PROCESO DE TRATAMIENTO DE AGUA PARA RECUPERACIÓN TÉRMICA DE PETRÓLEO PESADO
CAMPO DE LA INVENCIÓN La presente invención se refiere a un proceso de destilación de agua altamente eficiente y a un aparato para ello y más particularmente, la presente invención se refiere a un proceso de destilación de agua altamente eficiente utilizado en la recuperación térmica de petróleo pesado que minimiza el ensuciamiento y la incrustación de equipos operativos a lo largo de períodos prolongados de operación.
ANTECEDENTES DE LA INVENCIÓN A lo largo de numerosas regiones en el mundo, el petróleo pesado, un material de hidrocarburos que tiene una viscosidad mucho mayor, o escala API mucho menor, que el petróleo crudo convencional (menos de 20° API, típicamente de 7o hasta 12° API), es más difícil de recuperar y requiere de técnicas de estimulación térmica mejoradas para la producción del yacimiento subterráneo. Más particularmente, en áreas del oeste de Canadá los productores de petróleo pesado utilizan una técnica de inyección de vapor de alta presión en el yacimiento a presiones típicas de aproximadamente 105.5 kg/cm2 hasta 21 0.9 kg/cm2, y en algunos casos tan bajas como de 10.5 kg/cm2. La energía térmica del vapor se genera por un aparato conocido como generador de vapor a una calidad de vapor comprendida entre 60 y 80% y se inyecta en disposiciones de pozos verticales u horizontales para reducir la viscosidad del petróleo pesado. El petróleo pesado con capacidad de fluir se recoge en pozos en producción adyacentes y se proyecta hacia la superficie una combinación de petróleo pesado, emulsión petróleo/agua, vapor condensado y agua salobre de formación (conocida como agua producida). Utilizando instalaciones de superficie, el petróleo pesado se separa de los fluidos de producción y se recupera para la venta comercial. El agua producida, recuperada típicamente en proporciones agua/petróleo de 2 a 5, se desecha actualmente en pozos de desecho subterráneos. El agua de reposición proveniente de una fuente terrestre autorizada de agua se utiliza para compensar la demanda de agua de alimentación del generador de vapor. Típicamente el agua de reposición recibe un tratamiento mínimo para reducir la dureza y los compuestos de sílice a fin de evitar la formación de incrustaciones en las superficies del intercambiador térmico del generador de vapor y evitar riesgos. En algunas instalaciones el agua de salmuera concentrada proveniente de la descarga del generador de vapor se separa del vapor de inyección del yacimiento y se descarga en pozos de desecho profundos apropiados. Esta agua de salmuera concentrada también puede referirse como purga de alta presión . Esto evita la inyección de agua caliente excedente e innecesaria al yacimiento durante la operación de estimulación de vapor. Las prácticas corrientes típicas de recuperación de petróleo pesado que utilizan la técnica de inyección de vapor se refieren como métodos de estimulación de vapor cíclica (CCS o "Huff and Puff") y de drenaje de gravedad asistido por vapor (SAGD, del inglés, "Steam Assisted Gravity Drained").
BREVE DESCRIPCIÓN DE LA INVENCIÓN Las presiones públicas y regulatorias requieren que los productores de petróleo pesado implementen prácticas de recuperación y reutilización del agua y se requiere de una descarga cero de efluentes en algunas instalaciones. Esto significa que se debe recupera y reutilizar un 100% del agua utilizada e implica la eliminación de desechos externos de los flujos de efluentes. El agua producida, recuperada de la instalación de separación de petróleo y de los separadores de vapor de HP (alta presión), contiene componentes de dureza, sílice disuelta y suspendida, componentes coloidales (arcilla) y sólidos disueltos tales como cloruro de sodio. Si esta agua salobre se recicla sin tratamiento, la operación de los generadores de vapor corre riesgo debido al ensuciamiento y a la incrustación. Un problema adicional encontrado con las prácticas actuales de recuperación de petróleo pesado que utilizan inyección de vapor es que a medida que las temperaturas de operación de los yacimientos en producción se incrementan desde 1 10°C hasta más de 340°C para mejorar la recuperación de petróleo pesado, la temperatura de los fluidos de producción recuperados (petróleo y agua) aumenta. Para facilitar la práctica común de separación atmosférica de petróleo y agua se generan cantidades significativas de vapor cuando se reduce la presión de fluido. Este vapor se condensa habitualmente por medios externos, tales como un enfriador de aire para recuperar el agua condensada. La energía térmica del vapor de condensación se descarga a la atmósfera y se pierde. Hasta el advenimiento de la presente invención que combina la recuperación de energía térmica residual con un proceso de destilación de agua altamente eficiente y que no provoca incrustaciones, el reciclaje del agua producida de petróleo pesado y de los flujos de desecho de salmuera concentrada se ha restringido técnica y comercialmente. En términos generales, la destilación de agua es un método de alto rendimiento de vaporización de destilado de agua pura y de recuperación de líquido o sólido concentrado que contiene una gran cantidad de componentes no volátiles. Este método de proceso puede ser un medio efectivo para recuperar agua pura y limpia proveniente de fuentes contaminadas. Sin embargo, los procesos de destilación de agua típicamente tienen serios problemas, entre los que se pueden mencionar como los más importantes el ensuciamiento o la formación de incrustaciones en los aparatos con minerales u otros componentes del fluido que se encuentra destilando. El calcio, el magnesio y el silicio son componentes incrustantes comunes. El ensuciamiento, o hasta cierto grado la incrustación, de las superficies de transferencia térmica tiene un efecto nocivo sobre la capacidad de los componentes de transferencia térmica, haciendo inoperables los ensuciamiento, o hasta cierto grado la incrustación , de las superficies de transferencia térmica tiene un efecto nocivo sobre la capacidad de los componentes de transferencia térmica, haciendo inoperables los - 5 - procesos de destilación convencionales. En la técnica anterior, Tsuruta, en la patente de Estados Unidos No. 4,566,947, concedida el 28 de enero de 1 986, reveló un proceso de destilación general, pero no reconoció los factores clave necesarios para la prevención del ensuciamiento ni de la aplicabilidad del proceso para tratar agua producida a partir de la recuperación de petróleo pesado. El pasaje más importante en la referencia de Tsuruta se encuentra en la columna 7, comenzando en el renglón 55, con respecto a la Figura 1 8, que dice: "El método que emplea un compresor de vapor 307 de esta manera es ventajoso en un caso en donde el liquido de alimentación de lugar a la precipitación de sólido bajo condensación de su componente volátil o se atasque con material de tipo brea, lo que ocasionaría accidentes peligrosos o problemas de mantenimiento y servicio del compresor. Con la disposición descrita con anterioridad, solamente el vapor del evaporador pasa por el compresor 307, evitando asi la ocurrencia de tales problemas. Los interiores de la línea 350 y del recalentador 352 pueden mantenerse en un estado de limpieza mediante el uso de medios apropiados de lavado. El método mencionado es ventajoso especialmente cuando el líquido del fondo es agua, dado que es posible reponer a través de la línea 353 agua de proceso de baja calidad que no requiere recuperación. Cuando el agua que se recoge en el fondo de la torre de 306 no contiene substancias que - 6 - ensucien la parte interna del compresor 307, puede alimentarse al evaporador a través de la línea 353 para mantener constante el nivel de liquido en el evaporador. " La Figura 18 de Tsuruta ha sido reproducida a continuación así como también una figura revisada, (Figura 19), que corresponde substancialmente a la Figura 18 de Tsuruta y que incorpora el aparato del solicitante para llevar a cabo su método. Tal como es evidente a partir de la revisión de la Figura 18 de la referencia de Tsuruta y del aparato del solicitante sobrepuesto a la ilustración esquemática de Tsuruta, si se agrega el circuito de recalentador de circulación forzada a la US '947 y se define una proporción de vapor específica, el agua del líquido del fondo puede contener sustancias de ensuciamiento y operar sin ensuciar o incrustar las superficies calentadas. En la ilustración de la Figura 18 de Tsuruta, las líneas
