DISEÑO DE UN DUCTO
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INGENIERIA DE PETROLEO Y GAS NATURAL “DISEÑO DE DUCTOS SEGÚN NORMA ASME Y API” ABRIL 2013 SANTA CRUZ - BOLIVIA
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INGENIERIA DE PETROLEO Y GAS NATURAL
“DISEÑO DE DUCTOS SEGÚN NORMA ASME Y API”
ABRIL 2013
SANTA CRUZ - BOLIVIA
Índice
1. OBJETO................................................................................................................3
2. ALCANCE..............................................................................................................3
3. DESCRIPCIÓN........................................................................................................3
4. CAUDALES Y CONDICIONES DE PROCESO................................................................3
5. CÁLCULOS MANUALES...........................................................................................45.1. Calculo de la presión inicial, temperatura y presión promedio................45.2. Calculo de la presión pseudocritica y temperatura pseudocritica
con la correlación de Brown, G.G., Katz, D.L., Oberfell, G.G. y Alden R.C.....................................................................................................5
5.3. Calculo de la presión pseudoreducida, temperatura pseudoreducida y factor de compresibilidad...........................................5
5.4. Calculo de la viscosidad del gas con la correlación de Lee, A.L., Gonzales, M.H. y Eakin, B.E.......................................................................6
5.5. Calculo del diámetro de la tubería...............................................................65.6. Calculo de espesores de la tubería.............................................................85.7. Diseño del sistema de compresión...........................................................115.8. Evaluación de esfuerzos y flexibilidad de la tubería................................175.9. Diseño de loop para incrementar la capacidad de bombeo al
15%, definir la ubicación, seleccionar la tubería según API-5L y evaluar la flexibilidad de la tubería..........................................................19
5.10. Selección de un medidor de placa orificio aguas abajo..........................215.11. Selección de válvulas según API 6D.........................................................23
1. Objeto
Realizar la ingeniería básica para diseñar una línea de transporte de gas natural, en función a las bases de diseño que se presentaran líneas abajo.
2. Alcance
Especificar de forma completa la tubería necesaria según API-5L considerando clase II, despreciando efectos de corrosión y considerando una eficiencia de flujo de 95%.
Disposición de equipos de compresión, número de etapas y potencia del sistema de compresión reciproco si la presión de admisión es de 500 Psia y se limita la relación de compresión de forma que la temperatura de entrega no exceda los 120 oF.
Verificar la flexibilidad de la tubería considerando que la tubería será enterrada con una temperatura de entierro de 12 oC y la temperatura máxima de operación será de 45 oC la temperatura mínima de 15 oC.
Diseñar un loop para incrementar la capacidad de transporte en 15%, definir ubicación, seleccionar tubería según API-5L y evaluar flexibilidad de la tubería.
Seleccionar un medidor de placa de orificio aguas abajo y establecer un layout según AGA.
Seleccionar el ducto según ASME B31.8 y seleccionar válvulas según API 6D.
3. Descripción
Se realizó los cálculos manuales obteniendo los resultados para lo expuesto en el alcance.
4. Caudales y condiciones de proceso
Caudal de gas natural a transportar 75MM scfd
Gravedad especifica del gas natural 0.6 a 0.7
Caída de presión en la línea 4 a 7 Psi/km
Eficiencia de flujo 95 %
Presión de admisión al compresor 500 Psia
Temperatura máxima de entrega (compresores) 120 oF
Temperatura de entierro de la tubería 12 oC
Temperatura máxima de operación 45 oC
Temperatura mínima 15 oC
Presión de entrega 600 Psia
Clase en las estaciones hasta 5 kilómetros III
A continuación se presenta el esquema del ducto con las diferencias de altura, longitudes y temperaturas
5. Cálculos manuales
5.1. Calculo de la presión inicial, temperatura y presión promedio
Con la caída de presión de 4 a 7 Psi/km y la presión de entrega de 600 Psia, se calculara la presión inicial en la línea. Para este cálculo se toma la mayor caída de presión.
AP=7Psikm
∗190km=1330Psia
Pi=1330Psia+600 Psia=1930Psia
Con la presión inicial, la presión final y las temperaturas en cada tramo se obtiene las presiones y temperaturas en cada tramo.
