Cp3 Transporte HC Gases

7/29/2019 Cp3 Transporte HC Gases

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Ecuación de flujo de Gases

Cp.3 Transporte de Gases

P1

P2

z1

z2

N.R

D

L

Cambio de

Energía

Interna del

fluido

Cambio de

Energía

Cinética

del fluido

Cambio de

Energía

Potencial

del fluido

Trabajo

realizado

sobre el

fluido

Calor

cedido

al fluido

Trabajo

de eje

realizad

o por el

fluido

+ + + + - = 0

02

2

s

cc

dwdQPvd dzg

g

g

V d du

02

2

s

cc

dwdQdzg

g

g

V d vdPTds

02

2

f

cc

dwdzg

g

g

V d dP

; Tds = -dQ + dwf

02

2

f

cc

P zg

g

g

V P

Pf =dwf = Caída de

presión por fricción



Régimen de Flujo y Número de Reynolds (Re)

Donde,

= Densidad del fluidoD = Diámetro interno del ductoV = Velocidad promedio del fluido

= Viscosidad del fluido

VD

asVisFuerzas

ArrastredeFuerzas

cosRe

Donde,

Psc = Presión en condiciones estándar, psiaTsc = Temperatura en condiciones estándar, oRqsc = Caudal en condiciones estándar, MscfdG = Gravedad específica del gasD = Diámetro interior, in

= Viscosidad dinámica, cp

Si Tsc= 520 oR y Psc=14,73 psia la ecuaciónanterior resulta,

DT

GqP

sc

scsc39,710Re

D

Gqsc123,20Re




Flujo Horizontal de Gases


P1 P2

z1 z2

N.R

L

D0 f dPdP

02

2

f

cc

dPdzg

g

g

V d dP

dL Dg

V f dP

c

m f 2

2

dL DT P

PT Z Q

ZRT

PM

Dg

f dPsc

scsc

c

m

4222

222216

2

P

P

T

T

Z

Z Q

D A

QV sc

scsc

sc2

4

- Régimen Permanente

- Flujo Horizontal

- Flujo isotérmico

- Se desprecia energía cinética

dLT g D R

Q MTP f dP

Z

P

scc

scscm

252

228

LT g D R

QGZTP M f PP

scc

scscairem

252

222

1

2

2 8

2

Integrando para Z constante:



Flujo Horizontal de Gases


P1 P2

z1 z2

N.R

L

D

- Régimen Permanente

- Flujo Horizontal

- Flujo isotérmico

- Se desprecia energía cinética

LGZTf

DPP

P

T RgQ

msc

sccsc

52

2

2

1

2

22

9644,46

5,052

2

2

16353821,5

LGZTf

DPP

P

T Q

msc

sc

sc

Donde:Qsc= Caudal volumétrico, Mscfd

Z=Factor de compresibilidad a P y T promedioP1=Presión en 1(psia)P2=Presión en 2 (psia)G=Gravedad específica del gasTsc=Temperatura estándar (oR)Psc=Presión estandar (psia)T=Temperatura promedio de flujo (oR)

L=Longitud del tubo (ft)D=Diámetro interno del tubo (in)f =Factor de fricción de Darc

Ecuación de Weymouth



Temperatura y Presión Promedio


5,02

2

2

1

2

1 PP xPP x L

L x

x

P1 P2

z1

z2

N.RL

D

Lx

P1

P2

L

2

2

2

1

3

2

3

1

3

2

PP

PPP

2

21 T T T

2

1

21

lnT

T

T T T

Presión Promedio:

Temperatura Promedio:



Ecuación de Weymounth Modificada


P1 P2

z1

z2

N.RL

D

Lx

P1

P2

L

3 / 1

032,0

D

f m

5,03 / 162

2

2

15027,31

LT Z G

DPP

P

T Q

sc

sc

sc

Esta ecuación es bastante utilizada en el diseñode sistemas de transmisión por quegeneralmente maximisa diámetros de tuberíapara un dado caudal de flujo y caída de presión.