340 y 353 no se encuentran conectadas. No hay conexión del fondo 306 hacia la línea 353. La sección 306 en la torre se define como el fondo de la torre que contiene líquido del fondo con una concentración predeterminada de amoníaco. Tsuruta resalta el hecho de que el método es especialmente ventajoso cuando el líquido de fondo es agua. Cabe mencionar que estas figuras no sugieren o definen la naturaleza de la circulación de los fondos de la torre. La evidencia de la falta de aplicabilidad de Tsuruta se observa adicionalmente con respecto a la Figura 20 de la patente. En la descripción, los flujos 34 y 35 se mencionan sólo - 7 - generalmente en la columna 3, reglones 19 hasta 23. Se manifiesta que el líquido del fondo en la torre 1 se envía al recalentador a través de la línea 34 y el líquido de los fondos calentados a través de la línea 35. Más aún, la línea 20 indica que el líquido de los fondos se calienta al recibir el calor de condensación del vapor comprimido. Luego de una revisión intensiva de la descripción, no aparece ninguna mención de una proporción de vapor o vapor-líquido. Tsuruta establece claramente, en el pasaje anteriormente denotado y resaltado en negrita, que siempre y cuando que el agua que se recoge en el fondo de la torre no contenga substancias que ensucien, puede alimentarse el agua al evaporador. La presente solicitud es independiente de la naturaleza del flujo de alimentación en cuanto al ensuciamiento del evaporador. El agua contaminada con contaminantes puede alimentarse directamente al evaporador sin temor alguno de ensuciamiento u otro daño al intercambiador térmico. En efecto, esto es exactamente lo opuesto a la enseñanza de Tsuruta. Considerando el lazo del circuito en la Figura 18 de Tsuruta, todas las superficies calentadas relacionadas con el líquido de los fondos en el aparato nunca entran en contacto con otra cosa que no sea agua substancialmente libre de contaminantes de ensuciamiento, agua que se utiliza como el medio primario para eliminar el amoníaco de una mezcla de amoníaco y agua. Existe una enseñanza en Tsuruta en la columna 3, renglón 19, en donde se afirma: "...el liquido del fondo en la torre 1 se envía al recalentador 8 a través de una línea 34, en donde se calienta al recibir el calor de la condensación del vapor - 8 - comprimido proveniente del compresor 7, circulando el liquido calentado del fondo hacia el fondo de la torre 6 a través de una línea 35". Si se combinan las enseñanzas de la columna 7, anteriormente delineadas, con aquellas de la columna 3, el único resultado posible es que el aparato se ensucie. Tsuruta, al combinar estas enseñanzas, presenta información que puede llevar solamente al ensuciamiento del aparato. En contraste, las tecnologías aquí presentadas se proporcionan eficazmente para un sistema que pueda tomar un flujo de alimentación cargado de contaminantes que contenga agua y lo entregue al aparato sin temor alguno de ensuciamiento de la superficie del intercambiador. Esto es posible en vista del reconocimiento de la ebullición nucleante y de la importancia de este fenómeno físico de mantener una superficie humedecida en un circuito que contiene un intercambiador térmico. Como es sabido, el régimen de ebullición nucleante para un recipiente de agua a presión atmosférica es un área bastante específica en donde se forman burbujas individuales. Esto se ha establecido en las referencias Principies of Heat Transfer, Tercera Edición, Frank Kreith; y en Heat Transfer, Séptima Edición , J. P. Holman. A partir de la referencia Principies of Heat Transfer, en la página 498 se proporciona una discusión con referencia a la película estable y a la ebullición nucleante. En este pasaje, se referencia la Figura 10-2 para ilustrar la ebullición nucleante. Es evidente que las burbujas individuales se forman en el cable ilustrado en la figura. Este fenómeno se ilustra también en la Figura 9-5 en la página 520 de la segunda referencia, Heat Transfer. En esta referencia, el autor reconoce actualmente en la página 519 que existe una controversia considerable con respecto al mecanismo de ebullición nucleante. Se ha reconocido en el presente caso la importancia de mantener la ebullición nucleante. Este concepto es importante para mantener una superficie humedecida sobre el intercambiador térmico y esto es lo que le facilita a un flujo de alimentación que contenga algún contaminante que ensucie el entrar en contacto con la superficie de intercambio térmico sin riesgo alguno de ensuciamiento. Con fracciones de vapor de más del 50%, el intercambiador térmico efectivamente se atascará. La tecnología aquí expuesta se proporciona para el tratamiento de un flujo de alimentación que contiene contaminantes de ensuciamiento. Los contaminantes de ensuciamiento en el flujo de alimentación pueden entrar en contacto directo con la superficie de intercambio térmico sin provocar ensuciamiento alguno. Esta última característica no es posible según las propias admisiones de Tsuruta. Este pasaje ha sido expuesto con anterioridad . Es el reconocimiento de los principios involucrados anteriormente mencionados lo que permite que este método alcance los resultados deseados. Tsuruta simplemente no es aplicable a esta invención . Otro problema común de los procesos típicos de destilación de agua es el de los altos requerimientos de consumo de - 10 - energía. Sin una fuente de energía térmica residual y sin un medio para recuperar eficazmente esta energía de entrada, la energía requerida es equivalente al calor latente de vaporización del agua a una presión/temperatura determinada. La destilación del agua, bajo esta condición, no es viable comercialmente para aplicaciones de recuperación de agua. Las instalaciones de producción de petróleo pesado consisten comúnmente en flujos de fluidos relacionados con alta energía adecuados como fuentes para la recuperación de la energía térmica residual. Se deben considerar diferentes variables para superar los problemas con los métodos de destilación convencionales. Las siguientes tres ecuaciones describen las relaciones de transferencia térmica básicas en un sistema de destilación de agua:
Q (total) = U * A * LMTD ( 1 ) Q (calor sensible) = m *CP * (T1 - T2) (2) Q (calor latente) = m * L (3)
en donde: Q = cantidad de calor transferida (KW Ir1) U = coeficiente de transferencia térmica total o capacidad del sistema para transferir calor (KW h"1 m2 °C"1 ) A = área de superficie de transferencia térmica (m2) LMTD = diferencia de temperatura media logarítmica o impulso térmico del sistema (°C) - 11 - m = flujo de masa o fluido en líquido o estado de vapor (kg Ir
1 ) Cp = calor específico del fluido (KW Ir1 °C ) T1 .T2 = temperatura del fluido que entra o sale del sistema (C) L = calor latente de vaporización o condensación (KW kg ) Con objeto de contar con un sistema de destilación eficiente, la cantidad de vapor intercambiado y recuperado, Q, expresada por las ecuaciones anteriormente indicadas, debe maximizarse, observando al mismo tiempo los límites prácticos para el resto de las variables y evitando la incrustación y ensuciamiento. Para un fluido determinado y para una dinámica de fluido en un aparato de intercambio térmico determinado, las variables U, Cp y L son relativamente constantes. En consecuencia, se debe prestar una consideración cuidadosa a las variables A, Q/A, LMTD, m y T1 & T2 para superar los problemas asociados con la destilación de agua contaminada. Deben considerarse otros factores esenciales más allá de las ecuaciones presentadas con anterioridad para superar completamente los problemas relacionados con la destilación de agua contaminada proveniente de una instalación de recuperación térmica de petróleo pesado y eliminar la incrustación, a saber: • fuentes eficaces de transformación de energía térmica residual;
• la relación con la que se transfiere el calor en un sistema de destilación, conocida como flujo térmico o QA"1 (KW m"2 °C'1 );
• el nivel de contaminantes en el concentrado;
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• el punto final de ebullición del concentrado relativo a la temperatura de saturación del flujo de vapor; • el grado de sobresaturación y nivel de precipitación del concentrado; y • nivel de vaporización del flujo en evaporización. Durante un prolongado período de tiempo, hasta el advenimiento de la presente invención, no se pudo concebir una recuperación efectiva de energía térmica residual a partir de una instalación de petróleo pesado, y maximizando la cantidad de calor transferido y recuperado con un proceso de destilación de agua y sin la tendencia al ensuciamiento o a la incrustación . Se ha desarrollado un proceso eficiente en términos de energía y que elimina los problemas de incrustación encontrados previamente en la destilación de agua contaminada con contaminantes orgánicos, inorgánicos y metales, entre otros. La invención se adelanta también a los conceptos establecidos en la solicitud inicial . Los conceptos anteriores, relacionaban dos conceptos distintos, que consistían en destilación o destilación de agua de efecto múltiple utilizando recompresión de vapor y recuperación térmica residual en combinación con un circuito de recuperación térmica único. Al combinar adicionalmente la recuperación de una fuente de energía térmica de bajo grado a partir de una unidad de recuperación térmica de petróleo pesado con un circuito de transferencia y recuperación térmica por convección forzada configurado en forma única, se encontró que se pueden - 13 - obtener los resultados deseados en términos de maximización de la transferencia térmica, de eliminación o minimización de los requerimientos de energía de compresión y de mantenimiento del circuito deseado de convección forzada que no conduzca a la incrustación de los intercambiadores que típicamente se encuentra al llevar a la práctica los métodos de destilación estándar. Se ha descubierto ahora que el uso de la energía de vapor residual proveniente de una unidad de recuperación de petróleo pesado puede recuperarse en el circuito de transferencia térmica y esta fuente de energía de bajo grado, descargada comúnmente como exceso de energía o como energía no recuperable, puede emplearse con el fin de reducir o eliminar la cantidad de compresión necesaria para tratar el agua residual y mejorar significativamente los beneficios comerciales del proceso. Mediante esta metodología, se encuentra disponible una fuente de energía residual en el liquido de purga de HP proveniente del separador de vapor de HP, el cual se enciende a baja presión para formar un vapor de bajo grado y agua de salmuera caliente a aproximadamente 0.703 a 1 .05 kg/cm2. El vapor de baja presión (LP) se utiliza en el separador calentado como la fuente térmica para evaporar el agua destilada, que adicionalmente se condensa en agua de alimentación de calentador de alta calidad . La purga de concentrado caliente se utiliza para precalentar el flujo de entrada de alimentación de agua producida antes de entrar al separador calentado.