P=2× (19303−6003 )3× (19302−6002 )
P=1381.53 psia
T=55oF+48oF+50oF3
T=51oF=511∨¿
El calculo de todas las propiedades del gas se realizara con esta presión y temperatura promedio.
5.2. Calculo de la presión pseudocritica y temperatura pseudocritica con la correlación de Brown, G.G., Katz, D.L., Oberfell, G.G. y Alden R.C..
La gravedad específica que se tomara para todos los cálculos es de 0.6 (conservador).
Ppc=677+15∗G−37.5∗G2
Ppc=677+15∗0.6−37.5∗0.62=672.5 Psia
Tpc=168+325∗G−12.5∗G2
Tpc=168+325∗0.6−12.5∗0.62=359.5∨¿
5.3. Calculo de la presión pseudoreducida, temperatura pseudoreducida y factor de compresibilidad.
Para este cálculo se usara la presión y temperatura promedio calculado anteriormente
Psr= PPpc
=1381.53672.5
=2.05Tsr= TTpc
= 511359.5
=1,4
Z=1−¿ 3.52∗Psr100.9813∗Tsr +
0.274∗Psr 2
100.8157∗Tsr
Z=1−¿ 3.52∗2.05100.9813∗1.4 + 0.274∗2.052
100.8157∗1.4 =0.78
5.4. Calculo de la viscosidad del gas con la correlación de Lee, A.L., Gonzales, M.H. y Eakin, B.E..
Se calculara todos los parámetros adimensionales para que posteriormente podamos calcular la viscosidad del gas.
M=Maire∗G=28.96∗0.6=17.38
K=(9.4+0.02∗M )∗T 1.5
209+19∗M +T
K=(9.4+0.02∗17.38 )∗5111.5
209+19∗17.38+511=107.21
X=3.5+ 986T
+0.01∗M
X=3.5+ 986511
+0.01∗17.38=5.6
Y=2.4−0.2∗X
Y=2.4−0.2∗5.6=1.28
ρg=1.4935∗10−3 p∗MZ∗T
ρg=1.4935∗10−3 1381.53∗17.380.78∗511
=0.09 gr /cc
υg=Kexp( X ρg
Y )104
υg=107.21 exp(5.6∗0.091.28)
104 =0.0139cp
5.5. Calculo del diámetro de la tubería.
Para continuar con este cálculo se debe escoger la ecuación a usar para el diseño; se descarta la ecuación de Weymouth debido a que presenta la restricción de ser para diámetros de 10`` como máximo y tomando en cuenta que el caudal que se tiene es considerable se estima que el diámetro será mayor. En este sentido, se utilizará la
ecuación de Panhandle A para estimar el diámetro de la tubería. El modelo se representa por las siguientes ecuaciones:
ℜ=710.39× Psc ×Qsc× GTsc× D × μ
fe=0.0768
ℜ0.1461
Qsc=5.6353821( TscPsc ) [ (P1
2−es P22 )× D5
¿×G × fe× Z ×T ]0.5
Qsc=5.6353821( TscPsc ) [ ( P1
2−es P22 )× D5
¿×G ×0.0768
( 710.39× Psc× Qsc×GTsc× D× μ )
0.1461 × Z ×T ]0.5
Antes de entrar de lleno en el cálculo del diámetro, se debe puntualizar que se tomarán los tramos que va de 1200 a 2800 msnm y el último tramo que va de 2800 a 2200 msnm, a la longitud equivalente que se calcule de estos dos tramos se le sumara la longitud del tramo horizontal.
El factor “s” se calcula de la manera q sigue:
Primer tramo
s=0.0375G × ∆hZ×T
=0.03750.6× (2800−1200 )0.78× 511×0.3048
s=0.296
Último tramo
s=0.0375G × ∆hZ×T
=0.03750.6× (2200−2800 )0.78× 511×0.3048
s=−0.111
Para la línea total
s=0.0375G × ∆hZ×T
=0.03750.6× (2200−1200 )0.78× 511×0.3048
s=0.185
Continuando con el cálculo, se puede estimar la longitud equivalente del Gasoducto, se debe tomar en cuenta que la longitud del primer tramo es 100 Km, del último tramo es de 30 Km y del tramo horizontal es de 60 Km:
¿=( 1000000,3048 )× e0.296−1
0.296+( 30000
0,3048 )× e0.296∗( e−0.111−1 )−0.111
+( 600000,3048 )
¿=703908.111 ft
Considerando la eficiencia de flujo de 0.95% obtenemos um caudal de 78.95 MMscfd. Con los valores anteriormente calculados y las correlaciones expuestas anteriormente podemos calcular el diâmetro de la línea de transporte de gas.
