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Diseño de un intercambiador de calor para un sistema de calefaccion

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ESCUELA POLITECNICA NACIONAL ESCUELA DE INGENIERIA DISE O DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR PARA EL SISTEMA DE CALENTAMIENTO DE AGUA DE LOS TANQUES DE LAVADO DE PETROPRODUCCION PROYECTO PREVIO A LA OBTENCION DEL TITULO DE INGENIERO MECANICO ANGEL PATRICIO PAGUAY GUAMAN DIRECTOR: ING. ADRI N PE A Quito, Octubre 2006 DECLARACION Yo, ngel Patricio Paguay Guam n, declaro bajo juramento que el trabajo aqu descrito es de mi autor a; que no ha sido previamente presentada para ning n grado o calificaci n profesional; y que he consultado las referencias bibliogr ficas que se incluyen en este documento. A trav s de la presente declaraci n cedo mis derechos de propiedad intelectual correspondientes a este trabajo, a la Escuela Polit cnica Nacional, seg n lo establecido por la Ley de Propiedad Intelectual, por su Reglamento y por la normatividad institucional vigente. ngel Patricio Paguay Guam n CERTIFICACION Certifico que el presente trabajo fue desarrollado por ngel Patricio Paguay Guam n, bajo mi supervisi n. Ing. Adri n Pe a RESUMEN El proyecto de titulaci n estudia los calentadores de agua del sistema de lavado de petr leo de las diferentes estaciones de producci n de Petroproducci n. Primero analiza el proceso de deshidrataci n del petr leo hasta llegar a la concentraci n de agua m xima permitida para su comercializaci n, para ello considera la forma de producci n y transporte. A continuaci n analiza los calentadores actuales en su: constituci n, materiales, dimensiones y los problemas que presentan actualmente como son la baja efectividad. Con base a este estudio plantea un modelo nuevo de intercambiadores de calor y posteriormente procede a dise ar un calentador prototipo. En el Capitulo III se realiza una amplia exposici n de la forma en la cual se puede dise ar este tipo de calentadores desde los par metros de dise o pasando por las restricciones hasta llegar a la comprobaci n de las medidas del calentador. PRESENTACION En las diferentes reas que explota Petroproducci n, para deshidratar el petr leo, utilizan m todos qu micos y mec nicos. Para que resulte ptimo el proceso de deshidrataci n con qu micos demulsificantes, el petr leo en el Tanque de Lavado, debe estar a una temperatura m nima que depende de la gravedad espec fica del crudo. Generalmente esta temperatura en la actualidad es menor a la necesaria, por ello se emplea calentadores de agua de formaci n que calienten el colch n de agua y facilitar la acci n del qu mico demulsificante. Estos calentadores presentan muchos inconvenientes, baja efectividad, poca vida til entre otras. El objetivo de esta tesis es dar una soluci n a estos problemas, para ello en el Capitulo I se analiza la situaci n actual utilizando los conceptos b sicos de Transferencia de Calor y Termodin mica. El Capitulo II detalla la forma de calcular los esfuerzos t rmicos y la efectividad de los calentadores que se utilizan actualmente. Posterior a ello, el Capitulo III, plantea un nuevo dise o para los calentadores, primero se determinan los par metros de dise o tales como temperaturas y transferencia de calor, con estos se procede a detallar la forma f sica y dem s componentes necesarios. Finalmente, en el Capitulo IV, consta la codificaci n de los planos y una breve explicaci n de los costos de construcci n del intercambiador. En los anexos constan los planos de los elementos principales del calentador y la hoja t cnica de un quemador. CONTENIDO CAPITULO I 1. 1.1. 1.2. 1.2.1. 1.2.2. 1.2.3. 1.2.4. 1.3. 1.3.1. 1.4. 1.4.1. 1.5. 1.6. 1.6.1. 1.6.2. 1.6.3. 1.6.3.1. 1.6.3.2. 1.6.3.3. 1.6.4. 1.6.4.1. 1.6.4.1.1. 1.6.4.1.2. 1.6.4.1.3. 1.6.4.1.4. 1.6.4.2. 1.6.4.3. 1 AN LISIS DE LOS CALENTADORES DE AGUA DE LOS TANQUES DE LAVADO DE PETR LEO INTRODUCCI N DESHIDRATACI N DE PETR LEO EMULSI N DEMULSIFICANTE EFECTOS DE LA TEMPERATURA EQUIPOS PARA EL TRATAMIENTO DE DESHIDRATACI N AGUA DE FORMACI N CARACTERIZACI N F SICO-QU MICA DEL AGUA GAS NATURAL CROMATOGRAF A DE GASES SISTEMA USADO EN PETROPRODUCCION AN LISIS DE LOS CALENTADORES ARTESANALES CONSIDERACIONES GENERALES DISTRIBUCI N DE LOS CALENTADORES EN LAS ESTACIONES MEDICIONES DE CAMPO Temperaturas Consumo de gas Caudal de agua PROBLEMAS ENCONTRADOS Efectividad Lago Agrio Sacha Auca Shushufindi Esfuerzos t rmicos Incrustaciones CAPITULO II 2. C LCULOS PARA LOS CALENTADORES EXISTENTES 2.1. 2.2. 2.2.1. 2.2.2. 2.2.3. 2.2.4. 2.2.5. 2.3. 2.3.1. 2.3.2. 2.3.3. INTRODUCCI N CONCEPTOS B SICOS PRIMERA LEY DE LA TERMODIN MICA TRANSFERENCIA DE CALOR CONDUCCI N CONVECCI N EFECTIVIDAD EJEMPLO DE C LCULO DATOS ESQUEMA SOLUCI N CAPITULO III 3. AN LISIS DE LA ALTERNATIVA Y DISE O NUEVO 3.1. 3.2. 3.2.1. 3.2.2. 3.3. 3.4. 3.4.1. 3.4.2. INTRODUCCI N PAR METROS DE DISE O TEMPERATURA DEL AGUA COMBUSTIBLE SELECCI N DEL TIPO DE INTERCAMBIADOR DIMENSIONAMIENTO TRANSFERENCIA DE CALOR COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSFERENCIA DE CALOR (U) 1 1 1 2 3 5 8 9 10 12 13 13 15 15 17 19 20 20 27 30 30 32 33 34 35 36 39 41 41 41 41 41 42 43 44 46 47 47 48 49 52 52 52 52 53 55 55 56 56 59 3.4.2.1. 3.4.2.2. 3.4.2.3. Factor de impureza externo Factor de impureza interno Resistencia t rmica por el tubo de fuego 3.4.2.3.1. Espesor de la coraza y del tubo de fuego 3.4.2.3.2. 3.4.2.4. 3.4.2.5. 3.4.2.6. Presi n de dise o Coeficiente de convecci n externo Coeficiente de convecci n interno Coeficiente de radiaci n 3.4.3. 3.4.3.1. 3.4.4. 3.4.4.1. 3.5. 3.5.1. 3.5.2. 3.5.3. TUBO DE FUEGO Material DIFERENCIA DE TEMPERATURAS Temperatura adiab tica de llama EJEMPLO DE C LCULO DATOS CAPACIDAD DEL QUEMADOR DIMENSIONAMIENTO 3.5.3.1. Restricciones 3.5.3.1.1. Velocidad de erosi n 3.5.3.1.2. Ca da de presi n en la coraza 3.5.3.1.3. 3.5.3.2. 3.5.3.3. Esbeltez del calentador Coeficiente global de Transferencia de Calor Temperaturas 3.5.3.3.1. Temperatura inicial del gas 3.5.3.3.2. Temperatura de salida del gas 3.5.3.3.3. Temperatura de entrada del agua 3.5.3.3.4. Temperatura de salida del agua 3.5.3.4. Comprobaci n 3.5.3.4.1. Resistencias t rmicas 3.5.3.4.2. 3.5.3.4.3. 3.5.3.4.4. 3.5.3.4.5. 3.5.3.4.6. Propiedades termo f sicas Coeficiente de convecci n externo Coeficiente de convecci n interno Convecci n por radiaci n del gas Coeficiente global de transferencia de calor 3.6. 3.6.1. 3.6.2. ELABORACI N DE HOJA DE C LCULO DIAGRAMA DE FLUJO GUIA DE USO CAPITULO IV 4. ELABORACION DE PLANOS Y COSTO DEL INTERCAMBIADOR 4.1. 4.1.1. 4.1.2. 4.1.3. 4.1.3.1. 4.1.3.2. 4.1.3.2.1. 4.1.3.2.2. 4.1.3.2.3. 4.1.3.2.4. 4.1.3.2.5. 4.1.3.3. 4.1.3.4. 4.1.3.5. ELABORACI N DE PLANOS CODIFICACION PLANO DE PROCESO PLANOS MECANICOS Quemador Coraza o cuerpo Registros Boquillas Soportes y gu as Accesorios Elementos de seguridad Tubo de fuego Chimenea Silletas 60 60 61 61 62 62 64 65 65 66 66 67 68 68 69 70 70 70 71 72 73 73 73 74 75 75 76 77 77 78 78 79 80 81 81 83 86 86 86 87 87 88 89 89 90 90 90 90 91 91 91 91 4.2. 4.2.1. 4.2.1.1 4.2.1.2 4.2.1.3 4.2.1.4 4.2.2. 4.2.3. COSTO DEL INTERCAMBIADOR COSTOS DIRECTOS Costos de mano de obra Costos de materiales Equipo y transporte Costos directos totales COSTOS INDIRECTOS COSTO DEL EQUIPO 91 92 92 92 94 94 95 95 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 96 5.1. 5.2. 96 97 CONCLUSIONES RECOMENDACIONES BIBLIOGRAFIA 99 INDICE DE FIGURAS Figura 1.1 Macrofotograf a de part culas emulsionadas de petr leo en agua 2 Figura 1.2 Perdidas de volumen por evaporaci n vs. Temperatura 6 Figura 1.3 Curva de densidad del petr leo en funci n de la temperatura 7 Figura 1.4 Diagrama de producci n de petr leo 14 Figura 1.5 Calentador artesanal de tubo conc ntricos 16 Figura 1.6 Esquema de un quemador artesanal 17 Figura 1.7 Esquema de un registrador 21 Figura 1.8 Esquema de recirculaci n de agua 28 Figura 1.9 Curva de la bomba y el sistema 30 Figura 1.10 Efectividad de los calentadores lago Agrio 32 Figura 1.11 Calentador Lago Norte 33 Figura 1.12 Efectividad de los calentadores Sacha 33 Figura 1.13 Efectividad de los calentadores Auca 34 Figura 1.14 Efectividad de los calentadores Shushufindi 35 Figura 1.15 Lado del calentador donde se presenta mayo gradiente de temperatura 36 Figura 1.16 Perfil de temperaturas tubo externo e interno 37 Figura 1.17 Diagrama de cuerpo libre 37 Figura 2.1 Perfil de velocidades 44 Figura 2.2 Esquema calentador de agua 48 Figura 2.3 Efectividad de los calentadores del Distrito Amaz nico 51 Figura 2.4 Comparativo de las Temperatura del agua de entrada y salida 51 Figura 3.1 Temperatura de tratamiento del crudo vs. Densidad 53 Figura 3.2 Ingreso de agua al wash tank 54 Figura 3.3 Distancia del calentador al wash tank 54 Figura 3.4 Esquema del calentador 56 Figura 3.5 An lisis termodin mico en el wash tank 57 INDICE DE TABLAS Tabla 1.1 Equipos y m todos de deshidrataci n de petr leo 8 Tabla 1.2 Tendencias del agua seg n su ndice 10 Tabla 1.3 Tipos de dureza del agua 11 Tabla 1.4 Caracter sticas del term metro infrarrojo 20 Tabla 1.5 Efectividad de los calentadores de agua 31 Tabla 2.1 Coeficientes de calor por convecci n 46 Tabla 3.1 Resistencia debido a las impurezas del agua 60 Tabla 3.2 Resistencia debido al holl n 61 Tabla 3.3 Valores de las restricciones impuestas 72 Tabla 3.4 Coeficiente U en funci n de la longitud del calentador 80 Tabla 3.5 Di metros con planchas disponibles en el mercado 84 Tabla 4.1 Costo de mano de obra 92 Tabla 4.2 Listado de materiales y costos 93 Tabla 4.3 Costo de alquiler de equipo y transporte 94 Tabla 4.4 Costos directos 95 1 CAPITULO I 1. AN LISIS DE LOS CALENTADORES DE AGUA DE LOS TANQUES DE LAVADO DE PETR LEO El presente capitulo realiza un an lisis de los diferentes calentadores de agua utilizados en el sistema de deshidrataci n de petr leo en los campos de Petroproducci n. Previo a ello explica el proceso de deshidrataci n del petr leo, las caracter sticas del agua de formaci n y del gas natural que se emplea como combustible. 1.1. INTRODUCCI N El petr leo es un compuesto de hidrocarburos (hidr geno y carbono), en su mayor a parafinas, naftenos y arom ticos, que lo caracterizan; junto con cantidades variables de derivados hidrocarbonados de azufre, ox geno y nitr geno. Tambi n contiene gas que se encuentra disuelto en cantidades variables y peque as proporciones de componentes met licos tales como hierro, vanadio, cromo, cadmio. Contiene agua en suspensi n o en emulsi n y sales disueltas tales como sulfatos, nitratos, fosfatos, carbonatos, cloruros. Sus componentes tiles se obtienen por destilaci n en las refiner as de petr leo. Los componentes no deseados: gas natural, azufre, metales, agua, sales, etc., se eliminan mediante procesos mec nicos y f sico-qu micos. 1.2. DESHIDRATACI N DE PETR LEO Se realiza la deshidrataci n del petr leo con el fin de satisfacer los requerimientos de entrega a refiner a o explotaci n. La cantidad m xima permitida de agua en el petr leo para su transporte y venta es del 1% (1) . La cantidad m xima permitida de petr leo en el agua para su inyecci n o disposici n es de 20 ppm. El lavado de petr leo ocurre en el colch n de agua formado en la parte inferior del tanque, debido al choque de este con los bafles que se encuentran dentro del 1 DIRECCI N NACIONAL DE HIDROCARBUROS; Reglamento Operaciones Hidrocarbur feras, pag.13. 2 tanque. La altura del colch n de agua generalmente es de ocho pies. A partir de esta altura, el agua contenida en el petr leo se separa con ayuda de la temperatura del colch n lavador y el tiempo de residencia suficiente para romper la emulsi n de agua en petr leo, es decir, separar las peque as part culas de agua atrapadas en el petr leo. El Anexo N 1 muestra el plano del Tanque de Lavado de Sacha Central, donde se aprecia las entradas y salidas de agua y crudo as como tambi n la disposici n de los bafles. 1.2.1. EMULSI N La emulsi n de agua en petr leo es una suspensi n cuasi-estable que consiste en la presencia de peque as part culas de agua dispersas en el crudo. En la Figura N 1.1, el l quido presente como gotas es la fase dispersa o interna, mientras que el petr leo que lo rodea es la fase continua o externa. Gotas de agua Figura N 1.1. Macrofotograf a de part culas emulsionadas de agua en petr leo. Para que una emulsi n exista debe haber dos l quidos mutuamente inmiscibles, un agente emulsionante, y la agitaci n suficiente para disgregar la fase dispersa en la fase continua. En la producci n de petr leo, el aceite y el agua son mutuamente dos l quidos inmiscibles; las parafinas, los asfaltenos, los fluidos de work over y lodos de perforaci n tambi n son fuentes de agentes emulsificantes; y la agitaci n ocurre por el flujo multif sico generalmente turbulento desde el yacimiento hasta los separadores de producci n y la bota de gas. 3 El grado de agitaci n, la naturaleza y cantidad de agentes emulsificantes determina la estabilidad de la emulsi n. Hay emulsiones estables que pueden tomar semanas o meses para separar, otras emulsiones inestables pueden separarse en cuesti n de minutos. El agua dispersa en el aceite forma gotas esf ricas. Las gotas m s peque as se unen con las gotas m s grandes, haciendo que se decante. Alg n elemento en el emulsificante tiene preferencia por el crudo y atrae otros elementos al agua. Un emulsificante tiende a ser insoluble en una de las fases por ello se concentra en la interfaz. En los sistemas de levantamiento artificial por bombeo hidr ulico (power oil), el uso de bombas Jets ocasiona emulsiones considerables por los altos caudales de inyecci n y velocidades desarrolladas para levantar el fluido hacia la superficie. La acci n del emulsificante consiste en: Disminuir la tensi n interfacial de la gota de agua y formar gotas m s peque as. Las gotas m s peque as toman mas tiempo para unirse en gotas m s grandes y por lo tanto se demora m s en precipitarse. Forma una capa viscosa en las gotas que los impiden unirse a las gotas m s grandes cuando ellas chocan. Toma m s tiempo que las gotas peque as creadas por agitaci n se reestablezcan. Los emulsificantes son mol culas polares que se alinean de manera semejante cerca de una carga el ctrica en la superficie de las gotas. Subsecuentemente las cargas el ctricas se rechazan, dos gotas deben chocar con suficiente fuerza para superar esta repulsi n antes de que la uni n pueda ocurrir. 1.2.2. DEMULSIFICANTE Los demulsificantes son qu micos que act an para neutralizar el efecto de los agentes emulsificantes. Ellos promueven la separaci n de aceite y agua. El demulsificante debe desintegrar la interfase para que se libere la gota de agua a la coalescencia. 4 Los demulsificantes tienen la habilidad de emigrar r pidamente a trav s de la fase de aceite a la interfaz de la gota, donde compite con el agente emulsionador. Si el emulsificante es d bil, la fuerza del floculante puede bastar para causar uni n. Esto no ocurre en la mayor a de los casos y los demulsificantes deben neutralizar el emulsificante, por consiguiente debe promover una ruptura de la pel cula de interfaz de gota. Los agentes demulsificantes son compuestos formulados con varios productos qu micos como: Esteres: Son deshidratadores, provocan asentamiento lento de las gotas de agua, si se sobre dosifican provocan emulsiones inversas. Di-ep xicos: Excelentes deshidratadores, provocan un asentamiento lento de las gotas de agua. Uretanos: Son deshidratadores, provocan un asentamiento lento de las gotas de agua Resinas: Son deshidratadores, provocan un asentamiento r pido de las gotas de agua, dan un agua separada limpia. Poli alqu lenos: Deshidratadores pobres, lento asentamiento de las gotas de agua Glicoles: Se necesita mezclarse con otros demulsificantes para su uso. Sulfonatos: Humectantes de s lidos que tiene capacidad para el asentamiento de las gotas de agua, sobre dosificados no causa emulsiones inversas, pero pueden causar la precipitaci n de part culas de sulfuro de hierro en el agua separada. Poli ster aminas: Agentes de superficie activa, deshidratan en bajas dosificaciones, al sobre dosificarse producen emulsiones inversas. Oxialquilados: Agentes humectantes, son usados en mezclas. Poliaminas: Lentos asentadores de gotas de agua. Alcanolaminas: R pidos asentadores de gotas de agua. Para el tratamiento de deshidrataci n se usa mezclas de agentes qu micos demulsificantes m s un solvente que puede ser: nafta arom tica pesada, 5 benceno, tolueno o alcohol isoprop lico, con el fin de obtener un l quido que fluya a la menor temperatura esperada. En el Anexo N 2 se encuentra la hoja t cnica del producto de Baker Petrolite para el tratamiento de deshidrataci n. Los demulsificantes son dosificados en forma continua en la relaci n y cantidad determinado por las pruebas de botella y/o pruebas de campo, cuyo procedimiento espec fico es descrito en el m todo API MPMS 10.4 (1988). 1.2.3. EFECTOS DE LA TEMPERATURA El m todo tradicional de separar las fases o deshidratar el petr leo es agregar calor al crudo entrante. El aumento de temperatura reduce la viscosidad de la fase primaria que permite velocidades de restablecimiento m s r pidas. Tambi n tiene el efecto de disolver los cristales peque os de parafina y asfaltenos y neutralizar su acci n. Un efecto negativo es que puede causar una p rdida significativa de hidrocarburos que tienen un punto de ebullici n m s bajo (extremos ligeros), debido a que se evaporan r pidamente. Esto produce peque as perdidas del aceite, o vol men de p rdida. En la Figura N 1.2 (2) se aprecia las p rdidas de volumen por evaporaci n con respecto al aumento de temperatura para diferentes tipos de crudos en funci n de su grado API. 2 G MEZ, J; Apuntes de Clase Manejo de la Producci n en la Superficie . Facultad de Ingenier a. UNAM 1984. pag 10. 6 Figura N 1.2. P rdidas de volumen por evaporaci n. La temperatura tiene un efecto de reducci n de viscosidad tanto del petr leo como del agua; sin embargo, el efecto es mayor en el petr leo. Esto hace que la diferencia de viscosidad disminuya con el aumento de la temperatura. Por otro lado el calor tiene un efecto semejante entre la densidad del petr leo y la densidad del agua. La mayor densidad del agua es a 4 C, a mayor o menor temperatura que esta su densidad disminuye. Para el petr leo, la densidad disminuye constantemente a medida que aumenta la temperatura. 7 En casos de emulsi n extrema se trata el crudo en separadores electroest ticos o cicl nicos. La Figura N 1.3 (3) muestra la curva de densidad del petr leo en funci n de su viscosidad y temperatura. Figura N 1.3. Curva de densidad del petr leo. El efecto de la temperatura sobre los l quidos y emulsiones son los siguientes: 1 - El petr leo reduce dr sticamente su viscosidad con el aumento de temperatura. Esta reducci n para las emulsiones de agua en petr leo aumenta las fuerzas de atracci n de las gotas durante la colisi n de estas. La reducci n de la viscosidad acelera la velocidad de separaci n y asentamiento del agua. 3 G MEZ, J; Apuntes de Clase Manejo de la Producci n en la Superficie . Facultad de Ingenier a. UNAM 1984. pag. 9. 8 2 La temperatura aumenta la velocidad de movimiento de las mol culas incrementando la frecuencia de colisi n de la fase dispersa. 3 La temperatura reduce el efecto del emulsificante aumentando la rapidez de acci n y eficacia del qu mico demulsificante. Esto es particularmente cierto en el caso de las parafinas, al disolver sus cristales reduce el efecto emulsificante de estas. 