5 Patrones de flujo de Oshinowo y Charles

Las coordenadas horizontal y vertical del mapa están definidas definido como:

𝑿𝑿 = 𝐹𝐹𝑎𝑎√∆

(2.27)

𝒀𝒀 = √𝑅𝑅𝑣𝑣

(2.28)

Donde:

Fr: Número de Froude de la mezcla Δ: Número Adimensional

El Número de Froude de mezcla se calcula con la ecuación 2.29: 𝐹𝐹𝑎𝑎 = 1452�𝑄𝑄𝑆𝑆+𝑄𝑄𝑙𝑙�2

𝐷𝐷5

(2.29)

Donde:

Q g: Velocidad volumétrica del gas (pies3_/s) Q l: Velocidad volumétrica del líquido (pies3_/s)

D: Diámetro interior de la tubería (plg)

Donde el número adimensional se calcula de la siguiente forma:

√Δ = �

𝜚𝜚𝑙𝑙0.5𝜎𝜎𝑙𝑙0.5

𝜇𝜇_𝑙𝑙2

�

0.25

(2.30) Donde:

𝝁𝝁𝒍𝒍:Viscosidad de la fase líquida

𝝔𝝔𝒍𝒍: Densidad de la fase líquida

𝝈𝝈𝒍𝒍:Tensión superficial de la fase líquida

√𝑅𝑅𝑣𝑣 = �

𝑄𝑄_𝑄𝑄𝑆𝑆

𝑙𝑙

(2.31)

Donde:

Q g: Velocidad volumétrica del gas Q l: Velocidad volumétrica del líquido

La velocidad volumétrica del líquido se calcula dividiendo el flujo másico de líquido (

𝑊𝑊

𝐿𝐿) entre la densidad del líquido (𝜌𝜌𝐿𝐿):

𝑄𝑄

𝐿𝐿

=

𝑊𝑊 _𝜚𝜚𝐿𝐿

𝐿𝐿 (2.32)

La velocidad volumétrica del líquido se calcula dividiendo el flujo másico de gas �

𝑊𝑊

𝑆𝑆� entre la densidad del gas �𝜌𝜌𝑆𝑆�:

2. 7. CORRELACIONES PARA LA DETERMINACIÓN DEL PATRÓN DE FLUJO Y DE LAS CAÍDAS DE PRESIÓN DE FLUJO A DOS FASES EN TUBERÍAS HORIZONTALES

De forma general, para determinar la caída de presión de una sola fase, tomando de referencia un arreglo de tuberías se requieren datos como presión, temperatura, propiedades del fluido (densidad, viscosidad, peso molecular), cambio de elevación, tipo de fluido y diámetro de la tubería. Lo anterior es expresado en la ecuación o trinomio de Bernoulli en su obra titulada “Hidrodinámica” en 1738, la cual es mostrada a continuación:

�

𝛥𝛥𝑝𝑝_{𝛥𝛥𝐿𝐿}

�

𝑇𝑇

= �

𝛥𝛥𝑝𝑝 𝛥𝛥𝐿𝐿

�

_𝑓𝑓

+ �

𝛥𝛥𝑝𝑝 𝛥𝛥𝐿𝐿

�

_{𝑎𝑎𝑎𝑎}

+ �

𝛥𝛥𝑝𝑝 𝛥𝛥𝐿𝐿

�

_𝑒𝑒 (2.34) Donde:

�

𝛥𝛥𝑝𝑝_{𝛥𝛥𝐿𝐿}

�

𝑓𝑓

=

Gradiente de presión debido a la fricción

�

𝛥𝛥𝑝𝑝_{𝛥𝛥𝐿𝐿}

�

𝑎𝑎𝑎𝑎

=

Gradiente de presión debido a la aceleración

�

𝛥𝛥𝑝𝑝_{𝛥𝛥𝐿𝐿}

�

𝑒𝑒

=

Gradiente de presión debido a la elevación

La ecuación anterior es utilizada como punto de partida para la determinación de las caídas de presión de Flujo bifásico, y en el caso particular de las tuberías horizontales, el gradiente de presión debido al cambio de elevación es igual a cero por lo que la ecuación 2.34 se reduce a:

�

𝛥𝛥𝑝𝑝_{𝛥𝛥𝐿𝐿}

�

𝑇𝑇

= �

𝛥𝛥𝑝𝑝 𝛥𝛥𝐿𝐿

�

_𝑓𝑓

+ �

𝛥𝛥𝑝𝑝 𝛥𝛥𝐿𝐿

�

_{𝑎𝑎𝑎𝑎} (2.35)

�

𝛥𝛥𝑝𝑝_{𝛥𝛥𝐿𝐿}

�

𝑇𝑇

= f

𝜚𝜚 𝑣𝑣2 2𝑆𝑆𝑎𝑎𝑑𝑑

+

𝜚𝜚 𝛥𝛥 (𝑣𝑣2) 2𝑆𝑆𝑎𝑎 𝛥𝛥𝐿𝐿 (2.36) Uno de los problemas que se presentan en el flujo a dos fases es la variación de las propiedades que se puede dar dependiendo del sistema de estudio, lo cual se resuelve al suponer que la mezcla gas-líquido es una mezcla homogénea en un intervalo de la tubería, es decir que las propiedades de la mezcla son las mismas en determinado segmento de tubería. Por lo tanto la ecuación 2.36 se puede escribir:

�

𝛥𝛥𝑝𝑝_{𝛥𝛥𝐿𝐿}

�

𝑇𝑇

= 𝑓𝑓

𝑡𝑡𝑝𝑝 𝜚𝜚𝑚𝑚 𝑣𝑣𝑚𝑚 2 2𝑆𝑆𝑎𝑎𝑑𝑑

+

𝜚𝜚𝑚𝑚 𝛥𝛥 (𝑣𝑣𝑚𝑚 2) 2𝑆𝑆𝑎𝑎 𝛥𝛥𝐿𝐿 (2.37)

Donde la densidad (𝜚𝜚𝑚𝑚) y viscosidad (𝑣𝑣𝑚𝑚) se refieren a la mezcla y son

El factor de fricción (𝑓𝑓𝑡𝑡𝑝𝑝) depende del Número de Reynolds; esto es, de las

fuerzas inerciales y viscosas de la mezcla de fluidos y de la rugosidad de la tubería. En flujo de dos fases, el factor de fricción depende también de las fuerzas gravitacionales y las interfaciales, además de las fuerzas ya mencionadas.

Diversos investigadores han adoptado la ecuación 2.37 para evaluar las características del flujo de dos fases y determinar la caída de presión total del sistema, pero también numerosos autores como los que se mencionan a continuación han presentado métodos experimentales de cálculo a partir de correlaciones para evaluar el gradiente de presión en tuberías horizontales.

 _{Correlación de Beggs y Brill (1973)}  _{Correlación de Dukler (1969)}

Es importante hacer notar que la determinación de la caída de presión en flujos bifásicos difiere en gran medida de la que ocurren en una tubería en la cual fluye una sola fase, esto se debe a que al coexistir dos fases en la tubería se crea una interfase que ocasiona su deslizamiento entre fases, lo cual origina diversos patrones de flujo dependiendo de la forma de la interfase, es decir si es lisa o irregular provocando que la caída de presión llegue a ser 5 o 10 veces mayor en comparación con las del flujo de una sola fase.

2. 8. PROCEDIMIENTO GENERAL DE CÁLCULO

La caída de presión y tipo de patrón de flujo está en función de parámetros tales como: condiciones de presión y temperatura, tipo de fluido, longitud y diámetro de tubería, grado de inclinación (el cual no influye en tuberías horizontales) y propiedades del fluido (densidad, viscosidad, peso molecular y tensión superficial).

Utilizaremos el Diagrama 2.1 como referencia para el procedimiento que a continuación se describe, con la finalidad de hacer una fácil interpretación de cada paso.