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Además, una fuente significativa de energía residual se encuentra disponible a partir de la despresurización de los fluidos de producción del yacimiento de petróleo pesado. Los fluidos de producción que regresan al yacimiento a típicamente entre 3.5 kg/cm2 y 21 .1 kg/cm2, se despresurizan a aproximadamente la presión atmosférica en un separador desgasificante. Los fluidos de producción petróleo/agua se transfieren a una instalación de separación atmosférica petróleo/agua convencional, conocida comúnmente por los expertos en la materia. La energía residual puede extraerse por dos métodos. Si no se utiliza gas de elevación en la operación de recuperación de petróleo pesado y solamente se encuentra presente una cantidad mínima de gas asociado en los fluidos de producción después de la cabeza del pozo, el vapor residual se separa fuera del contenedor desgasificante y se suministra a la unidad de destilación de alto rendimiento para la recuperación de energía térmica residual. Si se utiliza gas de elevación en la perforación del pozo para contribuir a la producción de petróleo pesado, y/o existe un nivel relativamente alto de gas asociado presente en los fluidos de producción, puede recuperarse la energía térmica residual utilizando algún medio de intercambio térmico adecuado y transferirse mediante un fluido de medio térmico hacia la unidad de destilación de alto rendimiento para la recuperación térmica residual. En este ejemplo, los fluidos de producción enfriados son desgasificados en el recipiente de desgasificación sin pérdidas apreciables de vapor. El estado actual de la materia arte para las - 15 - técnicas de estimulación térmica consiste en impulsar el yacimiento en forma más severa para recuperar petróleo pesado, dando como resultado consecuentemente temperaturas de fluido de prod ucción más elevadas en las cabezas de los pozos de producción. Estas temperaturas están llegando a niveles superiores a los típicos 1 1 0°C a 204.4°C, y aún a 260°C. Por lo tanto, se dispone de una significativa energía térmica residual recuperable como fuente para la unidad de destilación de agua de alta eficiencia. Un objeto de la presente invención es proporcionar un proceso eficiente y mejorado de recuperación de agua producida para destilar agua que contenga componentes orgánicos, inorgánicos, metales y de otros contaminantes siendo el resultado una fracción de agua purificada desprovista de los contaminantes la cual adicionalmente no implica incrustación alguna en el aparato de destilación. Un aspecto adicional de una modalidad de la presente invención es proporcionar un método de recuperación de energía para el tratamiento de agua utilizada en la recuperación de petróleo pesado en un yacimiento que contiene petróleo pesado y agua, que comprende en combinación los pasos para: a) proporcionar un flujo de alimentación de agua; b) tratar el flujo de alimentación de agua para generar una fracción de vapor y una fracción de líquido; c) proporcionar un separador de vapor para separar la fracción de vapor y la fracción de líquido;
- 16 - d) separar la fracción de vapor y la fracción de líquido; e) proporcionar un separador petróleo-agua y un aparato de destilación de agua; f) inyectar el yacimiento con la fracción de vapor; g) recoger petróleo pesado y agua producida del yacimiento en el separador petróleo-agua; h) separar el petróleo pesado y el agua producida del separador; i) proporcionar energía térmica contenida en la fracción de líquido al aparato de destilación de agua; y j) tratar el agua producida con el aparato de destilación de agua. Un aspecto aún adicional de una modalidad de la presente invención es proporcionar un método de recuperación de energía para el tratamiento de agua utilizada en la recuperación de petróleo pesado en un yacimiento que contiene petróleo pesado y agua, que comprende en combinación los pasos para: a) proporcionar un flujo de alimentación de agua ; b) tratar el flujo de alimentación de agua para generar la fracción de vapor y la fracción de líquido; c) proporcionar un separador de vapor para separar la fracción de vapor y la fracción de líquido; d) separar la fracción de vapor y la fracción de - 17 - líquido; e) proporcionar un separador petróleo-agua y un aparato de destilación de agua; f) inyectar el yacimiento con la fracción de vapor; g) despresurizar petróleo pesado y agua producida para formar vapor saliente del yacimiento; h) transferir la energía contenida en el vapor al aparato de destilación de agua; y i) separar el petróleo pesado y el agua producida. Un aspecto aún adicional de una modalidad de la presente invención es proporcionar un método para recuperar energía para el tratamiento de agua utilizada en la recuperación de petróleo pesado en un yacimiento que contiene petróleo pesado y agua , que comprende en combinación los pasos para: a) proporcionar un flujo de alimentación de agua; b) tratar el flujo de alimentación de agua para generar una fracción de vapor y una fracción de líquido; c) proporcionar un separador de vapor para separar la fracción de vapor y la fracción de líq uido; d) separar la fracción de vapor y la fracción de líquido; e) proporcionar un separador petróleo-agua y un aparato de destilación de agua; f) inyectar el yacimiento con la fracción de vapor; g) recuperar energía térmica proveniente del petróleo - 18 - pesado y agua producida saliente del yacimiento con medios de intercambio térmico; h) separar el petróleo pesado y agua producida; i) proporcionar energía térmica proveniente del aparato de intercambio térmico para el aparato de destilación; j) proporcionar la energía térmica contenida en la fracción de líquido al aparato de destilación de agua; y k) tratar el agua producida con el aparato de destilación de agua. Un aspecto aún adicional de una modalidad de la presente invención es proporcionar un método para recuperar energ ía proveniente de una instalación de recuperación de petróleo pesado en la que el petróleo pesado se encuentra contenido en un yacimiento, producida la energía para el tratamiento de agua a partir de la recuperación de petróleo pesado, caracterizado el método porque comprende los pasos para: a) proporcionar una fuente de vapor que tiene una fracción de vapor y una fracción de líquido; b) proporcionar un separador petróleo-agua y un aparato de destilación de agua; c) inyectar el yacimiento con al menos una fracción de la fracción de vapor y la fracción de líquido para recuperar el petróleo pesado;
- 19 - d) recoger el petróleo pesado y agua del yacimiento en el separador petróleo-agua; e) separar el petróleo pesado y el agua producida del separador; f) proporcionar la energía térmica contenida en la fracción de líquido al aparato de destilación de agua; y g) tratar el agua producida con el aparato de
destilación de agua. U n aspecto adicional de una modalidad de la presente invención es proporcionar un método para recuperar energ ía proveniente del tratamiento de petróleo pesado para el tratamiento de agua producida en la recuperación de petróleo pesado, que comprende los pasos para: a) proporcionar un flujo de purga de alta presión; b) hervir vigorosamente el flujo de purga de alta presión para formar un flujo de energía residual de baja presión y purga de concentrado; c) vaporizar el agua producida con el flujo de energía residual de baja presión; d) precalentar el flujo de alimentación de agua producida con flujo de purga de concentrado; e) proporcionar un circuito de circulación de fluido que incluye un separador calentado y un - 20 - intercambíador de recalentador en comunicación fluida; f) pasar el flujo de alimentación de agua prod ucida por el separador calentado; g) pasar la energía residual por el recalentador para la recuperación de energía calórica; h) vaporizar el flujo de agua producida con la energía residual en el intercambiador de recalentador para generar una fracción de vapor y una fracción de contaminante de líquido concentrado; i) circular al menos una porción de la fracción de líquido concentrado a través del intercambiador y el separador calentado para mantener una relación de masa de concentrado en fracción de vapor de entre 300 y 2 para dar como resultado una fracción de vapor de aproximadamente 1 % en masa hasta menos de 50% en masa saliente del intercambiador de recalentador para evitar el ensuciamiento y la formación de incrustación en el recalentador; j) condensar la fracción de vapor con un medio de condensación externo; y k) recoger la fracción de vapor condensado y el flujo de energía residual substancialmente desprovistos de contaminantes.