78950=5.6353821( 52014,73 )[ (19302−e0.185∗6002 )× D5
703908.111×0,6×0.0768
( 710.39×14,73× 78950× 0,6520× D ×0,01319 )
0.1461∗0,78∗511 ]0.5
Despejando D de la anterior ecuación tenemos:
D=9.05∈¿
Entonces, en base a la especificación de tuberías de la norma API-5L se escoge una tubería de 10 3/4”, con grado X60 y sin costura.
5.6. Calculo de espesores de la tubería.
El valor obtenido para la primera estimación del diámetro fue Di = 9.05 pulgadas, por lo que se estimó prudente utilizar una tubería de diámetro nominal (externo) de 10 3/4 pulgadas de diámetro.
El siguiente paso fue la determinación de los espesores reales de operación, y las presiones de operación correspondientes a las diferentes secciones de la línea. Pero para lograr obtener espesores de tubería óptimos, se requería a su vez disponer de datos de presión máxima por tramo y clase de tubería. Por esto se realizó un cálculo de presiones intermedias asumiendo la caída de presión de 4 psi/km (conservador), se toma esta caída de presión ya que no se tiene la diferencia de alturas después de los 5 km tanto en la estación de compresión como en la estación de recepción.
Para el cálculo de los espesores se consideró el uso de tubería X60 (60000 Psi de SMYS), un espesor de corrosión de 0 pulgadas y el diámetro externo nominal de 10 3/4 pulgadas. Así también se tomó en cuenta los factores de clase. La ecuación de Barlow es usada para el cálculo de los espesores y se describe a continuación:
t= P∗D2∗Sadm
+t c+ tf
Para Tf se va a tomar un factor de error de diseño del 0 %.
Donde el S admisible está en función del SMYS de la tubería, y de factores de junta, Localización (clase) y temperatura.
Sadm=SMYS∗F∗E∗T
Para la evaluación de los valores del factor de junta se tomo en cuenta que la tubería fue fabricada bajo la especificación de la norma API 5L, mediante un proceso de soldadura de arco sumergido. El factor de temperatura se toma en función a la T media de operación, que al no ser mayor a 250 F, siempre será 1. Los espesores son normalizados. Los factores correspondientes serán obtenidos de las siguientes tablas de la norma:
El cálculo de espesores se lo realizara en tres tramos de la tubería, para los primeros 5 Km considerando clase III, para los posteriores 180 Km considerando clase II y para los últimos 5 Km considerando clase III.
Primeros 5 km clase III.
Sadm=SMYS∗F∗E∗T
Los factores de calculo se lo obtiene de las tablas mostradas anteriormente.
Sadm=60000∗0.5∗1∗1=30000
Con este valor calculado, el diámetro externo del ducto y los factores de corrosión y fala de diseño que fueron asumidos como cero se calcula el espesor.
t= P∗D2∗Sadm
+t c+ tf
t=1930∗10 3 /42∗30000
+0+0=0.3458∈¿
Revisamos la norma API-5L y procedemos a normalizar el espesor calculado anteriormente.
t n=0.365∈¿
Segundo tramo 180 Km clase II
Primero procedemos a calcular la presión después de los 5 km con la caída de presión de 4 psi/km (se toma este valor porque no se tiene la diferencia de altura para emplear la ecuación).
AP=4PsiKm
∗5Km=20 Psia
P=1930 Psia−20 Psia=1910Psia
De la misma manera, como en el anterior caso se realiza el cálculo de espesor para este tramo.
Sadm=60000∗0.6∗1∗1=36000
t=1910∗10 3 /42∗36000
+0+0=0.2852∈¿
t n=0.307∈¿
Últimos 5 Km clase III
De la misma manera se procede al cálculo de la presión sumiendo las mismas condiciones que el anterior caso.