Figura 2. 22 Segmento de una tubería (Elaboración propia, 2015)

El procedimiento de cálculo fue tomado y modificado del libro “Transporte de Hidrocarburos por Ductos” (Garaicochea Petrirena, Bernal Huicochea, & López Ortiz, 1991), es un procedimiento iterativo y es para el caso de flujo isotérmico. A continuación se describen los pasos generales y posteriormente serán modificados

P1= Punto 1

L=0 P2= Punto

Diagrama 2. 1 Procedimiento General de Cálculo (Elaboración propia, 2016)

La presión 𝑝𝑝1 y temperatura a la

entrada de la tubería son conocidas y la longitud de la tubería es igual a cero.

Determinar las propiedades de los fluidos (como la densidad de la mezcla, etc.) a las condiciones de operación.

Calcular 𝑝𝑝̅ y la presión final 𝑝𝑝2

suponiendo una caída de presión ∆𝑝𝑝

𝑝𝑝̅ = 𝑝𝑝1−∆𝑝𝑝₂

𝑝𝑝2= 𝑝𝑝1 – 𝛥𝛥𝑝𝑝

Calcular las velocidades superficiales y los gastos másicos de las fases

Determinar el colgamiento sin

resbalamiento o con resbalamiento De acuerdo con la _{correlación a utilizar}

Perdidas por aceleración considerables

SI _{Determinar las pérdidas}

por aceleración.

NO

Calcular el valor del factor

de Fricción De acuerdo con la _{correlación a utilizar} Determinar el gradiente

de presión ∆p/∆L Remplazar L por L + ∆L

L + ∆L es menor que la longitud total SI NO Igualar p1 = p2

El cálculo se termina, obteniéndose la presión final por interpretación si es necesario.

2. 9. CORRELACIÓN DE BEGGS Y BRILL

La correlación Beggs y Brill (1973), fue desarrollada a partir 548 pruebas en donde la variable más importante de estudio fue la variación de flujo e inclinación de las tuberías con la intención de observar todos los patrones de flujo. Las pruebas se realizaron con una mezcla de aire y agua en tuberías de acrílico transparente de 1 y 1 ½ plg de 90 pies de longitud, el sistema de prueba contaba con un mecanismo que permitía variar el ángulo de inclinación con la intención de observar como el ángulo de la tubería afectaba el colgamiento y la caída de presión.

Tabla 2. 7 Parámetros de Prueba de la Correlación Beggs y Brill *

Parámetro Unidades Rango

Flujo de Gas Mpies3 _{/ día 0 - 300}

Flujo de Líquido Galones / min 0 - 30 Presión promedio del sistema psia 35 - 95 Diámetro de la tubería pulgadas 1 - 1 ½

Colgamiento de líquido - 0.0 - 0.87

Angulo de inclinación - -90° / 90°

* (Garaicochea Petrirena, Bernal Huicochea, & López Ortiz, 1991)

Balance de energía para el sistema desarrollado para tuberías horizontales:

∆p ∆L= 43.539 ftp Wm2 ϱnsd5

+

7.2557 ϱmwg wm ϱns p d4ϱg ∆p ∆L

(2.38) Las pérdidas por aceleración se calculan con la siguiente ecuación:

E

k

=

7.2557 ϱ_ϱ m wg wm

ns p d4ϱg (2.39) La ecuación 2.38 queda como sigue:

∆p ∆L

=

43.539 ftpwm2

ϱnsd5(1−Ek) (2.40) De la ecuación 2.41 se obtiene el factor de fricción para las dos fases:

Donde fn se calcula con la siguiente expresión: fn = �2 log �_{4.5223 log N}NRe_Re−3.8215�� −2

(2.42) NRe = 124 d v_μ mϱns ns (2.43)

La relación del factor de fricción de la ecuación 2.41 se conoce como el factor de fricción normalizado (𝑓𝑓𝑡𝑡𝑝𝑝/𝑓𝑓𝑛𝑛), y está en función del colgamiento del líquido HL(o), y

del colgamiento sin resbalamiento λ y puede obtenerse de la siguiente expresión: ftp

fn

= e

s _(2.44)

En la cual:

S =

_{−0.0523+3.182 Inx −0.8725(Inx )}ln x _{2+0.01853(Inx )4} (2.45)

x =

_y λ

PROCEDIMIENTO DE CÁLCULO

A continuación se presenta en el Diagrama 2.2 el procedimiento de cálculo para la correlación Beggs y Brill:

Diagrama 2. 2 Procedimiento de Cálculo Beggs y Brill (Elaboración propia, 2016)

La presión 𝑝𝑝1 y temperatura a la entrada

de la tubería son conocidas y la longitud de la tubería es igual a cero.