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Se ha demostrado que controlando precisamente la relación de masa circulante en un rango de menos de 300 hasta aproximadamente dos veces la fracción de vapor saliente del recalentador, se pueden evidenciar varias ventajas deseables: 1 . El concentrado circulante a través del costado de evaporación del recalentador contendrá una fracción de vapor controlada precisamente entre aproximadamente 1 % y 50% de la masa del concentrado circulante. 2. Al controlar precisamente esta fracción de vapor, el incremento de temperatura del concentrado circulante se mantiene muy baja (aproximadamente de 0.555°C) y las superficies de intercambio térmico del recalentador se mantienen humedecidas a una temperatura cercana a la de la del fluido concentrado circulante. Esto reduce el riesgo de ensuciamiento de estas superficies. 3. Con esta fracción baja de vapor controlada, el fluido de concentrado dentro del intercambiador se somete a un factor de concentración localizada altamente reducido, de menos de 1 .1 , evitando la precipitación localizada de compuestos de incrustaciones sobre las superficies del intercambiador. 4. A medida que se forma la masa de vapor hacia la salida del recalentador, las velocidades del flujo dentro - 22 - ajes de intercambio se incrementan significativamente promoviendo una buena mezcla y reduciendo en consecuencia el riesgo de ensuciamiento. 5. Al permitir una fracción de vapor controlado en el fluido de evaporación, se puede evidenciar una significativa transferencia térmica por medio del calor latente, sin incrustación y sin provocar un cruce de temperatura dentro del intercambiador térmico. 6. Debido a que el incremento de temperatura del costado de evaporización del recalentador se mantiene muy bajo, se mantiene la LMTD del recalentador, manteniendo en consecuencia muy bajo el requerimiento de energía; 7. Al ajusfar el flujo térmico, la temperatura de las superficies húmedas para la condensación y evaporación se mantienen cerca de la de la condición de vapor saturado en las condiciones de evaporación y condensación. El tipo de ebullición experimentada oscilará desde la convección primariamente forzada hasta la ebullición nucleante estable fuera de las superficies humedecidas; y 8. Al proporcionar un medio de recalentador para absorber la energía térmica residual de bajo grado proveniente de una instalación de recuperación de - 23 - petróleo pesado, se elimina la potencia requerida para la compresión, siempre que haya suficiente purga de alta presión disponible. Un aspecto adicional de una modalidad de la presente invención es proporcionar un método para recuperar la energía proveniente del tratamiento de petróleo pesado para el tratamiento de agua producida proveniente de la recuperación de petróleo pesado, que comprende los pasos para: a) proporcionar un flujo de purga de alta presión; b) hervir vigorosamente el flujo de purga de alta presión para formar un flujo de energía residual de baja presión y flujo de concentrado de purga; c) vaporizar por lo menos una porción del agua producida con el flujo de energía residual de baja presión; d) precalentar el agua producida con el flujo de purga de concentrado; e) proporcionar un circuito de fluido que incluyen un separador calentado y un intercambiador de recalentador en comunicación; f) proporcionar un circuito de vapor que incluye el separador calentado, medios de compresor y el intercambiador de recalentador en comunicación; g) pasar el agua producida precalentada por el separador calentado; h) vaporizar el agua producida precalentada con la - 24 - energía residual de baja presión y un flujo de vapor comprimido en el intercambiador de recalentador para generar una fracción de vapor y una fracción de líquido concentrado; i) tratar la fracción de vapor formada por la energía residual de baja presión con un medio de condensador externo; j) recuperar cualquier porción remanente de la fracción de vapor mediante el medio de compresor; k) circular por lo menos una porción de la fracción de líquido concentrado a través del intercambiador de recalentador y del separador calentado para mantener una relación de masa de concentrado a fracción de vapor de 300 hasta aproximadamente 2 para dar resultado una fracción de vapor de aproximadamente 1 % en masa a menos del 50% en masa saliente del intercambiador del recalentador a fin de evitar el ensuciamiento y la incrustación en el intercambiador del recalentador; y I) recoger la fracción de vapor condensado y el flujo de energía residual substancialmente desprovistos de contaminantes. Un aspecto aún adicional de una modalidad de la presente invención es proporcionar un método para recuperar la energía del tratamiento de petróleo pesado para el tratamiento de agua producida proveniente de la recuperación de petróleo pesado, que comprende los - 25 - pasos para: a) proporcionar un flujo de purga de alta presión; b) hervir vigorosamente el flujo de purga de alta presión para formar un flujo de energía residual de baja presión y un flujo de purga de concentrado; c) vaporizar el agua producida con el flujo de energía residual de baja presión; d) precanlentar el agua producida con el flujo de purga de concentrado; e) proporcionar un circuito de circulación de fluido que incluye un separador calentado y un intercambiador de recalentador en comunicación fluida; f) pasar el flujo de alimentación de agua producida por el separador calentado; g) pasar la energía residual del flujo de baja presión por el recalentador; h) vaporizar el agua producida con la energía residual de baja presión en el intercambiador de recalentador para generar una primera fracción de vapor y una fracción de contaminante líquido de concentrado; i) circular por lo menos una porción de la fracción de contaminante de líquido concentrado a través del intercambiador de recalentador y del separador calentado para mantener una relación de masa de concentrado a fracción de vapor de 300 hasta aproximadamente 2 para - 26 - que de como resultado una fracción de vapor de aproximadamente 1 % en masa hasta menos del 50% en masa saliente del intercambiador de recalentador para evitar el ensuciamiento y la incrustación en el recalentador; j) proporcionar un medio de cristalización y un intercambiador de recalentador en comunicación con la fracción de vapor; k) extraer una porción de la fracción de contaminante líquido de concentrado para alimentar el medio de cristalización; I) pasar la fracción de vapor por el recalentador para proporcionar energía térmica para la precipitación de sólidos de la fracción de contaminante líquido de concentrado; m) crear una segunda fracción de vapor del medio de cristalización y un flujo de fracción substancialmente sólida; n) condensar la segunda fracción de vapor con medios condensadores; y o) recoger una primera fracción de vapor condensada, una segunda fracción de vapor condensada y un flujo de energía residual condensado. Como ventajas adicionales a esta metodología, los costos de entrada son efectivamente nulos. Esto se debe al hecho de que si puede hacer que se encuentre disponible suficiente energía residual - 27 - de bajo grado, no existe requerimiento para que el compresor trate el agua producida. Más aún, el protocolo del método facilita la recuperación del agua al 1 00% y da como resultado una solución de efluente de agua residual cero ya que los contaminantes se convierten en desperd icio sólido. En términos generales, en una modalidad posible, se evapora el agua destilada y se pasa a través de una almohadilla reticular para extraer cualquier gotita suspendida , en donde se condensa externamente. El flujo de energía residual entra al recalentador en donde se condensa para destilarse. La energía térmica es transferida al concentrado circulante del separador calentado en donde, controlando la masa del concentrado circulante a flujo de vapor, a un rango de menos de 300 hasta aproximadamente 2, se genera menos de un 50% de vapor, o más precisamente menos del 10% de vapor, en el flujo de concentrado circulante. Este vapor formado en el flujo de concentrado circulante absorbe el calor transferido por el calor latente de vaporización, mientras que al mismo tiempo no permite que el incremento de temperatura sobre el concentrado circulante aumente a más de aproximadamente 0.555°C. El agua destilada limpia, recogida del condensador externo y del intercambiador de recalentador a la temperatura y presión de condensación, se regresa como agua de alimentación de generador de vapor de alta calidad. Simultáneamente, una porción del flujo de concentrado se extrae del separador calentado para controlar la concentración deseada de contaminantes no volátiles. Este flujo de - 28 - purga de concentrado a la presión y temperatura del separador calentado se pasa a través de un precalentador para impartir la energía térmica sensible remanente al flujo de alimentación de agua producida. Pueden emplearse técnicas pre y post tratamiento adicionales, tales como métodos de procesos por lotes o continuos ya sea antes, después o durante la operación de destilación. Pueden utilizarse métodos de control de pH u otras adiciones químicas para ionizar componentes volátiles o para alterar condiciones de solubilidad en el concentrado a fin de mejorar aún más el proceso de destilación pertinente. Puede recuperarse un nivel substancialmente elevado de agua destilada, que excede típicamente el 90% del flujo de alimentación de agua. Con el agregado adicional de un medio de cristalización, es posible alcanzar una recuperación de agua al 100%. En términos de alcance para este proceso, el mismo puede emplearse fácilmente para cualquier operación de recuperación de petróleo pesado que utilice vapor para estimulación térmica, tales como las de flujo de vapor convencional, estimulación de vapor cíclica (CSS o Huff n' Puff), drenaje de gravedad asistido por vapor (SAGD) y forzado de vapor y gas (SAGP). Esta lista no es de ninguna forma exhaustiva sino que, por el contrario, se menciona sólo a título de ejemplo. De acuerdo con un aspecto adicional de una modalidad de la presente invención, se proporciona un método para recuperar energía para tratar agua utilizada en la recuperación de petróleo pesado en un yacimiento que contiene petróleo pesado y agua, que - 29 - comprende en combinación, los pasos para: a) proporcionar un flujo de alimentación de agua; b) tratar el flujo de alimentación de agua para generar una fracción de vapor y una fracción de líquido; c) proporcionar un separador de vapor para separar la fracción de vapor y la fracción de líquido; d) separar la fracción de vapor y la fracción de líquido; e) proporcionar un separador desgasificante; f) proporcionar un separador petróleo/agua; g) inyectar el yacimiento con la fracción de vapor; h) general petróleo pesado, agua producida y vapor residual; i) hervir vigorosamente el vapor residual en el separador desgasificante; j) recoger el petróleo pesado y el agua producida en el separador petróleo-agua; k) separar el petróleo pesado y el agua producida proveniente del separador petróleo-agua. I) proporcionar la energía térmica contenida en por lo menos uno de entre agua producida y vapor residual del paso h), la fracción de líquido del paso b) o el vapor residual del paso I) a un aparato de destilación; m) acondicionar el agua producida del paso h); y n) almacenar agua acondicionada y destilada.