4 La temperatura aumenta la diferencia de densidades entre el agua y el petr leo incrementando la velocidad de asentamiento del agua. En general para temperaturas menores de 120 F, el tratamiento t rmico aumenta la diferencia de densidades. Para petr leos pesados, los cuales normalmente requieren m s de 180 F, el calor puede tener efectos negativos sobre los componentes livianos que pueden evaporarse. 5 Al aumentar la temperatura aumenta la velocidad de corrosi n, siendo esta una de las desventajas. 1.2.4. EQUIPOS PARA EL TRATAMIENTO DE DESHIDRATACI N Para deshidratar el petr leo se utiliza diferentes equipos, esto depende del sistema a utilizarse. Tabla N 1.1. Equipos y m todos de deshidrataci n de petr leo. EQUIPO Calentadores Tratadores t rmicos Tratadores termoqu micos Tratadores termo electroqu micos Tanques deshidratadores Deshidratadores electroest ticos Coalescedores mec nicos METODO Calor Gravedad y calor Gravedad, calor y reactivo qu mico Gravedad, calor, reactivos qu micos y electricidad Gravedad Gravedad, electricidad Gravedad y efectos mec nicos 9 1.3. AGUA DE FORMACI N Con el petr leo y el gas sale agua de los pozos productores, la cantidad y propiedades f sico-qu micas del gas asociado y el agua de formaci n depende de la arena productora, sistema de extracci n (levantamiento artificial), tiempo de producci n del pozo. Al inicio de la explotaci n, generalmente un pozo tiene poca cantidad de agua pero con el paso del tiempo esta va en aumento. Con las propiedades f sico-qu micas del agua de formaci n se eval a la tendencia de esta, ya que puede ser incrustante o corrosiva. En el Anexo N 3 se presenta los resultados de los an lisis f sico-qu micos de las diferentes estaciones de las reas de explotaci n de Petroproducci n. La determinaci n de la tendencia del agua es de importancia para posteriormente elegir el tipo de material a usarse en la construcci n de los intercambiadores de calor. En la industria petrolera, para determinar esta tendencia, se utiliza el ndice de Oddo -Tomson que considera el efecto de la presi n total y de la presi n parcial del bi xido de carbono. Este ndice es an logo al de Stiff y Davis. El c lculo del ndice de saturaci n se lo realiza con la siguiente formula ( 4 ): [( )( )] Is = log Ca++ HCO 10 3T + 0.61x10 6T 2 3.03x10 5 P 2.348 . + 0.77 . 3 + pH 2.76 + 9.88x Donde: Ca + + = Concentraci n del i n calcio, (moles/L) HCO3 = Concentraci n del i n bicarbonato, (moles/L) 4 PATTON, C; Applied water technology; Pag. 73 10 T = Temperatura, F P = Presi n absoluta, (psia) ' = Concentraci n, (moles/L) Para evaluar este ndice se utiliza la tabla N 1.2 ( 5 ): Tabla N 1.2. Tendencias del agua seg n su ndice de saturaci n. ndice de saturaci n Si es positivo Si es negativo Si es igual a cero Tendencia El agua esta supersaturada con CaCO3. Indica formaci n de escala. El agua tiene bajo contenido de CaCO3 .La formaci n de escala es improbable El agua esta saturada de CaCO3 1.3.1. CARACTERIZACI N F SICO-QU MICA DEL AGUA Al realizar un an lisis f sico qu mico del agua de formaci n, se determina los siguientes par metros: Ph: Est relacionado con la cantidad de protones en el agua. El agua con un ph menor de 7 es cida, en cambio es b sica si tiene un ph mayor que 7. Dureza: Es una medida de la cantidad de metales alcalinot rreos en el agua, principalmente calcio (Ca) y magnesio (Mg) provenientes de la disoluci n de rocas y minerales, ser mayor si es m s elevada la acidez del agua. Por lo tanto es una medida del estado de mineralizaci n del agua. En funci n de este estado de mineralizaci n, se puede distinguir distintos tipos de aguas, en la tabla N 1.3 se presenta el tipo de agua seg n la dureza. 5 IDEM 4 11 Tabla N 1.3 (6). Tipos de dureza del agua Clasificaci n Dureza (mg CaCO3/l) Blandas Moderadamente 0 100 101 200 duras Duras Muy duras 200 300 > 300 Alcalinidad: Es la suma de las concentraciones de los iones carbonato (CO32-), bicarbonato (HCO3-) e hidr xidos (OH-). Nitratos: Es un compuesto de nitr geno importante. La concentraci n de nitratos, al igual que de nitritos est relacionada con la posterior aparici n de algas. S lidos totales: Es la suma de s lidos suspendidos, disueltos y sedimentables. Estos s lidos aumentan la turbidez del agua y disminuyen la calidad de la misma. S lidos en suspensi n: Tiene naturaleza coloidal que se debe a las peque as cargas el ctricas que poseen estas part culas que las hacen tener una cierta afinidad por las mol culas de agua. S lidos disueltos: Est n relacionados con el grado de mineralizaci n del agua por que son iones de sales minerales que el agua ha disuelto a su paso. Se relaciona con la conductividad del agua ya que un aumento de estos iones aumenta la capacidad conductiva. Ox geno disuelto: Es la cantidad de este compuesto disuelto en el agua, se lo expresa normalmente en ppm (partes por mill n). La solubilidad del oxigeno y la temperatura tiene una relaci n inversa, a mayor temperatura menos ox geno se disuelve. Un valor alto de oxigeno disuelto en agua indica una buena calidad del agua para consumo humano. Turbidez: Es un par metro relacionado con el grado de transparencia y limpieza del agua que depende de la cantidad de s lidos en suspensi n que el agua puede contener, pueden ser resultado de una posible actividad biol gica 6 IDEM 4 12 o simplemente una presencia de componentes no deseables. Se mide mediante la absorci n que sufre un haz de luz al atravesar un determinado volumen de agua 1.4. GAS NATURAL El gas que se utiliza como combustible es gas natural proveniente de la separaci n del crudo y el agua de formaci n. En el Anexo N 4 se presentan los resultados de las cromatograf as de gases de las estaciones de producci n del Distrito Amaz nico del a o 2005. De este anexo se detallan a continuaci n algunas de las propiedades m s relevantes: Poder calor fico: Energ a liberada en la combusti n del gas natural seco con un volumen te rico de aire. Poder calor fico bruto: Cantidad de energ a liberada al iniciarse la combusti n completa de una cantidad espec fica de gas con aire, ambos a condiciones est ndar (288,15 K). Los productos de la combusti n se enfr an hasta las condiciones est ndar (288,15 K) midi ndose el calor liberado hasta este nivel de referencia. Al poder calor fico bruto tambi n se le denomina poder calor fico superior. Poder calor fico neto: Resultado del valor del poder calor fico bruto menos el calor latente de vaporizaci n del vapor de agua. Este vapor de agua es el que se forma de la combusti n del hidr geno del gas natural seco y el ox geno del aire. Al poder calor fico neto tambi n se le denomina poder calor fico inferior. Di xido de carbono (CO2): Compuesto qu mico inerte presente en el gas natural seco, en ausencia o en muy bajo contenido de vapor de agua no es corrosivo. Sin embargo, en presencia de vapor de agua forma el cido carb nico que produce corrosi n en los sistemas de tuber as met licas. Act a como producto inerte reduciendo el contenido cal rico del gas en su utilizaci n como combustible. 13 Ox geno (O2): Elemento qu mico presente en cantidades bajas en el gas natural seco, que debe controlarse para evitar corrosi n en tuber as de acero en presencia de humedad. Sulfuro de hidr geno (H2S): Compuesto qu mico presente en cantidades bajas en el gas natural seco, el cual, no s lo tiene una gran acci n corrosiva sobre el material de las tuber as (ante la presencia de un alto contenido de vapor de agua), sino que adem s es un contaminante de alta toxicidad para el ser humano. Metano (CH4): Compuesto qu mico que aumenta el poder calor fico del gas natural. 1.4.1. CROMATOGRAF A DE GASES Para determinar la composici n de un gas se utiliza la cromatograf a de gases que es un m todo f sico de separaci n en el cual los componentes a separar se distribuyen entre dos fases, una de las cuales constituye la fase estacionaria, de gran rea superficial, y la otra es un fluido (fase m vil) que pasa a trav s o a lo largo de la fase estacionaria. Con esto se obtiene un cromatograma que es comparado con patrones para determinar su composici n. El an lisis cromatogr fico proporciona datos para el c lculo de las propiedades fisicoqu micas tales como el poder calor fico y la densidad relativa. 1.5. SISTEMA USADO EN PETROPRODUCCION A continuaci n se describe el proceso de deshidrataci n de petr leo utilizado en las diferentes reas de Petroproducci n en el Distrito Amaz nico. En la Figura N 1.4 se muestra el sistema de producci n de petr leo. 14 ESQUEMA DE PRODUCCION DE PETROLEO M A DE LOS N POZOS I F O L D B O T A SEPARADOR DE PRODUCCION SEPARADOR DE PRUEBA AL OLEODUCTO D E G A S TANQUE DE LAVADO TANQUE DE REPOSO CALENTADOR DE AGUA POWER OIL dac dp dac is PISCINAS AL POZO INYECTOR Figura N 1.4. Diagrama de producci n de petr leo. Despu s de que el pozo ha sido perforado, el petr leo ya sea por flujo natural o levantamiento artificial, fluye hacia la subestaci n o estaci n correspondiente donde llega hasta un manifold, de all pasa a los separadores de producci n donde se separa la fase gas. Este gas es utilizado como combustible para la generaci n de energ a el ctrica y el exceso es quemado en los mecheros. La mezcla de crudo y agua pasa a la siguiente etapa que es la deshidrataci n del petr leo, para ello se utiliza los tanques de lavado en donde el crudo se encuentra en la parte superior sobre de un colch n de agua. En las diferentes estaciones de Petroproducci n la deshidrataci n del petr leo se la hace en base a tratamientos qu micos con demulsificantes que proporcionan empresas de servicios dedicadas al tratamiento de crudo y agua. Para este tratamiento qu mico se utiliza demulsificantes a base de resinas secantes que los inyectan a nivel de pozo, en los separadores y al ingreso del tanque de lavado. La concentraci n y el tipo de qu mico se lo determinan por la temperatura del fluido y composici n qu mica; valores que cambian de estaci n en estaci n. Adem s del demulsificante, al petr leo se le inyecta otro tipo de qu micos como: antiparaf nicos, antiespumantes, inhibidores de escala, biocida, 15 anticorrosivos; que son utilizados en los diferentes procesos inherentes a la extracci n y producci n de petr leo. Dependiendo de la temperatura en el tanque de lavado algunas estaciones complementan la deshidrataci n con la utilizaci n de calentadores de agua. Estos calentadores incrementan la temperatura del agua de formaci n que circula por el tanque de lavado, esta a su vez calienta el petr leo que se encuentra en dicho tanque. 1.6. AN LISIS DE LOS CALENTADORES ARTESANALES En la mayor a de estaciones la temperatura del crudo en el tanque de lavado es menor a la que se necesita para que el proceso de deshidrataci n sea ptimo, esto supone un mayor consumo de qu mico demulsificante. Para superar este inconveniente, los t cnicos de Petroproducci n construyen calentadores para el agua de formaci n, conocidos como de forma artesanal, sin c lculos que sustenten la elecci n del tipo de intercambiador, dimensiones, ni materiales. Para analizar estos calentadores, se utiliza como marco te rico de referencia la Termodin mica y la Transferencia de Calor, en especial la parte de Intercambiadores de Calor que involucra los procesos de: conducci n, convecci n, flujo interno y externo. Previamente se los describe de manera general y en el siguiente capitulo se profundiza en los c lculos de efectividad y flujo de calor. 1.6.1. CONSIDERACIONES GENERALES Los calentadores artesanales se los puede clasificar como intercambiadores de calor de tubos conc ntricos, de flujo paralelo o en contra flujo, dependiendo de la estaci n. En la Figura N 1.5 se presenta un calentador t pico en donde el fluido caliente, gases de combusti n, fluyen por el tubo interno llamado tubo de fuego mientras que el fluido fr o, agua de formaci n, fluye por la secci n anular entre el tubo interno y externo. 16 Figura N 1.5. Calentador artesanal de tubos conc ntricos. En las estaciones Auca Sur y Central se dispone de calentadores en forma de una caja met lica, en cuyo interior atraviesa un tubo de di metro de 6 , dicho tubo es en forma de U. En la parte inferior se tiene varios quemadores que son los que calientan el agua de formaci n. Todos los tipos de calentadores son construidos con tuber a de deshecho, material API 5L grado B, en el Anexo N 5 se encuentra la hoja t cnica de este tipo de material; el tubo interno es generalmente de cedula 80, mientras que el tubo externo es de cedula est ndar. Los di metros var an en el tubo interno desde 12 hasta 16 pulgadas, esto debido a que se los construye con el material disponible ese momento. El di metro del tubo externo es de 26 , tuber a que se la utiliza para oleoducto. En los talleres se acopla el tubo externo e interno sold ndolos con tapas que se obtienen de la misma tuber a. La soldadura de ra z se la realiza con electrodo E6010 de 1/8 , para los pases siguientes se utiliza el mismo tipo de electrodo pero de di metro 5/32 , para el ultimo pase se utiliza electrodo E7018 de 1/8 . Posterior a esto se suelda la tuber a de entrada y salida de agua, y la chimenea para los gases de combusti n. Una vez ensamblado todo se suelda el calentador a un skid met lico y se lo traslada hasta la estaci n donde se conecta a las tuber as de agua. 17 El quemador de gas es construido por el Departamento de PMD, se lo puede clasificar como un inhalador de premezclado, debido a que el aire se mezcla con el gas antes de llegar a la c mara de encendido. Estos quemadores cuentan con un sistema de control para evitar accidentes que consiste en una v lvula de tres v as, que controla la existencia de llama y la bomba de agua. A continuaci n se muestra el esquema de un quemador construido por el Departamento de PMD. 6'' LINEA DE GAS DEL SEPARADOR 3/8'' LINEA DE AIRE A 120 PSI Figura N 1.6. Esquema de un quemador artesanal. En el Anexo N 6 se encuentra el cat logo de las v lvulas de tres v as utilizadas. 1.6.2. DISTRIBUCI N DE LOS CALENTADORES EN LAS ESTACIONES Dependiendo de la estaci n, existe uno o varios calentadores conectados en serie o paralelo. A continuaci n se detalla la interconexi n de los calentadores, la bomba y el tanque de lavado de cada estaci n: 1. rea Lago Agrio Estaci n Guanta: Existe un calentador de tubos conc ntricos en contra flujo, el agua ingresa a la entrada de la bota de gas. Estaci n Lago Central: Existe un calentador de tubos conc ntricos en contra flujo, el agua ingresa a la entrada de la bota de gas. Estaci n Lago Norte: Un calentador de tubos conc ntricos en contra flujo, el agua ingresa a la entrada de la bota de gas 18 2. rea Auca Estaci n Auca Sur: Existen dos calentadores, el primero es un calentador tipo caja met lica rectangular donde el agua fluye por un tubo interno en forma de U, luego el agua pasa a un calentador de tubos conc ntricos en contraflujo, el agua ingresa directamente a un costado del tanque de lavado. Estaci n Auca Central: Existe un calentador rectangular, el agua ingresa a un costado del tanque de lavado. 3. rea Sacha Estaci n Sacha Central: Cuatro calentadores de tubos conc ntricos en flujo paralelo que trabajan en grupos de dos, ingresan a la salida de la bota y a un costado del tanque Estaci n Sacha Sur: Cuatro calentadores de tubos conc ntricos en flujo paralelo que trabajan en grupos de dos, el agua ingresa a la salida de la bota de gas. Estaci n Sacha Norte 1: Dos calentadores de tubos conc ntricos en flujo paralelo conectados en serie, el agua de formaci n ingresa a la salida de la bota de gas. Estaci n Sacha Norte 2: Dos calentadores de tubos conc ntricos en flujo paralelo conectados en serie, el agua de formaci n ingresa a la salida de la bota de gas. Estaci n Pucuna: Dos calentadores de tubos conc ntricos conectados en serie y flujo paralelo, el agua ingresa a la bota de gas. 4. rea Shushufindi Estaci n Aguarico: Existen dos calentadores de tubos conc ntricos conectados en serie, de flujo paralelo, ingresan directamente al tanque. 19 En la estaci n Secoya del campo Libertador, no se utilizan calentadores debido a que la temperatura en los tanques es alta (150 F), en la estaci n Pichincha, los calentadores dejaron de funcionar hace dos a os debido a que se rompi la tuber a de entrada, no se la repar por que la temperatura en el tanque supera los 115 F. En otras estaciones de otras reas tampoco se utiliza calentadores debido a que se tienen pozos calientes, con temperaturas sobre los 110 F. 1.6.3. MEDICIONES DE CAMPO Para las mediciones de campo y recolecci n de datos necesarios para el c lculo y an lisis de la efectividad de los calentadores, se visit los campos de Petroproducci n ubicados en las provincias de Sucumb os y Orellana. Petroproducci n, empresa estatal petrolera, encargada de la explotaci n de petr leo en el pa s, actualmente tiene cinco reas a su cargo, estas son: rea Lago Agrio: Ubicado en la provincia de Sucumb os, tiene a su cargo las estaciones Lago Agrio Central, Lago Agrio Norte y Guanta. rea Sacha: Ubicado en la provincia de Orellana, tiene las estaciones Pucuna, Sacha Central, Sur, Norte 1 y 2. rea Auca: Ubicado en la provincia de Orellana, tiene las estaciones Auca Central, Auca Sur y Cononaco. rea Libertador: Ubicado en la provincia de Sucumb os, tiene las estaciones: Pichincha, Secoya, Cuyabeno, Tetete, Atacapi, Parahuacu, Shuara, Sansahuari, Shushuqui y Frontera. rea Shushufindi: Ubicado en la provincia de Sucumb os, tiene las estaciones Shushufindi Suroeste, Sur, Central, Norte y Aguarico. Desde el d a 16 de enero de 2006 se procedi a la medici n de di metros, longitudes y temperaturas de los calentadores y a la recopilaci n de informaci n necesaria. Todas estas mediciones de campo y los datos recopilados se encuentran en el Anexo N 7. 20 1.6.3.1. Temperaturas Para realizar las mediciones de temperaturas de entrada y salida de gas y de agua de formaci n se utiliz un term metro infrarrojo de las siguientes caracter sticas: Tabla N 1.4. Caracter sticas del term metro infrarrojo utilizado. Marca: Cole Parmer Serie: 39650-04 Apreciaci n: 2 F Rango de medida: -25 a 932 F En el Anexo N 8 se adjunta una copia del manual del equipo. El procedimiento para la toma de datos de temperaturas se lo realiz siguiendo las instrucciones de lo sugerido por el fabricante en el manual de usuario del term metro infrarrojo. Este tipo de term metros utiliza un pir metro de radiaci n que est constituido por cuatro partes: un sistema ptico, un detector de radiaci n, un sistema el ctrico y un dispositivo de lectura. Se basa en la radiaci n de energ a t rmica que emite una superficie. Todos los materiales emiten radiaci n electromagn tica, dependiendo de su temperatura; en muchas situaciones de proceso, esta energ a est en la regi n infrarroja. Con el aumento de la temperatura, la cantidad de radiaci n infrarroja y su frecuencia aumentan. Estos detectores tienen la ventaja de realizar la medida a distancia, sin entrar en contacto con el cuerpo cuya temperatura se est midiendo. 1.6.3.2. Consumo de gas En todas las reas se lleva un balance de gas. En el Anexo N 9 se encuentra el balance de gas de las diferentes reas visitadas. 