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• Alba Duaneth Rocabado Mendieta

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DATOS Caudal a Usar

  

 

presion del kod

pkod

Tasa de flujo HCBgaseoso

W

=

Peso molecular del vapor Temperatura del fluido

Mwi Tf

= =

Temperatura de combustion

T

=

Factor de compresibilidad

Z q

= =

Presion en el FLARE

K P

= =

Velocidad del viento

V

=

densidad del fluido

ρ

=

Calor de combustion

Relacion de calor especifico

2

Q.

50000 4678.82 25 3.63 539.67 6958.52 3163 47.884 86 30 303 400 204 0.75494 129.98 302 0.686 14.7 101.3 91.14 27.8 23.823 1.4872

bpd ft3/min kpa psi °R lb/hr. Kg/hr. oF oC oK oF oC Btu/lb Kj/Kg psi kp abs ft/s m/s kg/m3 lb/ft3

CROMATOGRFIA COMPONENTE

frac. molar%

0 0.02 0.7 0.26 0.01 0.01 0 0 1

METANO ETANO PROPANO ISO BUTANO N BUTANO I PENTANO HEXANO PENTANO

Calculo de calor en KW

Q

Den. 0.0991 0.0788 0.0737 0.0702 0.0724 0.0675 0.0679 0.0691

= 265.0093 1110.928

0 0.002 0.052 0.018 7E-04 7E-04 0 0 0.073

Kw kw

LECTURAS DE GRAFICA

Con Figura 8 Figura 10

Figura 9 Figura 10

Leido

904468.5

0.467 955226 0.283

20 ∑(Ay/L) 0.2 p/ft ∑(Ax/L) 0.94 6.1 ∑(Ay/L) 0.061 p/m ∑(Ax/L) 0.286

Determinacion del N Mach

M

= 0.083871 Adim. 0.45 Adim.

U00/Uj ∑Ay ∑Ax

= = = =

∑Ay ∑Ax

= 0.371838 = 1.747638

m m

L

=

m

F Ĩ K

= = =

Calculos Adicionales

Relac. Vel. Viento/Vel. Del flare

Unidades ft (pies)

Unidades m (metricas)

0.467 en ft. 0.283 en m. 4 ft 18.8 ft

Constante Asumidas Fraccion de la radiacion del calor

0.3 1 2000

Nota Nota Nota

Descripcion pies

ft

metros

m

Radiacion (sin radiacion solar)

Distancia desde la base 0 5 10 12 15 18 20 30 40 50

Determinacion de Parametros para el diseño del FLARE CALCULO

Numero de Mach

M

=

0.45

Diametro del Flare

d

=

Longitud de la Flama

L

=

Distorsion por velocidad del viento

V

=

Velocidad en la Punta del Flare

UJ

=

Calculo de la Altura de la Chimenea

D

=

Longitud de la Flama distorsionada

Lh

=

Dist centro flama a la perpendicular

R`

=

Altura centro flama hasta la chimenea

H`

=

Altura de la CHIMENEA

H

=

0.25 0.08 20.00 6.10 9.72 0.26 195.13 98.27 3.29 1.00 19.22 5.86 9.82 4.98 #NUM! #NUM! #NUM! #NUM!

Numero de Mach

∑Ax

L Viento Yc

∑Ay

Xc d

H`

=

ft Diametro del Flare d = m ft m ft3/seg m3/seg ft/seg m/seg ft m Pdiseño * M w ft  z * 0.08205 * T  m ft m ft m ft m

Constante Asumidas

H

M

D

0.45 ft 0.08 m 3.1 in 0.04 m3/s

R` R

N Mach  3.23x10 Decrece el 20% con el tiempo

asumido o calculado Tomado de la Tabla 8

Radiacion (con radiacion solar)

5

o   m * 2  P2 * d 

    z *T  *   * M w  

  

0.5

RESUMEN DE VALORES PARA DIMENSIONAMIENTO DEL KO Drum Y FLARE

19626 PROPIEDADES DEL GAS DE ANTORCHA TIPO DE GAS: FLUJO: Temperatura del fluido:

Q: Top:

GLP

PESO MOLECULAR CALOR DE COMBUSTION T ANTORCHA PRESION DE ALIMENTACION EN LA ANTORCHA DENSIDAD VISCOSIDAD DINAMICA CAUDAL MASICO DE DISEÑO PARA RADIACION COEFISIENTE ISENTRIOCO FACTOR DE COMPRESIBILIDAD