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De acuerdo a todavía otro aspecto de una modalidad de la presente invención, se proporciona un método de recuperación de energía para tratar agua utilizada en la recuperación de petróleo pesado en un yacimiento que contiene petróleo pesado y agua, que comprende en combinación, los pasos para: a) proporcionar un flujo de alimentación de agua; b) tratar el flujo de alimentación de agua para generar una fracción de vapor y una fracción de líquido; c) proporcionar un separador de vapor para separar la fracción de vapor y la fracción de líquido; d) separar la fracción de vapor y la fracción de líquido; e) proporcionar un separador petróleo-agua y un aparato de destilación de agua; f) inyectar el yacimiento con la fracción de vapor; g) recoger el petróleo pesado y el agua producida provenientes del yacimiento en el separador petróleo- agua; h) separar el petróleo pesado y el agua producida provenientes del separador; i) proporcionar la energía térmica contenida en la fracción de vapor al aparato de destilación de agua; j) recircular la energía térmica en exceso del paso i) para inyección al yacimiento; y k) tratar el agua producida con el aparato de - 31 - destilación de agua. Aún otro aspecto de una modalidad de la presente invención es proporcionar un método para eliminar contaminantes de un flujo de alimentación que contiene contaminantes utilizado para el petróleo pesado en un yacimiento que contiene petróleo pesado, que comprende los pasos para: a) proporcionar un flujo de alimentación de agua; b) precalentar el flujo de alimentación de agua en un primer paso para remover al menos parcialmente algunos de los contaminantes del flujo de agua y recuperar la energía proveniente de un concentrado y destilado; c) calentar el flujo de alimentación agua precalentado en un segundo paso de calentamiento en un separador calentado para generar una fracción de vapor y una fracción de contaminante de líq uido concentrado; d) comprimir, en un compresor, la fracción de vapor para generar un diferencial de temperatura en un intercambiador de recalentador; e) controlar el diferencial de temperatura dentro del intercambiador de recalentador y la temperatura del concentrado para mantener ebullición nucleante con lo cual se mantiene una superficie humedecida dentro del intercambiador de recalentador; f) circular por lo menos una porción del concentrado - 32 - a través del intercambiador de recalentador y el separador calentado para mantener una relación de masa de concentrado a fracción de vapor de entre 300 y 2 para producir una fracción de vapor de menos de un 1 % en masa a menos de un 50% en masa saliente del intercambiador de recalentador; g) condensar la fracción de vapor y recoger un destilado; h) proporcionar un generador de vapor; i) generar vapor de alta presión en el generador de vapor con el destilado; j) proporcionar una turbina de vapor en conexión operativa con el compresor para impulsar el compresor; k) inyectar vapor de escape de la turbina de vapor en el yacimiento; I) recoger petróleo pesado y agua producida del yacimiento; y m) separar el petróleo pesado y el agua producida. Se ha descubierto que el circuito antiensuciamiento puede enlazarse directamente para que se impulse por un suministro de vapor de alta presión haciendo uso de una o varias turbinas impulsadas por el vapor el cual, a su vez, impulsa el compresor para el circuito de antiensuciamiento. Como se estableció con anterioridad, el vapor de alta presión puede suministrarse a partir de una operación - 33 -
SAGD. Al suministrar un circuito que tiene una turbina y un cristalizador, con un circuito antiensuciamiento, el resultado es un circuito ventajosamente capaz de generar substancialmente una S recuperación de agua al 100%, autocontención y adicionalmente un circuito que reduce en forma significativa los componentes disueltos inherentes a los sólidos en tales series de operaciones unitarias. Como una ventaja principal, tal circuito o combinación de estos circuitos, puede amalgamarse con una operación de recuperación de 0 petróleo pesado para que de como resultado una recuperación mejorada de petróleo pesado con requerimientos energéticos reducidos, antiensuciamiento y significativamente rentable. Habiendo así descrito la invención, se hará ahora referencia a los dibujos acompañantes que ilustran las modalidades S preferidas en las que: BREVE DESCRIPCIÓN DE LOS DIBUJOS La Figura 1 es una ilustración esquemática del proceso global de acuerdo con una modalidad de la invención descrita; La Figura 2 es una ilustración esquemática del proceso 0 general conforme a una modalidad adicional de la invención descrita; La Figura 3 es una ilustración esquemática de la unidad de tratamiento de agua contenida en la modalidad de la invención descrita; La Figura 4 es una modalidad alternativa de la Figura 2; 5 La Figura 5 es una modalidad alternativa adicional de la - 34 -
Figura 3; La Figura 6 ilustra, en forma esquemática, las condiciones de presión y temperatura típicas acerca de los componentes de evaporación; La Figura 7 es una curva de condensación/evaporación del proceso para el ¡ntercambiador de recalentador del sistema; La Figura 8 ilustra esquemáticamente el patrón de flujo para el intercambiador de calor de placa/placa de recalentador; La Figura 9 es una ilustración del nivel de vaporización en el recalentador, que ocurre en el fluido circulante con relación a la relación de masa de fluido circulante a masa de vapor; La Figura 10 es un diagrama que ilustra el efecto de concentración localizada resultante en el recalentador con fracciones de vapor variables; La Figura 1 1 es un diagrama que muestra los datos de prueba obtenidos a partir de una unidad piloto de destilación; La Figura 12 es una ilustración esquemática del proceso general de acuerdo con una modalidad adicional de la invención descrita; La Figura 1 3 es una ilustración esquemática del proceso general de acuerdo con una modalidad adicional de la invención descrita; La Figura 14 ilustra una variación adicional del proceso mostrado en las Figuras 1 y 2; La Figura 15 es una ilustración esquemática de una - 35 - variación adicional de la Figura 14; La Figura 16 es una variación adicional del proceso de acuerdo con una modalidad adicional; La Figura 1 7 es una modalidad aún adicional de la presente invención; y Las Figuras 18, 19 y 20, son una representación esquemática de un procedimiento del arte previo (Tsuruta). Los diversos números empleados en el texto denotan elementos similares.
DESCRIPCIÓN DETALLADA DE LA INVENCIÓN Con referencia a la Figura 1 , se muestra un ejemplo de una modalidad de la presente invención. El agua de alimentación del generador de vapor 125 se recoge en un tanque de alimentación de agua denotado como 1 10. El agua se toma de una fuente de agua disponible terrestre 1 05, agua de compensación, o reciclada de métodos de tratamiento convencionales tales como ablandamiento cáustico y de cal , ablandamiento de intercambio iónico, o destilación. En primer lugar debe extraerse del agua de alimentación los componentes de dureza que pueda tener, tales como calcio, magnesio y sílice a fin de evitar incrustaciones de los generadores de vapor de alta presión 125. Como una consideración adicional, los sólidos disueltos deben tener menos de 8.000 ppm (peso) para producir vapor de alta presión de 80% de calidad deseada. Los sólidos disueltos totales (TDS) consisten fundamentalmente en cloruro de sodio. Los - 36 - volúmenes de agua pueden oscilar en el rango desde tan solo 10.000 barriles por día (BPD) para instalaciones térmicas de petróleo pesado pilotos, hasta tasas que exceden los 100.000 BPD para instalaciones térmicas de petróleo pesado comerciales. El agua acondicionada proveniente de 1 1 0 se bombea mediante una serie de bombas de alimentación 1 1 5 a un generador de vapor de alta presión 125. El generador de vapor típico 1 25, genera un vapor de 60 hasta 80% de calidad a presiones que van desde 70.3 kg/cm2 hasta 210.9 kg/cm2 o mayores, dependiendo de la naturaleza del yacimiento de petróleo. Este tipo de generador de vapor de campo de petróleo, familiar para los expertos en la materia, se encuentra limitado a menos de 100% de calidad de vapor debido al d iseño inherente y a restricciones relacionadas con la incrustación de las tuberías. Otros calentadores, calentadores de vapor convencionales y calentadores de recuperación térmica cogeneracionales pueden utilizarse para generar vapor saturado o vapor de calidad al 1 00% o vapor sobrecalentado si se pudiera disponer de agua de alta calidad , tal como agua destilada. Algunos yacimientos de petróleo pesado, por ejemplo los yacimientos de petróleo pesado que utilizan la técnica SAGD, no pueden transferir vapor de menos de 1 00% de calidad al yacimiento sin afectar el rendimiento de recuperación de petróleo. Para estas operaciones, se proporciona un separador de vapor de alta presión , denotado como 1 30, a fin de separar el vapor saturado 135 de la fase líquida de HP 140, también referida como salmuera sobrecalentada.