AP=4PsiKm
∗180Km=720 Psia
P=1910 Psia−720 Psia=1190 Psia
Sadm=60000∗0.5∗1∗1=30000
t=1190∗10 3/42∗30000
+0+0=0.2132∈¿
t n=0.250∈¿
5.7. Diseño del sistema de compresión.
Debido a que el caudal de diseño es apreciable, se optará por un sistema de compresión comprendido por dos compresores, los cuales estarán en serie, tal como se muestra en la figura siguiente:
Las características de cada compresor estarán dadas por las siguientes consideraciones:
Serán compresores recíprocos.
Relación de compresión de 2 (acorde a la presión de salida que se quieren obtener tomando en cuenta una pérdida de presión de 7 psia/km).
Se considerará una caída de presión en los intercambiadores del 5%.
El caudal de entrada a cada sistema en serie será de 78.95 MMscfd.
Por condiciones de diseño, el gas entra a la unidad de compresión a 500 Psia y se toma una temperatura máxima de entrega de 120 oF.
Por condiciones de seguridad de diseño se toma la gravedad especifica más baja G=0,6
Con el fin de verificar que el numero de etapas asumido sea correcto, se calculara el radio de compresión óptimo para verificar si esta dentro el rango aceptado.
r=( Pd
Pa)1/ns
r=(2032500 )
1/2=2
Como se puede observar el radio de compresión óptimo se encuentra dentro de los parámetros aceptables, por lo tanto se definen 2 números de etapas para los cálculos posteriores.
Calculo del primer compresor y el Aero enfriador
Primeramente, se debe calcular el factor “k” con la ecuación de Ikoku, tal como se muestra a continuación:
k=2.738−log (G )
2.328=
2.738−log (0,6)2.328
k=1 .27
Posteriormente, se calcula el valor de la temperatura de salida del compresor, con T1 = 550 oR (90 oF) y P2 =1000psi (Rc = 2), y usando la siguiente expresión:
P2
P1
=(T2
T1)
kk −1 T2=T1 ×( P2
P1)
k −1k =550×( 1000
500 )1.27−1
1.27
T 2=637 .325 ° R
Calculamos las propiedades Pseudo-criticas con la gravedad específica conocida.
Ppc=677+15∗G−37.5∗G2
Ppc=677+15∗0.6−37.5∗0.62=672.5 Psia
Tpc=168+325∗G−12.5∗G2
Tpc=168+325∗0.6−12.5∗0.62=359.5∨¿
Se calcula las propiedades pseudoreducidas para las presiones y temperaturas de admisión y descarga.
Psra=PaPpc
= 500672,5
=0,74 Tsr a=Ta
Tpc= 550
359,5=1,53
Z=1−¿ 3.52∗Psr100.9813∗Tsr +
0.274∗Psr 2
100.8157∗Tsr
Z=1−¿ 3.52∗0.74100.9813∗1.53 + 0.274∗0.742
100.8157∗1.53 =0.91
Psrd=PdPpc
= 1000672,5
=1,49Ts rd=TdTpc
=637.325359,5
=1,77
Z=1−¿ 3.52∗Psr100.9813∗Tsr +
0.274∗Psr 2
100.8157∗Tsr
Z=1−¿ 3.52∗1.49100.9813∗1.77 + 0.274∗1.492
100.8157∗1.77 =0.88
Después, se puede obtener el cálculo de la potencia del compresor con la relación que se muestra a continuación:
IHP=3.0303 {Psc ×Qsc× (Za+Zd )Ta2Za× Tsc ( k
k−1 )[( PdPa )
k−1k −1]}
IHP=3.0303 {14.7× 78.95× (0.91+0.88 )5502×0.91×520 ( 1.27
0.27 ) [( 1000500 )
0.271.27−1]}
IHP=2732 .207hp
Finalmente, asumiendo una eficiencia del compresor de 0.9, calculamos el BHP:
BHP= IHPnp
=2732.2070.9
BHP=3035.7 86hp
Esta potencia es la requerida en los compresores C – 1.
A continuación procedemos al cálculo del Aero enfriador.