21 Para determinar el consumo de gas se utiliza el sistema placa orifico (medidor de tipo diferencial) seg n la Norma AGA (American Gas Asociation) Reporte 3, este m todo es empleado cuando se tiene vol menes grandes de gas. La lectura se registra en cartas cuadr ticas de un registrador marca Barton, el cual mide la presi n est tica y la presi n diferencial que ocurre en la placa orificio. Una precisi n t pica varia de +/- 3% a +/- 0.5%, dependiendo del tipo de registro de lectura empleado. En la Figura N 1.7 se presenta un registrador marca Barton, en corte transversal, donde se aprecia las diferentes partes del equipo. Figura N 1.7. Corte transversal de un registrador 22 Para obtener una ecuaci n que relacione las mediciones del registrador, se procede de la siguiente manera: Se aplica el teorema de Bernoulli en dos secciones de la tuber a que se encuentran a un mismo nivel: V12 P1 V22 P2 h1 + + = h2 + + 2 g 1 2g 2 (1.1) Como las dos secciones se encuentran al mismo nivel y al ser el mismo fluido, al reagrupar la ecuaci n (1.1), se tiene: P1 P2 = (V 2g 2 2 V12 ) (1.2) Si se considera la diferencia de presi n como una columna de mercurio, hm, en el tubo en U del medidor, el cual contiene mercurio, se tiene: P1 P2 = m hm (1.3) A su vez, el caudal, Q, es: Q=V*A (1.4) Y; V = Velocidad A = rea Si se supone que el di metro de la vena contracta es igual al di metro del orificio, se tiene: Q = Q1 = Q2 Al sustituir la ecuaci n (1.5) en (1.4), se obtiene: (1.5) 23 d i2 4 d 2 V1 = 4 (1.6) V2 Donde: d = Di metro del orificio Despejando V1: d V1 = d i 2 V2 (1.7) Si se relaciona los di metros de la siguiente manera: = d di (1.8) Reemplazando las ecuaciones (1.8), (1.7) y (1.3) en (1.2): m hm = (V 2g 2 2 V22 4 ) (1.9) Despejando V2: 2 g m hm V2 = 1 4 ( ) 1/ 2 (1.10) Reemplazando la ecuaci n (1.10) y el rea en la igualdad del caudal, se tiene: d 2 2 g m hm Q= 4 4 (1 ) 1/ 2 (1.11) Transformando la altura de columna de mercurio en columna de agua, se tiene: m hm = w hw Y; (1.12) 24 3 0 w = Densidad del agua, 1 g/cm a 60 F, 2 g = Aceleraci n de la gravedad, 978.73 cm/s Q= 4 (2 g w ) 1/ 2 1 (1 ) hw d 2 4 1/ 2 1/ 2 Remplazando valores se tiene que: 3.1416 2 1 1/ 2 Q= d (2 x978.73 x1.000 ) 4 1 4 ( Q = 34.7485d 2 1 (1 ) 4 1/ 2 hw ) 1/ 2 hw 1/ 2 1/ 2 (1.13) Donde: 3 Q = Consumo de gas en cm /s. d = Di metro del orificio en cm. 3 es la densidad del gas (g/cm ) En el sistema ingles se tiene: Q = 359.1d 2 1/ 2 1 (1 ) 4 1/ 2 hw hw = Altura de la columna, (in H2O). = Densidad del gas, (lb/pie3) q = Consumo, (pie 3 /h) d = Di metro del orificio, (plg) (1.14) 25 En las ecuaciones (1.13) y (1.14), una condici n es que no existan p rdidas de energ a y que el rea del flujo despu s de la placa sea igual al orificio. Puesto que ninguna de estas suposiciones es verdadera, se introduce un coeficiente de descarga k , cuya determinaci n es experimentalmente, y que adem s de compensar los efectos de contracci n del chorro y desviaci n de los vectores de 4 1/2 la velocidad incluya el t rmino 1/(1- ) , por lo que la ecuaci n (1.14) se puede expresar como: hw Q = 359.1kd 1/ 2 (1.15) 2 Utilizando la ley de los gases de Boyle y Charles: = a g Pf 492 (1.16) 14.7T f Y; 3 = Densidad del gas a condiciones de flujo, (lb/pie ). 2 0 a = Densidad del aire seco a 14.73 lb/pg absoluta y 32 F = 0.08073 lb/pie 3 g = Densidad relativa del gas (aire seco = 1.000) P = Presi n de flujo absoluta, (lb/pg2 ) f T = Temperatura de flujo, (R) Sustituyendo valores en (1.16) se tiene: = 0.08073 g Pf 492 14.7T f Sustituyendo en la ecuaci n (1.15) y agrupando, se tiene: (1.17) 26 T Q = 218.44d k b Pb 2 1 T f g 1/ 2 (h w Pf ) 1/ 2 (1.18) Considerando el valor de C como una constante se tiene: T C = 218.44d 2 k b Pb 1 T f g 1/ 2 (1.19) Hecho esto finalmente se tiene que: Qb = C (hw Pf ) 1/ 2 (1.20) Donde: Qb = Gasto, ( pie 3/h) C = Constante de flujo del orificio hw = Presi n diferencial, (in H2O) Pf = Presi n est tica absoluta, (lb/pg 2 ) Como la lectura es registrada en cartas, es decir, da el valor de la ra z cuadrada del valor medido, por lo que para determinar el consumo de gas se lee la carta en el plan metro, se determina la presi n de flujo y la presi n diferencial y se los multiplica por la constante de orificio, C. Esta constante de orificio se define en el Reporte N 3 de AGA como: C = Fb * Fr * * F pb * Ftb * Ftf * Fg * F pv * Fm Donde: Fb = Factor b sico de orificio Fr = Factor de n mero de Reynolds (1.21) 27 = Factor de expansi n F pb = Factor de base de presi n Ftb = Factor de base de temperatura Ftf = Factor de temperatura de flujo Fg = Factor de peso especifico F pv = Factor de supercompresibilidad Fm = Factor man metro (solo para man metros de mercurio) Para determinar el consumo de gas utilizando la lectura de la presi n est tica y diferencial que registra el equipo marca Barton, se utiliza la siguiente f rmula: Q = C * L p * Lh (1.22) Y; Lp = Lectura de la presi n est tica, (psia) 1/2 Lh = Lectura de la presi n diferencial, (in. H2O) 1/2 1.6.3.3. Caudal de agua El caudal de agua se lo estima con las curvas caracter sticas para cada modelo de bomba y la curva propia del sistema. El Departamento de Mantenimiento de Petroproducci n dispone de estas curvas ya que es el encargado de conectar dichos equipos a los calentadores y darles su mantenimiento respectivo. Las curvas de varios de estos equipos y sus manuales se encuentran en el Anexo N 10. Para la estaci n Sacha Central se tiene el siguiente tipo de bomba: 28 Marca: DURCO MARK III 2K 4x3-10H RPM=1750 Por lo tanto en el cat logo se tiene la curva N MIII7600CV. La Figura N 1.8, muestra esquem ticamente el sistema de recirculaci n del agua de formaci n en la estaci n Sacha. Figura N 1.8. Esquema de recirculaci n de agua. La ecuaci n de la energ a para flujo y estado estable, en su forma simplificada dice: hb + V12 P1 V2 P + = hf + 2 + 2 2 g 1 2g 2 Donde: P1 y P2 = Presiones absolutas = Densidad del fluido, en este caso del agua (1.23) 29 V1 y V2 = Velocidades hb = Energ a suministrada por la bomba al fluido hf = Energ a perdida por fricci n por la bomba al fluido Para este caso la altura del fluido es la misma y la diferencia de presiones es igual a cero. A su vez, la velocidad es igual a: V = Q A (1.24) Donde: Q = Caudal A = rea. Remplazando la ecuaci n (1.24) en (1.23), y despejando Q se obtiene: Q = D 2 hb h f ( 4 8g d 2 d 14 ) (1.25) Se observa en la Figura N 1.9 que el caudal para la bomba, trabajando a esas condiciones es de 130 gpm. 30 120 110 100 10" 80 TDH(Ft) 90 9 1/2" 70 9" 8 1/2" 60 8" 50 7 1/2" 40 7" 30 6 1/2" 6" 20 T DH (Ft) Cal. 10 0 0 200 400 600 800 1000 Q (GPM) Figura N 1.9. Curva de la bomba y el sistema. 1.6.4. PROBLEMAS ENCONTRADOS Los calentadores artesanales presentan problemas de dise o, reparaci n y mantenimiento. A continuaci n se detalla estas falencias con su respectivo sustento te rico y c lculos realizados. 1.6.4.1. Efectividad El principal inconveniente que presentan estos calentadores artesanales es su baja efectividad, no transfieren la mayor parte de calor del gas al agua de formaci n, por lo tanto el incremento de temperatura en el agua es bajo, en la mayor a de las estaciones es de 5 F y en el mejor de los casos llega a 10 F, en el capitulo II se indica la forma de calcular la efectividad de estos calentadores. En la Tabla N 1.5 se encuentra la efectividad de los calentadores en funcionamiento en Petroproducci n en el Distrito Amaz nico. 31 Tabla N 1.5 Efectividad de los calentadores de agua. UBICACI N CAMPO ESTACION EFECTIVIDAD % Central Norte 16,38 Guanta Lago Agrio 3,52 2,03 28,85 Central 9,18 23,93 11,47 Norte 1 Sacha Norte 2 2,55 7,57 9,90 13,46 11,06 Sur 23,03 18,80 44,22 Pucuna Auca Sur Central Shushufindi Aguarico 3,70 8,12 8,25 3,33 13,15 0,34 4,24 32 1.6.4.1.1. Lago Agrio Esta rea tiene pozos fr os, la temperatura que alcanza el crudo a la salida de los separadores esta entre 94 y 98 F, por lo que el uso de calentadores es indispensable, pero los que actualmente existen tienen bajos rendimientos como se aprecia en la Figura N 1.10. EFECTIVIDAD DE LOS CALENTADORES LAGO AGRIO % 18,0 16,0 14,0 12,0 10,0 8,0 6,0 4,0 2,0 0,0 Ef ecti vi dad Centr al Nor te Guanta 3,52 16,38 2,03 Figura N 1.10. Efectividad de los calentadores de Lago Agrio. Se observa que a pesar de ser calentadores en contraflujo su efectividad es baja, menos del 20%, especialmente el calentador de la estaci n Guanta, donde en d as de lluvia no existe diferencia de temperaturas; es decir, la temperatura de entrada y salida son iguales. Esto se debe a que tiene mas de 6 meses de funcionamiento sin que haya recibido ning n tipo de mantenimiento como seria el de retirar la escala que se encuentra acumulada. El calentador de la estaci n Lago Norte tiene la mayor efectividad (19%) de esta rea debido a que es3m m s largo en, aqu se aprovecha la parte de la chimenea de salida de los gases haciendo que el agua ingrese por este sitio, en la Figura N 1.11 se puede observar este calentador. 33 Figura N 1.11. Fotograf a del calentador de Lago Norte. 1.6.4.1.2. Sacha En la estaci n Sacha Central el crudo tiene una temperatura m s baja debido a que se utiliza el sistema de levantamiento artificial power oil. En la Figura N 1.12 se observa que la eficiencia de los calentadores no supera el 45%. EFECTIVIDAD DE LOS CALENTADORES AREA SACHA % 50,00 45,00 40,00 35,00 30,00 25,00 20,00 15,00 10,00 5,00 0,00 Centr al Nor te 1 Nor te 2 Sur Pucuna Figura N 1.12. Efectividad de los calentadores de Sacha. 34 El mejor rendimiento tiene el calentador n mero cuatro de la estaci n Sur puesto que el aumento de temperatura es de 13.3 C, esto se debe a que la longitud es de 7m, esto aumenta el rea efectiva de transferencia de calor, Los calentadores de la estaci n Norte 1 tienen baja efectividad debido a que el poder cal rico neto de del gas es bajo (1 283,479 Btu/scf); comparado con el de otras estaciones. 1.6.4.1.3. Auca En la Figura N 1.13 se observa la baja efectividad de los calentadores del rea Auca. EFECTIVIDAD DE LOS CALENTADORES AREA AUCA % 18,00 16,00 14,00 12,00 10,00 8,00 6,00 4,00 2,00 0,00 Sur Cent ral Figura N 1.13. Efectividad de los calentadores de Auca. En esta rea se encuentran calentadores de tipo caja met lica pero su efectividad tambi n es baja, la mayor parte de calor se transfiere al ambiente, pero comparados con el calentador artesanal de tubos conc ntricos es mejor, mientras que ste tiene una efectividad del 3.68%, los de caja met lica alcanzan el 9 y 15% respectivamente. 35 1.6.4.1.4. Shushufindi La nica estaci n que requiere calentadores de agua es Aguarico. La efectividad de estos calentadores es baja debido a que con el paso del tiempo se llenan de escala, lo que disminuye la transferencia de calor y por lo tanto la temperatura a la que elevan el agua de formaci n es de unos pocos grados Fahrenheit. La temperatura que alcanzan estos calentadores no es suficiente para que el demulsificante act e eficientemente, por lo que, se debe aumentar la dosis de qu micos lo cual implica un aumento de costos. En la Figura N 1.14 se observa que la efectividad de los calentadores del rea Shushufindi no sobrepasa el 10% E F E C T IV ID A D D E LO S C A LE N T A D O R E S A R E A S H US H UF IN D I % 4, 50 4, 00 3, 50 3, 00 2, 50 2, 00 1, 50 1, 00 0, 50 0, 00 A guar i c o Figura N 1.14. Efectividad de los calentadores de Shushufindi. Para aumentar en algo esta diferencia de temperaturas, en diversas estaciones, los t cnicos de Petroproducci n colocan dos o m s calentadores en serie, sin embargo esto no soluciona el problema. Otras variantes que realizan a los calentadores es en el sentido de flujo, algunos son de contra flujo, otros de flujo paralelo. La efectividad de los calentadores de la estaci n Aguarico, 0.34% y 4.24%, se debe a que el consumo de gas, 300 MPCD, es alto. Este valor se asume, por que, no se posee el equipo para su correcta medici n. 36 1.6.4.2. Esfuerzos t rmicos Los gradientes de temperatura que se presenta en los calentadores generan dilataci n t rmica, que conlleva, la presencia de esfuerzos t rmicos. El mayor gradiente se genera en el lado del quemador debido a que es all donde el tubo interno se calienta m s. Este tubo se dilata m s que el tubo externo. Es precisamente en este lugar donde los calentadores presentan fallas y roturas, como se puede observar en la Figura N 1.15. Figura N 1.15. Lado del calentador donde se presenta el gradiente de temperatura m s elevado En la Figura N 1.16 se observa el gradiente de temperaturas en el tubo externo e interno en funci n de la longitud del calentador. 37 DISTRIBUCION DE TEMPERATURAS EN EL TUBO EXTERNO E INTERNO T ( C) 520 495 470 445 420 395 Tubo externo 370 345 320 Tubo interno 295 270 245 220 195 170 145 120 0 100 200 300 400 500 600 700 L (cm) Figura N 1.16. Perfil de temperaturas. Para calcular los esfuerzos t rmicos se procede a realizar el diagrama de cuerpo libre del calentador, este diagrama se presenta en la Figura N 1.17. DIAGRAMA DE CUERPO LIBRE R R Figura N 1.17. Diagrama de cuerpo libre de los calentadores. Se considera al calentador como una viga continua empotrada en los extremos por que al estar soldados no permite movimiento de ninguno de los tubos. La dilataci n lineal debido a la diferencia de temperatura es: 38 L = L T (1.26) Donde: L = Dilataci n lineal, (m) = Coeficiente de dilataci n t rmica del acero que es igual a125 x 10-7 (1/ C) L = Longitud del calentador, (m) T=T2 - T1 = Diferencia de temperaturas entre el tubo externo e interno, ( C) Pero la dilataci n t rmica del calentador debido a la fuerza que ejerce el tubo interno sobre el externo es: L = RL EA (1.27) Donde: R = Reacci n, (N) E = Modulo de elasticidad del acero que es 2 x 106 (kg/cm2) A = rea transversal, (m2) Al igualar las ecuaciones (1.26) y (1.27) se obtiene: L T = RL EA Y la reacci n es igual a: R = TEA (1.28) El esfuerzo debido al gradiente de temperatura generado en el calentador es: = R A (1.29) 39 Reemplazando en la ecuaci n (1.29) la reacci n obtenida, el esfuerzo es: = TE (1.30) Tomando el calentador de Sacha Central que tiene los siguientes datos: Temperatura en la superficie del tubo externo=57 C Temperatura en el tubo interno=260 C Entonces el esfuerzo debido al cambio de temperatura es: =5075 (kg/cm2) Este valor es alto para una tuber a que no es nueva sino que ya ha estado en servicio. Si se considera que el esfuerzo de rotura de un acero al carbono sobrepasa los 6000 kg/cm2. La rotura ocurre entre el cord n de soldadura y el tubo externo de lado del quemador, esto porque en ese sitio es donde se encuentra el mayor gradiente de temperatura. El gas disuelto en el agua a veces genera explosiones y para evitar que el calentador se salga del skid lo fijan soldando el tubo externo al mismo. Esto es lo que genera los esfuerzos t rmicos, por que no permite que se dilaten los dos tubos. Los materiales usados en la construcci n de estos calentadores es acero al carbono, este tipo de material no es apto para trabajar a temperaturas altas es por ello que el carbono del acero precipita en grafito formando hojuelas. Esto provoca que el acero se vuelva fr gil y quebradizo y no resista los esfuerzos t rmicos que se presentan. 1.6.4.3. Incrustaciones El an lisis f sico qu mico del agua de formaci n, Anexo N 3, indica que en la mayor a de las estaciones el agua tiene tendencia incrustante, es decir, tiene un 40 alto contenido de cloruros, carbonatos, calcio y magnesio. Esta es la raz n por la cual los calentadores se obstruyen. Al obstruirse los calentadores, la transferencia de calor es ineficiente, puesto que la escala, parafinas y asfaltenos que se depositan act an como un aislante ya que poseen una baja conductividad t rmica. Se ocasionan fallas en el tubo de fuego por sobrecalentamiento debido a la presencia de dep sitos de escala, que debido a su naturaleza, a slan el metal del agua que los rodea y no permiten el contacto del agua con el tubo interno, el agua act a como un elemento refrigerante para el tubo de fuego, al no haber contacto ste se recalienta y se deforma. El coeficiente global de transferencia de calor que incluye la resistencia t rmica debida al factor de impureza, disminuye. El mantenimiento que reciben los calentadores es correctivo, se los repara cada vez que sufren una rotura. No reciben mantenimiento preventivo contra la formaci n de escala debido a que el qu mico que evita el dep sito de s lidos disueltos tiene un precio elevado y si se lo a ade podr a acarrear problemas con el sistema de deshidrataci n. El problema para remover las incrustaciones es complejo debido a que no se los puede retirar con medios sencillos como agua a presi n sino que se necesita utilizar tratamientos cidos debido a su dureza o por medios mec nicos. Los calentadores artesanales no tienen un sistema de limpieza de escala acumulada, raz n por la cual con el paso del tiempo sta los tapona impidiendo su normal funcionamiento. 41 CAPITULO II 2. C LCULOS PARA LOS CALENTADORES EXISTENTES 2.1. INTRODUCCI N Este cap tulo detalla la manera de calcular la efectividad de los calentadores artesanales, para este fin, se toma como base conceptos y ecuaciones tanto de Transferencia de Calor y Termodin mica. 2.2. CONCEPTOS B SICOS A continuaci n se enlista algunos conceptos fundamentales que se utilizar n para poder resolver este problema. 2.2.1. PRIMERA LEY DE LA TERMODIN MICA La Termodin mica establece que la energ a se transforma mediante las interacciones entre un sistema y su alrededor. Estas interacciones son conocidas como calor y trabajo. La Termodin mica considera los estados extremos de un proceso durante el cual ocurre la interacci n pero no establece informaci n con respecto a la naturaleza o la rapidez con la que sta se produce. Desde el punto de vista termodin mico, la cantidad de calor transferida durante un proceso de flujo estable en estado estable es igual a la diferencia entre el cambio de la entalp a y el trabajo realizado, es decir: q = H + W Donde: q = Transferencia de Calor H = Cambio de entalp a 42 W = Trabajo realizado Para cuantificar el calor se necesita describir el estado de un sistema en funci n de propiedades macrosc picas del fluido tales como presi n, volumen y temperatura, las cuales se pueden medir directamente. 2.2.2. TRANSFERENCIA DE CALOR La Transferencia de Calor se define como la energ a que se transmite de una regi n a otra, como consecuencia de una diferencia de temperatura entre ellas. Si se realiza un balance de energ a donde no existe trabajo para cualquiera de los fluidos se obtiene que: q = H Y considerando calor espec fico constante se tiene ( 1 ): . q = m c p T (2.1) Donde: q = Transferencia de Calor, (Btu/h) . m = Flujo m sico del fluido, (lbm/h) c p = Calor especifico a presi n constante, (Btu/lbm F) T = Diferencia de temperaturas de entrada y salida del fluido, ( F) En la Transferencia de Calor, la soluci n de un problema requiere de suposiciones e idealizaciones, pues resulta casi imposible describir los fen menos f sicos con exactitud, y para expresar un problema en forma de una ecuaci n con soluci n es necesario hacer algunas aproximaciones. 1 INCROPERA, F; Fundamentos de transferencia de Calor; 199; pag. 587. 43 No existen m todos simples para la soluci n de problemas nuevos o inexplorados y una suposici n v lida para un problema puede no serlo para otro. Sin embargo, el primer requisito para hacer una buena suposici n o aproximaci n de ingenier a es un buen entendimiento del problema a resolver. El fen meno de transferencia de calor se analiza por tres modos distintos de transmisi n de calor: conducci n, convecci n y radiaci n. En la mayor a de las situaciones naturales el calor se transfiere no s lo por uno, sino por varios mecanismos que operan en forma simult nea. 2.2.3. CONDUCCI N Siempre que existe un gradiente t rmico en un medio s lido, el calor fluir de la regi n con mayor temperatura a la regi n con menor temperatura. La tasa a la cual se transfiere el calor por conducci n, qc, es proporcional al gradiente de temperatura dT/dx por el rea a trav s de la cual se transfiere el calor ( 2 ): q c = kA dT dx (2.2) Donde: qc = Transferencia de Calor por conducci n = Coeficiente de conductividad t rmica A = rea de Transferencia de Calor dT/dx = Derivada de la temperatura con respecto a la distancia x El signo negativo es consecuencia de la segunda ley de la Termodin mica, la cual establece que el flujo de calor debe ir en la direcci n de la temperatura m s alta a la m s baja. 2 INCROPERA, F; Fundamentos de transferencia de Calor; 199; pag. 76. 