.76 ¿1.20

Pbombeo=0.912 ¿Pbombeo=13.23 PSI

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 89

Tanque Diario(A)

B

Caldera(C)

B

Page 91: Calentamiento de Bunker

Luego los parámetros para la selección de la bomba de combustible son:

- ParámetrosTipo de Fluido: Petróleo Residual R-500Temperatura de Bombeo = 60 °CViscosidad Cinemática = 500 SSF = 5200 SSUCaudal: Q = 223.2 gal/hr = 3.72 GPMPresión de Bombeo: P = 15 PSI

- Selección de BombaTipo: Bomba rotatoria de Engranajes InternosMarca: Viking (USA)Modelo: Series 34 y 434, N° de Modelo Q34Fluido a Bombear: Residual R-500Viscosidad: 5200 SSUVelocidad: 0.3 m/segCaudal: 3.72 GPMPresión de Bombeo: 15 PSI

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 90

Page 92: Calentamiento de Bunker

4. DISEÑO DEL TANQUE DE COMBUSTIBLE DE USO DIARIO

4.1 Capacidad de Almacenamiento

Considerando una Caldera Pirotubular Horizontal de Espalda Húmeda INTESA:

Datos:P = 800 BHP

V=223.2 galhr

V=V∗t=223.2

Galhr

∗3.785lit

Gal∗24hrs∗5dias

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 91

Page 93: Calentamiento de Bunker

V=26784 Gal5dias

=101377.44 lit5dias

Consideramos: H = 1.5*DDiámetro = Altura

V= π∗D 2

4∗1.5D=

π∗1.5 ( D )3

4=¿D=3√ 4∗V

π∗1.5

D= 3√ 4∗101377.44π∗1.5

D=44.15 dm∗1m10 dm

=4.41m

Aproximando =>D=4.45m=14.60 piesH=6.68m=21.92 pies

Tanque Almacenamiento

Volumen ( m3

5dias ) Altura (mm) Diámetro (mm)

1 101.38 4450 6680

4.2 Calculo de Espesor de Casco

Según Norma API 650

t= P∗D2(15000∗E−P∗γ )

+C [ pulg ]

Donde:t : Espesor mínimo requerido de la placa en pulgD: Diámetro de tanque, 4450 mm = 175.20 pulgP: Presión requerida en el tanque, consideraremos 4 Bar = 58.05 PSIE: Eficiencia de la junta E = 0.85 Cuando es radiografiado por zonas E = 0.70 Cuando no es radiografiado

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 92

Page 94: Calentamiento de Bunker

C: Margen por corrosión en pulgC = 0.065 pulg

t=58.05

lb−f

pulg2∗175.20 pulg

2[15000 lb−fpulg2

∗0.7−58.05 lb−fpulg2

∗0.4 ]+0.065 pulg

t=0.55 pulg=13.98mm

El espesor lo estandarizamos en:

t=58

pulg

t=15.88mm

4.3 Calculo del Espesor de las Tapas

t= P∗D∗M(2∗S∗E )− (0.2∗P )

+C

Donde:t : Espesor de la placa en pulgP: Presión requerida en el tanque, consideraremos 4 Bar = 58.05 PSID: Diámetro de tanque, 4450 mm = 175.20 pulgE: Eficiencia de la junta E = 0.85 Cuando es radiografiado por zonas E = 0.70 Cuando no es radiografiadoM: Factor para relación de radios, M = 1

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 93

Page 95: Calentamiento de Bunker

C: Margen por corrosión en pulg

t= 58.05∗175.20∗1(2∗15000∗0.7 )−(0.2∗58.05 )

+0.065 pulg

t=0.545 pulg=13.96mm

El espesor lo estandarizamos en:

t=58

pulg

t=15.88mm

4.4 Calculo de Soportes

- Volumen del Casco

V casco=A∗espesorde casco=( π∗D∗h )∗espesor decasco

V casco=(π∗4.45m∗6.68m )∗0.01588m

V casco=1.48m3

- Volumen de las Tapas

V tapas=A∗espesorde tapas∗2 tapas=( π∗D2

4 )∗espesorde tapas∗2

V tapas=( π∗5.5m2

4 )∗0.01588m∗2

V tapas=0.7546m3

- Peso del tanque

V total=V casco+V tapas

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 94

Page 96: Calentamiento de Bunker

V total=1.48+0.7546

V total=2.235m3

Sabemos que la densidad del acero es:

ρacero=7859kg

m3

Por lo tanto el peso del tanque será:

W total del tanque=ρacero∗V total

W total del tanque=7859kg

m3∗2.235m3

W total del tanque=17564.87kg=17.6Ton

Agregando 20% por accesorios, tuberías, soldadura, aislamiento:

W total del tanque=1.20∗17564.87kg

W total del tanque=21077.84 kg=21.88Ton

Por lo tanto redondeamos el peso total del tanque diario:

W total del tanque=100000kg=100Ton

- Soportes

Consideramos 3 soportes para nuestro tanque diario:

W columna=W total del tanque

3 soportes

W columna=100000kg

3

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 95

Page 97: Calentamiento de Bunker

W columna=33333.3kg=33.3Ton

4.5 Resumen de Cálculos para Tanque de Almacenamiento

Tanque Diario Volumen ( m3

5dias ) Altura (mm) Diámetro (mm)

1 101.38 4450 6680

Zona de Espesor Espesor Standard(pulg)

Espesor Standard(mm)

De Casco 5/8 15.88De Tapas 5/8 15.88

N° de Columnas Carga por Columna3 33 333.3 kg = 33.3 Ton

4.6 Diseño de Serpentín para Calentamiento de Tanque de uso Diario

El flujo de vapor que ingresa al calentador del tanque es:

mv=0.002623Kg /seg

E ingresa a una presión de:

P=15 psig

El hfg para dicha presión es de

hfg=21997 KJKg ° K

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 96

Page 98: Calentamiento de Bunker

El calor que debe entregarle el serpentín al tanque se calcula mediante la siguiente expresión:

Q=mvhfg=0.002623∗21997=5.76Kw

Ahora sabemos que en nuestra línea de tracing los tubos de cobre entregan 63 W/m (calculo anterior), por lo que si dividimos el calor necesario por calor por unidad de longitud que nos entrega una tubería obtenemos la longitud necesaria del serpentín.

L=Q requerido

Qaportado

m

=5.76Kw

63Wm

=91.42m

Se requieren 91.42 metros de longitud de tubería para calentar la parte del tanque por la cual saldrá el combustible para su uso diario.

El diámetro del tanque es 4m, por lo que si queremos cubrir un área que se asemeje a un cuadrado en la base del tanque la máxima longitud que lograríamos seria de 2.8 m por geometría.

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 97

Page 99: Calentamiento de Bunker

En base a esto si dividimos la longitud requerida entre la longitud permisible obtendremos el número de tubos de cobre requeridos para armar el serpentín.

N °tubos= LreqLdisp

=91.422.8

=32.65≈33 tubos

Entonces requeriremos 33 tubos de 2.8 m cada uno.

Ahora calcularemos el espacio entre cada tubo, o sea el paso del serpentín. Para esto dividiremos la longitud disponible entre el número de tubos calculado.

paso= LdispN ° tubos

=2.833

=0.0848m=84.8mm

En base a estos datos ya podemos dimensionar adecuadamente el serpentín, y por las curvaturas del mismo obtendremos mas longitud, por lo que si se cumplirá los requerimientos de calentamiento.

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 98

Page 100: Calentamiento de Bunker

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 99

Page 101: Calentamiento de Bunker

ANEXOS

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 100

Page 102: Calentamiento de Bunker

ANEXO 1:Tablas

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 101

Page 103: Calentamiento de Bunker

TABLA 1: Factor de Corrección de Volumen con la Temperatura (10-19° API)50 – 100 °F

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 102

Page 104: Calentamiento de Bunker

TABLA 2: Inspecciones típicas de Propiedades para derivados del Petróleo

TABLA 3: Tabla de Especificaciones Técnicas y Dimensiones de Caldera Pirotubular

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 103

Page 105: Calentamiento de Bunker

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 104

Page 106: Calentamiento de Bunker

TABLA 4: Comparación de los distintos Sistemas de Pulverización en los Quemadores de Combustibles Líquidos

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 105

Page 107: Calentamiento de Bunker

ANEXO 2:GRAFICAS (NOMOGRAMAS)

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 106

Page 108: Calentamiento de Bunker

GRAFICA 1: Nomograma para la conversión de unidades de conversión

GRAFICA 2: Viscosidad – Temperatura de Atomización

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 107

Page 109: Calentamiento de Bunker

GRAFICA 3: Efecto de la Viscosidad y Presión Diferencial en la Bomba de Tornillo

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 108

Page 110: Calentamiento de Bunker

GRAFICA 4: Efecto de la Viscosidad y Presión Diferencial en la Bomba de Engranajes

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 109

Page 111: Calentamiento de Bunker

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 110

Page 112: Calentamiento de Bunker

ANEXO 3:Proyecciones 3D

Tanque Diario de Residual R-500

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 111

Page 113: Calentamiento de Bunker

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 112

Page 114: Calentamiento de Bunker

ANEXO 4:Ábacos para Selección de Tuberías

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 113

Page 115: Calentamiento de Bunker

ANEXO 5:Planos

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 114

Page 116: Calentamiento de Bunker

ANEXO 6: Planos de Distribución de Tuberías y

Equipos

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 115

Page 117: Calentamiento de Bunker

ANEXO 7:Plano de Distribución de Planta

Diseño de Plantas Industriales II - UCSM Página 116