Primeramente, se debe calcular la capacidad calorífica del gas, para esto se toma la presión y temperatura promedio en el enfriador, se pretende que el dispositivo consiga reducir la temperatura hasta 85 oF (545 oR). Además, considerando el 5% de caída de presión, la presión de salida del enfriador será de P2 = 950 psia:
T=T1+T 2
2=637.325+545
2=591.162 ° R
P=P1+P2
2=1000+950
2=975 psi
Con las condiciones calculadas de Tprom y Pprom , se obtiene:
Cp=13 .225Btu
Lbmol℉
Se debe encontrar el flujo molar de gas:
ρ=PscMRTsc
=14.73× 0,6∗28,910.73×520
ρ=0.0458Lbmscf
m=78.95×106 scfdia
× 0.0458Lbmscf
×1dia
3600×24 seg=41,85
lbmseg
×1lbmol
0,6∗28,9lbm
n=2.413Lbmol
seg
Calculamos el calor transferido
Q= n× Cp× (T 2−T1 )=2.413×13.225× (177,325−95 )
Q=2627 ,149Btuseg
Debemos conocer el flujo de aire que se necesitará, para esto se tomará una temperatura de entrada de 60 oF (ambiente) y de salida de 100 oF, la capacidad calorífica del aire es de 6.983, para tales condiciones según el paquete Hysys y tomando en cuenta que el aire es 21% O2 y 79 % N2; entonces se tiene:
n aire= 2617.1496.983× (100−60 )
=9,41lbmolseg
×28.9lbs
lbmol
maire=271 ,819lbsseg
Con lo que calculamos el coeficiente global de transferencia de calor:
Ua= Q∆ Tln
=2627.149
(T 2−T 1
ln(T 2
T 1))
Ua=19 ,92Btu
seg℉
Con lo cual se concluye el diseño del sistema de enfriadores para el compresor C – 1.
Calculo de la etapa número 2 del sistema de compresión.
Nótese que para este compresor se tomara el valor del factor “k” anteriormente calculado, y tomando en cuenta la caída en el intercambiador, se llega a: Pa =950 psi y Pd = 2032 psia.
Se prosigue a realizar el cálculo de la temperatura de salida del compresor, con T1 = 545 oR.
P2
P1
=(T2
T1)
kk −1 T2=T1 ×( P2
P1)
k −1k =545×( 2032
950 )1.27−1
1.27
T 2=640 ,61° R
Se calcula las propiedades pseudoreducidas para las presiones y temperaturas de admisión y descarga.
Psra=PaPpc
= 950672,5
=1.41Ts ra=TaTpc
= 545359,5
=1,52
Z=1−¿ 3.52∗Psr100.9813∗Tsr +
0.274∗Psr 2
100.8157∗Tsr
Z=1−¿ 3.52∗1.41100.9813∗1.52 + 0.274∗1.412
100.8157∗1.52 =0.81
Psrd=PdPpc
= 2032672,5
=3,02Ts rd=TdTpc
=640.61359,5
=1,78
Z=1−¿ 3.52∗Psr100.9813∗Tsr +
0.274∗Psr 2
100.8157∗Tsr
Z=1−¿ 3.52∗3.02100.9813∗1.78 + 0.274∗3.022
100.8157∗1.78 =0.72
Después, se puede obtener el cálculo de la potencia de los compresores con la relación que se muestra a continuación:
IHP=3.0303 {Psc ×Qsc× (Za+Zd )Ta2Za× Tsc ( k
k−1 )[( PdPa )
k−1k −1]}
IHP=3.0303 {14.7× 78.95× (0.81+0.72 ) 5452×0,81×520 ( 1.27
0.27 )[( 2032950 )
0.271.27−1]}
IHP=2193.608hp
Finalmente, asumiendo una eficiencia del compresor de 0.9, calculamos el BHP:
BHP= IHPnp
=2193.6080.9
BHP=2437 ,343hp
Esta potencia es la requerida en los compresores C – 2.