44 La ecuaci n (2.2) define la conductividad t rmica de un s lido y se conoce como la Ley de Fourier de conducci n de calor en honor al cient fico franc s J. B. J. Fourier, quien la propuso en 1822. 2.2.4. CONVECCI N La Transferencia de Calor por convecci n se compone de dos mecanismos que operan al mismo tiempo. El primero es la transferencia de energ a generada por el movimiento molecular, es decir, el modo conductivo. El otro es la transferencia de energ a mediante el movimiento del fluido que se mueve por la acci n de una fuerza externa. Esta fuerza puede ser el resultado de un gradiente de densidad, como en la convecci n natural o de una diferencia de presi n generada por una bomba o un ventilador. En la convecci n forzada, la velocidad lejos de la superficie tiende al valor de corriente libre impuesto por las fuerzas externas, mientras que en la convecci n libre o natural, la velocidad al principio se incrementa a medida que lo hace la distancia desde la superficie que transfiere calor y luego disminuye como se muestra en la Figura N 2.1. Figura N 2.1. Perfil de velocidades 45 La distribuci n de temperatura en la convecci n forzada y natural tienen formas similares y en ambos casos el mecanismo de transferencia de calor en la interfaz s lido-fluido es la conducci n. El planteamiento anterior indica que la transferencia de calor por convecci n depende de la densidad, viscosidad y velocidad del fluido, as como tambi n de las propiedades del fluido. En la convecci n forzada la velocidad casi siempre se impone al sistema por medio mec nico, mientras que en la convecci n libre la velocidad depende de la diferencia de temperatura entre la superficie y el fluido. Independiente de los detalles del mecanismo, la tasa de transferencia de calor por convecci n entre una superficie y un fluido se calcula con la relaci n ( 3 ): qconv = hc A T (2.3) Y; qconv = Tasa de la transferencia de calor por convecci n, (Btu/hr) A = rea de transferencia de calor, (ft2) T = Diferencia entre la temperatura superficial y una temperatura del fluido en un lugar casi siempre alejado de la superficie, ( F) hc = Coeficiente de transferencia de calor por convecci n promedio a trav s del rea A, a menudo llamado coeficiente de pel cula, (Btu/hr ft2 F) La relaci n expresada por la ecuaci n (2.3) originalmente fue propuesta por el cient fico ingl s Isaac Newton en 1701. 3 INCROPERA, F; Fundamentos de transferencia de Calor; 199; pag. 285. 46 En la Tabla N 2.1 (4) se presenta algunos valores comunes de los coeficientes de transferencia de calor por convecci n. Tabla N 2.1 Coeficientes de calor por convecci n. COEFICIENTE DE TRANSFERENCIA DE CALOR FLUIDO POR CONVECCI N 2 W/m K Btu/hr ft2 F 6-30 1-5 30-300 5-50 Aceite, convecci n forzada 60-1800 10-300 Agua, convecci n forzada 300-18000 50-3000 Agua hirviente 3000-60000 500-10000 Vapor condens ndose 6000-120000 1000-20000 Aire, convecci n libre Vapor o aire sobrecalentado, convecci n forzada Utilizando la ecuaci n 2.3 es posible definir la conductancia t rmica para la transferencia de calor por convecci n como: Kc = q cov = hc A T (2.4) Y la resistencia t rmica para la transferencia de calor por convecci n, la cual es igual al rec proco de la conductancia, como: Rc = 1 hc A (2.5) 2.2.5. EFECTIVIDAD Para medir la efectividad de un intercambiador se relaciona la transferencia de calor real con la transferencia de calor m xima posible, esto indica que cantidad de calor se esta intercambiando entre los fluidos. 4 GONZALEZ, J; Flujo monof sico y multif sico en redes de tuber a, pag. 15. 47 = q real q max ima (2.6) Para el an lisis de los calentadores artesanales la efectividad de los mismos se la puede relacionar como: = q agua q gas (2.7) Debido a que la transferencia de calor del gas no es completamente absorbida por el agua; viene a ser la m xima cantidad de transferencia de calor posible en el sistema mientras que la transferencia de calor del agua de formaci n viene a ser la cantidad real, es decir la cantidad de calor que esta absorbiendo el sistema. 2.3. EJEMPLO DE C LCULO Como ejemplo de calculo se toma las caracter sticas del calentador n mero uno de la Estaci n Sacha Central. Se modela el calentador como un intercambiador de calor de tubos conc ntricos en flujo paralelo; el flujo caliente, es decir, los gases de combusti n pasan por el tubo interno, llamado tubo de fuego, mientras que el fluido fr o, agua de formaci n, pasa por la secci n anular entre los tubos externo e interno. 2.3.1. DATOS Se conoce las temperaturas tanto de entrada como de salida del agua, datos que fueron tomados en campo y se encuentran debidamente tabulados en el Anexo N 5, el consumo de gas se lo registra en el balance de gas que realiza cada rea, Anexo N 7 y el poder cal rico neto se encuentra en el an lisis cromatogr fico, Anexo N 4. El caudal de agua es un dato que se lo obtuvo en el Departamento de Instrumentaci n de cada rea, este valor depende de las curvas caracter sticas de cada bomba y de la curva del sistema, Anexo N 8. 48 A continuaci n se lista todos estos datos: Agua: o Temperatura de entrada: Tci = 97.6 F o Temperatura de salida: Tco = 106.4 F o Caudal: Q = 130 gpm = 4457.14 bpd Gas: . o Consumo: V = 32.25 MPCD o Poder cal rico neto: P.C.N. = 1457.511 Btu/ft3 2.3.2. ESQUEMA El siguiente grafico muestra de manera esquem tica el tipo de flujo de los calentadores. Figura N 2.2 Se supone que la p rdida de calor con el medio ambiente es insignificante en comparaci n con el intercambio de calor que ocurre dentro del mismo, al igual que los cambios en la energ a cin tica y potencial. El agua mantiene constantes todas sus propiedades al igual que el gas. Se tiene condiciones completamente desarrolladas para el agua y el gas, esto quiere decir que el coeficiente global de transferencia de calor (U) es independiente de la coordenada x. 49 2.3.3. SOLUCI N Primero se obtiene las propiedades termo f sicas del agua, en este caso el par metro que se involucra en los c lculos es el calor espec fico a presi n constante (cp), Este dato se lo obtiene de las tablas Termodin micas del agua, a pesar de que es agua de formaci n la variaci n no es significativa. Para ello se eval a esta propiedad con la temperatura media. Tmedia= (Tco+Tci)/2 (2.8) Donde: Tco y Tci son las temperaturas de salida y entrada del agua de formaci n. Tmedia = 102 F El calor espec fico del agua a esa temperatura es: cp = 0.998271 Btu/lbm F La transferencia de calor del agua de formaci n se la obtiene partir del balance global de energ a con la ecuaci n (2.1). El flujo m sico de agua se lo obtiene a partir del caudal. . m W = 0 . 233 * Q W * W Donde: W = Densidad (lbm/ ft3) QW = Caudal de agua, (bpd) Sustituyendo valores se tiene: . m W = 64310,72 lbm/h (2.9) 50 Estos datos dan como resultado que la transferencia de calor es igual a: qW = 564955,30 Btu/h Para la transferencia de calor de los gases de combusti n se utiliza la siguiente relaci n: . q G = V * P.C.N . (5) (2.10) Donde: . V = Consumo de gas, (ft3/h) P.C.N. = Poder cal rico, (Btu/ft3) Remplazando datos se tiene que: qG = 3297302,5 Btu/h Entonces la efectividad de estos calentadores de agua es, aplicando la ecuaci n (2.7): = 28.85 % Esto quiere decir que el 72% del calor del gas se desperdicia, es el calentador el que absorbe este calor por eso el tubo de fuego colapsa en poco tiempo de uso. La Figura N 2.3 presenta la efectividad de cada calentador de agua, ning n calentador tiene una efectividad de mas de 45%, incluso existen calentadores con valores menores del 1% como es el caso del calentador de la Estaci n Aguarico. 5 ASHRAE; Systems and Equipments Handbook (SI); Quinta edici n; USA; 1981; pag 30.4 51 EFECTIVIDAD DE LOS CALENTADORES DE PETROPRODUCCION DISTRITO AMAZONICO % 50,00 45,00 40,00 35,00 30,00 25,00 20,00 15,00 10,00 5,00 Lago Agrio Sacha Auca Aguarico Central Sur Pucuna Sur Norte 2 Norte 1 Central Central Guanta Norte Central 0,00 Shushufindi Figura N 2.3 La Figura N 2.4 es un comparativo entre la temperatura de entrada y de salida para cada calentador de agua. TEMPERATURA DEL AGUA F 70,0 TEMPERATURA DE ENTRADA 60,0 TEMPERATURA DE SALIDA 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 Lago Agrio Sacha Figura N 2.4 Auca Aguarico Central Sur Pucuna Sur Norte 2 Norte 1 Central Central Guanta Norte Central 0,0 Shushufindi 52 CAPITULO III 3. AN LISIS DE LA ALTERNATIVA Y DISE O NUEVO 3.1. INTRODUCCI N Este cap tulo plantea una soluci n viable al problema de los calentadores, tanto en su dimensionamiento t rmico como en sugerencias para su construcci n. Para ello primero se establece los par metros necesarios, luego se analiza un dise o nuevo para un calentador prototipo, posterior a ello se dimensiona en base a los par metros establecidos para calentar agua de formaci n hasta una temperatura aceptable sin que incida de forma negativa en el proceso de lavado de petr leo o la p rdida de hidrocarburos livianos debido a la evaporaci n de los mismos. Para dimensionar y determinar la factibilidad t cnica de un equipo necesario para transferir una cantidad determinada de calor en un tiempo dado, se realiza un an lisis detallado de la transferencia de calor. El dimensionamiento de los equipos de transferencia de calor depende de la cuantificaci n de la tasa de transferencia de calor entre el fluido y el medio que lo rodea. Para ello se necesita cuantificar los par metros que va a manejar el equipo. 3.2. PAR METROS DE DISE O De los par metros de dise o, el m s importante es la temperatura del agua a la entrada del tanque de lavado, que deber a ser igual a la temperatura de salida del calentador pero por las condiciones y la distancia a la que se encuentra el calentador del tanque de lavado, var a. Esta temperatura incide en la cantidad de calor suministrada al crudo en el tanque, que a su vez determina la cantidad de agua de formaci n que va a manejar el calentador y el consumo de gas. 53 3.2.1. TEMPERATURA DEL AGUA La temperatura de tratamiento debe seleccionarse considerando la estabilidad de la emulsi n, la volatilidad del aceite y el costo de calentamiento. La temperatura a la que el agua deber a entrar al tanque de lavado es la necesaria para que el proceso de lavado se efectu de una manera ptima, es decir, poco consumo de qu mico demulsificante. Para establecer esta temperatura de entrada y salida del agua de formaci n se analiza las condiciones de entrada al tanque de lavado tanto del agua que esta recirculando en el sistema de calentamiento as como del crudo. La temperatura a la que se trata el crudo depende de su densidad relativa y se determina con la Figura N 3.1 ( 1 ): Densidad relativa VS. Temperatura 100 90 80 70 Temperatura C 60 50 40 30 20 10 0 0,7 0,8 0,9 1 1,1 Densidad relativa Figura N 3.1. 1 G MEZ, J; Apuntes de Clase Manejo de la Producci n en la Superficie . Facultad de Ingenier a - UNAM 1984; pag. 29 54 Dependiendo de la estaci n, el agua de formaci n que sale de los calentadores ingresa directamente al tanque, como se observa en la Figura N 3.2; en otras ingresa primero a la bota de gas y luego al tanque de lavado. La distancia desde el calentador al tanque de lavado es variable, por ello se debe analizar cada estaci n por separado para posteriormente establecer las condiciones que se tiene y llegar a determinar una temperatura que sea la adecuada para cada estaci n. En la Figura N 3.3 se observa la distancia entre el tanque de lavado y el calentador de la estaci n Guanta. Esta temperatura es directamente dependiente de la transferencia de calor por lo que si se determina el flujo cal rico para tratar el crudo a la temperatura del agua a la entrada del tanque de lavado se podr a aumentar un porcentaje por p rdidas y esa ser a la temperatura de salida del agua del calentador. LINEA DE INGRESO AL TANQUE DE LAVADO Figura N 3.2. Ingreso de agua directo al Tanque de Lavado WASH TANK CALENTADOR LINEA DE CIRCULACION DE AGUA Figura N 3.3. Distancia desde calentador al Tanque de Lavado 55 3.2.2. COMBUSTIBLE El combustible que se usar para calentar el agua de formaci n seguir siendo el gas natural producto de la separaci n del petr leo. La composici n y propiedades de este gas se las encuentra en el Anexo N 4, An lisis Cromatogr fico. Los compuestos m s importantes son el metano (CH4) y el di xido de carbono (CO2) puesto que el metano es el elemento que proporciona el mayor porcentaje del poder cal rico al gas mientras que el di xido de carbono es el elemento que resta el poder cal rico al gas natural. La cantidad de CO2 m xima recomendable para que un gas tenga un buen poder cal rico es menos del 15%, mientras que el porcentaje de metano es del 60% o mas. Con este gas se realiza el an lisis respectivo para calcular la temperatura adiab tica de llama que es un indicativo de la temperatura m xima que se obtendr en el quemador del calentador. 3.3. SELECCI N DEL TIPO DE INTERCAMBIADOR De los diferentes tipos de intercambiadores de calor, calentadores y dem s sistemas con los que se podr a calentar el agua de formaci n, se ha elegido el siguiente: Tipo: Intercambiador de calor de coraza y un tubo en U como tubo de fuego, un paso por la coraza. Direcci n de los fluidos: El fluido caliente, es decir, el gas circula por el tubo en U, mientras que el fluido fr o, el agua de formaci n, circula por la coraza. Este tipo de calentadores es muy usado en la industria petrolera debido a las facilidades de construcci n y mantenimiento. La Figura N 3.4 muestra de forma general el calentador, que se clasifica como un calentador de coraza y tubo interno en U. 56 Figura N 3.4. Esquema del calentador Este es el tipo de intercambiador m s adecuado debido al bajo poder calor fico del gas, el cual es un limitante de su uso. Al proponer un tubo en U se transfiere m s energ a debido a que el rea efectiva de transferencia de calor aumenta por que se duplica la longitud del tubo de fuego y los gases salen a una temperatura menor. La naturaleza del agua, incrustante, no permite utilizar tuber a con di metros peque os (<10"), debido que se taponan f cilmente. Por ello la elecci n de que el fluido fr o, agua de formaci n, no circule por el tubo interno es para evitar que se incruste f cilmente. 3.4. DIMENSIONAMIENTO El dimensionar correctamente el equipo que se va a utilizar es el principal objetivo de este capitulo y de este proyecto de titulaci n, para ello se recurre a la utilizaci n de un balance t rmico tanto en el tanque de lavado como en el calentador. 3.4.1. TRANSFERENCIA DE CALOR Determinar la transferencia de calor necesaria para elevar la temperatura del fluido que ingresa al tanque de lavado es la parte importante de todo el an lisis, puesto que no solo se tiene que calentar el agua de formaci n que se encuentra en el colch n, sino tambi n el crudo que esta encima de l. 57 Con este prop sito se realiza un an lisis termodin mico en el tanque de lavado. En la Figura N 3.5 se tiene un esquema del tanque de lavado y se indica los fluidos que entran y salen de l. Salida de crudo TANQUE DE LAVADO Entrada de crudo y agua CRUDO Salida de agua al calentador COLCHON DE AGUA Entrada de agua del calentador Figura N 3.5. Primero se elige el rea de control, en este caso es la interfase entre agua y crudo en el tanque de lavado. Si se supone que es un sistema termodin micamente aislado, de aqu se deduce que la cantidad de calor que se necesita para mantener la temperatura del tanque de lavado es la misma que tiene que aportar el agua para calentar todo el contenido del tanque de lavado. La cantidad de calor necesaria para aumentar la temperatura en el tanque de lavado, se puede calcular de una manera aproximada con la siguiente ecuaci n (2) : q = 16 TWT (0.5 Qo o + Qw w) (3.1) Donde: q = Calor requerido (BTU/h) 2 LAFRANCHI, E; Seminario taller explotaci n, transporte, almacenamiento y mejoramiento de crudos pesados; pag. 146 58 TWT = Incremento de temperatura ( F) Qo = Flujo del petr leo (bpd) o = Gavedad especifica del petr leo Qw = Flujo del agua (bpd) w = Gravedad especifica del agua TWT = TW 2 TW 1 (3.2) Donde: TW 2 = Temperatura ptima para el lavado de petr leo TW 1 = Temperatura actual a la que se encuentra el tanque de lavado El c lculo t rmico del intercambiador de calor se lleva a cabo en base de un dise o, lo que permite determinar el rea de transferencia de calor, con base de una comprobaci n en que se establece el r gimen de trabajo del aparato y se determinan las temperaturas finales de los fluidos considerados. Las ecuaciones fundamentales de c lculo son: Ecuaci n de transferencia de calor ( 3 ) q = UA Tml Y la ecuaci n del balance de energ a: qG = qW + q Considerando que las perdidas al ambiente no son significativas. qG = qW 3 INCROPERA, F; Fundamentos de Transferencia de Calor; 1999; pag. 588. (3.3) 59 El calentamiento del crudo se hace por medio del agua que se calienta en el intercambiador de calor que utiliza gas como combustible. La transferencia de calor hacia el agua es solo por convecci n, mientras que el gas transfiere calor por convecci n y radiaci n debido a la alta temperatura a la que se encuentra el gas. El flujo de crudo que ingresa al tanque de lavado es la producci n de los pozos que tienen un porcentaje de agua en el crudo (BSW), mayor al 2 %. Actualmente no toda la producci n diaria de crudo ingresa al tanque de lavado pero para dise o se considera que toda la producci n ingresa al tanque de lavado. 3.4.2. COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSFERENCIA DE CALOR (U) Para determinar el coeficiente global de transferencia de calor se aplica la siguiente ecuaci n: U= 1 de 1 + rO + rW + ri hO 2d i 1 d e + hi + hR 2d i Donde: U = Coeficiente global de transferencia de calor (Btu/h ft2 F). ho = Coeficiente de convecci n externo (Btu/h ft2 F). hi = Coeficiente de convecci n interno (Btu/h ft2 F). hR = Coeficiente de radiaci n del gas (Btu/h ft2 F). ro = Factor de impureza externo (Btu/h ft2 F). ri = Factor de impureza interno (Btu/h ft2 F). rw = Resistencia t rmica debido al espesor del tubo interno (Btu/h ft2 F). (3.4) 60 de = Relaci n entre reas. 2d i La Ecuaci n 3.4, es una variaci n de la ecuaci n de coeficiente global de transferencia de calor (4) , ya que se aumenta el coeficiente de radiaci n debido a la temperatura alta de la llama en el quemador. 3.4.2.1. Factor de impureza externo Por la acumulaci n de escala sobre el tubo de fuego, se forma un alto contenido de impurezas en el agua de formaci n que incrementa la resistencia t rmica. En la Tabla N 3.1 se presentan valores t picos de resistencias t rmicas debido a la impureza del agua y dependiendo de la velocidad del agua en el sistema. Tabla N 3.1. Resistencia t rmica debido a las impurezas del agua (5). Temperatura media de > a 240 F De 240 a 400 F 125 > de 125 calentamiento Temperatura del agua Velocidad ft/sec (h ft2 F/ Btu) 3 o menos Mas de 3 3 o menos Mas de 3 Agua de mar 0.0005 0.0005 0.001 0.001 Agua de ciudad 0.001 0.001 0.002 0.002 Salada 0.003 0.002 0.004 0.003 Dura 0.003 0.003 0.005 0.005 3.4.2.2. Factor de impureza interno Los gases de combusti n depositan holl n en la parte interna del tubo de fuego incrementando su resistencia t rmica. En la Tabla N 3.2 se encuentran valores de resistencias t rmicas debido al holl n. 4 5 TEMA, pag. 103. TEMA, pag. 215 61 Tabla N 3.2. Resistencia t rmica debido al holl n producto de los gases de combusti n. (6). GASES Y VAPORES (h ft2 F/ Btu) Gas natural 0.001 - 0.002 LIQUIDOS (h ft2 F/ Btu) Aceite 0.002 Gasolina natural 3.4.2.3. 