Ecuación de Panhandle A


P1 P2

z1

z2

N.RL

D

Lx

P1

P2

L

Esta ecuación es más utilizada en líneas condiámetros grandes y a caudales elevados.

1461,0Re

0768,0m f

07881,0

42695,246060,05394,02

2

2

1

07881,1

16491,32

gsc

sc

sc

D

G LT Z

PP

P

T Q



Ecuación de Panhandle B


P1 P2

z1 z2

N.RL

D

Lx

P1

P2

L

Esta ecuación es más aplicable en líneas condiámetros grandes a elevados números deReynolds.

03922,0Re

00359,0m f

020,0

530,2490,051,02

2

2

1

02,1

1364,109

gsc

scsc

D

G LT Z

PP

P

T Q



Solución de Clinedinst paraFlujo Horizontal


P1 P2

z1 z2

N.RL

D

Lx

P1

P2

L

Esta ecuación considera el efecto de la presiónen Z y el factor de fricción que dependerá delnúmero de Reynolds (Re) y la rugosidad ( ).

dLT g D R

Q MTP f dP

Z

PPdP

Z

P

scc

scscm

r r

pc 252

22

2 8

LT g D R

Q MTP f dP

Z

PdP

Z

PP

scc

scscm

P

r r

P

r r

pc

r r

252

22

00

2 821

21

00

5,05

969634,7r r P

r r

P

r r

msc

sc pc

sc dP

Z

PdP

Z

P

Lf T G

D

P

T PQ




EJERCICIO:

Una línea horizontal de 125 km transporta gas natural con gravedadespecífica de 0,65 y una viscosidad de 0,012 cp por una línea de 32 in y unespesor de 0,406 in.

Cual sería la capacidad máxima si la presión de entrega del compresor es1500 psia y l a presión al final de la línea es de 300 psia?(a) Utilizar la ecuación de Weymouth(b) Utilizar la ecuación de Clinedinst

P1 P2

z1 z2

N.R

L

D




Si se desprecia cambios de energía cinética enEc.(3.1), la ecuación de flujo estará representado por:

Ecuación de Flujo Vertical e Inclinado

02

2

dL DgV f dz

ggdP

c

m

c

P1

P2

z1

z2

N.R

D

L

dzV z

L

Dg

f

g

gdP

c

m

c

2

2

dz DT P

PT Z Q

z

L

Dg

f

g

g

ZRT

PG M dP

sc

scsc

c

m

c

aire

4222

222216

2

2

1

2

1

522

2222

97,28

81057,0

) / Gdz

RdP

DgT zP

PT Z LQ f

g

g

P ZT

csc

scscm

c

dL=(L/z) dz




Considerando Psc=14,73 psia , Tsc = 520 oR , gc = 32,17lbm ft/lbf-s2, P=(psia), Qsc=(Mscfd), T=(oR), L=(ft) y z=(ft)la Ec.(3.26) puede ser escrita como:

Ecuación de Flujo Vertical e Inclinado

P1

P2

z1

z2

N.R

D

L

GzdP

D zP

T Z LQ f

P ZT

scm

01875,0107393,6

1

) / 2

1

52

2224

T

GzdP

D zP

T Z LQ f

P Z

scm

01875,0

107393,61

) / 2

1

52

2224

Si se considera una temperatura de flujo promedio, laecuación anterior se reduce a:

25

224107393,6

pc

scm

P zD

T LQ f B

Integral de Sukkar e Cornell

T

GzdP

P BZ

P Z pr

P

P pr

pr 01875,0

) / (1

) / (2

1

22




Ecuación de Flujo Vertical e InclinadoPresión Estática en el fondo de un Pozo

P 1

P 2

L

D

Para las actividades de producción y análisis del reservorio esfrecuentemente requerido el cálculo de la presión de fondo paracondiciones estáticas o de cierre. En estas condiciones el

caudal de flujo es nulo y la ecuacíón de flujo se reduce a:

T

GzdPP

Z P

P

01875,02

1

P1=Presión de fondo ; P2 = Presión de cabeza

T Z

Gz

ePP

01875,0

21

2 /

21

s

ePP

T Z

Gzs

0375,0





P 1

P 2

L

D

Si se considera una temperatura promedio constante y seconsidera el efecto de variación de presión en Z, la Ec.(3.29)puede escribirse como:

La solución de la Ec.(3.32) fue obtenida por Sukkar e Cornell(1995) y son resumidos en Anexo para B=0.

T

GzdP

P

Z dPP

Z pr

P

P pr

P

P

r

r

01875,02

1

2

1





P 1

P 2

L

D

EJERCICIO:

Determinar la presión de fondo estática en un pozo de

producción de gas de una profundidad de 4900 ft , la gravedadespecífica del gas es 0,7 , la temperatura en la cabeza de pozoes 80 oF, la temperatura de fondo es 158 oF y la presión decabeza es de 400 psia.

(a) Utilizar el método de Ty Z promedio

(b) Utilizar el método de Sukkar y Cornell




Ecuación de Flujo Vertical e InclinadoPresión de Flujo en el fondo de un Pozo

P 1

P 2

L

D

Si se considera valores promedio para Z y T , la Ec.(3.28) sereduce a:

Integrando la anterior función del tipo,

T Z GzdP

zD

T Z LQ f P

pP

P scm

01875,0107393,6

2

1

5

22242

22

22ln

2

1PC

PC

PdP

5

22242

2

2

1

1107393,6

zD

eT Z LQ f PeP

s

scms

25

224107393,6

pc

scm

P zD

T LQ f

B





P 1

P 2

L

D

Si se considera un valor promedio de temperatura y ladependencia del factor de compresibilidad Z con la presión,considerando condiciones reducidas la Ec. (3.28) puede ser

escrita como:

Sukkar e Cornell proponen la solución de laecuación. (en anexo).

25

224107393,6

pc

scm

P zD

T LQ f B

T

GzdP

P BZ

P Z pr

P

P pr

pr 01875,0

) / (1

) / (2

1

22

Si el flujo se realiza por la sección anular el término de D5

debe ser substituido por:

tocitoci D D D D D 2225

donde,Dci = Diámetro interno del tubo de encamisado, inDto = Diámetro externo del tubo del tubing, in





P 1

P 2

L

D

EJERCICIO:

Determinar la presión de fondo de flujo en un pozo direccional

de producción de gas de una profundidad de 4000 ft y unalogintud de 5000 ft, la gravedad específica del gas que seproduce es 0,7 y tiene una viscosidad de 0,016cp, latemperatuar en la cabeza de pozo es 95 oF, la temperatura defondo es 162 oF y la presión de cabeza es de 2000 psia. Eltubing tiene un diámetro interno de 3 in y una rugosidad de0,001

(a) Utilizar el método de Ty Z promedio(b) Utilizar el método de Sukkar y Cornell




Ecuación de Flujo en Terreno Montañoso

Por lo general las líneas de transporte de gas deben atravesar terrenosmontañosos que distan mucho de una línea horizontal. Una línea detransporte puede ser esquematizada de forma general de la Figura ,

1 23 n-1

z

Entrada

Salida

n

En estos casos es posible corregir la ecuación de flujo asumiendocondición estática o condición de flujo, ciertamente este último seaproxima más a la realidad.