PM: q: T: Po ρ: μ: m: ϒ (Cp/Cv): z

29.5 303

47.884 72.20389 477 25 0.776 0.008 3163.00 0.686 0.75494

CONDICIONES DE EMPLAZAMIENTO PRESION EN EL QUEMADOR(ATMOSFERICO) VELOCIDAD DEL VIENTO (10m) RADIACION ADMISIBLE ANIVEL DEL SUELO EMISIVIDAD TRANSMITIVIDAD DEL MEDIO TEMPERATURA MAXIMA DE COMBUSTION:

P2: Uω: K: F: τ: T:

N° Match (inferior): N° Match (superior):

101.3 27.8 0.3 2000 1

0.45 0.45

Calculamos el diametro correspondiente al flare:

N Mach  3.23x10

d

5

 3.23 x10 5   0.25 d=

o   m * 2  P2 * d 

    z *T  *   * M w  

  

0.5

Mach =

0.00716178

o   m( kg / h)   z * T ( K )     *   *   * M  P ( kPa )    2 w   

0.168 m

7 in

0.060

d= d comercial=

0.077 m 0.610 m

3 in 24 in

0.252 ft 2.000 ft

Determinacion de la altura del equipo. 1. Determinar la densidad del fluido



Pdiseño * M w z * 0.08205 * T  ρ=

3.181 kg/m3 o o

v

V=

m

 994.4 m3/h

0.28 m3/s

Con el caudal volumetrico y el diametro se puede estimar la velocidad del fluido

A *

d2 4

A=

0.00 m2

De ello resulta la velocidad de propagacion del fluido:

o

U

j

V  A

donde v= Uj

v=

59.5 m/s

3600 de h a seg

59.4642731

ahora se calcula el Numero de Reynolds

Re 

 *v*d 

Re=

#REF!

u=

#REF!

=

#REF!

cp

u=

Calculo de la Rugosidad Relativa

Rugosidad Re lativa  ε=

 d 0.05 mm

#REF!

Pa*s

Rugosidad Relativa=

0.0001

Con este dato se entra en el abaco de Moody, donde el N° de Reynolds en las abscisas y la Rugosidad, se calcula el coe fT=

0.016

Para calculo de las perdidas de carga al paso del gas en las partes de un quemador se realizan los siguientes calculos: Tee

para un flujo desviado en 90°

pTE  K TE *  *

U 2j 2

KTE  60 * f T KTE=

0.96

ΔPTE=

5.40 kPa

Quemador , se debe evaluar la velocidad del gas en la descarga de la antorcha. Ademas esta constituido por una tuberia de 3 m de longitud, como minimo, enbridada al sello molecular.



Pdiseño * M w z * 0.08205 * T 

ρ=

2.5513 kg/m3

V=

1240 m3/h

Uj=

74 m/s

PQUEMADOR

U J2  K QUEMADOR *  * 2

K QUEMADOR  f T *

LQUEMADOR

KQUEMADOR=

0.28638

ΔPQUEMADOR=

2008.037

d

2.008037 kPa

DESCARGA De igual manera, con la siguiente singularidad correspondiente a la descarga a la atmosfera: debe tener una tuberia de 3 m de longitud y por otro lado la descarga atmósferica.

U  K DESCARGA *  * J 2

p desc arg a

2

K DESCARGA  1 ΔPDESCARGA=

7011.756322

7.0117563 kPa

Se debe analizar que la

Las restricciones detalladas para el calculo de la perdida de carga es el siguiente:

 P   PANTORCHA   PTE   PS . MOLECUAR   PQUEMADOR   PDESCARGA ΔPANTORCHA= ΔPTE=

5.3988858

ΔPS. MOLECULAR= ΔPQUEMADOR=

2.0080368

ΔPDESCARGA= ΔPFUSTE=

7.01176 14.4186789 kPa

CALCULO DEL PODER CALORIFICO INFERIOR o

Q  q * m* 0.001163 Q=

265.6069914 kW

Se evalua la longitud de la llama a partir de la siguiente ecuacion:

L  0.00636 * (Q *1000) 0.444 L=

1.6286 m

Se evalua el numero de Mach o   m N Mach  3.23x10 *  2  P2 * d  5

    z *T  *   * M w  

  

0.5

 NoMach  1.702 *10 5 *  

o   m N Mach  3.23x10 *  2  P2 * d  5

N° Mach=

    z *T  *   * M w  

  

0.5

0.00716178

0.025

Siendo la velocidad del sonido la que se obtiene de la siguiente expresion:

  Cp    z *   * 273.15  T   Cv   U s  91.2 *  Mw Us=

165.1 m/s

La velocidad de salidad del quemador por tanto queda:

Uj  N Mach * Us Uj=

1.182 m/s

Se procede a evaluar la distorcion de la llama por efecto del viento:

U / Uj Uω/Uj=

23.51

Se evalua la distorcion de la llama de la siguiente manera:

De la equacion 21 se tiene que es mayor a 0,05 ΣΔx/L=

 NoMach  1.702 *10 5 *  

1.68

Para el componente vertical de la llama se saca la siguiente ecuacion:

ΣΔy/L=

0.01

Conocidas la longitud de la llama, que es directa a la determinacion de las componentes horizontales y verticales de las m

ΣΔx=

2.739

ΣΔy=

0.021

Se determina la distancia en la horizontal del centro geometrico, con una radiacion limite del 6 kW/m2

donde R= 0, en el punto de referencia inicial

R'=

1.369 m

Distancia del centro del flare

D= Altura del centro de la flama hasta la chimenea

Btu/lb

MMSCFD K

g/Mol kcal/kg K kPa kg/m3 cP kg/h

kPa m/s Kw/M2

30 °C

129.98

546

Btu/lb

204 °C

860

0.000008 Pa*s 6958.52029 lb/hr

1 atm 100.08 Km/h 2000 Btu/h-ft2

14.7

Rugosidad, se calcula el coeficiente de friccion:

an los siguientes calculos:

sello molecular sello dinamico parallamas / arrestallamas

Sello liquido / hidraulico combinacion de sello liquido

 W   z *T  oMach  1.702 *10 5 *  *  2    P * D   K * Mwi 

W

P D

 W   z *T  oMach  1.702 *10 5 *  *  2    P * D   K * Mwi 

z

T K

Mwi 

zontales y verticales de las mismas:

Tasa de flujo HCBgaseoso

°R

86 °F

Temperatura del fluido

Temperatura

°R

400 °F

Factor de compresibilidad Calor de combustion

Relacion de calor especifico Presion en el FLARE

Velocidad del viento

psia

14.7

400

material de carcasa material interno diametro de la linea

W  Taza de Flujo, lb./hr (Kg./hr).

P  Presión en la punta de la chimenea, psia. D  Diámetro de la chimenea, ft (m.).

Factor de Compresibilidad, Adm. (Adimensional). Temperatura del fluido, ºR (ºK).

K  Relación de calor especifico, Adm. (Adimensional).

Mwi  Peso molecular, Adm. (Adimensional).

W

= Tf =

T

=

Z q

= =

K P

= =

V

=

3500 1590.9 80 27 300 100 38 0.98 19626 45647 1.12 14.7 101.3 6.57 2

lb/hr. Kg/hr. oF oC oK oF oC Btu/lb Kj/Kg psi kp abs ft/s m/s

CROMATOGRFIA

psia

COMPONENTE METANO ETANO PROPANO ISO BUTANO

°F

N BUTANO I PENTANO HEXANO PENTANO

frac. molar%

0 0.0186 0.6602 0.0957 0.2066 0.0137 0.001 0.00001 0.99581

Den. 0.0991 0.0788 0.0737 0.0702 0.0724 0.0675 0.0679 0.0691

0 0.00146568 0.04865674 0.00671814 0.01495784 0.00092475 0.0000679 0.000000691 0.072791741

Determinacion de Parametros para el d DATOS presion del kod

CALCULO pkod

Tasa de flujo HCBgaseoso

W

=

Peso molecular del vapor

Mwi Tf

= =

Temperatura del fluido

Temperatura de combustion

T

=

Factor de compresibilidad

Z q

= =

Presion en el FLARE

K P

= =

Velocidad del viento

V

=

densidad del fluido

ρ

=

Calor de combustion

Relacion de calor especifico

25 3.63 539.67 64373 29260.5 19.944 80 27 300 400 204 0.995 22365 52018 1.2575 14.7 101.3 91.14 27.8 1.015

kpa psi °R lb/hr. Kg/hr.