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Algunas instalaciones utilizan una porción de la energía disponible en 140 al intercambiar en 120 con agua de alimentación del generador de vapor 1 15 antes de liberar la presión. La cantidad de energ ía térmica recuperada varía dependiendo del nivel de presión de vapor en 1 35, pero generalmente se encuentra limitada a una porción pequeña . En consecuencia, la mayoría de las instalaciones de petróleo pesado SAGD tienen una cantidad significativa de energía térmica residual disponible en el flujo 140, que tiene uso limitado y se desecha típicamente a una torre de enfriamiento o en un enfriador como calor residual. Este flujo de energía residual puede entregarse a una unidad de destilación de agua de alto rendimiento 180 para el tratamiento del agua producida 1 75 y tener impacto significativo en la reducción del costo comercial del tratamiento de agua y en la disminución del costo de producción del petróleo pesado. Sin embargo, el impacto más significativo, es el beneficio ambiental en el hecho de que el agua de reposición y el agua contaminada para desecho pueden eliminarse y una porción importante de la energía residual se puede recuperar, dando como resultado una reducción del combustible consumido y de las emisiones al aire totales. El flujo de alta presión 135 se inyecta al yacimiento 145 a través de la perforación del pozo 150. Dependiendo del tipo de técnica utilizada de recuperación de petróleo pesado, la configuración del pozo varía. La Figura 1 ilustra una disposición SAGD típica en donde el vapor se inyecta en una perforación de pozo horizontal y el fluido de producción de petróleo pesado se recupera en una - 38 - perforación de pozo horizontal 1 55 adyacente. Los fluidos de producción se reciben en la superficie y se transfieren por las líneas de producción 160 a la instalación de recuperación de petróleo 165. El petróleo pesado, típicamente de menos de 20°API y más de 7°API, se extrae y se vende comercialmente para refinación de petróleo. El agua producida 175, recibida habitualmente a una relación de agua en petróleo de 2 hasta 5, se transfiere a la unidad de tratamiento de agua, denotada generalmente como 1 80. El agua producida contendrá cloruro de sodio, sílice, hidrocarburos orgánicos disueltos, calcio y magnesio, siendo su origen principalmente el yacimiento de petróleo y la fuente de agua de reposición inicial . El agua residual de salmuera concentrada o sólidos pueden extraerse a partir de la unidad de tratamiento de agua 1 80 como flujo 1 85. Este flujo típicamente no tiene valor comercial y requiere ser desechado en el lugar o fuera de él, dependiendo de la localización de la instalación de petróleo pesado. Con referencia ahora al Figura 2, se muestra un ejemplo de una modalidad adicional de la presente invención. Este ejemplo representa una instalación de recuperación de petróleo pesado en la que se requiere que las condiciones térmicas de los fluidos de producción luego de la perforación del pozo productivo 1 55 y de la cabeza del pozo 160 sean mayores a las convencionales de 1 10°C, aproximándose a entre 204.4°C y 260°C, con objeto de mejorar el rendimiento de la recuperación de petróleo pesado. Los fluidos de producción calientes pasan a través del separador desgasificante 161 - 39 - mientras se reduce la presión en 162 para alimentar la unidad de separación petróleo/agua 165. El vapor 163 se genera a presiones típicas de entre 2.8 kg/cm2 hasta 4.2 kg/cm2 (generalmente menos de 7.03 kg/cm2) a partir del separador desgasificante 161 . Este flujo de bajo grado 163 se transfiere a la unidad de destilación de agua de alto rendimiento, comúnmente denotada como 180, para su uso en evaporar agua destilada del agua producida. Esta técnica de recuperación térmica puede utilizarse si la cantidad de gas de elevación asociado y/o inyectado es relativamente menor que el vapor producido en los fluidos de producción 160. Si existe contenido de gas asociado bastante alto en el petróleo pesado, no encontrado típicamente, y/o si el gas de elevación se inyecta artificialmente en la perforación del pozo 155, entonces se requiere una técnica de recuperación de energía alternativa. Los fluidos de producción calientes se transferirán a través de algún medio de intercambio térmico para disminuir la temperatura antes de entrar en el separador desgasificante 161. La energía térmica residual se extrae de 164 utilizando un medio de transferencia térmica apropiado y se transfiere por 165 a la unidad de destilación de agua de alto rendimiento 180 para producir agua en agua destilada. Como se muestra en la Figura 2, pueden utilizarse ambos métodos de recuperación térmica usando los flujos 140 y 166 en forma independiente o combinada, dependiendo de las condiciones operativas del yacimiento de petróleo pesado 145 y de los beneficios obtenidos por cada método.
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Con referencia ahora a la Figura 3, se muestra un ejemplo de una modalidad de la unidad de destilación de alto rendimiento denotada en forma genérica como 180. El flujo de alimentación de agua producida, denotado genéricamente por el número 175, se introduce en un paso de pretratamiento, denotado genéricamente por 12, para extraer insolubles, volátiles y/o llevar a cabo otros pasos de pH o acondicionamiento a fin de preparar el flujo de alimentación 175. Los componentes volátiles son venteados del flujo de alimentación en 14, mientras que los componentes menos volátiles se descargan del flujo de alimentación en 16. El flujo de alimentación pretratado saliente 12 se pasa luego a un precalentador 18 para elevar la temperatura del flujo de alimentación a fin de mejorar la recuperación térmica sensible antes de la introducción al separador calentado 20. El flujo de alimentación puede dividirse en múltiples flujos y pasado a través de otros precalentadores de recuperación secundaria de calor latente para maximizar el potencial de recuperación total de la unidad. Tales disposiciones serán apreciadas por los expertos en la materia. Los precalentadores múltiples pueden configurarse con un precalentador simple de servicio múltiple o con unidades separadas como se denota por 18 y 26. Los flujos de alimentación separados se recombinan y se calientan aproximadamente bajo las condiciones del separador calentado antes de entrar al separador calentado 20. Si se desea, el flujo de alimentación pude también introducirse en el flujo de circulación forzada para crear un efecto de dilución local en el - 41 - recalentador. El separador calentado puede comprender una unidad de separación múltiple, tal como un separador ciclónico. La sección más baja, denotada en forma amplia por el número 22, presenta una acción ciclónica para suspender el material sólido en el concentrado y descargar lo que se llama purga o concentrado como se denota con la línea 24. La relación de purga 24, continua o por lotes, controla la concentración de los componentes en el separador de calentado 20, regulando así el grado de saturación del concentrado, el grado de sobresaturación, la subsiguiente precipitación de sólidos y la temperatura de ebullición en el separador calentado 20. La purga 24, a la temperatura y concentración del separador calentado 20 se pasa a través del precalentador secundario 26 para una recuperación térmica a fin de alimentar el flujo mediante la línea 28. El flujo de purga 24 se reduce a una temperatura de aproximadamente 1 .67°C para aproximarlo al flujo de alimentación proveniente de 1 2 y se libera como flujo 185. La sección superior del separador calentado 20, que contiene mayormente vapor saturado, se encuentra dedicada a la separación vapor/líquido y puede contener características tales como una almohadilla reticular o paquete de aspas (no mostrado) para unir las gotas de líquido del flujo de vapor. El vapor saliente del separador calentado 20, y generalmente indicado por la línea 30, constituye destilado de calidad ambiental y, dependiendo de los componentes presentes en el flujo de alimentación, puede comprender agua potable o agua de alimentación de calidad de calentador. Una porción del - 42 - vapor se transfiere al compresor 32 para elevar la presión y temperatura del flujo de vapor sobre la del separador 20. El flujo de vapor puede encontrarse a cualquier presión al dejar el separador calentado, incluyendo el vacío. Este vapor se encuentra saturado primariamente en las condiciones del separador calentado 20; sin embargo, pude sobresaturarse si el concentrado contiene componentes en una concentración suficiente para incrementar el punto de ebullición del vapor. Este concepto se conoce como incremento del punto de ebullición o BPR y se comprenderá que puede compensarse la compresión apropiadamente. La energía adicional impartida al flujo de vapor establece la LMTD requerida o impulso térmico necesario para llevar a cabo la transferencia térmica en el intercambiador térmico de recalentador, denotado en forma genérica con el número 34. Cualquier porción remanente de vapor, denotada como 46, se transfiere a cualquier dispositivo de condensación externo apropiado 58 para recuperar vapor como agua destilada en 48. El compresor o soplador, indicado por el número 32, puede ser cualquier dispositivo conocido por los expertos en la materia que pueda inducir aproximadamente desde 0.21 hasta 1 .05 kg/cm2 de altura manométrica al vapor y fluir el nivel deseado de masa de vapor. La altura manométrica actual requerida del compresor 32 se determina específicamente para cada unidad, por las condiciones de evaporación en el separador calentado 20 y el LMTD requerido por el recalentador 34. El vapor