Ecuación de Flujo en Terreno MontañosoCorrección estática

Este abordaje considera el efecto de la diferencia de elevación entre laentrada y salida del ducto, z, mediante una columna estática de gas dealtura equivalente a la diferencia de elevación. Esto significa corregir lapresión de salida Po por es/2, de forma similar al cálculo de la presión defondo estática en un pozo. Así tendremos la presión de salida corregidaserá,

o

s

o PeP 2 / ´

T Z

zGs

0375,0

z 0 para flujo ascendente ; z 0 para flujo descendente




Ecuación de Flujo en Terreno MontañosoCorrección estática

Esta presión corregida debe ser utilizada en la ecuación de flujoconsiderada. Si consideramos la Ecuación de Weymouth, se tendrá:

5,0

3 / 1622

5027,31

LT Z G

DPeP

P

T Q o

s

i

sc

sc

sc




Ecuación de Flujo en Terreno MontañosoCorrección de Flujo

Una corrección más rigurosa para ductos inclinados se realiza utilizandola ecuación para flujo inclinado asumiendo un temperatura y factor decompresibilidad promedio, o sea:

2

5

522 1105272,2

sc

s

mo

s

i QsD

e L f T Z GPeP

5,0522

6353821,5

em

o

s

i

sc

scsc

L f T Z G DPeP

PT Q

Ls

e L

s

e

)1(





5,0

522

6353821,5

em

o

s

i

sc

sc

sc L f T Z G

DPeP

P

T Q

n

n

ssssssss

e Ls

ee L

s

ee L

s

ee L

s

e L

nm 1....

11)1( 1221211

3

3

2

2

1

1

Para un caso general donde el trazado del ducto no es uniforme ypresenta variaciones de elevación, este puede ser dividido en varias

secciones y la longitud efectiva a considerar será:

donde,

si representa la sección i de la línea.





EJERCICIO:

Se tiene un sistema de transporte con tres estaciones 1 (z1=4000 ft), 2

(z2=7000 ft), y 3 (z3=2000 ft). La tubería es de 7 in de diámetro interno ycon una longitud de 2 millas entre el punto 1 y 2, y una longitud de 5millas entre 2 y 3.La presión de entrada en la estación 1 es 3000 psia, y la presión deentrega en el punto 3 se mantiene en 2200 psia.El gas tiene una gravedad específica de 0,6, una temperatura promediode flujo de 85 oF y fm=0,025.Determinar:

(a) Capacidad de transporte(b) Presión en la estación 2.




Perfil de Temperatura en un Ducto

La variación de temperatura del fluido en una línea de transporte puedeser importante para el diseño por que afecta las propiedades de

transporte del gas y, consecuentemente, la caída de presión.

El considerar esta variación a lo largo de la tubería puede ser bastantecompleja por que depende del entorno y las condiciones de flujo dentroel tubo.

Por este motivo es que muchos análisis consideran variaciones

lineales de la temperatura con la longitud, pero en algunos casos puedeser necesario una evaluación más precisa de esta variación.





Papay(1970) propone una ecuación asumiendo que la presión, el caudal yla transición de fases son funciones lineales de la distancia desde laentrada a la tubería.

Para el caso en que el cambio de fases es despreciado, no se tieneefectos de Joule-Thompson y que los cambios de elevación y velocidadno son significativos, la ecuación puede estar representada por:

x

x

KL

ss L eT T T T )( 1

pmc

k K

donde,

Ts = Temperatura del suelo o los alrededores, oFT1 = Temperatura de entrada, oFk = Conductividad Térmica, Btu/ft-s oFm = Flujo másico, lbm/s

cp = Calor específico a presión constante, Btu/lbm oF





En el caso del gradiente de temperatura para los flujos verticales enpozos, donde, el gradiente de temperatura varia con el gradientegeotérmico, GT ( oF/ft), del subsuelo, Ramey (1962) propone la siguienteecuación:

donde,

Lx=Distancia desde el fondo del pozo o punto de entrada, ftTLx = Temperatura en la longitud Lx, oFT1 = Temperatura en el punto de entrada (L=0), oFGT =Gradiente geotérmico, oF/ftK = k/ (mcp)