Determinar las propiedades de los fluidos (como la densidad de la mezcla, etc.) a las condiciones de operación.

Calcular 𝑝𝑝̅ y la presión final 𝑝𝑝2

suponiendo una caída de presión ∆𝑝𝑝 𝑝𝑝̅ = 𝑝𝑝1−∆𝑝𝑝₂

𝑝𝑝2= 𝑝𝑝1 – 𝛥𝛥𝑝𝑝

Calcular las velocidades superficiales y los gastos másicos de las fases

Calcular el NFR, λ y los parámetro de correlación

L1, L2, L3 y L4 y determinar el patrón de flujo del

Mapa 2.2 o de la Tabla 2.4

SI

Determinar las pérdidas por aceleración (Ek) ecuación 2.39

NO

Calcular el valor del factor de Fricción normalizado ecuaciones 2.42 a 2.46

Determinar el gradiente de presión ∆p/∆L aplicando la ecuación 2.40 Remplazar L por L + ∆L L + ∆L es menor que la longitud total SI NO Igualar p1 = p2

El cálculo se termina, obteniéndose la presión final por interpretación si es necesario.

Calcular el colgamiento real del líquido de acuerdo con el tipo de patrón de flujo determinado, ecuaciones 2.17, 2.18, 2.19 o 2.20.

Calcular f𝑡𝑡p de la ecuación 2.41 Perdidas por aceleración considerables

2. 10. CORRELACIÓN DE DUKLER

En 1964 Dukler, Wicks y Cleveland presentaron un estudio de comparación, el cual determinó el desempeño de las correlaciones existentes. Es por ello que Dukler desarrolló un procedimiento en el cual tomo dos supuestos, el primero es suponer un colgamiento de líquido finito y el segundo fue suponer una mezcla homogénea de las fases, en la cual no existe deslizamiento entre fases.

La expresión general para el cálculo del gradiente de presión es:

∆p ∆L= 0.0012939 ftpϱm´ vm2 d

+

1 4633 ∆L

∆ �

ϱgvsg2 1− yL(o)

+

ϱgvsL2 yL(o)

� ∆p

(2.47) Donde:

𝜌𝜌

𝑚𝑚

=

ϱLλ 2 yL (o)

+

ϱg (1− λ)2 1− yL (o)

(2.48) Definiendo a Ek

E

k

=

₄₆₃₃1

∆ �

ϱgvsg 2 1− yL(o)

+

ϱgvsL2 yL(o)

�

(2.49) La ecuación 2.72 se reduce a: ∆p ∆L

=

0.0012939 ftpϱm´ vm2 d (1− Ek) (2.50) De la Gráfica 2.1 se obtiene el factor de fricción normalizado para las dos fases :

Gráfica 2.1 Factor de fricción normalizado para las dos fases Dukler, Wicks & Cleveland (Flores Sanchez & Porras Mejía, 2007)

El colgamiento real del líquido se obtiene de la Gráficas 2.2.:

Gráfica 2.2 Colgamiento real del líquido en tuberías horizontales

El factor de fricción normalizado y el colgamiento real del liquido se pueden obtener de dos formas, ya sea de las gráficas mostradas arriba o bien con las siguientes ecuaciones ajustadas a tales gráficas:

fn = 0.0056 + 0.5 NeRe−0.32 (2.51) ftp

fn = 1.076587 – 2.182034x – 0.937941x

2 _{– 0.101785x}3 (2.52)

x = log (λ) (2.53)

Finalmente, obtener ftp de la siguiente expresión:

f

tp

= �

f_ftp_n

� f

n

(2.54) El colgamiento real del líquido se puede obtener de la Gráfica 2.2, o bien, de las siguientes ecuaciones:

• Para 0.1 ≤ λ _{≤ 1.0}

yL (o) = b0 + b1x + b2x2 + b3x3 + b4x4 (2.55)