Numero de Mach Diametro del Flare Longitud de la Flama

oF oC oK oF oC

Distorsion por velocidad del viento Velocidad en la Punta del Flare Calculo de la Altura de la Chimenea

Btu/lb Kj/Kg psi kp abs ft/s m/s kg/m3

Longitud de la Flama distorsionada Dist centro flama a la perpendicular

Altura centro flama hasta la chimenea

Altura de la CHIMENEA

CROMATOGRFIA COMPONENTE

frac. molar%

0 0.0186 0.6602 0.0957 0.2066 0.0137 0.001 0.00001 0.99581

METANO ETANO PROPANO ISO BUTANO N BUTANO I PENTANO HEXANO PENTANO

Calculo de calor en KW

Q

Den. 0.0991 0.0788 0.0737 0.0702 0.0724 0.0675 0.0679 0.0691

= 421832.7 1770171

0 0.001 0.049 0.007 0.015 9E-04 7E-05 7E-07 0.073

Viento

Kw kw

LECTURAS DE GRAFICA

Con Figura 8

Leido

1.44E+09

0.000

Figura 10

Figura 9

0

Figura 10

Determinacion del N Mach

126 ∑(Ay/L) ∑(Ax/L) 38.40 ∑(Ay/L) ∑(Ax/L)

0.27 p/ft 0.92 0.082 p/m 0.28

M

= 0.083871 Adim. 0.40 Adim.

U00/Uj

= 0.289267 en ft.

Calculos Adicionales

Relac. Vel. Viento/Vel. Del flare

H

Unidades ft (pies)

Unidades m (metricas)

∑Ay ∑Ax

= = =

0.174 en m. 34.02 ft 115.92 ft

∑Ay ∑Ax

= 3.160012 = 10.76745

F Ĩ K

= = =

m m

Constante Asumidas Fraccion de la radiacion del calor

0.3 1 2000

Nota Decrece el 20% con el tiempo Nota asumido o calculado Nota Tomado de la Tabla 8

Descripcion pies

ft

metros

m

Radiacion (sin radiacion solar)

Distancia desde la base

Radiacion (con radiacion solar)

0 5 10 12 15 18 20 30 40 50

Determinacion del espesor del flare

t

P*D 2 * S * F * E *T

Donde:

t= P= D= S= F= E= T=

Espesor minimo calculado Presion interna de diseño manometrica (psig) Diametro externo (in) Tension minima de fluencia especifica (psi) Factor de junta longitudinal (Tabla 841,115 A) Eficiencia de soldadura. Factor de temperatura.

Parametros para el diseño del FLARE

M

=

0.4

d

=

L

=

V

=

UJ

=

D

=

Lh

=

R`

=

H`

=

H

=

0.93 0.28 126.00 38.40 213.42 5.74 315.07 159.48 131.09 39.95 120.81 36.82 62.85 31.44 115.04 24.65 98.03 23.07

Numero de Mach

=

ft Diametro del Flare d = m ft m ft3/seg m3/seg ft/seg m/seg ft m Pdiseño * M w ft  z * 0.08205 * T  m ft m ft m ft m

Constante Asumidas ∑Ax

L Yc

∑Ay

Xc d

H`

M

D

0.45 ft 0.27 m

8.01 m3/s

R` R

N Mach  3.23x10

5

o   m * 2  P2 * d 

    z *T  *   * M w  

  

0.5

1 2 3 4

Datos Calculos de KOD Horizonta tiempo de retencion minimo para Tminflujo maximo instantaneo 15 min activavion automatico de bombas tiempo de retencion minimo para flujo maximo instantaneo 30 min activacion manual de bombas Qtotal Cuando hay liquido en el KOD horizontal se asume un:25 % Q-L Cuando hay liquido en el KOD vertical se asume un: 20 % Q-V Densidad del liquido ρl= 31 lb/ft^3 496.558 Kg/m^3 Densidad del vapor ρv= 0.18 lb/ft^3 2.88324 Kg/m^3 Flujo de vapor Qv= 1000 ft^3/s 283.1 m^3/s Flujo de liquido Ql= 105555.556 ft^3/s 29893.3333 m^3/s tiempo del liquido retenido θ= 1800 s Altura vertical de la gota

hv=

ft 0m Calculamos C(Re)^2, donde C se obtiene Profundidad del liquido hl= ft 0m Longitud asumida horizontal L= del KOD ft 0m Longitud requerida en la horizontal Lreq= ft 0m Flujo de masico Total W= 302568.708 lb/h 137366.193 Kg/h Flujo de vapor Wv= 105555.556 lb/h 47858.8889 Kg/h Flujo de liquido= Wl= 1000 lb/h 453.4 Kg/h Presion de operación P= 50 psig 3.4475 barg, kg/cm^2 G Presion absoluta Pabs= 1 psig 0.06895 barg, kg/cm^2 A Constante de gases R= 10.732 psi-ft^3/lbmol-°R 0.08315 bar-m^3/Kmol-K 0.08479 Kg/cm^2-cm^3/Kmol-K tiempo t= 0.5 h Velocidad de vapor permicible Va= Vertical (KOD) ft/s 0 m/s Diametro de la particula Dp 300 micrones Calauclo de la capacidad d 0.00098425 ft 0.0003 m Peso molecular Mw= 47.884 Temperatura absoluta