)1(11 x

x

KL

xT L eK LGT T




Clasificación deCompresores

Desplazamiento

positivo

Reciprocante

Rotativo

Pistón

Varillas

Diafragma

Tornillo

Lóbulos

Venas

Cámara y pistón

Doble efecto

Simple efecto

Flujo continuo o

cinéticas

Centrífugas

Periféricas

Especiales

Flujo radial

Flujo radial y axial

Flujo axial Simple succión

Simple succión

Doble succión

COMPRESORES




Tipos de Compresores y Rangos de Aplicación




Parámetros de Selección de Compresores

Características del Gas Natural

Caudal de flujo

Relación de Compresión y Presiones de Operación

Temperatura de operación

Equipo de Potencia

Régimen de Funcionamiento y Operación

Costos de Capital

Costos de Operación y Mantenimiento

Espacio y Fundaciones




Tipos de Procesos de Compresión

Proceso isotérmico

de compresión (n=1)

Proceso isoentrópicoó adiabático decompresión (n=k)

Proceso politrópicode compresión (n=n)

n=1

n=k

v

P

n

A

B C DPd

Pa

C cttePvn .




Telaciones de Presión, Temperatura y Volumen Específico enProcesos de Compresión

Proceso politrópico decompresión:

n=1

n=k

v

P

n

A

B C DPd

Pa

)1 /(

1

2

1

2

nn

T

T

p

p

)1 /(1

2

1

1

2

n

T T

vv




Trabajo de CompresiónEl trabajo de compresión necesario será equivalente alárea que definirá en el diagrama P-v cada uno de losdistintos procesos.

Es fácil verificar que el menor trabajo que se necesite será

en un proceso isotérmico (n=1).

Por otro lado, el trabajo necesario para un proceso decompresión adiabático o isoentrópico (n=k), es decir sinintercambio de calor, será el superior que se necesitarápara un proceso de compresión.

Para efectos de diseño generalmente se considera unproceso adiabático de compresión y la potencia evaluadaes corregida mediante un rendimiento térmico o politrópico.

Para que un proceso de compresión consumo menospotencia lo que se hace es aproximar el sistema al

comportamiento isotérmico, esto se lo consigue utilizandomúltiples etapas y enfriadores entre etapas.

n=1 n=k

v

P

n

A

B C DPd

Pa




Exponente Politrópico (n) e Isoentrópico (k)Si se conocen los calores específicos a presión constante(cp) y a volumen constante (cv) el exponente k puede serdeterminado utilizando la ecuación siguiente:

Btu/(lbmol oR)

n=1 n=k

v

P

n

A

B C DPd

Pa

k

c

c

v

p

986,1 Rcc v p

Ikoku (1984) presenta una ecuación empírica para estimar el

valor de “k” es válida para 0,55 G 1 y toma unatemperatura de referencia de 150 oF:

328,2

log378,2 Gk




Estimativa de Exponente Isoentrópico (k)




Rendimiento Politrópico

Una forma de estimar el coeficiente politrópico (n) es utilizando las correlacionespara la eficiencia politrópica, la misma que está relacionada con (n) y (k) de lasiguiente forma:

nnk k

oPolitrópicTrabajoco IsoentrópiTrabajo p

/ )1( / )1(




Etapas de CompresiónExisten límites prácticos permisibles en distintos parámetros de los sistemas decompresión por cada etapa. Las limitaciones varían con el tipo de compresor eincluyen lo siguiente:

oTemperatura de descarga, en todos los tipos.

oEficiencia de compresión, en todos los tipos.oNiveles de presión, unidades dinámicas y la mayoría dedesplazamiento positivo.oRadio de compresión, unidades dinámicasoEfecto de espacio nocivo, unidades reciprocantes.

Cuando alguna de estas limitaciones se presenta, una opción es pensar enutilizar sistemas de compresión en varias etapas en serie.