Tabla 2. 8 Parámetros para 0.1 ≤ λ ≤ 1.0 Parámetro Ecuación b0 0.469609 – 0.138040 Z – 0.027481 Z 2 _{+ 0.003537 Z}3 _{– 0.024212 Z}4 _{+ 0.01097 Z}5 _{+ 0.027187 Z}6 _– 0.019885 Z7 _{0.004693 Z}8 _{+ 0.004295 Z}9 b1 0.106343 + 0.001065 Z – 0.00349 Z 2 _{– 0.002214 Z}3 _{+ 0.002365 Z4 + 0.000567 Z}5 _{– 0.000726 Z}6 ₊ 0.000127 Z7 b2 - 0.015214 + 0.004208 Z + 0.006524 Z2 + 0.000246 Z3 – 0.00127 Z4 – 0.00028 Z5 + 0.000105 Z6 b3 0.001994 + 0.000064 Z – 0.000572 Z2 – 0.00002 Z3 b4 - 0.000144 + 0.000016 Z + 0.000083 Z 2 _{– 0.000133 Z}3 _{+ 0.000043 Z}4 _{– 0.000042 Z5 – 0.000028 Z}6 ₊ 0.000106 Z7 _{+ 0.000003 Z}8 _{– 0.000022 Z}9 Donde: Z = log (NRe ) – 4.0176 (2.57) • Para 0.01 ≤ λ _{≤ 0.1} yL (o) = b0 + b1λ (2.58) • Para 0.006 ≤ λ _≤0.01

Tabla 2. 9 Parámetros para 0.006 ≤ λ ≤ 0.01

Parámetro Ecuación

b0 0.7464444 + 0.402593 x – 0.459559 x2 + 0.112758 x3 – 0.008571 x4

b1 0.037791 + 0.091513 x + 0.205683 x2 + 0.390756 x3 + 0.47075 x4 - 0.230195 x5 + 0.023875 x6

• Para 0.003 ≤ λ _{≤ 0.006}

Tabla 2. 10 Parámetros para 0.003 ≤ λ ≤ 0.006

Parámetro Ecuación

b0 0.800301 + 0.386447 x – 0.524572 x2 + 0.140726 x3 – 0.011543 x4

b1 0.110852 + 0.254436 x + 0.54049 x2 + 0.966715 x3 + 1.080144 x4 - 0.594425 x5 + 0.067371 x5

• Para 0.0017 ≤ λ _{≤ 0.003}

Tabla 2. 11 Parámetros para 0.0017 ≤ λ ≤ 0.003

Parámetro Ecuación

b0 0.844298 + 0.363485 x – 0.575184 x2 + 0.165097 x3 - 0.014327 x4

• Para 0.001 ≤ λ _{≤ 0.0017}

Tabla 2. 12 Parámetros para 0.001 ≤ λ ≤ 0.0017

Parámetro Ecuación

b0 0.6911545 + 0.260211 x – 0.494243 x2 + 0.155236 x3 – 0.014659 x4

b1 107.430534 + 62.558994 x – 36.118309 x2 + 1.293692 x3 + 0.581947 x4

La variable independiente de los coeficientes b0 y b1 para el intervalo 0.001≤ λ

≤ 0.01 es equivalente al logaritmo del NRe y esto es:

PROCEDIMIENTO DE CÁLCULO

El procedimiento de cálculo de la correlación de Dukler se muestra en el Diagrama 2.3:

Diagrama 2. 3 Procedimiento de Cálculo Dukler La presión 𝑝𝑝1 y temperatura a la entrada de la tubería

son conocidas y la longitud de la tubería es igual a cero. Calcular 𝑝𝑝̅ y la presión final 𝑝𝑝2

suponiendo una caída de presión ∆𝑝𝑝

𝑝𝑝̅ = 𝑝𝑝1−∆𝑝𝑝₂

𝑝𝑝2= 𝑝𝑝1 – 𝛥𝛥𝑝𝑝

Calcular las velocidades superficiales

y los gastos másicos de las fases Suponer un valor del colgamiento del líquido yL(o)supuesta.