Tabs=

Viscosidad

μ=

Gravedad

g=

Radio del KOD

Rd=

27 °R K 0.0108 cp

Se asume un diametro de particula Dp, p 32 ft/s^2 9.8 m/s2 ft m

L=2,5*Dp o 3*Dp

Diametro del KOD

Dd=

velocidad liq

Ud=

ft m ft/s m/s

Al=

At=

Calculamos Al/At y se obtiene Hl/Dp de la

hv= Tiempo de residencia

θ= Area de vapor

Av= velocidad de vapor

Uv=

Lreq=

alculos de KOD Horizontal

Calculos de KOD Vertical

50000 lb/h 31000 lb/h 19000 lb/h

Flujo bifásico total Flujo líquido en equilibrio Flujo vapor en equilibrio Calcula la densidad del vapor

ρv=

0.16525172 Ingles Metrico

C(Re)^2=

46.5290157

C=

e)^2, donde C se obtiene de la figura 8,2

Ud=

0.62946239

Qv=

304.032642

Ql=

0.00896057

1000

alauclo de la capacidad del liquido

Lqs=

ft3 - m3

16.1290323

ametro de particula Dp, para una relacion del tanque de :

=2,5*Dp o 3*Dp

L=

0.00295276 ft

18

5462.36559

0

t y se obtiene Hl/Dp de la tabla 8,1

0

#DIV/0!

ea de vapor

-5462.36559

-0.05565952

#DIV/0!

dad del vapor

SELLO VERTICAL

Para un tambor vertical de agua de sello, el diámetro de altura tangente son fijados por el diámetro de la cabecer sellar tambor. Arrastre de gotitas de tamaño considerable del con la antorcha. Si se requiere una contrapresión mín tambor (para la recuperación de gases de antorcha o puesta en altura, h, de la tubería de entrada a ser sumergido y siguiente:

altura del agua en el tanque

h=

Presion requerida del Backpressure

P=

densidad del agua

ρw=

ft m psig barg lb/ft3

Aunque la base de tamaño debe ser verificada y confirmada por el seleccionado proveedor llamarada, las siguientes pautas generales son útiles para establecer el diámetro del tambor y la altura como se indica en la figura 7.3:

a de sello, el diámetro del tambor (DD) y la tangente a el diámetro de la cabecera de alivio (Dp) que entra en el tamaño considerable del agua de sellado no es un problema re una contrapresión mínima aguas arriba de la junta de antorcha o puesta en escena flare), la contrapresión fijará el entrada a ser sumergido y se puede calcular como siguiente:

7.2 7.2.1

DESARROLLO DIMENSIONAMIENTO DE VALVULAS DE SEGURIDAD DE PRESION PROYECTO: CLIENTE: DISEÑO:

AREA MOJADA

EQUIPO:

SEPARADOR DE ACEITES V-

PI&D:

AND-09029-RGD-DF-PI-110

TAG:

PSV-320

DIMENSIONES DEL RECIPIENTE

ft

E  B  cos 1 1  2 *  D 

L  D  * B   Aws   * D *  E   180  

BTU/lb

B:

A:

D:

6

ft

L:

13

λ:

50

E:

1.23

54.28

W 

Q  34500 * Aws 0.82 Q=

1033851 BTU/h

W=

63.21

Q

 20677.02

DATOS DEL GAS P OP :

280

T OP :

155.4 3600

W DISEÑO : k:

1.3753

M:

47.736

PSET  POP  21%

psig 615.4

ºF = lb/h

ºR

P SET :

308.0 psig

POVER  10% * PSET P OVER :

30.80 psig

Z: P LOSS :

0.764 0

psig

P ATM :

14.696

psia

P1:

93

psia

P2  PBACK  PATM

P BACK : Kd:

0.866

Kb:

1

Kc:

1

P1  PSET  POVER  PLOSS  PATM

P2:

353.50 psia

107.696 psia

CALCULO DE LA CONSTANTE DE GAS / VAPOR k 1

 2  k 1 C  520 * k *    k 1

C:

353.87

PR:

0.305

RELACION DE LA PRESION ABSOLUTA

PR 

P2 P1

RELACION TEORICA DE PRESION k

 2  k 1 TPR    k  1

TPR:

0.532

CALCULO DEL AREA CALCULADA Y DEL AREA REQUERIDA

ACALC. 