Enfriadores son generalmente utilizados entre las etapas para incrementar laeficiencia del sistema de compresión, esto se consigue reduciendo la temperaturade entrada en la etapa siguiente o para la entrega del producto comprimido.




Métodos de Diseño y Selección de CompresoresEl diseño de sistemas de compresión se lo realiza por compresor y por cadaetapa, considerando que existe caídas de presión y cambios de temperatura enlos interenfriadores y líneas de conexión, y variaciones de densidad por efectosde condensación.

Entre los métodos utilizados en el diseño de compresores son:

(1) Expresiones analíticas derivadas de la teoría termodinámica,

(2) Diagramas entalpía y entropía , comúnmente conocidos como diagramas deMollier para procesos de compresión isoentrópica,

(3) Diagramas de desempeño provisto por los fabricantes.

El método a ser utilizado dependerá del grado de precisión requerido. Losresultados obtenidos permitirán elegir el tipo de compresor a ser utilizado enun aplicación específica.




Método de Expresiones Analíticas2

1

P

P

vdPw C CttePv k

aire

aaaa

k

k

a

d aa

GM

RT Z vPdonde

P

P

k

k vPw

,

11

1

) / (;11

144

1

lb ft lbf P

P

k

k

GM

RT Z mW

k

k

a

d

aire

aa

min) / (;1440

10 / 63 lb MMscfd ft lb

RT Z

M Pm

RT Z

M Pm

sc

scsc

gsc

sc

scsc

gsc

scsc

11

144330001440

101

6 k

k

a

d

aire

aasc

scsc

airesc

P

P

k

k

GM

RT Z

RT Z

GM PW

11

0303,3

1

k

k

a

d

sc

aascsc

P

P

k

k

T

T Z PW

; hp




La ecuación anterior permite calcular la potencia ideal de compresión en (hp) ygeneralmente esta es empíricamente modificado para considerar el efecto de lacompresibilidad del gas natural en la admisión y descarga mediante la siguienteecuación:

donde;

IHP = Potencia ideal de compresión, hpPsc = Presión a condiciones estándar, psiaTsc = Temperatura a condiciones estándar, oR

Qsc = Caudal volumétrico en condiciones estándar, MMscfdZa = Factor de compresibilidad en la admisiónZd = Factor de compresibilidad en la descargaPa = Presión de admisión, psiaPd = Presión de descarga, psiaTa = Temperatura de admisión, oRk = Coeficiente isoentrópico

Método de Expresiones Analíticas

112

)(0303,3

1

k

k

a

d

sca

ad ascsc

P

P

k

k

T Z

T Z Z QP IHP




La temperatura de descarga puede ser evaluada utilizando las relacionespolitrópicas, considerando n=k para proceso isoentrópico.

El calor removido en los enfriadores entre etapas o en la descarga puede sercalculado utilizado la ecuación de balance de energía en el lado del gas queatraviesa el enfriador, o sea:

así , la capacidad global de transmisión de calor necesaria en el enfriador será,para el método de diferencia media logarítimica Tln,

Método de Expresiones Analíticas

)1 /(

1

2

1

2

k k

T

T

p

p

sega s gg pgasenfriador T T cmQ

ln

)(T

QUA

enfriador

enfriador




Son obtenidas para gases con distinta gravedad específica y condiciones depresión y temperatura crítica, la forma de la gráfica es la siguiente:

Método de Diagrama Entalpia-Entropia (Diagrama de Mollier)

A – B Proceso isoentrópico (etapa 1)

B – C Proceso a presión constante (enfriador)

C – D Proceso isoentrópico (etapa 2)




Método de Diagrama Entalpia-Entropia (Diagrama de Mollier)

Despreciando la transmisión de calor desde

el gas al equipo de compresión y los

alrededores la ecuación de balance de

energía puede ser expresada como:

donde,

w = Trabajo de compresión, Btu

ng = Número de moles del gas, lbmol

hd y ha = Entalpias de descarga y admisión,

Btu/lbmol

La potencia de compresión ideal en (hp)puede ser calculado por:

ad g hhnw

ad g hhn IHP

5106376,1




Método de Curvasde Potencia

Presentan la potencia idealde compresión ó la potenciareal en función a lascondiciones de operación yel tipo de gas, generalmenteproporcionados por elfabricante.