SI _{Determinar las pérdidas por}

aceleración (Ek) ecuación 2.49

NO

Calcular el valor del factor de Fricción normalizado ecuaciones 2.51 a 2.54

Determinar el gradiente de presión ∆p/∆L aplicando la ecuación 2.40 Remplazar L por L + ∆L L + ∆L es menor que la longitud total SI NO Igualar p1 = p2 El cálculo se termina, obteniéndose la presión final por interpretación si es necesario. Obtener la viscosidad de la mezcla

μns con la ecuación 2.15.

Calcular f𝑡𝑡p de la ecuación 2.41 Perdidas por

aceleración considerables

Determinar el valor de la densidad de la mezcla 𝜌𝜌𝑚𝑚 con la ecuación 2.48.

Obtener el NRe de la ecuación 2.43. Resolver la ecuación 2.55

para obtener un yLc(o).

�yLc(o) - yLs(o)|< 0.001

SI

Igualar yLs(o) = yLc (o)

Calcular un nuevo valor de ϱm´ y NRe.

CAPÍTULO III:

EVALUACIÓN

CASO DE ESTUDIO

En este capítulo se describen los detalles del evento de desfogue, la información que se presenta a continuación fue proporcionada por la empresa ICA FLUOR S.A de C.V.

3.1 DESCRIPCIÓN DEL CASO DE ESTUDIO Y AFECTACIONES

El caso de estudio tuvo a lugar en una planta criogénica (Figura 3.1), en la cual como lo indica su nombre se llevan a cabo procesos criogénicos (bajas temperaturas). Estos procesos son utilizados para separar los líquidos del gas endulzado proveniente de plantas endulzadoras o bien directamente de la extracción en campo, este gas dulce es deshidratado antes de ser enfriado, posteriormente mediante un sistema de refrigeración es enfriado, en esta parte del proceso se condensan algunos hidrocarburos (CH4,C2H6,etc.) los cuales son separados y enviados a la Torre Desmetanizadora, en la cual se separa por el domo el metano y por el fondo etano más otros hidrocarburos. El gas de los domos de la Torre se pasa un turbo-expansor, en este equipo se presenta una diferencial de presión (expansión) súbita, lo que provoca el enfriamiento de esta corriente, la cual se recircula a la parte superior de la torre desmetanizadora. Los productos obtenidos al final del proceso son gas residual (gas metano en su mayoría) y los líquidos del gas natural.

Figura 3. 1 Proceso General de una Planta Criogénica

(PEMEX)

La mezcla de hidrocarburos que se manejan en estas plantas son de bajo peso molecular, ya que principalmente son una mezcla de CH4, C2H6, C3H8, C4H10, C5H12 y C6+, es por ello que existe la probabilidad de que se presente como operación normal la presencia de flujos bifásicos en las líneas de proceso y de desfogue, para las cuales son diseñados arreglos de tuberías específicos. Durante el funcionamiento de la planta se pueden presentar operaciones anormales, que pueden causar sobrepresión en los equipos y líneas de proceso, los cuales se encuentran protegidos con dispositivos de

relevo que cuidan la integridad mecánica de las tuberías y equipos, y la integridad física del personal de la planta.

Estos dispositivos de relevo pueden ser válvulas de seguridad, discos de ruptura, válvulas de presión vacío, etc. Los posibles escenarios de relevo pueden ser Fuego, Descarga Bloqueada, Expansión Térmica, entre otros. Cuando existe una operación anormal se presenta y ocasiona el relevo de la válvula de seguridad, que puede ser en fase gas, líquida o incluso en dos fases. En general, las líneas de desfogue de estas plantas son diseñadas para estos casos.

El evento de relevo de este caso de estudio se debió a la acumulación de líquidos en el tanque de acumulación de hidrocarburos TA-01, el cual pudo ser visible desde el quemador de piso cómo se puede ver en la imagen 3.1 y tuvo una duración aproximada de 20 minutos.

Imagen 3. 1 Quemador de piso de la Planta Criogénica

Debido a este relevo se presentaron diversas afectaciones en el subcabezal de 20" y del cabezal principal de 30" de servicios de desfogues, estas afectaciones serán detalladas a continuación en la sección 3.2.