saliente del compresor 32 es principalmente vapor sobrecalentado. El grado de sobrecalentamiento - 43 - depende de la presión de descarga y de la eficiencia del dispositivo compresor 32. Se puede agregar energía residual en forma de vapor saturado de baja presión, típicamente menos de 7.03 kg/cm2 más específicamente 3.5 kg/cm2, al vapor comprimido antes de entrar al intercambiador de recalentador 34. El vapor combinado reducirá el nivel de sobrecalentamiento importado por el compresor. El intercambiador de recalentador 34 sirve para condensar el vapor combinado recibido del compresor 32 y de la fuente de energía residual 50, a fin de destilar el drenaje del recalentador 34 a un recipiente de condensado, denotado por el número 36. Este paso captura el sobrecalentamiento y el calor latente del flujo de vapor combinado y lo transfiere por medio de impulso térmico a un flujo circulante de concentrado, denotado por el número 38. El destilado acumulado en el recipiente 36 es generalmente líquido saturado a una condición específica de temperatura y presión. El calor sensible adicional contenido en el destilado se recupera al pasar el destilado caliente utilizando la bomba 40 de regreso hacia el precalentador 18, en el que se enfría el vapor saliente a aproximadamente 1 .67°C en el flujo de alimentación de entrada proveniente de 12. El agua destilada del recipiente 36 y del 48 puede combinarse para recuperar calor sensible antes de entrar al precalentador 1 8 y liberarse como flujo 100. Se ha demostrado que al utilizar una bomba de circulación 42 de concentrado para circular una cantidad prescrita de concentrado proveniente del separador calentado 20, a través del ¡ntercambiador - 44 - de recalentador 34, se pueden obtener resultados significativos sin sobreconcentrar el concentrado y sin el riesgo de ensuciamiento o incrustaciones de las superficies del intercambiador. La relación de masa de concentrado circulante a vapor se selecciona específicamente para que se encuentre en un rango de menos de 300 hasta aproximadamente 2, generando entonces precisamente una fracción de vapor de aproximadamente 1 % hasta menos de 50% en el flujo 38 que sale del ¡ntercambiador de recalentador 34. Este flujo de masa puede variarse y fijarse en el parámetro deseado utilizando un dispositivo de control denotado genéricamente con el número 44. Más específicamente, el objetivo deseado para fracción de vapor en el flujo circulante saliente 38, al considerar la mayoría de los flujos de alimentación contaminados, es de una fracción de vapor de menos del 10%. El vapor generado en el flujo 38 es equivalente en masa a la cantidad recuperada como destilado en 1 00. El vapor creado en el intercambiador de recalentador 34, incluso cuando es muy pequeño en fracción de masa (aproximadamente 1 hasta 10% de la masa circulante), absorbe la mayoría del calor transferido desde el costado de condensación del recalentador 34. La selección de relación entre fracción de vapor y circulación de concentrado es un factor importante para reducir el ensuciamiento y la incrustación, y para evitar la sobreconcentración del fluido en el intercambiador. Hasta un alto grado, este parámetro es de lo más importante para establecer un incremento de temperatura bajo en el fluido circulante de concentrado para mantener un LMTD eficaz sin un cruce de temperatura en el - 45 - intercambiador de recalentador 34. Cualquier incremento de temperatura elimina rápidamente el LMTD y se detendrá la transferencia térmica. Por ejemplo, si la presión del concentrado circulante se incrementara en el recalentador de manera tal que el fluido no pudiera crear un poco de vapor, la temperatura se incrementaría por absorción térmica sensible hasta que no exista LMTD o impulso térmico y por consiguiente declinaría la transferencia térmica. La contra-presión del sistema circulante de concentrado, consistente en pérdidas de altura manométrica estáticas y de fricción, se diseña para que sea mínima. De hecho, la contrapresión es básicamente igual a la pérdida de altura manométrica del intercambiador vertical, mientras que la caída de presión del intercambiador se minimiza. El flujo de concentrado circulante se selecciona entonces para que alcance aproximadamente 1 % hasta 10% de fracción de vapor en la línea de salida 38. El incremento de la temperatura resultante es muy bajo y el LMTD permanece en su valor de diseño. La Figura 3 ilustra un ejemplo en el que el vapor residual saturado se combina con vapor comprimido para absorber la energía térmica residual en un recalentador simple 34. El flujo combinado se condensa para formar un destilado condensado. Si la presión de vapor residual disponible no es compatible o no se la puede hacer compatible, entonces se recicla circulación de concentrado separado y se proporcionan intercambiadores de recalentador, diseñados específicamente para adecuarse a cada fuente de calor. Además, si - 46 - hubiera solamente disponible calor residual por medio de un fluido no condensable de transferencia térmica, entonces el intercambio térmico residual se diseña para extraer el calor del fluido de transferencia sin el destilado condensado. Las características claves de d iseño del recalentador serán siempre mantener la relación preferida de masa de líquido a masa de vapor para crear una masa de vapor desde 1 % hasta 10% en el fluido en evaporación. Con referencia ahora a la Figura 4, se muestra un esquema del proceso alternativo que permite que la purga 24 del separador calentado 20 se ajuste hasta que el efecto de concentración general o factor de concentración (CF) del sistema cree un concentrado sobresaturado con respecto a uno o a varios componentes para provocar la precipitación. A medida que se forman y se construyen los sólidos en el separador calentado 20, la purga 24 se pasa a través de un dispositivo de separación sólido/líquido, indicado generalmente por el número 50, para la extracción de los sólidos o lodo. Como alternativa, el d ispositivo de separación sólido/líquido 50 puede ubicarse entre la bomba del recalentador 42 y el intercambiador 34, en una disposición de flujo dividido o de flujo total. Los líquidos recuperados se reciclan nuevamente de regreso al separador calentado 20, como se indica en 52, y una porción q ue representa la cantidad de purga se pasa adicionalmente a través del precalentador 26 para la recuperación térmica y se enfría aproximadamente a 1 .67°C del flujo 175. El dispositivo de separación sólido/líquido 50 puede ser de cualquier tipo, como por ejemplo de - 47 - filtro, hidrociclón , separador centrífugo, separador de gravedad , centrífuga, separador de decantación, conocidos por aquellos expertos en la materia. Este proceso es particularmente atractivo cuando el objetivo principal es recuperar un compuesto en forma de sólido o cuando el compuesto es de un valor comercial significativo. Con referencia a la Figura 5, se muestra una variación adicional del proceso por el cual el flujo de vapor puede contener una porción de un contaminante particular proveniente del agua de alimentación. El separador calentado 20 se encuentra equipado con una columna de fraccionamiento 54 delante del compresor 32 y de la línea de vapor en exceso 46. La columna 54 se utiliza para fraccionar y limpiar el contaminante utilizando etapas múltiples en conjunción con reflujo de agua fría limpia, denotado por el número 56. El reflujo puede retirarse corriente arriba o corriente abajo del precalentador 18, o una combinación, dependiendo de la temperatura de reflujo requerida. Esta variación de proceso es atractiva cuando el flujo de alimentación contiene, por ejemplo, volátiles tales como hidrocarburos, glicoles, amoníaco, aminas, etc. La Figura 6 ilustra las relaciones típicas de presión y temperatura de los diversos flujos acerca de la porción de evaporación del proceso. Se hacen las referencias numéricas de las Figuras 2 a 4 para esta descripción. Aunque los parámetros específicos del proceso se muestran a manera de ejemplo, éstos son modificables para adecuar alguna aplicación de destilación específica. Esto muestra esquemáticamente las condiciones basadas en un fluido sin - 48 - incremento de punto de ebullición y el separador calentado 20 que opera a una presión apenas por encima de la atmosférica, 1 .125 kg/cm2 y 100°C. El incremento de la temperatura del concentrado circulante es de aproximadamente 0.555°C para una caída de presión del recalentador de 0.18 kg/cm2. La fracción de vapor del flujo circulante es de aproximadamente 1 0%. Las condiciones acerca del intercambiador de recalentador 34 pueden representarse en una curva evaporación/condensación como se muestra en la Figura 7. Sobre el costado de condensación del intercambiador, se combina vapor sobrecalentado del compresor en el punto C1 a aproximadamente 147.7°C y 1 .47 kg/cm2 con la fuente del flujo térmico residual saturado a C2 y se condensa a la presión saturada del vapor al punto C , aproximadamente a 1 1 1 .1 °C y 1 .47 kg/cm2. Esta zona es comúnmente referida como la zona de desrecalentamiento y representa aproximadamente 2% del área de superficie del intercambiador, siendo la zona remanente el área por donde se libera el calor latente de condensación . El área requerida para el desrecalentamiento se reduce a medida que aumenta la relación de calor residual saturado a vapor comprimido. A través del intercambiador 34 se producirá una suave caída en la presión y en la temperatura debido a la caída de presión inherente del intercambiador térmico. Las condiciones de salida pasan a ser de aproximadamente 1 1 1 .1 °C y 1 .469 kg/cm2. La temperatura de superficie, sobre el costado de condensación, será menor