De la misma manera se debe calcular la capacidad calorífica del gas, para esto se toma la presión y temperatura promedio en el enfriador, se pretende que el dispositivo consiga reducir la temperatura hasta 85 oF (545 oR, con esta temperatura cumplimos la restricción de temperatura de entrega de 120 oF). Además, considerando el 5% de
caída de presión, la presión de salida del enfriador será de P2 = 1930 psia:
T=T1+T 2
2=640.61+545
2=592. ° R
P=P1+P2
2=2032+1930
2=1991 psi
Con las condiciones calculadas de Tprom y Pprom , se obtiene:
Cp=12 .548Btu
Lbmol℉
Se debe encontrar el flujo molar de gas:
ρ=PscMRTsc
=14.73× 0,6∗28,910.73×520
ρ=0.0458Lbmscf
m=78.95×106 scfdia
× 0.0458Lbmscf
×1dia
3600×24 seg=41,85
lbmseg
×1lbmol
0,6∗28,9lbm
n=2.413Lbmol
seg
Calculamos el calor transferido
Q= n× Cp× (T 2−T1 )=2.413×12.548× (180.51−95 )
Q=2589 ,099Btuseg
Debemos conocer el flujo de aire que se necesitará, para esto se tomará una temperatura de entrada de 60 oF (ambiente) y de salida de 100 oF, la capacidad calorífica del aire es de 6.983, para tales condiciones según el paquete Hysys y tomando en cuenta que el aire es 21% O2 y 79 % N2; entonces se tiene:
n aire= 2589.0996.983× (100−60 )
=9,27lbmolseg
×28.9lbs
lbmol
maire=267,88lbsseg
Con lo que calculamos el coeficiente global de transferencia de calor:
Ua= Q∆ Tln
=2589.099
(T 2−T 1
ln(T 2
T 1))
Ua=19,436Btu
seg℉
Con lo cual se concluye el diseño del sistema de enfriador para el compresor C – 2.
5.8. Evaluación de esfuerzos y flexibilidad de la tubería.
Para el análisis de esfuerzos, consideramos que es un ducto restringido y tomamos las propiedades del acero al carbono.
E=2.973×107 psi
α=12×10−6℃−1
υ=0.3
Con estos datos podemos calcular el esfuerzo de la tubería enterrada con ecuación:
SL=Eα (T 1−T 2 )+υSh
Sh= DP2 t
La temperatura de entierro es de 12 oC y la temperatura máxima de operación será de 45 oC la temperatura mínima 15 oC.
Ahora realizamos el cálculo para cada tramo de la tubería:
Como en el caso del cálculo de espesores, tenemos tres tramos para los cuales se realizara el análisis de esfuerzo tomando las presiones máximas de cada tramo calculo en dicho punto.
Primer tramo (primeros 5 KM)
Se tiene una presión máxima de 1930 Psia.
Con las anteriores ecuaciones procedemos con el cálculo.
Sh=10
34∗1930
2∗0.365=28421.233
SL=2.973× 107 psi∗12× 10−6℃−1 (45−12 )+0.3∗28421.233=20299.450
SL+Sh=48720.682
Para que los esfuerzos sean admisibles, el “Sl +Sh” tiene que ser menor o igual a 0.9*SMYS, que es 54000 psi, como se puede ver el tramo cumple con el requerimiento por lo cual este tipo de tubería es adecuada.
Segundo tramo (los siguientes 180 Km)
Se tiene una presión máxima de 1910 Psia.
Con las anteriores ecuaciones procedemos con el cálculo.
Sh=10
34∗1910
2∗0.307=33440.554
SL=2.973× 107 psi∗12× 10−6℃−1 (45−12 )+0.3∗33440.554=21805.245
SL+Sh=55245.800
Para que los esfuerzos sean admisibles, el “Sl +Sh” tiene que ser menor o igual a 0.9*SMYS, que es 54000 psi, como se puede ver el tramo no cumple con el requerimiento por lo cual se procede a aumentar de espesor a este tramo.
El espesor seleccionado para este tramo es de 0.344, con este valor volvemos hacer el análisis de esfuerzo.
Sh=10
34∗1910
2∗0.344=29843.75
SL=2.973× 107 psi∗12× 10−6℃−1 (45−12 )+0.3∗29843.75=20726.205
SL+Sh=50569.955
Con este valor de espesor podemos observar que cumple la condición de “Sl +Sh” menor o igual a 0.9*SMYS, que es 54000 psi.
Tercer tramo (últimos 5 km)
Se tiene una presión máxima de 1190 Psia.
Con las anteriores ecuaciones procedemos con el cálculo.