3.2 AFECTACIONES EN EL ÁREA

Se detectaron afectaciones en secciones del rack de tuberías, en algunos soportes situados arriba de las trabes del rack que fueron inclinados varios centímetros debido al desplazamiento de la tubería como se observa en la imagen 3.2, lo que ocasionó que un soporte saliera de su posición cayendo al piso como se muestra en la imagen 3.3.

Imagen 3. 2 Soporte de tubería afectado (Cabezal de 30")

Imagen 3. 3 Soporte faltante de tubería

En la sección del rack existente de Este a Oeste se presentó un desplazamiento en la tubería de aproximadamente 40 centímetros, como se puede observar en la Figura 3.4.

Imagen 3. 4 Tuberías desplazada Tubería desplazada

Las mayores afectaciones se tuvieron en el subcabezal de 20” que colecta desfogues de diversos equipos, observándose un desplazamiento de la tubería sobre el rack recorriendo de Este a Oeste, como se muestra en la Imagen 3.5,3.6, 3.7 y 3.8.

Imagen 3. 5 Tubería desplazada (Subcabezal de 20")

En la siguiente sección de tubería el movimiento se presentó en todas direcciones norte-sur y este-oeste, la tubería fue golpeada contra el soporte.

Imagen 3. 6 Tubería dañada (continuación Subcabezal de 20")

Dos soportes fueron golpeados y uno fue fracturado por el movimiento de la tubería, como se muestra a continuación:

Tubería desplazada Tubería desplazada Tubería desplazada Tubería dañada y desplazada Soporte golpeado

Imagen 3. 8 Soporte 2 de concreto fracturado (continuación Subcabezal de 20")

Con la inspección visual de las imágenes mostradas, se observa que los movimientos provienen del subcabezal de 20”, el cual colecta desfogues de diversos equipos en los que se encuentra incluido el Tanque TA-01. Debido al movimiento brusco en sentido vertical el golpe fue recibido en el soporte 1 mostrado en la imagen 3.6 , el cual fue severamente dañado. El siguiente soporte 2 se localiza muy cercano al anterior descrito, compuesto de acero estructural (imagen 3.8) y se observa que también fue sometido a desplazamientos y cargas, tanto que las bases de una columna se desplazaron quedando fuera de verticalidad. Ésta línea, tuvo grandes desplazamientos en todos los sentidos pues en ninguno de los apoyos cuenta con alguna clase de restricción, bien sean guías o paros direccionales (atraques).

En la Tabla 3.1, se tiene la descripción de las actividades realizadas por cada afectación, no se incluye el precio unitario de los conceptos. Es en la sección 3.3 donde se indica el precio unitario del concepto separándolos en Obra Civil y Tuberías.

Durante la reparación de la afectaciones no fue necesario realizar un paro de planta, de lo contrario se tendría que considerar en los conceptos las pérdidas de producción, además en este incidente no hubo pérdidas humanas o daños a la integridad física del personal por lo que otro tipo de conceptos no fueron indicados en las tablas mostradas a continuación.

Tabla 3. 1 Resumen de Afectaciones

ACCIÓN DESCRIPCIÓN

MATERIALES MANO DE OBRA CONSUMIBLES MAQUINARIA / EQUIPO

Imagen 3.2 Soporte de Tubería afectado (Cabezal de 30").

Sustitución de 3 soportes 3 soportes nuevos

a) Dos Cuadrillas de 4 personas (dos especialistas, Dos ayudantes)

b) Dos cabos (uno por cuadrilla) c) Dos Operadores de Plataformas

(uno por cuadrilla) d) Conductor de camioneta. e) Dos operadores de grúas f) (uno por cuadrilla)

a) Material de

soldadura: Oxigeno y Etileno.

a) Dos Plataformas móviles. b) Camioneta 3 1/2 ton. c) Maquinaria de Soldadura. d) Dos Grúas 30 Toneladas.

Imagen 3.3 Soporte faltante de Tubería (Subcabezal 20")

Sustitución de 15 soportes 15 soportes nuevos

a) Dos Cuadrillas de 4 personas (dos especialistas, Dos ayudantes)

b) Dos cabos (uno por cuadrilla) c) Dos Operadores de Plataformas

(uno por cuadrilla) d) Conductor de camioneta. e) Dos operadores de grúas (uno

por cuadrilla)

a) Material de

soldadura: Oxigeno y Etileno.

a) Dos Plataformas móviles. b) Camioneta 3 1/2 ton. c) Maquinaria de Soldadura. d) Dos Grúas 30 Toneladas.