W T *Z * C * K d * P1 * K c M

A REQ. :

0.104 in 2 0.785 in 2

W REQ. :

27096.8 lb/h

A CALC :

CALCULO DEL FLUJO REAL DEL GAS / VAPOR

WREQ.  AREQ * C * K d * P1 * Kb * Kc *

M T *Z

CALCULO DE LA PRESION DE SALIDA DEL GAS / VAPOR

Po 

0.00245 * AREQ * C * K d * P1 * K c

DONDE: DO : PO:

2

DO * k * Z

 PATM

3 7.89 psig PILOTADA

TIPO DE VALVULA: AREA ADOPTADA:

2" x 3"

H

ORIFICIO: 0.785

2

in

RATING:

300 # x 150 #

NOTA: El tipo de valvula de seguridad a escoger es pilotada debido a que no hay formación de hidratos en la corriente de sa

SEPARADOR DE ACEITES V-320

PSV-320

L  D  * B     * D * E   180   ft 2

lb/hr

CDTP : PSET  1% CDTP:

311.1 psig

(DE TABLA)

de hidratos en la corriente de salida del quipo V-320

7.2 7.2.6

CALCULOS DIMENSIONAMIENTO DE VALVULAS DE SEGURIDAD DE PRESION PROYECTO:

ADECUACION SISTEMA DE ALIVIOS Y VENTEOS PLANTA RIO GRANDE

CLIENTE:

YPFB ANDINA S.A.

DISEÑO:

SOBRE PRESION

EQUIPO:

BOMBA DE LA LINEA DE GLP

PI&D:

AND-09029-RGD-DF-PI-122

TAG:

PSV-122

DATOS DEL GAS

PSET  POP  10%

280 psig

POP: TOP: W DISEÑO:

527

67 ºF = 17292.7 lb/h

k:

ºR

P OVER :

52

z: PLOSS:

0.72

P1:

14.696 psia

PBACK:

153 psia

Kd:

0.866

Kb:

1

Kc:

1

30.8 psig

P1  PSET  POVER  PLOSS  PATM

0 psig

PATM:

308.00 psig

POVER  10% * PSET

1.21

M:

P SET :

353.50 psia

P2  PBACK  PATM P2:

167.696 psia

CALCULO DE SERVICIO DE GAS / VAPOR k 1

 2  k 1 C  520 * k *    k 1

C:

338.24

PR:

0.474

TPR:

0.563

RELACION DE LA PRESION ABSOLUTA

PR 

P2 P1

RELACION TEORICA DE PRESION k

 2  k 1 TPR    k  1 CALCULO DEL AREA CALCULADA Y DEL AREA REQUERIDA

ACALC. 

W T *Z * C * K d * P1 * K c M

A CALC : A REQ. :

0.45113 in 2 0.110 in 2

ACALC. 

W T *Z * C * K d * P1 * K c M

CALCULO DEL FLUJO REAL DEL GAS / VAPOR

W  A * C * K d * P1 * K b * K c *

W REQ. :

M T *Z

4216.51 lb/h

CALCULO DE LA PRESION DE SALIDA DEL GAS / VAPOR

PO 

0.00245 * AREQ * C * K d * P1 * K c

DONDE: DO : PO:

2

DO * k * Z

 PATM

2.5 -9.9125 psig CONVENCIONAL

TIPO DE VALVULA: AREA ADOPTADA:

1 1/2" x 2 1/2"

D

ORIFICIO: 0.110

2

in

RATING:

900 # x 300 #

NOTA:

De acuerdo a la NORMA DE ANDINA PI-SUP-51; SISTEMA DE ALIVIOS EN ISTALACIONES DE SUPERFICIE; PA Se comprovó mediante la simulación de Hysys, que no hay formación de hidratos,en la PSV-122. No hay posibilidad de fugas de sustancias toxicas. No hay necesidad de apertura rápida. Por lo cual se utilizará una Válvula de tipo Convencional, debido a que solo se usa para contrapresión constante.

O GRANDE

BOMBA DE LA LINEA DE GLP 18-24B

PSV-122

CDTP : PSET  1% CDTP:

(DE TABLA)

311.08 psig

ACIONES DE SUPERFICIE; PAG 8. (FIGURA 4)

a PSV-122.

ra contrapresión constante.

3464076 jimber