0.001 0.002 Resistencia t rmica por el tubo de fuego Esta resistencia se presenta por el espesor y el material del tubo de fuego. Se calcula con la siguiente formula ( 7 ): rW = d 24k d ln d 2t (3.5) Donde: d = Di metro externo del tubo de fuego (in) k = Conductividad t rmica (Btu/h ft F) t = Espesor del tubo de fuego, (in) Para el c lculo del espesor del tubo de fuego y de la coraza se recurre a la Norma ASME secci n VIII, recipientes a presi n. 3.4.2.3.1. Espesor de la coraza y del tubo de fuego Se determina con la siguiente formula t= 6 (8) : Pd * R S * E + 0.4 * Pd TEMA, pag. 212 TEMA, pag. 104 8 MEGYESY, E; Manual de recipientes a presi n; 1998; pag. 20. 7 (3.6) 62 Y; t = Espesor, (in) Pd = Presi n de dise o, (lb/in2) R = Radio externo, (in) S = Valor de esfuerzo del material, (lb/in2) E = Eficiencia de la junta. En el Anexo N 11 se encuentra los valores para la eficiencia de juntas. 3.4.2.3.2. Presi n de dise o La presi n de dise o es con la cual se realiza la prueba hidrost tica, y cuyo valor es: Pd = 1.5 * Po (3.7) Donde: Pd = Presi n de dise o, (psi) Po = Presi n de operaci n, (psi) La presi n de operaci n se la determina con la curvas de las bombas que se emplea en el sistema de calentamiento de agua. 3.4.2.4. Coeficiente de convecci n externo Es el mecanismo por el cual el agua gana calor y aumenta su temperatura; se lo calcula con el siguiente m todo: 1. Tipo de flujo se determina con el n mero de Reynolds (Re) ( 9 ), 9 ARNOLD, K; Surface Production Operating; 1986; pag. 227. 63 ReW = 92.1 QW * W DH * W (3.8) Donde: QW = Caudal de agua, (bpd) W = Gravedad especifica del agua W = Viscosidad din mica del agua, (centipoise) DH = Di metro hidr ulico, (in) DH = 4 Ac P ( 10 ) (3.9) Donde: Ac = rea de la secci n transversal P = Per metro mojado AC = (d 4 2 e 4d i 2 ) (3.10) P = de+2 di (3.11) Al reemplazar se tiene que: DH = de - 2di (3.12) 2. N mero de Nusselt si el flujo es turbulento se utiliza la siguiente correlaci n ( 11 ) : 4 NuW = 0.023 * ReW 5 * PrW 10 11 0.4 INCROPERA, F; Fundamentos de Transferencia de Calor; 1999; pag. 421. INCROPERA, F; Fundamentos de Transferencia de Calor; 1999; pag 385. (3.13) 64 3. Se determina el coeficiente de convecci n con la siguiente ecuaci n ( 12 ): hO = N U W * kW * 12 DH 3.4.2.5. (3.14) Coeficiente de convecci n interno Es uno de los mecanismos por el cual el gas cede calor, se calcula con el mismo m todo que para el coeficiente de convecci n externo, utilizando los par metros del gas: 1. El tipo de flujo se determina con el n mero de Reynolds (Re) ( 13 ): . ReG mG = 6.31 di * G (3.15) Donde: . m G = Flujo m sico, (lbm/h) G = Viscosidad del gas, (centipoise) di = Di metro, (in) 2. N mero de Nusselt se aplica el mismo procedimiento que con el agua. 4 Nu G = 0.023 * Re G 5 * PrG 0.4 (3.16) 3. El coeficiente de convecci n se calcula con la siguiente ecuaci n, que es similar a (3.13), en lugar del di metro hidr ulico se utiliza el di metro del tubo de fuego: hO = 12 13 NUG * kG di *12 INCROPERA, F; Fundamentos de Transferencia de Calor; 1999; pag 455. KUONG, J; Applied Nomography, 1968; pag. 7. (3.17) 65 3.4.2.6. Coeficiente de radiaci n Se debe a la temperatura del gas con la que se encuentra a la salida del quemador. Para su c lculo se determina la cantidad de calor transferido por radiaci n: qG = qr + qc (3.18) Donde: qG = Cantidad de calor total del gas qr = cantidad de calor que transmite el gas por radiaci n qc = Cantidad de calor que transmite el gas por convecci n La transferencia de calor por radiaci n se calcula utilizando la siguiente f rmula ( 14 ) : q R = hR * AR * (TGi Tald ) (3.19) Donde: hr = Coeficiente de radiaci n, (Btu/h ft2 F) Ar = rea de transferencia por radiaci n, (ft2) TGi = Temperatura inicial de los gases de combusti n, ( F) Tald = Temperatura de los alrededores, ( F) 3.4.3. TUBO DE FUEGO El tubo de fuego es el elemento m s importante del calentador debido a que tiene que soportar temperaturas altas, a su vez tiene que transferir la mayor cantidad de calor del gas hacia el agua. 14 INCROPERA, F; Fundamentos de Transferencia de calor; 1999; pag. 10. 66 3.4.3.1. Material El acero al carbono es el material m s utilizado en la fabricaci n de tuber a para calentadores, sin embargo este material se debe usar solo cuando la oxidaci n o corrosi n no es muy severa. El uso frecuente de este material es por su costo relativamente bajo comparado con aceros inoxidables, buen rendimiento y f cil manera de soldar. Las aleaciones de acero que se usan cuando se tiene temperaturas elevadas como en este caso, generalmente contienen molibdeno, cromo o s lice. Se agrega molibdeno para dar al acero mayor resistencia, el cromo elimina la grafitizaci n (formaci n de grafito en hojuelas), y producir una mejor resistencia a la oxidaci n. El silicio es agregado para proporcionar una mejor resistencia a la oxidaci n. El material a usarse es acero inoxidable debido a la composici n qu mica del agua y la elevada temperatura a la que estar sometido, pues el tubo de fuego recibe la mayor cantidad de calor. En el Anexo N 12 se tiene una tabla con propiedades de los aceros inoxidables. 3.4.4. DIFERENCIA DE TEMPERATURAS Para los c lculos del coeficiente global de transferencia de calor, se utiliza la diferencia media logar tmica de temperaturas TML = ( 15 ) que es: T2 T1 T ln 2 T1 (3.20) Donde: T2 y T1 son las diferencias de temperaturas entre los fluidos fr os y calientes. Para el contraflujo se tiene: T1=TGi-TWo 15 INCROPERA, F; Fundamentos de Transferencia de Calor; 1999; pag. 592. (3.21) 67 T2=TGo-TWi (3.22) Donde: TGi = Temperatura del gas a la entrada TGo = Temperatura del gas a la salida TWi = Temperatura del agua a la entrada TWo = Temperatura del agua a la salida Al ser un calentador de coraza y tubo en U se utiliza un factor de correcci n, F que se encuentra en el nomograma del Anexo N 13 y se determina en base a las siguientes relaciones ( 16 ) : R= TWi TWo TGo TGi (3.23) P= TGo TGi TWi TGi (3.24) 3.4.4.1. Temperatura adiab tica de llama Para establecer la temperatura inicial del gas se usa el 40% de la temperatura adiab tica de llama, para ello se empieza con el an lisis cromatogr fico que determina la composici n del gas. Se plantea las ecuaciones estequiom tricas de combusti n para determinar la relaci n aire combustible, flujo m sico de gas, temperatura de roc o y luego la temperatura adiab tica de llama. En este caso se tiene las siguientes ecuaciones de combusti n para cada uno de los gases: CH4+2O2+7.52N2 CO2+2H2O+7.52N2 16 TEMA;1988; pag. 112. (3.25) 68 C2H6+3.5O2+13.16N2 2CO2+3H2O+13.16N2 (3.26) C3H8+5O2+18.8N2 3CO2+4H2O+18.8N2 (3.27) C4H8+6O2+22.6N2 4CO2+4H2O+22.6N2 (3.28) C4H10+6.5O2+24.4N2 4CO2+5H2O+24.4N2 (3.29) C5H10+7.5O2+28.2N2 5CO2+5H2O+28.2N2 (3.30) C5H12+8O2+30.1N2 5CO2+6H2O+30.1N2 (3.31) Se igualan las entalp as tanto de los productos como de los reactantes para obtener la temperatura adiab tica de llama. HP = HR 3.5. (3.32) EJEMPLO DE C LCULO El procedimiento consiste en determinar la capacidad del quemador con base a la capacidad de producci n de la estaci n. Se dimensiona el equipo, tomando en cuenta las restricciones impuestas y los datos iniciales como son: di metro de la coraza, di metro del cuerpo y longitud del mismo. Se debe empezar con dimensiones basadas en el flujo m sico de agua que maneja la estaci n. Se inicia con el c lculo del coeficiente global de transferencia de calor, posterior a ello se comprueba si los valores dimensionales asumidos son los correctos. A continuaci n se indica la secuencia a seguir para dimensionar un calentador de agua para el sistema de lavado de petr leo; se utilizan los datos de la Estaci n Central del rea Sacha. 3.5.1. DATOS - Producci n de petr leo y agua: Los datos se los toman del forecast de la estaci n. El Anexo N 14 presenta los forecast de las reas de Petroproducci n. 69 Qo = 11349 bpd QW = 2259 bpd - Propiedades del petr leo: La propiedad del petr leo importante para el an lisis de transferencia de calor es el API, ya que con l se establece la gravedad especifica. Este valor se lo obtiene en el Departamento de Producci n de cada estaci n. El Anexo N 15 presenta un an lisis f sico qu mico del petr leo del rea Shushufindi, este formato es t pico para todas las estaciones y es tomado como punto referencia. API = 27.2 - Propiedades del gas: Todos los datos concernientes al gas se encuentran en el an lisis cromatogr fico siendo el m s importante el poder cal rico neto. P.C.N. = 1457.511 Btu/scf 3.5.2. CAPACIDAD DEL QUEMADOR Para calcular la cantidad de calor necesaria para elevar la temperatura del crudo en el tanque de lavado, se utiliza la ecuaci n 3.1. El crudo con un API de 27.2 tiene una gravedad espec fica, S.G. del 0,89162. Con la gravedad especifica del crudo y la Figura N 3.1 se determina la temperatura ptima para el lavado de petr leo, que para este caso es de 116 F; mientras que la temperatura actual del tanque es de 95 F Entonces la energ a requerida es: q = 2.5 MMBtu/h Esta cantidad de calor es la misma que debe proporcionar el gas natural al agua en el intercambiador de calor, por lo tanto este valor es la capacidad del quemador. 70 Para el intercambiador de calor se requiere un quemador de mas de 2.5 MMBtu/h, en el Anexo N 16 se encuentra la hoja t cnica de un calentador que cumple con estos requerimientos. 3.5.3. DIMENSIONAMIENTO Con los par metros de dise o y las consideraciones indicadas en la secci n anterior se procede a dimensionar el nuevo tipo de calentador para ello se empieza los c lculos con los siguientes valores: Di metro de la coraza = 76" Di metro del tubo interno = 24" Longitud de la coraza = 16 Estos valores tambi n est n relacionados con las dimensiones de las planchas y los tubos que se encuentran en el mercado y con la capacidad de rolado y doblado que tiene el taller de Proyectos Especiales de Petroproducci n. 3.5.3.1. Restricciones Para que estas consideraciones iniciales se puedan utilizar, sus valores se restringen con los siguientes criterios: 3.5.3.1.1 Velocidad de erosi n Es la velocidad m xima a la que puede fluir el agua en la coraza sin que erosione el material de la misma, se calcula con la siguiente f rmula ( 17 ): Ve = 100 W Donde: Ve = Velocidad de erosi n m xima para el agua (ft/s) 17 ARNOLD, K; Surface Production Operating; 1986; pag. 277. (3.33) 71 W = Densidad del agua (lbm/ft3) Para el agua, la velocidad de erosi n tiene un valor de Ve = 12.89 ft/s. La velocidad del agua en la coraza se calcula con: Ve = 6.498 * 10 5 * QW AW (3.34) Y; QW = Caudal de agua en la coraza, (bpd) AW = rea transversal de la coraza, (ft2) El rea, AW, utiliza el di metro hidr ulico debido que es una secci n anular: d AW = H 4 2 (3.35) 3.5.3.1.2. Ca da de presi n en la coraza El valor m ximo permitido es igual al 1% de la presi n del sistema. Se calcula con de la siguiente f rmula ( 18 ): f * L * QW * W 2 P = 11.5 * 10 6 * dH 5 Donde: P = Ca da de presi n, (psi) L = Longitud de la coraza, (ft) QW = Caudal de agua, (bpd) W = Gravedad especifica para el agua 18 ARNOLD, K; Surface Production Operating; 1986; pag. 232. (3.36) 72 dH = Di metro hidr ulico f = Factor de fricci n de Moody El factor de fricci n de Moody se calcula con las siguientes f rmulas ( 19 ): Si ReD es menor que 2 x 104 se utiliza: f = 0.316 * ReD 1 4 (3.37) Si ReD es mayor que 2 x 104 se utiliza: f = 0.184 * ReD 1 5 3.5.3.1.3 Esbeltez del calentador Tiene que ver con las dimensiones f sicas del calentador, para recipientes horizontales grandes existen limitantes, para ello se utiliza el siguiente criterio ( 20 ): 2.5 < L <4 de (3.38) Donde: L = Longitud de la coraza del calentador, (ft) de = Di metro de la coraza, (ft) Con los valores indicados en 3.5.3, se obtiene la siguiente tabla: Tabla 3.3. Valores de las restricciones impuestas. Velocidad de erosi n Ca da de presi n Esbeltez 19 20 0,034 ft/s 2*10E-06 psi 2,53 INCROPERA, F; Fundamentos de Transferencia de Calor; 1999; pag. 424. MARTINEZ, M; Dise o Conceptual de Separadores; pag. 72. 73 3.5.3.2. Coeficiente global de Transferencia de Calor Debido a que los valores asumidos en 3.5.3, restricciones impuestas, se encuentran dentro de los l mites aceptables, se procede con el c lculo de coeficiente global de transferencia de calor con la ecuaci n 3.3. 3.5.3.3.Temperaturas Para determinar la temperatura media logar tmica se empieza por establecer las temperaturas tanto del gas como del agua. 3.5.3.3.1. Temperatura inicial del gas Con el an lisis cromatogr fico se establece el porcentaje molar de cada componente del gas, para luego plantear las ecuaciones de combusti n que son las siguientes: 0.4674CH4+0.9348O2+3.514848N2 0.4674CO2+0.9348H2O+3.514848N2 0.1189C2H6+0.41615O2+1.564724N2 0.2378CO2+0.3567H2O+1.56472N2 0.1816C3H8+0.908O2+3.41408N2 0.5448CO2+0.7264H2O+3.41408N2 0.029C4H8+0.174O2+0.6554N2 0.116CO2+0.116H2O+0.6554N2 0.0651C4H10+0.42315O2+1.58844N2 0.2604CO2+0.3255H2O+1.58844N2 0.0194C5H10+0.1455O2+0.5470N2 0.097CO2+0.097H2O+0.54708N2 0.0175C5H12+0.14O2+0.52675N2 0.0875CO2+0.105H2O+0.52675N2 La ecuaci n total de combusti n es: 0.4674CH4 + 0.1189C2H6 + 0.1816C3H8 + 0.029C4H8 + 0.0651C4H10 + 0.0194C5H10 + 0.0175C5H12 + 0.081CO2 + 3.1416O2 + 11.8N2 1.8919CO2 + 2.6614H2O + 11.83N2 74 Con base a la ecuaci n 3.32, tomando en cuenta que la entalp a es igual al n mero de moles por la entalp a de formaci n para cada componente, ya sea los productos o reactantes, se tiene: H R = 0.4674h f CH 4 + 0.1189h f C 2 H 6 + 0.1816h f C 3 H 8 + 0.029h f C 4 H 8 + 0.0651h f C 4 H10 + 0.0194h f C 5 H10 + 0.0175h f C 5 H12 + 0.081h f CO2 Con los valores de entalp a de formaci n para hidrocarburos, se tiene que: H R = 0.4674 * ( 32210) + 0.1189 * ( 36420) + 0.1816 * ( 44680) + 0.029 * ( 56612) + 0.0651* ( 53660) + 0.0194 * ( 66454) + 0.0175 * ( 62998) + 0.081* ( 169300) Por lo tanto la entalp a para los reactantes es: HR = -48 739.2 Btu/lbmol Mientras que para los productos se tiene que: H P = 1.8919( 169300 + h T 4027) CO2 + 2.6614( 104040 + h T 4258) H 2O + 11.83(h T 3729.5) N 2 H P = 1.8919h T CO2 + 2.6614h T H 2O + 11.83(h T N 2 327918.29 288224.29 44119.98 Para determinar la temperatura a la que se encuentran los gases producto de la combusti n se utiliza las tablas termodin micas de productos y se itera: Con una temperatura de 3 020 R, se obtiene un valor de -200 984 Btu/lbmol. Con una temperatura de 2 500 R, se obtiene un valor de -281 104 Btu/lbmol. El valor de la temperatura adiab tica de llama se obtiene extrapolando cuando la entalp a es cero. Dando un valor de: Tad = 3864.76 F Con el criterio de que la temperatura inicial del gas, es decir, la temperatura de dise o sea del 40% de la temperatura adiab tica, se tiene: 75 TGi = 1546 F 3.5.3.3.2. Temperatura de salida del gas La temperatura de salida de los gases esta limitada por el punto de roc o, debido a que el agua condensada de los productos de combusti n, frecuentemente tienen gases disueltos y pueden ser muy corrosivos. La temperatura de roc o se determina con el porcentaje de agua en los gases producto de la combusti n, que en este caso es de 16.2% que al multiplicar por la presi n a la que salen los gases que es la ambiental se tiene la presi n de roc o y mediante tablas termodin micas, se obtiene la temperatura de roc o que para este caso es la de saturaci n y es igual a 130 F La transferencia de calor se torna dif cil y costosa despu s de que los gases han descendido a 400 F. Para fines de c lculos se asume que la temperatura con la cual saldr n los gases del calentador es de 400 F. 3.5.3.3.3. Temperatura de entrada del agua Esta temperatura es con la cual el agua saldr a del Tanque de lavado cuando se encuentre con la temperatura ptima para el lavado de petr leo y es igual a 116 F. 3.5.3.3.4. Temperatura de salida del agua Para la temperatura de salida del agua del calentador y con la que ingresara al tanque de lavado se asume un caudal de agua de formaci n inicial o de dise o, para fines de c lculo se empezara con un flujo m sico de 2259 bpd que es la producci n de agua actual. Despejando la ecuaci n 2.1, se tiene que: TWo = TWi + qW . c pW * mW 76 Reemplazando valores se tiene que la temperatura de salida del agua es 194 F. Esta temperatura es demasiado alta y ocasionar la evaporaci n de los hidrocarburos livianos. Con el fin de eliminar este inconveniente se aumenta el caudal de agua hasta un valor adecuado y que la estaci n pueda manejar; un valor que puede manejar la estaci n es 6000 bpd, se prueba este valor y se tiene que la temperatura con la cual saldr el agua del calentador es de 145 F, este valor es aceptable y no produce perdidas de hidrocarburos livianos. En resumen se tienen los siguientes valores: Temperatura inicial del gas, (TGi): 1546 F. Temperatura del gas a la salida, (TGo): 400 F Temperatura del agua a la entrada, (TWi): 116 F Temperatura del agua a la salida, (TWo): 145 F Con estos valores y la ecuaci n 3.20, se obtiene una diferencia media logar tmica de temperaturas de 686 F. Con los datos y valores obtenidos, de la ecuaci n 3.3, se despeja U y se calcula el coeficiente global de transferencia de calor que es: 11,4 Btu/h. 3.5.3.4. Comprobaci n Para comprobar si los valores considerados de di metros de la coraza y del tubo de fuego as como la longitud son los adecuados; se procede a calcular el coeficiente global de transferencia de calor con la ecuaci n 3.4, y se compara con el resultado obtenido en 3.5.3.2. Si los valores no son iguales se cambia los datos; se empieza por cambiar la longitud manteniendo constantes el di metro del cuerpo y el di metro del tubo de fuego, y se vuelve a calcular hasta que los dos valores de coeficientes de transferencia de calor, U, sean iguales. 77 3.5.3.4.1. Resistencias t rmicas Se inicia la comprobaci n determinando las resistencias t rmicas por impurezas (holl n y escalas), dentro y sobre la tuber a para ello se utilizan las Tablas 3.1 y 3.2, de all se obtiene: ro = 0.002 (h ft2 F/ Btu) ri = 0.005 (h ft2 F/ Btu) Para la resistencia debido al espesor del tubo de fuego se utiliza la ecuaci n 3.5, previo a ello se calcula el espesor del tubo de fuego con la ecuaci n 3.6, en este caso se tiene: t = 0.31 (in) rW = 0.002(h ft2 F/ Btu) Para este c lculo se utiliza la Tabla de Propiedades de Materiales Acero Inoxidable ( 21 ) y la Tabla de Conductividad T rmica de Materiales ( 22 ). 3.5.3.4.2. Propiedades Termo f sicas Se determinan con las temperaturas promedio que son: TWp = 131 F TGp = 973 F Con estos valores se establecen las propiedades termo f sicas, que para el agua se obtienen de la Tabla de Propiedades Termo f sicas para el agua saturada ( 23 ): N mero de Prandtl: 3,24 21 Viscosidad, W: 0,4993 cp Densidad, W: 60,72916 lbm/ft3 MEGYESY, E; Manual de recipientes a presi n: 1998; pag. 160. TEMA; 1988; pag 185. 23 INCROPERA, F; Fundamentos de Transferencia de Calor; Tabla A 6; 1999; pag. 846. 