ACCIÓN DESCRIPCIÓN

MATERIALES MANO DE OBRA CONSUMIBLES MAQUINARIA / EQUIPO

Imagen 3.4 Tubería desplazada 30 - 40 cm. Imagen 3.5 Tubería desplazada 1 40 cm.

a) Reacomodo de Tuberías en sus ejes: 200 metros lineales

afectados fuera de eje N/A

a) Una Cuadrillas de 4 personas (dos especialistas, Dos ayudantes)

b) Un cabo

c) Un Operador de Plataforma d) Conductor de camioneta. e) Un operador de grúa.

N/A a) Una Plataforma móvil. b) Camioneta 3 1/2 ton. c) Una Grúa 30 Toneladas.

Imagen 3.6 Tubería dañada (continuación Subcabezal de 20")

a) Sustitución de tramos dañados

por nuevos (20) 3 carretes de 2 metros de tubería

a) Una Cuadrillas de 4 personas (dos especialistas, Dos ayudantes) b) Un cabo c) Un Operador de Plataforma d) Conductor de camioneta. e) Un operador de grúa. a) Material de soldadura: Oxigeno y Etileno.

a) Una Plataforma móvil. b) Camioneta 3 1/2 ton. c) Una Grúa 30 Toneladas. d) Máquina cortadora de

tuberías (a prueba de explosión).

Imagen 3.7 Soporte 1 de concreto fracturado (continuación subcabezal de 20")

a) Apuntalar: Colocar una cimbra temporal de madera/ tubo. Demoler concreto (6 metros). b) Remplazar el acero de refuerzo. c) Cimbrar toda la columna.

d) Colar el concreto con una resistencia mínima de 350 kg/cm2_.

e) Descimbrar (tiempo de espera para que el concreto tenga el 85% de su resistencia).

f) Retirar los puntales.

a) Puntales: Cuatro polines de 4"x4", dos polines de 4"x6". b) Cimbra: 8.4 m2 c) Acero: 110 kg d) Concreto: 0.8 m3

a) Una Cuadrillas de 4 personas (dos especialistas, Dos ayudantes)

b) Un cabo

c) Conductor de camioneta. f) Un Operador de Plataforma a) Un operador de grúa.

a) Aditivo para acelerar el fraguado

a) Una Plataforma móvil. b) Camioneta 3-1/2 ton. c) Revolvedora portátil d) Herramientas (marro,

cincel, etc.)

ACCIÓN DESCRIPCIÓN

MATERIALES MANO DE OBRA CONSUMIBLES MAQUINARIA / EQUIPO

Imagen 3.8 Soporte 2 de concreto fracturado (continuación subcabezal de 20")

a) Apuntalar: Colocar una cimbra temporal de madera/ tubo. (5 días y 9 días para desmontar la cimbra).

b) Demoler concreto (4 metros). c) Remplazar el acero de refuerzo

(adicionar 2 varillas para evitar reforzar y evitar fractura). d) Adicionar estribos. e) Cimbrar toda la columna.

f) Colar el concreto con una resistencia mínima de 350 kg/cm2_.

g) Descimbrar (tiempo de espera para que el concreto tenga el 85% de su resistencia).

h) Retirar los puntales.

a) Puntales: Cuatro polines de 4"x4", dos polines de 4"x6". b) Cimbra: 4.5 m2 c) Acero: 10 kg d) Concreto: 0.5 m3

a) Una Cuadrillas de 4 personas (dos especialistas, Dos ayudantes)

b) Un cabo

c) Conductor de camioneta.

a) Aditivo para acelerar el fraguado

a) Camioneta 3-1/2 ton. b) Revolvedora portátil c) Herramientas (marro,

cincel, etc.)

3.3 EVALUACIÓN ECONÓMICA

Con la finalidad de que los términos empleados en este Capítulo y en el Anexo A

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