Sh=10
34∗1190
2∗0.250=25595
SL=2.973× 107 psi∗12× 10−6℃−1 (45−12 )+0.3∗25595=19451.58
SL+Sh=45046.58
Para que los esfuerzos sean admisibles, el “Sl +Sh” tiene que ser menor o igual a 0.9*SMYS, que es 54000 psi, como se puede ver el tramo cumple con el requerimiento por lo cual este tipo de tubería es adecuada.
5.9. Diseño de loop para incrementar la capacidad de bombeo al 15%, definir la ubicación, seleccionar la tubería según API-5L y evaluar la flexibilidad de la tubería.
El caudal nuevo es de 90.79 MMscfd, el diámetro que se usara es de 10 ¾ (es el mismo diámetro del que se especificó para el gasoducto).
Con la siguiente ecuación se calcula la fracción de longitud x en función de la relación de caudales (nuevo y antiguo).
x=
1−(Qantiguo
Qnuevo)2
1−1
[( f e
f A)0,5
+( DB5 f e
DA5 f B
)0,5 ]
2
Como el diámetro que se usa es el mismo en el loop y la línea de transporte calculado anteriormente el factor de fricción es el mismo por lo tanto la ecuación mostrada anteriormente queda de la siguiente manera.
x=
1−(Qantiguo
Qnuevo)2
0 . 75
Remplazando los caudales en la anterior ecuación obtenemos la fracción de la longitud.
x=1−(78 .95
90 .79 )2
0.75=0 .325
La longitud equivalente del gasoducto calculado anteriormente es de 214.551 Km por lo tanto la longitud del loop es el siguiente.
LLoop=214.511∗0.325=69,759Km
El loop será instalado al inicio del gasoducto, ya que en este tramo se tiene alta presión y ayuda a transportas más gas.
A continuación se realizara el análisis de esfuerzo de flexibilidad del loop.
Debido a que la presión es de 1930 Psia y el diámetro de 10 3/4 (in) en los primeros 5 Km y una presión de 1910 Psia y el mismo diámetro para él según tramo, se toma el mismo espesor calculado anteriormente, para los primeros 5 km un espesor de 0.365 in y para el segundo tramo de 0.344 in. Las propiedades de la tuberia de acero al carbono es la misma.
Por lo que las dimensiones de la tubería del loop y las propiedades la tubería de acero al carbono son los mismo el cálculo realizado en el análisis de esfuerzos de flexión anteriormente es el mismo para este caso del loop por lo tanto se concluye que el loop cumple con las condiciones requeridas de esfuerzo de flexión según norma (menor o igual a 0.9*SMYS, que es 54000 psi).
De igual forma se muestra el cálculo para el loop.
Primeros 5 Km
Sh=10
34∗1930
2∗0.365=28421.233
SL=2.973× 107 psi∗12× 10−6℃−1 (45−12 )+0.3∗28421.233=20299.450
SL+Sh=48720.682
Según tramo del loop (los 64.75 Km restantes)
Sh=10
34∗1910
2∗0.344=29843.75
SL=2.973× 107 psi∗12× 10−6℃−1 (45−12 )+0.3∗29843.75=20726.205
SL+Sh=50569.955
Se puede ver que cumple con las condiciones mencionadas anteriormente.
5.10. Selección de un medidor de placa orificio aguas abajo.
Por requerimiento de diseño, la estación de medición utilizara una placa de orificio para la medición del caudal; el diseño será realizado acorde lo establecido en la norma AGA 3 para el diseño de la placa de orifico. El medidor se esquematiza de la siguiente manera:
El diámetro a considerar para el diseño de la placa de orificio es de 10 3/4 in; el diámetro interno es de 10.25 in (considerando un espesor de 0.250 in el cual corresponde a la tubería de “llegada”). Lamentablemente, en las tablas de diseño y en la norma no se especifican valores para un diámetro de 10 ¾ in por lo que se optará por tener una placa de orificio de 12 in. La esbeltez que se considerara es de 0.60 por lo tanto la caída de presión a considerar será de 120 in H2O, la presión estática del fluido de 600 psia y la temperatura como 510 ºR.
Se considera que la placa será del tipo Flange Taps, y que se encuentra aguas abajo. La ecuación de diseño es:
Qsc=K √hw × Pf
K=Fb Fr YF pb F tb F tf Fg F pv Fm F l Fa
Los factores Fm, Fl los tomamos como 1, así también de los factores de temperatura base y de la presión base que serán igual a las condiciones estándar.