22 78 Conductividad t rmica, W: 0.37 Btu/h ft F Para los gases producto de la combusti n se utilizan las propiedades del nitr geno por que este elemento se encuentra en mayor cantidad y se obtiene de la Tabla de propiedades termo f sicas para gases a presi n atmosf rica ( 24 ): Viscosidad, G: 0,0307 cp N mero de Prandtl: 0,710 Conductividad t rmica, G: 0,035 Btu/h ft F Calor especifico, cpG: 0,277 Btu/lbm F 3.5.3.4.3. Coeficiente de convecci n externo Primero se determina el n mero de Reynolds con la ecuaci n 3.8; si es turbulento se procede a calcular el n mero de Nusselt con la ecuaci n 3.13. para luego calcular el coeficiente de convecci n externo con la ecuaci n 3.14 RedW = 39 526,77 NuW = 175 ho = 27,75 (Btu/h ft2 F) 3.5.3.4.4. Coeficiente de convecci n interno Se procede de igual forma que el caso anterior. Para el n mero de Reynolds se utiliza la ecuaci n 3.15, se utiliza el flujo m sico de los gases producto de la combusti n, que se calcula con la relaci n aire combustible y el flujo m sico del gas natural. La relaci n aire combustible se obtiene con la siguiente ecuaci n: A 24 C = (%O2 + % N 2 ) * PM aire PM combustible INCROPERA, F; Fundamentos de transferencia de calor; Tabla A 4; 1999; pag. 842. 79 De la ecuaci n total de combusti n se obtiene los porcentajes de oxigeno y nitr geno que son 3,1416 y 11,80 respectivamente. El peso molecular del aire es de 28,96 mientras que el peso molecular del combustible es 31,33. A/C = 13.8 lbmaire/lbmcombustible El flujo m sico del gas natural se obtiene con la ecuaci n de estado de los gases. . m gasnatural = 411,63 lbmcombustible/h Para calcular el flujo m sico total de los gases producto de la combusti n se suma el flujo m sico del gas natural y el flujo m sico del aire. . . . . . m G = m gasnatural + m AIRE m G = m gasnatural (1 + A / C ) Por lo que se tiene: . m G = 6 097 lbm/h Con los c lculos anteriores se obtiene los siguientes resultados: RedG = 52 168,88 NuG = 119,2 hiG = 2,09 (Btu/h ft2 F) 3.5.3.4.5. Convecci n por radiaci n del gas Primero se calcula la cantidad de calor transferido por radiaci n con la ecuaci n 3.18. Despejando la ecuaci n 3.19, tomando en cuenta que la longitud donde ocurre la radiaci n es la mitad de la longitud del tubo de fuego (tubo en U), es decir, la longitud de la coraza y suponiendo una temperatura de los alrededores, 80 (temperatura de la pared interna del tubo de fuego, igual a 900 F) para evitar que el tubo tenga problemas de recalentamiento ya que la temperatura m xima de trabajo para el acero inoxidable 304 es de 900 F. hr = 22 (Btu/h ft2 F) 3.5.3.4.6. Coeficiente global de transferencia de calor Como comprobaci n se utiliza la ecuaci n 3.4, el resultado es: U = 9,3 Btu/h Al compara con el resultado obtenido en 3.5.3.2 de 11,4 Btu/h existe una diferencia de 2,10 Btu/h, la diferencia es del 18% por lo que las dimensiones iniciales no son las adecuadas. Como es un proceso iterativo se cambia la longitud del calentador manteniendo constantes el di metro del cuerpo y del tubo de fuego. En la Tabla N 3.4 se encuentran el valor del coeficiente U y su comprobaci n. Tabla 3.4. Coeficiente U en funci n de la longitud del calentador. Longitud del calentador U U (comprobaci n) Diferencia % 16 11,9 9,3 2,10 18 20 9,2 8 1,20 13 24 7,6 7,1 0,5 7 De la tabla anterior se concluye que las dimensiones del intercambiador de calor son: Di metro del cuerpo = 76 Di metro del tubo de fuego = 24 Longitud del calentador = 24 81 3.6. ELABORACI N DE HOJA DE C LCULO Para el dise o de los calentadores se utiliza una hoja electr nica de c lculo, esta herramienta esta elaborada utilizando el software Excel. 3.6.1. DIAGRAMA DE FLUJO A continuaci n se presenta el diagrama de flujo que inicia con el ingreso de datos en la hoja electr nica e indica la secuencia de c lculo de cada uno de los par metros necesarios para dimensionar el calentador, seg n lo establecido en los p rrafos anteriores de este capitulo. 82 INICIO DATOS DE PRODUCCION Temperatura ptima (Tw2) CAPACIDAD DEL QUEMADOR DIMENSIONES TEMPERATURAS Propiedades Termo f sicas Tml Coeficiente de radiaci n de, di, L Restricciones Control U COMPROBACION 2 1 4 3 83 2 1 Coeficientes de convecci n 3 4 Factores de ensuciamiento U Comprobaci n Control ESPECIFICACIONES TECNICAS 3.6.2. GUIA DE USO Para el correcto uso de esta hoja electr nica a continuaci n se explica su forma de funcionamiento. Esta hoja esta elaborada en Excel pero utiliza macros de Visual Basic por lo que la seguridad debe estar en nivel bajo. Para acceder a seguridad se va a Herramientas/macros/seguridad. Primero se necesita ingresar la estaci n donde se ubicara el calentador, esto se lo realiza en la hoja llamada CALCULOS , en el cuadro de lista UBICACION En esta hoja se ingresan los datos necesarios para empezar con los c lculos, estos son: Producci n de petr leo Producci n de agua Gravedad API Temperatura actual en el tanque de lavado 84 Presi n de operaci n Caudal de agua en el calentador Tambi n requiere datos de la cromatograf a para ello se inserta todos los datos que requiere la hoja CROMATOGRAFIA . Para acceder a esta hoja se debe dar clic derecho sobre el nombre de la hoja CALCULOS , luego en el cuadro de dialogo que aparece a continuaci n se da clic izquierdo sobre Ver c digo y en la secci n Propiedades se selecciona Visible la opci n 0 Para empezar con los c lculos se requiere que se ingresen datos iniciales de di metro del cuerpo, di metro del tubo de fuego y longitud del calentador. Para ingresar estos datos se debe tener en cuenta que el di metro del tubo de fuego va ha estar sujeto al di metro de la boquilla del quemador y como m ximo la mitad el di metro del cuerpo menos 30 pulgadas. Para el di metro del cuerpo se toma en cuenta que las planchas de acero inoxidable, a ser baroladas, que se encuentran en el mercado son de 4 x 8 . La Tabla N 3.5 tiene los valores de di metros seg n el n mero de planchas a usarse con el fin de evitar desperdicios y tomando en cuenta que se barolan del lado mas largo Tabla N 3.5. Di metros con planchas disponibles en el mercado N mero de planchas Di metro 1 31 2 61 3 92 4 122 Tambi n se puede tener di metros con la uni n de planchas enteras y planchas cortadas a la mitad. Para la longitud del cuerpo se debe tomar consideraciones similares a las anteriores. 85 A continuaci n se encuentran los valores para las restricciones tomadas en 3.5.3.1, a lado del valor se encuentra una casilla de estado donde aparece OK si esta dentro de los l mites o No cumple . Dependiendo de esto se vuelve a cambiar los datos iniciales de di metros y longitud. En la parte CALCULOS de la hoja con el mismo nombre se encuentra todos los c lculos realizados para llegar a determinar el coeficiente global de transferencia de calor y su comprobaci n. 86 CAPITULO IV 4. ELABORACION DE PLANOS Y COSTO DEL INTERCAMBIADOR Este cap tulo enfoca la elaboraci n de planos correspondiente a la ingenier a b sica, esto incluye la codificaci n de cada una de las partes a construirse y la elaboraci n de planos de procesos, de conjunto y de taller de la coraza o cuerpo y del tubo de fuego. La segunda parte gira en torno a los costos que conlleva la construcci n de un equipo con estas caracter sticas y dimensiones. 4.1. ELABORACI N DE PLANOS Para una posterior elaboraci n de los planos correspondientes a la ingenier a de detalle, que deber n elaborarse al momento de construir los intercambiadores, se procede con los planos de la ingenier a b sica que son: De procesos, Mec nicos Para este caso se realiza un plano de proceso en el cual se indica la interconexi n entre el calentador, la bomba, el tanque de lavado y los dem s elementos que se necesita para la puesta en funcionamiento tales como v lvulas, filtros, controladores de nivel, etc. As pues, el plano de proceso indica la localizaci n del equipo y est relacionado con el arreglo espacial, tiene una influencia vital en la eficiencia y utilidad del proceso. Las buenas pr cticas de distribuci n consiguen un balance econ mico de los requerimientos de seguridad, construcci n, mantenimiento, operaci n, futuras expansiones y las variables de proceso como flujo por gravedad o altura positiva de succi n de bombas. Los planos mec nicos se centran en el proceso constructivo para dichos elementos. 87 Se tiene un plano de conjunto donde esta la interconexi n de cada elemento del calentador con las medidas de montaje y dos planos de taller que son de la coraza y del tubo de fuego. Cada plano de taller consta de una lista de materiales e indica el proceso de construcci n para dichos elementos. 4.1.1. CODIFICACION Con el fin de ordenar todo el proyecto se procede a codificar los planos. Para los planos de procesos se usara la siguiente codificaci n: 100 01 CASLP 2144 01 Los tres primeros d gitos corresponden al orden del proyecto; los dos d gitos siguientes se refiere a que es un plano de proceso, las letras a continuaci n son las iniciales del proyecto, los cuatro d gitos a continuaci n son el c digo de la Escuela Polit cnica Nacional asignado al proyecto de tesis y los dos ltimos d gitos corresponden al orden del plano dentro del conjunto de planos de procesos. Para los planos mec nicos se utiliza la siguiente codificaci n: 100 02 CASLP 2144 01 Los tres primeros d gitos corresponden al orden del proyecto; los dos d gitos siguientes se refiere a que es un plano mec nico de conjunto; las iniciales son del proyecto, los cuatro d gitos a continuaci n son el c digo de la Escuela Polit cnica Nacional asignado al proyecto de tesis y los dos ltimos d gitos corresponden al orden del plano dentro del conjunto de planos de procesos. 4.1.2. PLANO DE PROCESO En el Anexo N 17 se encuentra el plano N 100 01 CASLP 2144 01 que es el proceso para el sistema de calentamiento de agua para el lavado de petr leo. 88 De este plano se obtiene los elementos que constituyen el sistema y son: 1. Calentador de agua de formaci n 2. Bomba para la recirculaci n de agua de formaci n 3. Tanque para el lavado de petr leo (wash tank) 4. Quemador de gas natural 5. L nea de recirculaci n de agua de formaci n 6. L nea de circulaci n de gas natural 7. Bota de gas En este plano se encuentra el sentido de flujo para el agua de formaci n que recircula en el calentador, el gas natural; adem s de la presi n y temperatura en las l neas de flujo. Las l neas de flujo existentes son: Agua de formaci n caliente, va del calentador al wash tank Agua de formaci n fr a, va del wash tank al calentador Gas proveniente del scruber al quemador De manera did ctica y siguiendo normas internacionales de representaci n se dibuja estas l neas con colores para su f cil ubicaci n. Al ser un plano de proceso no contiene medidas ni distancias y tampoco se encuentra a escala; su implantaci n es mas bien visual tratando de resaltar cada uno de los componentes para ello se ubica dichos elementos en forma isom trica. 4.1.3. PLANOS MECANICOS En el Anexo N 18 se encuentra el plano N 100 02 CASLP 2144 01 que corresponde al conjunto del calentador prototipo. Este plano contiene los elementos del calentador, las medidas de montaje para cuando se proceda a la instalaci n del mismo as como tambi n el listado de materiales. 89 Las partes que debe tener un calentador para su correcto funcionamiento se detallan a continuaci n 4.1.3.1. Quemador Es el elemento encargado de combustionar el gas natural para calentar el agua. Para este caso se reemplazar los quemadores artesanales por uno industrial, ver Anexo N 16, se tendr ciertos cuidados en su montaje, deben ser colocados de tal manera que no causen puntos calientes en las paredes del recipiente La mala localizaci n de los quemadores crea puntos calientes en la pared del recipiente, lo cual puede resultar en una corrosi n mayor en el rea comprendida entre el quemador y el tubo de fuego y la pared. Un buen dise o evita los puntos calientes colocando el calentador en una posici n central. 4.1.3.2. Coraza o cuerpo Es el recipiente que contiene el tubo de fuego, en el Anexo N 19 se encuentra el plano del cuerpo o coraza, dicho elemento se construye en acero inoxidable tipo 304, con planchas que posteriormente se rolar n y soldar n. Para determinar la cantidad de material que se requiere para la construcci n del cuerpo del calentador se procede a calcular el rea del elemento, en base al di metro externo que es de 76 pulgadas y una longitud de 24 pies, se tiene que es de 21 888 plg2. Las planchas de acero inoxidable que se encuentra en el mercado son de 4 x 8 con un rea de 4 608 plg2, por lo que se necesita 5 planchas. La cabeza del extremo contrario al quemador ser de tipo elipsoidal, mientras que la uni n entre el tubo de fuego, quemador y coraza ser de tipo brida soldada. En este elemento se insertar n otros m s como los accesorios, registros, escalera, refuerzos, soportes, gu as, etc. 90 4.1.3.2.1. Registros Debido al di metro de la coraza la Norma ASME Secci n VIII recomienda construir un registro para hombre de m nimo 16 pulgadas de di metro, pero como en este caso se tiene agua con tendencia incrustante se necesita que una persona ingrese al recipiente a limpiarlo por medios mec nicos, por ello se consideran dos registros de 20 pulgadas cada uno. Estos registros incluir n una brida ciega como tapa y un pescante, cada uno, para retirarlo. 4.1.3.2.2. Boquillas Son para la interconexi n con las l neas de entrada y salida de agua de formaci n. Debido al caudal de 6000 bpd estas entradas ser n de 6 pulgadas de di metro cada una. 4.1.3.2.3. Soportes y gu as Los soportes son los elementos estructurales donde se asentar el tubo de fuego, dichos elementos se construir n con perfiles de acero estructural A - 36, preparadas superficialmente con chorro de arena y pintadas seg n el sistema SSPC PS (1) n mero 6.01 que es para superficies de acero expuestas a agua fresca o salada y preparaci n de la superficie SSPC SP 6 63 que es limpieza comercial con chorro a presi n (sand blasting). Las gu as son para direccionar el flujo de agua dentro del cuerpo, tambi n act an como bafles y aletas aunque su funci n primordial no es esa. 4.1.3.2.4. Accesorios Para medir el nivel de agua as como la temperatura del agua y del tubo de fuego, se insertar n estos medidores en weldolets o threadolets, que se soldar n a la coraza. 1 MEGYESY, E; Manual de recipientes a presi n: 1998; P g. 220. 91 Tambi n se tendr que contar con v lvulas ya sea de alivio, purga, o de control 4.1.3.2.5. Elementos de seguridad Debido a la altura del calentador se contar con una escalera y en la parte superior con una plataforma para la colocaci n de herramientas mientras se realiza las revisiones peri dicas o de mantenimiento. 4.1.3.3. Tubo de fuego Es el elemento que se acopla entre el quemador y la coraza, tiene una forma de U, por este elemento circular n los gases producto de la combusti n del gas natural. Se acopla con el quemador mediante una placa y con la coraza mediante una brida y va asentada en los soportes. En el Anexo N 20 se encuentra el plano de este elemento. 4.1.3.4. Chimenea Es por donde salen los gases producto de la combusti n, se acopla al tubo de fuego mediante una placa soldada. 4.1.3.5. Silletas Son los elementos donde se sostiene el calentador, se construir n dos silletas y una placa de desgaste. Estas silletas ser n fijadas sobre bases de hormig n de 210 kgf/cm2. 4.2. COSTO DEL INTERCAMBIADOR A continuaci n se detalla el costo que tiene la construcci n e instalaci n de un equipo para calentar agua de formaci n. Para ello se especifica los tipos de costos que intervienen en la obra. 92 4.2.1. COSTOS DIRECTOS Son todos aquellos producidos en los gastos en mano de obra, materiales, equipo y transporte, efectuados para la ejecuci n del trabajo. 4.2.1.1 Costos de mano de obra Para la construcci n, montaje e instalaci n de este equipo se requiere de ingenieros mec nicos, el ctricos e instrumentaci n a dem s de t cnicos y ayudantes. En la Tabla N 4.1 se detallan los costos de mano de obra que se necesitar . Tabla N 4.1. Costos de mano de obra. DESCRIPCION UND CANT COSTO UNT COSTO TOTAL Ing. Mec nico UND 30 45 1 350 Ing. El ctrico UND 15 45 675 Soldador ASME UND 15 40 600 Ayudante de soldador UND 15 11 165 Soldador no calificado UND 20 16 320 Electricista UND 20 17 340 Ayudante de electricista UND 15 11 165 Instrumentista UND 10 18 180 Supervisor de obra UND 30 40 1 200 TOTAL (USD) 4 995 4.2.1.2. Costos de materiales En la Tabla N 4.2 se detallan los materiales necesarios para la construcci n del calentador. 93 Tabla N 4.2. Listado de materiales y costos DESCRIPCION PRECIO PRECIO UNITARIO TOTAL UND CANT UND 10,00 4,77 47,7 Manhole KG 242,00 2,60 629,2 Estructura: Perfil W KG 297,30 2,30 683,79 UND 10 700 7000 M2 6,50 9,75 63,37 Brida 6" rfwn, A-105 b 16.5, ANSI 150. UND 2,00 47,37 94,74 Brida 2", rfwn, A-105, b16,5, ANSI 150 UND 1,00 17,76 17,76 Codo 2"x90 , lr, A 234 wpb, sch. 40 UND 1,00 8,56 8,56 ss., air liquide, AGA o similar UND 4,00 81 324 Empaque espiro met lico 2", ANSI 150. UND 2,00 3,84 7,68 Empaque espiro met lico 6", ANSI 150 UND 2,00 7,83 15,66 UND 144,00 5,115 736,56 UND 4,00 7,695 30,78 Tuber a api-5l smls 6", sch. 40 M 2,00 39,48 78,96 Tuber a api-5l smls 2", sch. 40. M 2,00 19,35 38,70 UND 1,00 330,54 330,54 UND 1,00 133,95 133,95 UND 1,00 715,5 715,5 UND 1,00 331,5 331,5 ACERO Angulo A-36, 200 x 38 x 4 mm L minas de cuerpo y tapa de 4 x 8 Planchas galvalumen TUBERIA Y FITTINGS Conector 1" od a conector cga-580, 316 Esp rragos, ASTM a193-b, 3.1/4" x 5/8" con 2 tuercas Perno "u", 1"x 1/4", con 2 arandelas y 2 Tuercas galvanizado. V lvula de bola acero al carbono, 2", rf, ANSI 150. astm A216 wcb, mfg: john valve, modelo jv-2fc VALVULAS Y ELEMENTOS DE CONTROL Indicador de presi n, 1/2" npt macho, 41/2" dial, rango: 0-60 psi, conexi n inferior, mfg: wika, p/n: 9834753 o similar V lvula reguladora de presi n, 1", npt, mfg: victor, UNIWELD o similar V lvula solenoide 3 v as 1" od, npt-f ss 316., mfg: ASCO p/n: 8211d89 o similar 94 DESCRIPCION PRECIO PRECIO UNITARIO TOTAL UND CANT Sensor de temperatura UND 1,00 676 676 Switch de nivel UND 1,00 760,5 760,5 V lvula de seguridad UND 1,00 2340 2340 Indicador de temperatura UND 1,00 156 156 Indicador de Presi n UND 1,00 175,5 175,5 Quemador Dual UND 1,00 50000 50000 Bomba para recirculaci n de agua UND 1,00 20000 20000 EQUIPOS ADICIONALES TOTAL (USD) 85396,96 4.2.1.3. Equipo y transporte Para el montaje del equipo en el sitio a ser utilizado se requiere de una gr a, en lo referente al transporte, es necesaria la movilizaci n de los equipos y materia prima desde Quito al Distrito Amaz nico. Estos costos se indican en la Tabla N 4.3. Tabla N 4.3. Costo de alquiler de equipo y transporte DESCRIPCION UND CANT COSTO UNT COSTO TOTAL Gr a 40 Ton DIA 4 168 672 Herramienta b sica DIA 30 12 360 VIAJE 2 1000 2000 Transporte de materiales TOTAL (USD) 3032 4.2.1.4. Costos directos totales Es la sumatoria de los costos directos de mano de obra, materiales, equipos y transporte. Los costos directos totales se indican en la Tabla N 4.4. 95 Tabla N 4.4. Costos directos DESCRIPCION COSTO (USD) Mano de obra Materiales Equipos y transporte TOTAL 4 995 85396,96 3032 88428,96 4.2.2. COSTOS INDIRECTOS Al ser Petroproducci n quien corre con los gastos administrativos y t cnicos, estos gastos no se suman al costo del intercambiador. Los gastos en obras y por imprevistos se pueden cuantificar como un porcentaje de los costos directos, en este caso se considera el 20 % 4.2.3. COSTO DEL EQUIPO El costo total del equipo es la suma de los costos directos y los costos indirectos. El valor total del equipo es de USD 110 000,00; este precio puede variar dependiendo de la variaci n en el precio del acero. 