El BHP requerido generalmente es mayor a la potencia ideal IHP. La energíaperdida es representada por dos tipos de eficiencia: la eficiencia de compresión,

c, y la eficiencia mecánica, m. Estas eficiencias se definen como,

En los compresores modernos,

Los valores de c oscilan entre 83% y 93%

Los valores de m entre 88% y 95%.

Potencia Necesaria en el Eje (Brake Horse Power - BHP)

mc

IHP BHP




Número de Etapas

donde,

r= Radio de compresión óptimo por etapaPd = Presión de descarga final en el sistema de compresión, psiaPa = Presión de admisión en la primera etapa del sistema de compresión, psians = Número de etapas

Se recomienda reducir la presión teórica de entrada en cada etapa en alrededorde 3% para considerar la caída de presión entre etapas. Esto es equivalente adividir el “r” por (0,97)1/ns .

Diseño de Compresores Recíprocos

sn

a

d

P

Pr

/ 1




Rendimiento Volumétrica ( v) y capacidad,

donde,

A = Factor de llenado, de fugas, de fricción, etc; generalmente entre 0,03 a 0,06.Lu = Factor de lubricación; generalmente 0,05 para compresores no lubricados ó cero en losotros casos.Za y Zd = Factor de compresibilidad en la admisión y descarga.

Capacidad de desplazamiento (Q),

donde,

Q = Volumen o capacidad de desplazamiento, ft3/minDp = Diámetro del pistón, ftL = Carrera del pistón, ftRPM = Velocidad de rotación, rev/min

v = Rendimiento volumétrico

Diseño de Compresores Recíprocos

11

/ 1

d

k

a

v Z

r Z Cl Lu A

v p RPM L DQ

2

4




La potencia ideal, IHP, para un flujo de masa de gas m(lbm/min) y una alturapolitrópica hp(ft-lbf/lbm) está dada por:

Potencia y Altura politrópica:

donde,

hp = Altura politrópica, lbf-ft/lbmM = Peso molecular del gas lbm/lbmolTa = Temperatura de admisión, oRZa y Zd = Factor de compresibilidad en la admisión y descarga

Diseño de Compresores Centrífugos

112

15451

n

n

a

d aa

p r n

n

M Z

Z Z T h

33000

pmh IHP




La potencia real requerida en el eje, BHP, estará afectada por las pérdidasmecánicas (HPLm) e hidráulicas (HPLh) de potencia, así:

Las pérdidas mecánica presentan valores entre 7 a 50 hp, dependiendo de lavelocidad y del tamaño de la carcaza de la unidad.

Las pérdidas hidráulicas varían entre 0,3% a 2,5% de (IHP/ v), dependiendo,principalmente, del tamaño de la unidad.


hm

p

HPL HPL IHP

BHP




Número de Etapas

La altura politrópica, hp, es un indicador del número de etapas requerido para el

compresor centrífugo. El número de etapas requerido, ns, está dado por:

donde 9500 ft-lbf/lbm es un límite común asignado a cada etapa de compresión

centrífuga. Esto asumiendo que los impulsores están rotando a la velocidad dediseño óptima.


9500

p

s

hn




Uso del Diagrama de Mollier

La altura de elevación politrópica, hp, podrá ser calculada a partir de,

donde,

p = Rendimiento politrópico

s = Rendimiento isoentrópicoh = Cambio de entalpia para compresión isoentrópica, Btu/lbmole

hp = Altura politrópica, ft-lbf/lbm


s

p

p M

hh

2,778

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Cp3 Transporte HC Gases