Para el cálculo del diámetro de orificio consideramos el factor de orificio básico de 0.60 para un tubo de 12 in.
d=β∗D=7.2∈¿
❑⇒
Fb=13681.49
Para el factor del no. de Reynolds, tenemos que b = 0.0325.
F r=1+ b
√hw × Pf=1+ 0.0325
√120×600❑⇒
Fr=1.00012
El factor de expansión se calcula en base al factor “β” y la relación entre hw y Pf (hw/Pf) que es 0.2 con lo que el factor es:
Y=0.997471
El factor de corrección por temperatura del flujo es:
F tf=[520510 ]
0.5
❑⇒
F tf=1.0097
El factor de corrección por gravedad es:
Fg=1
G0.5= 1
0.60.5❑⇒
F g=1.29
La corrección por compresibilidad necesita el factor Z que es 0.95241, el factor es:
F pv=Zb
Z0.5=1
0.780.5 ❑⇒ F pv=1.13228
Finalmente el factor de expansión térmica es:Fa=1+[0.0000185 (T f −528 ) ]=1+[0.0000185 (510−528 ) ]
Fa=0.99967
Con estos datos, se realiza el cálculo de K:K=Fb Fr YF pb F tb F tf Fg F pv Fm F l Fa
❑⇒
K=13681.49×1.00012×0.997471×1.13228×1.29× 0.99967×1.0097
❑⇒
K=20122.334
Qsc=K √hw × Pf =20122.334 √120×600
Qsc=5399388.803scfhr
×24❑⇒
Qsc=129.585 MMscfd
Como podemos ver una tubería de 12 in con un orifico de 7.2 in, nos permite medir a cabalidad el flujo que tendremos en la tubería.
5.11. Selección de válvulas según API 6D.
La norma ASME B 31.8, especifica que el espacio entre las válvulas en una nueva línea de transporte no podrá superar:
Clase 1 20 millas (32,18 km).
Clase 2 15 millas (24,14 km).
Clase 3 10 millas (16,09 km).
Clase 4 5 millas (8,05 km).
Además, el espacio anteriormente definido podrá ser ajustado ligeramente para permitir que la válvula se instale en un lugar más accesible tomando en cuenta las posibles emergencias a suscitarse.
En base a lo anteriormente establecido, se diseña el espaciamiento para todos los tramos como sigue:
TRAMO ClaseDistancia
KmPrimer 3 5 2 válvulas 1 al inicio y la otra después de 5 km
Segundo 2 1858 válvulas a lo largo de todo el tramo cada 24.14
Km
Tercer tramo 3 52 válvulas, 1 al inicio del tramo y outro a la llegada
a la estacion de recepcion
Se plantea usar dos válvulas check: una al salir de la estación de compresión y otra al llegar al punto de entrega. Las restantes serán válvulas tipo bola, las cuales se ilustran de la siguiente manera en la norma API 6D:
La norma clasifica a las válvulas en “clases” en función a la máxima presión de operación y la temperatura. La mencionada tabla se presenta a continuación:
Los datos de diseño, con la nomenclatura de A, B, C, son obtenidos de la norma en función de la clase y el diámetro nominal de la válvula y, éstos, corresponden a los factores de diseño presentados en el esquema de la parte superior.
Para las dos válvulas “check” a usar, se tiene el siguiente esquema:
Para un diámetro nominal de 10 in se tienen las siguientes características:
Clase, ducto Valvula
Clase valvula
Presion Maxima Tolerable
Raised Face (A) (mm)
Welding End (B) (mm)
Ring and Groove ( C) (mm)
Clase3 1 900 2160 838 838 841
Clase3 2 900 2160 838 838 841
Clase2 3 900 2160 838 838 841
Clase2 4 900 2160 838 838 841
Clase2 5 900 2160 838 838 841
Clase2 6 900 2160 838 838 841
Clase2 7 900 2160 838 838 841
Clase2 8 600 1440 787 787 791Clase2 9 600 1440 787 787 791Clase2 10 600 1440 787 787 791Clase3 11 600 1440 787 787 791Clase3 12 600 1440 787 787 791