96 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 5.1 CONCLUSIONES El agua de formaci n analizada presenta tendencia incrustante, esto quiere decir que tiende a formar dep sitos ya sea de elementos calc reos, a dem s de parafinas que contiene. Para la implementaci n de sistemas de calentadores en las estaciones de Petroproducci n se tendr a que analizar el tipo de crudo, la temperatura en el Wash tank y de all se determina si esa estaci n necesita o no un calentador. La baja efectividad de los calentadores existentes es por que el calor se pierde a los alrededores debido al espesor del tubo de fuego y porque este no esta cerrado en el lado del quemador. En los intercambiadores de calor con fuego directo gran parte del calor se transfiere por radiaci n debido a la alta temperatura del gas. Una caracter stica del dise o de intercambiadores de calor es el procedimiento de especificar las dimensiones para luego calcular la transferencia de calor y perdida de presi n para posterior a ello verificar lo asumido; de ser as se aceptan los datos iniciales sino se los cambia hasta obtener una soluci n satisfactoria. El material para el tubo de fuego y la coraza se lo selecciona en base a los requerimientos que tiene que soportar: altas temperaturas y corrosi n. Los datos iniciales de di metros y longitud es debido a la cantidad de agua que tiene que calentar el equipo. Los elementos que contiene el calentador de agua se los dise a y dimensiona siguiendo las especificaciones del sistema de lavado de petr leo y con normas internacionales. El costo del nuevo intercambiador depende b sicamente de los materiales del cuerpo del calentador y del quemador. Para el buen funcionamiento del calentador se tendr a que realizar las conexiones de instrumentaci n y el ctricas as como de los elementos de seguridad. 97 5.2. RECOMENDACIONES El seguir utilizando intercambiadores de calor de tubos conc ntricos no es recomendable debido a los problemas que presenta: o Baja efectividad: La efectividad de los calentadores no supera el 60%. o Vida til baja: A los seis meses la efectividad disminuye a la mitad, despu s de un a o llega al 5% y no se puede seguir utiliz ndolos porque se taponan y/o se rompen. o Dificultad para su reparaci n: Si se rompen, se los vuelve a soldar esto cambia las propiedades del material, cristaliza el acero volvi ndolo fr gil y como consecuencia de ello disminuye su resistencia a la tensi n haci ndolo no apto para soportar los esfuerzos que tiene que soportar debido a los gradientes de temperaturas. Con la caracterizaci n f sico - qu mica del agua se obtiene la tendencia de la misma. Para que en los futuros calentadores se inyecte el qu mico adecuado para tratar esta agua y evitar el deterioro del equipo. Del an lisis cromatogr fico se desprende que el gas natural de algunas estaciones no es apto para utilizarlo como combustible (alto contenido de CO2, bajo poder cal rico) y en dichas estaciones no es recomendable utilizar calentadores. Si se requiere seguir construyendo calentadores con el mismo dise o artesanal, se tendr a que realizar mejoras tales como uso el de cabezas torisf ricas en lugar de las tapas actuales (boca de pescado) que se sueldan. Para resolver el problema de los esfuerzos t rmicos se tendr a que utilizar ranuras en las placas de las silletas en vez de los agujeros actuales de los pernos, esto da una mayor movilidad y permite a la tuber a externa dilatarse. Si bien el costo inicial es de +/- $110 000. USD, comparado con el costo de 4 calentadores artesanales, +/- $ 6 000 USD por cada uno, a los que se reemplazar (que deben reparase continuamente, ser reemplazados por: taponamientos, deformaciones del tubo de fuego, fatiga de material soldado sucesivamente, etc.), se justifica la inversi n por las facilidades del nuevo 98 dise o para efectuar el mantenimiento. Antes de una reparaci n mayor se estima en 7 a os su operaci n. El sitio por donde se tendr a que ingresar el agua caliente, en el wash tank es junto a la descarga de la bota de gas, por donde ingresa el volumen total de l quido a calentarse y debido a que el incremento de temperatura mejorar la acci n del qu mico demulsificante. Para precautelar el nuevo equipo: quemador, chimenea, elementos de instrumentaci n y conexiones el ctricas, se recomienda colocar el calentador bajo cubierta (techo de galvalumen). Esto reducir tambi n las perdidas de calor por convecci n entre el cuerpo y el medio ambiente en caso de lluvias. A futuro se tendr a que completar el presente proyecto de tesis con la ingenier a de detalle, es decir, con la construcci n del equipo. 99 BIBLIOGRAFIA AMERICAN METER COMPANY; Manual E-2 de constantes de medidores de orificio (orifice meter constants); 1958 ARNOLD, K.; Surface Production Operating; Volumen I; Gulf Company Publishing; 2 Edici n; Houston; 1986. ASHRAE; Systems and Equipments Handbook (SI); Quinta edici n; USA; 1981. CENGEL, Yunus - BOLES, Michael; Termodin mica; McGraw-Hill; M xico; 2000. COMIT DE LA AMERICAN GAS ASSOCIATION GAS MEASUREMENT, Informe N 3; Manual de medici n del gas natural por orificio (orifice metering); 1968. DIRECCION NACIONAL DE HIDROCARBUROS; Reglamento de operaciones hidrocarbur feras. Acuerdo Ministerial No. 389. RO/ 671 de 26 de Septiembre del 2002. G MEZ, J; Apuntes de Clase Manejo de la Producci n en la Superficie . Facultad de Ingenier a - UNAM 1984. GONZALEZ, Julio; Flujo multif sico y monof sico en redes de tuber a. INCROPERA, Frank - DEWITT, David; Fundamentos de Transferencia de Calor; Prentice Hall; 4 Edici n; M xico, 1999 KUONG, Javier; Applied Nomography; Gulf Publishing Company; Houston Texas, 1968. LANFRANCHI, Edalfo; Seminario taller explotaci n, almacenamiento y mejoramiento de crudos pesados. transporte, MART NEZ, Marcias; Dise o conceptual de separadores; Ingenieros y consultores, SRL; Maracaibo. MEGYESY, Eugene; Manual de Recipientes a presi n; Editorial Limusa; 4 Edici n; M xico; 1998. PATTON, Charles; Applied Water Technology; Campbell Petroleum Series; U.S.A; 1995. TUBULAR EXCHANGER MANUFACTURERS ASSOCIATION; Standard of the tubular exchanger manufacturers association; 7 edici n; New York; 1988. INDICE DE ANEXOS N 1 Plano del Wash tank de la estaci n Sacha central N 2 Hoja t cnica de demulsificante de Baker Petrolite N 3 An lisis f sico-qu mico del agua N 4 Cromatograf a de gases N 5 Hoja t cnica de tuber as API 5L N 6 Cat logo de v lvulas de control marca AMOT N 7 Mediciones de campo N 8 Manual term metro infrarrojo marca Cole Parmer N 9 Balance de Gas N 10 Manual y curvas de las bombas marca DURCO N 11 Eficiencia de juntas N 12 Propiedades de los aceros inoxidables N 13 Factor de correcci n para un intercambiador de flujo cruzado y tubo en U N 14 Forecast N 15 An lisis f sico-qu mico de petr leo de Shushufindi N 16 Catalogo de quemador marca POWER FLAME N 17 Plano de proceso N 18 Plano de conjunto N 19 Plano del cuerpo o coraza N 20 Plano del tubo de fuego ANEXO N 1 PLANO DEL WASH TANK DE LA ESTACI N SACHA CENTRAL ANEXO N 2 HOJA T CNICA DE DEMULSIFICANTE DE BAKER PETROLITE ANEXO N 3 AN LISIS F SICO-QU MICO DEL AGUA PETROPRODUCCION INGENIER A DE PETR LEOS AN LISIS F SICO-QU MICO AGUA DE FORMACION LUGAR DEL MUESTREO: FECHA DEL MUESTREO: FECHA DEL ANALISIS : TK DE LAVADO LAGO NORTE 10/ENERO/2005 10/ENERO/2005 UNIDADES ESTACI N LAGO NORTE TEMPERATURA C 33 PH _ 6,4 HIERRO Ppm 7,12 TURBIDEZ ALCALINIDAD TOTAL NTU ppm CaCO3 136 1300 ALCALINIDAD BICARBONATOS ppm HCO3 1586 DUREZA TOTAL ppm CaCO3 4000 DUREZA CALCICA ppm CaCO3 2666,6 DUREZA MAGNESICA ppm CaCO3 1333,3 Ca++ 1066,64 PAR METROS CALCIO ++ CONDUCTIVIDAD Mg Umhos 319,99 2033,3 CLORUROS ppm Cl- 8616,66 SULFATOS ppm SO4= ALPHA 42,5 ALPHA 12 MAGNESIO COLOR APARENTE COLOR VERDADERO INOBJETABLE SABOR HIDROCARBUROS OLOR S LIDOS SUSPENDIDOS TOTALES S LIDOS DISUELTOS TOTALES CLORURO DE SODIO pHs (SATURACION) TENDENCIA DEL AGUA Lcdo.: Leopoldo Simisterra 250 SST 20 SDT ppm NaCl 120 14217,5 6,14 INCRUSTANTE ANALISIS FISICO QUIMICO DEL AGUA CAMPO LIBERTADOR ESTE NOVIEMBRE FECHA LOCACION pH T , oC C CLORUROS mg/l Cl - ALCALINIDAD DUREZA TOTAL DUREZA CALCICA DUREZA MAGNESICA mg/l CaCO 3 mg/l CaCO 3 mg/l CaCO 3 mg/l CaCO 3 HIERRO 2+ mg/l Fe 2+ SULFATOS mg/l SO4 2- RESIDUAL DE INHIBIDOR DE ESCALA P. CABEZA TURBIEDAD ppm INHIB. Psi NTU .ppm .ppb .ppm ACEITE EN AGUA OXIGENO DISUELTO H2S CUYABENO octubre 10, 2005 20/10/2005 noviembre 7, 2005 PROMEDIOS SUCCION CUYABENO 6,2 68 6,7 68 11500 6,5 70 11200 1970 2440 1820 1800 150 640 5 8,5 265 200 19,95 1500 1200 271 583,68 40 40 0,5 1240 1190 11350 1215 2205 1810 395 6,75 232,5 19,95 1350 271 583,68 40 0,3 10900 11000 1170 1270 1920 2440 1770 1800 150 640 4,5 4,5 205 200 17,95 1240 1020 221 14,74 40 40 0,7 66,66667 CUY 05 5,9 67 6,8 66 6,4 66 10950 1220 2180 1785 395 4,5 202,5 17,95 1130 221 14,74 40 1,85 10950 10900 1000 1240 1970 2590 1780 1800 190 790 5,75 4,25 190 200 17 1250 1040 2340 724,74 40 40 0,3 6,366667 66,33333 10925 1120 2280 1790 490 5 195 17 1145 2340 724,74 40 2,65 6,466667 68,66667 noviembre 7, 2005 6,1 6,7 6,4 PROMEDIOS 6,4 octubre 10, 2005 20/10/2005 octubre 10, 2005 20/10/2005 noviembre 7, 2005 PROMEDIOS 68 66 66 0,3 3 5 SANSAHUARI octubre 10, 2005 20/10/2005 PROMEDIOS Succion SSH 6,5 55 6,9 50 1240 2320 1910 410 3,85 265 24,4 770 740 232 225,79 100 80 0,5 9550 6,7 52,5 9550 1240 2320 1910 410 3,85 265 24,4 755 232 225,79 90 1 100 0,5 340 4 250 21,6 700 325 54,47 80 2 340 4 250 21,6 675 325 54,47 90 2 100 0,7 43,85 1100 216 82,37 80 1,5 1 SSH 01 20/10/2005 6,5 6,9 48 48 9700 1280 2250 1910 PROMEDIOS 6,7 48 9700 1280 2250 1910 octubre 10, 2005 650 VHR SUCCI N octubre 10, 2005 6,7 69 20/10/2005 6,8 69 12450 1220 2920 2570 350 4,6 350 1100 noviembre 7, 2005 6,7 69 2610 110 2880 2180 700 6,5 375 PROMEDIOS 6,7 69 7530 665 2900 2375 525 5,55 362,5 43,85 1100 216 82,37 90 1,5 1020 1000 160 51,58 100 80 0,5 33,6 33,6 1010 160 51,58 90 1,75 VHR 10 20/10/2005 6,8 6,9 60 60 12650 1190 2890 2570 320 3,3 350 noviembre 7, 2005 6,7 59 2410 1120 2880 2250 630 10,25 425 PROMEDIOS 6,8 59,6666667 7530 1155 2885 2410 475 6,775 387,5 octubre 10, 2005 3 ANEXO N 4 CROMATOGRAF A DE GASES LABORATORIO DE CORROSI N LAGO AGRIO CROMATOGRAFIA DE GASES DEL DISTRITO AMAZONICO MUESTRA TOMADA SALIDA DE SEPARADORES 2005 AREA SHUSHUFINDI AUCA LAGO Sp.Gr 10,637 P.S.C. P.C.N. N OCT Z Ug Cg Bg G.P.M. 1,206 T.S.C. ATACAPI PICHINCHA PARAHUACO SECOYA SHUARA SANSAHUARI SHUSHUQUI CUYABENO FRONTERA TETETE VHR Tcnlgo: Franklin P rez (Psi) ( F) CO2 N2 C1 C2 C3 IC4 NC4 IC5 NC5 44,7 116 15,99 2,10 35,01 11,09 21,07 3,54 7,77 1,83 1,6 43,7 124 10,48 1,57 62,49 9,641 9,09 1,53 3,74 0,68 0,32 0,902 4,711 26,118 440,949 697,290 1148,120 99,364 0,991 0,0109 0,0231 0,3748 38,7 104 13,32 2,32 40,69 11,76 19,15 2,87 6,74 1,64 1,51 1,135 9,465 32,869 508,951 694,804 1409,367 90,477 0,986 0,0097 0,02620 0,4067 38,7 106 16,53 1,95 29,88 10,09 21,47 3,82 10,48 2,91 2,87 1,298 12,546 37,587 552,493 696,143 1576,299 84,317 0,983 0,0092 0,02630 0,4066 32,7 88 11,98 1,93 36,41 12,99 21,72 3,38 8,11 1,84 1,64 1,185 10,889 34,316 526,902 686,352 1518,645 91,54 0,0986 0,0092 0,03103 0,4674 38,7 98 5,58 3,94 60,07 8,52 12,66 2,72 4,27 1,21 1,03 0,933 6,525 27,013 448,088 667,534 1270,262 101,139 0,990 0,0103 0,02610 0,4038 39,7 100 5,73 4,25 59,9 8,82 12,41 2,51 4,13 1,26 0,99 0,930 6,347 26,922 446,478 668,284 1257,629 100,684 0,990 0,0103 0,02545 0,3950 34,7 112 5,10 2,0 52,67 12,58 16,90 3,52 5,05 1,35 0,83 1,003 8,175 29,034 477,526 666,518 1412,126 101,942 0,990 0,0103 0,02912 0,4616 44,7 125 6,38 2,98 56,08 9,08 14,78 3,36 5,07 1,42 0,85 0,981 7,58 28,417 464,833 669,696 1336,533 100,388 0,989 0,0106 0,02262 0,3661 38,7 112 6,93 9,41 68,84 5,05 4,81 1,23 1,66 1,15 0,92 0,813 2,999 23,54 394,318 671,497 982,453 96,644 0,994 0,0110 0,02600 0,4156 39,7 98 23,92 2,43 37,65 11,09 15,16 2,21 5,30 1,18 1,06 1,148 7,369 33,241 503,088 743,362 1181,626 79,662 0,987 0,0095 0,02551 0,3926 40,7 95 18,02 1,63 40,19 11,54 16,64 2,49 6,45 1,59 1,45 1,140 8,520 33,03 507,553 717,228 1318,921 86,507 0,986 0,0095 0,02493 0,3803 94 6,95 2,08 49,44 13,17 17,41 2,54 5,74 1,39 1,28 1,034 8,390 29,940 485,614 673,48 1413,64 99,128 0,983 0,0098 0,02050 0,3101 44,7 82 8,1 2,01 46,74 11,89 18,16 2,9 6,51 1,94 1,75 1,082 67,414 31,331 497,515 674,126 1457,511 97,149 0,983 0,0094 0,02277 0,3371 58,7 76 9,01 2,88 49,34 10,81 16,68 2,68 5,79 1,51 1,30 1,044 44,55 30,235 483,111 679,322 1368,533 96,224 0,979 0,0095 0,01741 0,2528 36,7 98 14,8 2,49 46,73 10,38 14,61 2,57 5,28 1,59 1,55 1,074 130,051 31,092 486,899 704,403 1283,479 90,313 0,989 0,0098 0,02756 0,4504 34,7 100 4,7 1,33 45,71 13,33 20,44 3,24 7,64 1,91 1,70 1,095 144,994 31,713 507,386 659,356 1565,508 100,858 0,987 0,0097 0,02921 0,4504 42,7 CENTRAL SUR NORTE 1 NORTE 2 PUCUNA LIBERTADOR PESO PORCENTAJE MOLAR TEMP 49,7 SUROESTE SUR CENTRAL NORTE AGUARICO SUR CENTRAL CULEBRA YULEBRA YUCA CONONACO NORTE CENTRAL GUANTA SACHA PRES. 90 14,74 2,09 39,05 10,42 19,12 2,99 8,08 1,81 1,70 1,169 10,049 33,858 517,163 698,033 1429,357 88,712 0,983 0,0093 0,02383 0,3582 38,7 96 28,43 1,21 28,24 10,61 17,15 2,51 7,41 2,08 2,36 1,281 9,477 37,095 540,141 755,649 1288,409 73,604 0,985 0,0091 0,02624 0,4002 39,7 80 19,37 1,83 35,16 11,61 17,23 2,85 7,76 2,15 2,04 1,207 9,630 34,948 524,757 717,962 1380,815 83,501 0,983 0,009 0,02562 0,3784 58,7 110 25,86 2,30 38,17 10,02 16,99 1,78 4,52 1,14 0,88 1,174 7,257 34,000 505,114 748,673 1176,195 76,467 0,982 0,0097 0,0173 0,2699 54,7 90 50,87 1,56 21,16 7,18 11,15 1,79 4,25 1,05 0,99 1,322 5,727 38,272 531,141 856,214 823,967 50,537 0,981 0,0089 0,0186 0,2792 36,7 114 49,81 1,77 15,38 5,39 13,57 3,09 6,85 2,21 1,93 1,424 8,399 41,246 559,264 841,021 993,547 49,356 0,987 0,0090 0,0276 0,4367 MOLEC G.R. Psi a. Btu/scf calcul adimen cp. 1/psi ft3/scf 34,905 527,825 702,063 1452,838 86,649 0,984 0,0097 0,02274 0,3586 NO SE CUENTA CON LAS FACILIDADES PARA TOMA DE MUESTRA 38,7 98 9,32 2,45 41,74 12,96 19,65 2,9 7,33 2,06 1,59 1,126 9,98 32,615 94,412 677,050 1487,067 94,412 0,985 0,0096 0,02623 0,4109 39,7 120 38,75 2,1 19,38 6,90 16,53 3,62 7,87 2,47 2,38 1,391 9,964 40,284 558,836 791,733 1195,808 60,489 0,986 0,0092 0,02556 0,4073 46,70 140 46,36 1,60 17,06 5,62 14,11 3,48 9,31 3,02 3,44 1,444 10,292 41,827 569,874 803,529 1196,748 56,362 0,984 0,0094 0,02177 0,3576 36,7 178 81,90 0,97 3,50 0,95 3,12 1,36 3,65 2,23 2,32 1,544 4,105 44,732 564,708 980,824 438,630 16,202 0,991 0,0098 0,02749 0,4875 39,7 118 28,35 12,07 20,46 6,77 17,11 3,72 7,82 1,95 1,75 1,315 9,722 38,089 522,115 733,993 1175,864 61,414 0,987 0,0094 0,02552 0,4066 ANEXO N 5 HOJA T CNICA DE TUBER AS API 5L ESPECIFICACI N Clase de Tubo PSL 1 API 5L PSL 2 PROPIEDADES MEC NICAS Esfuerzo de Esfuerzo de Credencia (KSI) Tensi n (KSI) S Max Min Max Min Max 0,03 25 45 0,03 30 48 0,03 35 60 0,03 42 60 0,03 46 63 0,03 52 6 0,03 56 70 0,03 60 75 0,03 65 77 0,03 70 82 0,015 35 65 60 110 0,015 42 72 60 110 0,015 46 76 63 110 0,015 52 77 66 110 0,015 56 79 71 110 0,015 60 82 75 110 0,015 65 87 77 110 0,015 70 90 82 110 0,015 80 100 90 120 COMPOSICI N QU MICA (%) Grado C Max Mn Max P Max A25 0,21 0,6 0,03 A 0,22 0,9 0,03 B 0,26 1,2 0,03 X 42 0,26 1,3 0,03 X 46 0,26 1,4 0,03 X 52 0,26 1,4 0,03 X 56 0,26 1,4 0,03 X 60 0,26 1,4 0,03 X 65 0,26 1,45 0,03 X 70 0,26 1,65 0,03 B 0,22 1,2 0,025 X 42 0,22 1,3 0,025 X 46 0,22 1,4 0,025 X 52 0,22 1,4 0,025 X 56 0,22 1,4 0,025 X 60 0,22 1,4 0,025 X 65 0,22 1,45 0,025 X 70 0,22 1,65 0,025 X 80 0,22 1,85 0,025 H40 - - 0,03 0,03 40 80 60 - API 5CT J55 - - 0,03 0,03 55 80 75 - K55 - - 0,03 0,03 55 80 95 - PRUEBA NO DESTRUCTIVA PRUEBA DE APLASTAMIENTO PRUEBA HIDROST TICA DIAMETRO EXTERIOR ESPESOR GRADO GRADO H=Distancia entre superficies exteriores P= Presi n de Prueba (P.S.I) BO X42 O H=Distancia entre superficies interiores ULTRASONIDO RAYOS-X S= ESFUERZO PERMITIDO (P.S.I) EXTREMOS (Pulgadas) CUERPO (Pulgadas) NPS MENOR MENOR D=Di metro exterior, D=Di metro Interior Porcentaje de esfuerzo de - 1/64 >20" 0.75% 15% 15% 10 3/4" cedencia m nimo 1/16 0,75% >20" -12,50% -12,50% especificado - 1/32 20 y 36" -0,25% 17,50% 19,50% >10 3/4 Y 20 3/32 1/4 20" -12,50% -8,00% Estandar - 1/32 - 1/8 Prueba Alternativa >36" >20" Y 42 Tama o 3/32 Presi n Prueba presi n Soldadura de Grado Soldadura de Resistencia 5 9/16 a 60 - 1/32 >42" A 25 arco el ctrica o arco rea de soldadura H=2/3 sumergido sumergido Lado Opuesto a la Soldadura H= 1/3 deber ser deber n 2 3/8 b 60 75 3/32 A La Prueba debe hacerse alternativamente inspeccionado inspeccionarse con la soldadura a 0 y a 90 el 100% de la 8" de cada longitud del extremo cord n 2 3/8 b 60 75 B 5 9/16 60 c 75 a X 42 >5 9/16 y 8 5/8 75 c 75 a Hasta > 8 5/8 y <20 85 c 85 a X 80 20 90 c 90 a P=Presion PSI, Yp= D/t 16 H=0.5D Esfuerzo de cedencia Deber ser No menor de 12.5% del 0.031" D/t 16 H=D (0.830-0.0206 D/t) < 4 1/2" especificado PSI, t= inspeccionado P=2(fx Yp t)/D espesor nominal Espesor especificado in, el 100% de la 1.00,-0.50%D D/t 16 H=0.65D 4 1/2" especificado D=Di metro exterior long. del cord n especificado in. D/t 16 H=D (0.980-0.0206 D/t) A53 A B 0,25 0,3 0,95 1,2 0,05 0,05 0,045 0,0045 30 35 48 60 Aplicar para tuber a con espesor extra reforzado y ligero, NPS > 2", rea de soldadura H=2/3, metal base H=1/3 del di metro, la prueba deber ser alternada con la soldadura a 0 y a 90 PRESION M XIMA NPS < 3" P=2500 NPS > 3" P=2900 A120:84 La composici n qu mica y propiedades mec nicas estar n en funci n del acero ordenado - P= 2S T/D A134 La composici n qu mica y propiedades mec nicas estar n en funci n del acero ordenado - P= 2S T/D A135 ASTM A139 A B 0,25 0,3 0,95 1,2 0,035 0,35 0,035 0,35 30 35 48 60 A B C D E A B C D 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,27 0,3 1 1 1,2 1,3 1,4 1,4 - 0,035 0,035 0,035 0,035 0,035 0,045 0,045 0,045 0,045 0,035 0,035 0,035 0,035 0,035 0,045 0,045 0,045 0,045 30 35 42 46 52 33 42 46 36 48 60 60 60 66 45 58 62 58 rea de soldadura H=2/3, Metal base H= 12/3, o 5t, cualquiera que sea mayor la prueba deber ser alternada con la soldadura a 0 y a 90 P= 2S T/D - P= 2S T/D P=Presion PSI, S= Esfuerzo de Fibra 18 KSI, t= Espesor especificado in, D=Di metro exterior especificado in. P=Presion PSI, S= Esfuerzo de Fibra 18 KSI, t= Espesor especificado in, D=Di metro exterior especificado in. P=Presion PSI, S= Esfuerzo de Fibra 18 KSI, t= Espesor especificado in, D=Di metro P=Presion PSI, S= Esfuerzo de Fibra 18 KSI, t= Espesor especificado in, D=Di metro exterior especificado in. - - En tuber a NPS 2 y mayores, el di metro exterior no debe variar m s de 1%, del di metro especificado No menor de 12.5% del espesor nominal especificado Longitud Individual no debe variar mas de 10% - En tuber a NPS 2 y mayores, el di metro exterior no debe variar m s de 1%, del di metro especificado No menor de 12.5% del espesor nominal especificado Longitud Individual no debe variar mas de 10% - La circunferencia exterior del tubo no debe variar mas de 5.0% del di metro nominal - El di metro exterior del tubo no bebe variar mas de 1.0% del di metro nominal No menor de 12.5% del espesor nominal especificado - La circunferencia exterior del tubo no debe variar mas de 1.0% del di metro nominal. Pero no debe exceder de 3/4" No menor de 12.5% del espesor nominal especificado NPS 2 Y mayores 0.75% No menor de 10% del espesor nominal especificado - A671 La composici n qu mica y propiedades mec nicas estar n en funci n del acero ordenado - - - A672 La composici n qu mica y propiedades mec nicas estar n en funci n del acero ordenado - - - A984 35 45 55 65 80 0,22 0,22 0,22 0,22 0,22 - 0,025 0,025 0,025 0,025 0,025 0,015 0,015 0,015 0,015 0,015 35 45 55 65 80 70 72 80 85 97 60 65 70 75 90 Ductilidad H=3.05t (0.05+t/D) - P= 2S T/D P=Presi n m nima 3,000 PSI Max Di metro Punto de cedencia min 75% NPS 5 a 8 85% NPS < 8 a 18 90% NPS > 18 Soldadura de Resistencia el ctrica deber ser inspeccionado el 100% de la longitud del cord n La circunferencia exterior del tubo no debe variar mas de 5% del di metro nominal El espesor y peso estan en funci n de la especificaci n de acero ordenado No menor de 0.010" del espesor nominal especificado No menor de 0.010" del espesor nominal especificado La circunferencia exterior del tubo no debe variar mas de 5% del di metro nominal Para NPS 20 y menores deber permitir el paso de un anillo con di metro no m ayor del especificado. Una distancia de 4 in. de cada No menor de 8% del espesor extremo nominal especificado Para NPS mayor de 20 se deber medir con cinta de di metros LONGITUD M XIMA Ft 20 m 6 Ft 9 m 2,74 Ft 22,5 m 6,86 40 12 14 4,27 45 13,72 15 18 24 17,5 21 28 5,33 6,4 8,53 55 65 85 16,76 19,81 25,91 16 4,88 25 7,62 25 7,62 34 10,36 34 10,4 48 16,63 Rango1 Longitud Individual + Rango2 6.5%, -3.5% por partida Rango 3 ordenada -1.75% - rea de soldadura H=2/3 a 90 , ductibilidad H=1/2, aplanado completo para sanidad A500 LONGITUD M NIMA 50 60 80 Longitud Individual grado A-25 = + 10%, 5% Longitud Individual otros grados = +10%, 3.5% Por partida Ordenada -1.75% 1% de la circunferencia nominal o 1/2" cualquiera que sea menor Soldaduras por resistencia el ctrica deber n ser inspeccionadas al 100% por m todos ultras nicos LONGITUD LONGITUD NOMINAL En soldaduras: 100% en circunferencial y 10% en longitudinal La composici n qu mica y propiedades mec nicas estar n en funci n del acero ordenado API 2B PESO La longitud no debe variar mas de 1.5" por cada 10 pies de tuber a Longitud random en tubo extra resistente 95% 12 to 22 Ft 5% 6 to 12 Ft Doble random en No menos de 22 Ft con tubo extra resistente promedio de 35 Ft min. No menos de 22 Ft con promedio de 35 Ft min. Doble random en No menos de 20 Ft con tubo extra resistente promedio de 29 Ft min. No mas del 5% puede estar abajo de 25 Ft C dula 10 10% otra Promedio de 38 Ft o mayor, 20 Ft m nimo. No c dula diferente a la 10 mas del 5% puede estar debajo de 32 Ft. no debe variar mas de C dula 10 debe de ser de 16 y 22 Ft 3.5% Cualquier tubo +10% Promedio de 29 Ft o mayor, 20 Ft m nimo. No 0.188" y menor +5% mas del 5% puede estar debajo de 25 Ft Mayor de 0.188" +5.5% - - - Longitud Individual +10% - 3.5% Ft 20 40 m 6 12 Ft 22 22 m 6,7 6,7 Ft 44 m 13,4 La longitud de tuber a con extremos maquinados debe ser acordada entre cliente y fabricante La longitud de tuber a con extremos maquinados debe ser acordada entre cliente y fabricante Ft 20 40 50 60 80 m 6 12 15 18 24 Ft 9 14 17,5 21 28 m 2,74 4,27 5,33 6,4 8,53 Ft 22,5 45 55 65 85 m 6,86 13,72 16,76 19,81 25,91 ANEXO N 6 CAT LOGO DE V LVULAS DE CONTROL MARCA AMOT AMOT CONTROLS Quality and reliability for over 50 years 2180C Ductile Iron 2180D Cast Steel OPERATION The 2180 Series pilot operated 2 way gas valves upon operation shut off the gas supply and vent the downstream pipe ensuring rapid gas evacuation from critical areas. FEATURES APPLICATIONS Compact Design Gas shut off valve No adjustments required Gas engine fuel shut off valve Replaceable rubber valve seats Gas turbine fuel shut off valve Large capacity double seated valve Air starting valve Large vent port SPECIFICATIONS 2180C Valve Body .........................................................................................................................................Ductile Iron Diaphragm Housing .....................................................................................................................Cast Aluminium Valve Seats.....................................................................................................................................Viton or Nitrile Standard Diaphragm, Dynamic Seals & Vent Seal ...........................................................................Viton or Nitrile Valve Rating ..............................................................................................................................125 psi (862 kPa) Minimum Diaphragm Pressure for Full Stroke ...............................................................................20 psi (138 kPa) Maximum Continuous Diaphragm Pressure ..................................................................................80 psi (552 kPa) Flow Coefficient 2 Valve .......................................................................................................................Cv = 85 Flow Coefficient 3 Valve .....................................................................................................................Cv = 110 Net Weight 2 Valve .....................................................................................................................45 Ibs (20 kg) Net Weight 3 Valve .....................................................................................................................60 Ibs (27 kg) SPECIFICATIONS 2180D Valve Body.............................................................................................................................................Cast Steel Diaphragm Housing..........................................................................................................................Pressed Steel Valve Seats.....................................................................................................................................Viton or Nitrile Standard Diaphragm, Dynamic Seals & Vent Seal ...........................................................................Viton or Nitrile Minimum Diaphragm Pressure for Full Stroke for 150 psi Valve...................................................................................20 psi (138 kPa) for 300 psi Valve...................................................................................40 psi (276 kPa) Maximum Continuous Diaphragm Pressure ..................................................................................80 psi (552 kPa) Valve Working Pressure Rating for 150 Ib Flanged Valve...................................................................150 psi (1033 kPa) for 300 Ib Flanged Valve...................................................................300 psi (2067 kPa) Flow Coefficient 2 Valve .......................................................................................................................Cv = 85 Flow Coefficient 3 Valve .....................................................................................................................Cv = 110 Net Weight 2180D2 .....................................................................................................................52 Ibs (24 kg) Net Weight 2180D3 .....................................................................................................................57 Ibs (26 kg) Net Weight 2180D5 .....................................................................................................................75 Ibs (34 kg) Net Weight 2180D6 .....................................................................................................................81 Ibs (37 kg) I* PS I* 30 20 E 40 E SI Z 5 2 SIZ E 6 2 PRESSURE DROP (PSI) 7 PS I* OPERATION GRAPH 4 2 IZ S 3 PS 20 IZE S IZE S 3 IZE I* PS 30 40 I* PS PSI* 3 S 3 2 *VALVE INLET PRESSURE (PSI) 1 0 40,000 50,000 60,000 70,000 80,000 90,000 100,000 110,000 120,000 CUBIC FEET/HOUR NATURAL GAS AT 60 F AND .65 SPECIFIC GRAVITY DIMENSIONS 2180C 2180D STD ASA 125 FLANGE 1/2 NPT CONTROL PRESS CONN. MARKED P 45 J 71/8 D F J 45 71/2 DIA C T POSITION INDICATOR B D F MARKED VENT A G H OUTLET E 3/8 NPT CONTROL PRESS CONN (MARKED P ) INLET OUTLET G ASA 150 PSI FLANGE 221/2 C 1/16 T The Valve Inlet to Outlet ports are open when the position indicator is extended. MARKED VENT B E A ASA 300 PSI FLANGE MODEL NO 2180C2 2180C3 MODEL No. 2180D2 VALVE SIZE 2 3 VALVE SIZE 2 2 3 3 ANSI FLANGE 150 psi 300 psi 150 psi 300 psi FACE TO FACE A 194 (7-5/8) 219 (8-5/8) CL TO INLET B 98 (3-7/8) 117 (4-5/8) DEPTH C 159 (6-1/4) 194 (7-5/8) HEIGHT D 200 (7-7/8) 213 (8-3/8) VENT SIZE E 1 NPT 1-1/2 NPT BOLT CIRCLE F 121 (4-3/4) 152 (6) FLANGE DIAMETER G 152 (6) 191 (7-1/2) DIA. OF HOLES J 19 (3/4) 19 2180D3 2180D5 2180D6 (3/4) FACE TO FACE Dimensions in millimetres 16 (5/8) 19 152 HEIGHT D 191 (7-1/2) 191 (7-1/2) 203 VENT SIZE E E 1 NPT BOLT CIRCLE F 121 (4-3/4) 127 G 153 H 92 (3-5/8) 92 (3-5/8) 127 DIA. OF HOLES T C FACE DIAMETER MIN. THICKNESS 105 (4-1/8) 105 (4-1/8) 127 FLANGE DIAMETER 4 B DEPTH 4 225 (8-7/8) 225 (8-7/8) 273(10-3/4) 273(10-3/4) CL TO INLET NO. OF HOLES A J 19 19 (3/4) 19 (3/4) 8 4 NO. OF HOLES (3/4) Inches in ( ) MIN. THICKNESS (6) 152 1 NPT (6) (3/4) Dimensions in millimetres 22 (7/8) (5) 187 (7-3/8) 187 (7-3/8) (8) 1-1/2 NPT (5) 127 153 (6) 203 (8) 1-1/2 NPT 168 (6-5/8) 165 (6-1/2) 191 (7-1/2) 210 (8-1/4) 4 T (6) (5) 22 (7/8) (5) 127 (5) 22 (7/8) 8 28.5 (1-1/8) 28.5 (1-1/8) Inches in ( ) TYPICAL PIPING DIAGRAM AMOT TEMP . VALVE 2230 GOVERNOR OVERSPEED SHUTDOWN AMOT ORIFICE 1748 AMOT SAFETY CONTROL 1476 A 1/2 PRESS REDUCING VALVE 3-WAY SOLENOID MANUAL REMOTE SHUTDOWN VALVE LUBE OIL DRAIN TO SUMP VENT LUBE OIL PRESSURE FROM ENGINE AMOT AIR OR GAS SUPPLY 2180 FROM GAS SUPPLY GAS TO ENGINE VENT This system will shut down the engine by closing off the gas supply in the event of high water jacket temperature or low oil pressure. Other sensors may be added for overspeed, bearing temperature, compressor interstage pressure, exhaust temperature, crankcase pressure, water pump differential pressure, vibration, and a variety of other parameters. MODEL CODE SYSTEM MODEL 2180C 001 ( ) CODE NO. SIZE DYNAMIC SEALS FINISH SPECIAL REQUIREMENTS 001 007 010 013 021 024 027 030 2 2 2 2 3 3 3 3 Buna N Buna N Viton Viton Buna N Viton Buna N Viton Standard Gulfproofed Gulfproofed Standard Standard Standard Gulfproofed Gulfproofed (MTO) Made to Order MODEL 2180D TABLE A BODY TABLE B THREAD & FINISH Code No. Flange Size Code No. Threads 2 150 psi 2 1 3 300 psi 2 2 5 150 psi 300 psi 1 A TABLE C SEAL MATERIAL Finish Code No. Standard A Gulfproofed B ) SPECIAL REQUIREMENTS (MTO) Made to Order Buna N NPT ( Material NPT 3 6 3 Viton 3 This sheet is distributed for information purposes only. It is not to be construed as becoming part of any contractual or warranty obligations of Amot Controls Limited, unless expressly so stated in a sales contract. Amot Controls Limited reserves the right to make product design changes at any time without notice. V3-003-10/05 Rev 1 ANEXO N 7 MEDICIONES DE CAMPO DATOS DE CAMPO Sur Pucuna Auca Sur Central Shushufindi Aguarico 900 635 941 949 903 942 834 720 925 930 830 910 920 940 948 930 980 605 807 900 890 785 520 618 530 492 520 610 620 636 800 809 710 547 700 685 411 720 456 489 Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std Std El material del tubo externo y del tubo interno es de acero al carbono API 5L 14 14 14 14 14 14 14 14 12 12 14 12 12 14 14 14 14 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 14 120 12 12 120 120 100 50 50 150 150 150 150 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 50 6,30 9,40 6,20 6,40 8,50 6,35 6,40 8,74 8,22 8,30 8,33 7,92 6,30 7,16 7,05 8,90 8,90 4,30 6,50 6,70 5,91 6,12 50,00 130,00 57,40 62,00 62,00 62,00 62,00 62,00 62,00 104,00 104,00 56,00 56,00 56,00 56,00 8,95 8,95 110,00 110,00 76,50 53,00 53,00 GAS MPCD CEDULA OUT ( F) 90,7 106,4 107,3 106 111 116,7 141 114 125 108 122,5 114 135 99,7 107,8 113,7 112,1 106 100,6 113,5 (') IN ( F) 87,8 97,6 104,5 98,7 107,5 109,8 120,5 108,7 116 102 110 103,8 111 97,6 103,2 103,8 108,1 92,6 99,3 97,2 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 26 10 26 10 26 26 DEL CALENTADOR AL WT (m) Norte 2 630 489 LONGITUD CALENTADOR (m) Sacha 700 900 AGUA CAUDAL (GPM) Norte 1 102,1 98,8 TUBO INTERNO CEDULA Central 97,4 89 TUBO EXTERNO (') Guanta OUT ( F) ESTACION CAMPO Lago Agrio Central Norte IN ( F) TEMPERATURA TEMPERATURA DE AGUA DE GASES UBICACI N 60 30 60 32,25 32,25 32,25 32,25 125 125 20 25 23,5 23,5 23,5 23,5 23,5 23,5 56 56 48 150 150 ANEXO N 8 MANUAL TERM METRO INFRARROJO ANEXO N 9 BALANCE DE GAS ANEXO N 10 MANUAL Y CURVAS DE LAS BOMBAS MARCA DURCO ANEXO N 11 EFICIENCIA DE JUNTAS ANEXO N 12 PROPIEDADES DE LOS ACEROS INOXIDABLES ANEXO N 13 FACTOR DE CORRECCI N PARA UN INTERCAMBIADOR DE FLUJO CRUZADO Y TUBO EN U ANEXO N 14 FORECAST ANEXO N 15 AN LISIS F SICO-QU MICO DE PETR LEO DE SHUSHUFINDI ANEXO N 16 CATALOGO DE QUEMADOR MARCA POWER FLAME MODEL CGO MODEL CGO HTD FORCED DRAFT BURNERS GAS LIGHT OIL 98,000 19,100,000 BTU/HR. Power Flame s Versatile High Performance Gas-Light Oil Burner Adjustable Premix Firing Head Produces optimum fuel-air mixture within the premix combustion zone* Circular Furnace Opening No special cutting of combustion chamber front plate Low Gas Pressure Firing Head Added flexibility of application for low gas pressure conditions* The Power Flame Model CGO dual fuel burner presents optimum state-of-the-art design for maximum combustion efficiency and operating dependability. These packaged combustion systems will fire all types of gaseous fuels, as well as #2 or similar distillate liquid fuels. The Model CGO HTD (High Turndown) will fire natural gas at turndowns up to 10 to 1. The flame retention firing head incorporates a single nozzle pressure atomizing assembly for liquid fuels and a nozzle mix multiport combustor for gaseous fuels. The unique air sandwich firing head design produces full range stable performance in both positive or negative combustion chambers. Operating system adjustments have been minimized to provide troublefree start up and operation. The Model CGO provides efficient combustion without the aid of refractory or other costly flame support devices. Options include the premix and low gas pressure firing heads for limited size combustion chamber configurations or low gas pressure conditions. Modular design produces added flexibility for a wide range of optional features. All Power Flame packaged combustion systems are factory fire-tested. Alpha System LED indicators, switches and operator annunciator. (Optional additional 6-light board shown on right.) Characterized Fuel Metering Varicam provides adjustable and accurately repeatable fuel-air ratios throughout the firing range* Total Access Panel Swing out, easily removable top and front panels give total access to state-of-the-art, compact DIN rail mounted components *Optional Graphic Burner Management System Director graphic annunciation of critical burner functions* CGO-1090 Rev. 1005 The optional Varicam has 14 adjustable setpoints to maintain optimum fuel/air ratios from low to high fire settings. STANDARD EQUIPMENT Alpha System LED indicators (power, demand, main fuel, FSG alarm, customer selectable) & control switch Pressure regulators, pilot and main gas cocks Oil valve, nozzle assembly, manual fuel selector switch Air safety switch & leakage test cock Gas electric pilot and gas ignition transformer C4-GO-30 C7-GO-30 C3-GO-20 C1-GO-10 C3-GO-25 C5-GO-30(B) C8-GO-30 C1-GO-12 C2-GO-15 C2-GO-20A C2-GO-20B C3-GO-25B C4-GO-25 C6-GO-30 ADDED FEATURES X-Standard O-Optional NA-Not Available Flame Safeguard with UV and prepurge with interrupted pilot On-Off diaphragm gas valve with fixed air control manual adjustment Low-Hi-Off motorized gas valve with automatic air control Low-Hi-Low motorized gas valve with automatic air control Modulation with automatic air control Integral 2 stage fuel unit (C1, C2 single stage) Remote mounted 2 stage fuel unit (single stage for C6-C8) Dual gas B and dual oil safety valves High and Low gas pressure switches Direct spark ignition (oil) Low fire oil start with automatic air control Man/Auto switch - manual potentiometer - modulation only A Postpurge standard on C2-GO-20B and all C3 to C8 models X X O O O X O X O O O X X NA X O O X O X O O X X AX NA X O O X O X X O X X AX NA X O O X O X X O X X AX NA X O O X O X X O X X AX NA NA NA X NA X X X O X X AX NA NA NA X NA X X X O X X B 5,000 MBH and below may be replaced by one (1) proof of closure valve; above Conforms to UL 296 and UL 795 5,000 MBH one (1) of the safety valves will include proof of closure feature. MODEL CR (For low centerline applications) MODEL C DIMENSIONS (Inches) Standard Models. RATINGS & SPECIFICATIONS * This dimension may be increased. Consult factory. ** This dimension depicts space required to accommodate a standard gas train. Burner Model A B B(R) C C(R) D E C1-GO-10 C1-GO-12 C2-GO-15 C2-GO-20A C2-GO-20B C3-GO-20 C3-GO-25 C3-GO-25B C4-GO-25 C4-GO-30 C5-GO-30(B) C6-GO-30 C7-GO-30 C7-GO-30B C8-GO-30 34 1/8 34 1/8 39 1/8 391/8 39 1/8 44 44 44 50 50 50 49 7/8 5111/16 5111/16 569/16 3 13/16 3 13/16 41/2 41/2 41/2 51/4 51/4 51/4 61/4 61/4 61/4 61/4 81/8 81/8 81/8 5 9 /16 5 9 /16 61/8 61/8 61/8 7 7 7 7 5/16 7 5/16 7 5/16 7 5/16 101/8 101/8 101/8 14 1/2 14 1/2 14 7 /8 14 7 /8 14 7 /8 16 5 /8 16 5 /8 16 5 /8 18 7 /8 18 7 /8 18 7 /8 18 7 /8 245/16 245/16 27 1/8 14 1/2 14 1/2 14 14 14 15 1/4 15 1/4 15 1/4 17 11/16 17 11/16 17 11/16 17 11/16 22 3/8 22 3/8 27 5/8 4 5/8 4 5/8 51/4 51/4 51/4 6 6 6 7 7 7 7 3/4 83/4 83/4 83/4 12 1/4 12 1/4 14 14 14 16 16 16 181/2 181/2 181/2 19 7/8 18 18 20 G G F** Std. *Max. 20 20 20 20 20 22 3 /8 22 3 /8 22 3 /8 28 28 26 1/2 26 1/2 2113/16 2113/16 24 3/8 31/4 4 3 /4 31/4 4 3 /4 4 6 3 /4 4 6 3 /4 4 6 3 /4 1 4 /2 8 41/2 8 41/2 8 6 9 6 9 6 9 5 11 3/4 47/8 111/4 47/8 111/4 31/4 95/8 H I K L S X 71/4 71/4 8 3 /4 8 3 /4 8 3 /4 101/8 101/8 101/8 12 1/8 12 1/8 12 1/8 13 5/8 155/8 155/8 155/8 7 3 /8 7 3 /8 81/2 81/2 81/2 111/2 111/2 111/2 141/4 141/4 141/4 141/8 137/8 137/8 121/4 101/4 101/4 101/4 101/4 101/4 101/4 101/4 101/4 101/4 101/4 101/4 101/4 91/8 91/8 91/8 171/8 171/8 18 7 /8 18 7 /8 18 7 /8 22 22 22 26 5/8 26 5/8 26 5/8 261/2 261/2 261/2 247/8 12 5 /8 12 5 /8 13 3 /8 13 3 /8 13 3 /8 151/2 151/2 151/2 191/8 191/8 191/8 19 19 19 175/16 71/4 71/4 81/2 81/2 81/2 10 10 10 12 12 12 131/2 131/2 131/2 131/2 2001 South 21st Street Phone 620-421-0480 Parsons, KS 67357 Fax 620-421-0948 Web Site: http://www.powerflame.com E-Mail: csd@powerflame.com Copyright Power Flame Incorporated 2005 Printed in U.S.A. CAPACITY1 Blower #2 Oil Natural Nominal Motor H.P . GPH Gas/MBH Boiler H.P . (3450 Max. Max. Max. RPM) 7.0 9.7 15.7 17.5 22.0 30.0 33.7 37.5 45.0 56.0 75.0 101.5 121.4 126.4 136.4 980 1,360 2,200 2,500 3,080 4,200 4,718 5,250 6,300 7,840 10,500 14,215 17,000 17,700 19,100 23.5 32.3 52.3 60.0 73.5 100.0 112.0 125.0 150.0 190.0 250.0 340.0 404.0 421.0 454.0 /3 /2 3/ 4 1 1 2 2 3 5 5 71/2 10 15 20 15 1 1 Std. Pressure Gas Gas Pump Pressure Train Suction Required (In.) (GPH) (In. W.C.)2 1 11/4 11/2 2 2 2 21/2 21/2 21/2 3 3 3 3 3 3 19 19 70 70 70 105 105 135 135 135 250 250 235 235 235 1. Capacities listed are based on 0.20 W.C. positive pressure, except for C5-GO-30B, which is rated for 250 BHP at +1.2 W.C. Derate capacities approximately 5% for each +0.50 W.C. combustion chamber pressure. For C7/C8 derate see capacity curves. 2. At inlet to main manual shutoff cock to obtain P/F certified ratings with standard U.L. gas train. Optional gas trains and combustion heads available for lower pressures. Remote Pump Set with 200 (208) or 230/460/3/60 motor, 3450 RPM - 3/4 HP - C4; 1750 RPM - 1 HP - C5, C6; 1750 RPM - 1-1/2 HP - C7, C8. For On-Off and modulating firing modes only. Refer to C Manual for capacities on other modes. 5.6 5.3 5.2 4.8 4.8 7.6 7.0 7.2 8.0 12.1 19.9, 17.8 26.5 40.0 45.0 50.0 ANEXO N 17 PLANO DE PROCESO ANEXO N 18 PLANO DE CONJUNTO ANEXO N 19 PLANO DEL CUERPO O CORAZA ANEXO N 20 PLANO DEL TUBO DE FUEGO

 

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