q ue la temperatura de saturación del vapor entrante, formando en consecuencia una película - 49 - condensada sobre la superficie de intercambio térmico. Por lo tanto, la transferencia térmica ocurrirá fuera de la condición de pared húmeda manteniendo la temperatura efectiva de la película a la temperatura de saturación del vapor. El destilado drenará desde el intercambiador al recipiente del condensador 36 en el punto D, manteniendo al recalentador libre de líquido y exponiendo toda la superficie del intercambiador térmico al proceso de condensación. Sobre el costado de evaporación, el concentrado entra al intercambiador en contracorriente desde el fondo en el punto A a aproximadamente 100°C y 1 .27 kg/cm2 después de la bomba de circulación 42. La tasa de circulación se ajusta de manera tal que la relación de masa de concentrado es por lo menos 10 veces mayor que la tasa de vapor. La temperatura del fluido de concentrado comienza a incrementarse hasta el punto A', y entonces se nivela a aproximadamente 1 00.6°C a medida que se alcanza el punto B, en donde se supera la altura estática y la presión se reduce a 1 .09 kg/cm2. Mientras el concentrado alcanza el intercambiador 34, el vapor comienza a formarse por convección forzada, absorbiendo el calor latente transferido. Al incrementarse la masa de fluido sobre el costado de evaporación hasta que la relación de masa circulante a masa de vapor cae dentro del rango deseado, el efecto de ebullición se controla dentro de las regiones de convección forzada y ebullición nucleante estable. Debido al flujo de alta masa de líquido, la superficie de transferencia térmica permanece humedecida a la temperatura equivalente a la temperatura saturada del vapor recién - 50 - formado. Asegurando, adicionalmente, que la tasa de flujo (QA'1 ) para un intercambiador se encuentra por debajo de 18.91 KW/m2, el incremento de temperatura para el costado de evaporación puede mantenerse debajo de 0.555°C y la superficie de película humedecida se mantiene, eliminando consecuentemente el riesgo de formación de incrustaciones. Si la tasa de flujo es demasiado grande, la caída de presión de aceleración de vapor instantáneo excede temporalmente la altura estática disponible, resultando en un retroflujo temporal inestable y en una posible rotura de la superficie humedecida de transferencia térmica. Esto puede dar como resultado el ensuciamiento de la superficie de transferencia térmica. Los flujos térmicos por debajo de 18.91 KW/m2 y dentro del rango de masa de concentrado circulante a masa de vapor menor a 300, existe una región en donde el líquido y el vapor pueden coexistir en operación estable y mantener una superficie de transferencia térmica completamente humedecida sobre el costado de evaporación del recalentador, sin riesgo de ensuciamiento o de incrustaciones. La referencia a los puntos A hasta D también se encuentra en la Figura 8. La Figura 8 ilustra la vista en elevación de un intercambiador de transferencia térmica altamente eficiente 34, conocido por los expertos en la materia como un intercambiador térmico de placa y marco, en el que las hileras de las placas verticalmente apiladas y empaquetadas 60 se encuentran dispuestas entre dos marcos sólidos 62 y 64. Estos dispositivos son bien - 51 - conocidos por su tamaño compacto y capacidad para tener unos valores U o coeficientes de transferencia térmica general muy altos.
Este tipo de intercambiador, instalado como una configuración de paso sencillo y flujo en contracorriente es muy adecuado para la presente invención y ofrece específicamente los siguientes beneficios para llevar a cabo la presente invención: 1. El intercambiador de tipo placas ofrece una altura estática fija baja y una caída de presión muy baja sobre el fluido circulante concentrado sobre el costado de evaporación, mientras que proporciona un coeficiente de transferencia térmica relativamente elevado; 2. El flujo térmico puede ajustarse fácilmente agregando más área de superficie o placas en un marco determinado; 3. El costado de condensación de un diseño de marco de placa se encuentra libre de drenaje y tiene una baja caída de presión mientras que mantiene un coeficiente de transferencia térmica relativamente elevado; 4. El coeficiente de transferencia térmica de alto rendimiento permite que las temperaturas de la superficie se encuentren muy cercanas a las temperaturas de ambos flujos de fluido reduciendo el riesgo de ensuciamiento; 5. La alta turbulencia y las altas velocidades de fluido equivalentes dan como resultado un bajo ensuciamiento - 52 - y mantiene los sólidos en suspensión homogénea mientras pasan a través del intercambiador; 6. No existen lugares calientes o fríos y no existen regiones de flujo muerto inherentes al diseño de marco de placa, disminuyéndose el riesgo de ensuciamiento o formación de incrustaciones; 7. Las placas se encuentran pulidas y bien terminadas reduciendo el riesgo de ensuciamiento; y 8. El bajo tiempo de residencia del fluido reduce el riesgo de precipitación , existiendo además un tiempo insuficiente para alcanzar el equilibrio y generar contaminantes incrustantes. Más genéricamente, el intercambiador térmico de tipo de placa es muy compacto y puede proporcionarse a un costo razonable con platos de aleación exótica para resistir la corrosión del fluido y la rotura de corrosión por tensión , común a las aplicaciones de desalinización . Otros tipos de intercambiadores, de coraza y tubo, de tubería doble, de tubo delgado, de tipo espiral, etc. , pueden considerarse también por aquellos expertos en la materia , siempre que se mantengan los requerimientos específicos de la invención . La Figura 9 es una gráfica que muestra el rango de diseño preferido, denotado globalmente por 66, para la relación de flujo de masa de concentrado circulante con respecto al flujo de masa de vapor. El rango deseado desde aproximadamente 1 0 hasta 1 00 da como resultado en una fracción de vapor menor al 10% hasta - 53 - aproximadamente el 1 % . La Figura 1 0 es una gráfica que muestra el impacto resultante sobre el factor de concentración local C FINTE RCAM BIAD0R con relación al riesgo de sobresaturación y precipitación adicionales en el intercambiador térmico. Generalmente, el factor de concentración del sistema puede expresarse como sigue: C FTOTAL = CFPURGA · CF|NTERCAMB|AD0R La concentración que alcanza el estado de régimen permanente en el separador da como resultado la extracción continua del vapor en balance con un purga continua del separador calentado. El valor de la CFT0TAL se encuentra típicamente en el orden de menos de 5 hasta aproximadamente 20 veces, dependiendo del nivel y tipo de contaminantes en el flujo de alimentación. También dependiendo del nivel de masa de vapor saliente del recalentador, se determina el CFINTERCAMBIAD0R resultante (entre 1 .0 y 1 .1 ) y la relación de purga se ajusta de manera tal que los niveles de concentración deseados no se excedan en el recalentador. Un ejemplo típico puede mostrarse a continuación: • El flujo de alimentación contiene 20,000 TDS, y es deseable que no exceda 1 00,000 TDS en el concentrado. • Se ha determinado que la relación de masa más eficaz será 20, dando como resultado en una fracción de vapor de 5%, a partir de la Figura 7. · El CF|NTERCAMBIAD0R se localiza a partir de la Figura - 54 -
8, para que se encuentre aproximadamente a 1.07. El CFTOTAL se calcula para que sea (1 00,000/20,000) = 5. • El CFPURGA se calcula para que sea (5/1 .07) = 4.7. • Por lo tanto, la relación de purga corregida será (1 /4.7) = 21 % del flujo de alimentación de entrada. De acuerdo con lo anterior, haciendo uso de un proceso de recompresión de vapor y de recuperación térmica residual en combinación con un sistema de transferencia térmica de convección forzada, y siguiendo cuidadosamente ios pasos de selección de la relación de flujo de masa del sistema circulante al flujo de masa de vapor para que sea menor que 300 hasta aproximadamente 2, más específicamente una relación de aproximadamente 1 0 hasta 100, seleccionando un flujo térmico de menos de 1 8.91 KW/m2 , y administrando un flujo de purga para alcanzar el efecto de concentración (CF) deseado, el resultado es una unidad de destilación de agua muy eficiente que no es susceptible a ensuciamiento o formación de incrustaciones a lo largo de prolongados períodos de operación. Al combinar los dos esquemas de proceso conocidos e incorporando un esquema de recuperación térmica residual con una configuración única de intercambio térmico, y más particularmente, diseñada con una relación de circulación de concentrado especificada no enseñada en la técnica anterior, permite que la presente invención proporcione un método eficaz para destilar agua libre de contaminantes sin el riesgo de ensuciamiento y de formación de incrustaciones.
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Los siguientes ejemplos sirven para ¡lustrar la invención. EJEMPLO 1 El cálculo de este ejemplo es un medio para demostrar el balance térmico alrededor del intercambiador de recalentador. Este ejemplo representa una base de diseño de una unidad de destilación diseñada para recuperar 200605 litros por día de destilado limpio a partir de una fuente contaminada. Información del intercambiador Área de Superficie 297.28 m2 Tipo Placa-marco empaquetado U 3.075 KW m 2 °C"1 LTMD corregido 5.777 °C Función de servicio calculado (297.28)*(3.075)*(5.777) 5280.96 KW Flujo térmico calculado (5280.96)/(297.28) 1 7.771 KW/m2 Costado de condensación Condiciones de entrada 147.7°C a 1 .48 kg/cm2 (sobrecalentado) Condiciones de salida 1 1 1 °C a 1 .47 kg/cm2 Temperatura de condensación saturada 1 1 1 .1 °C a 1 .48 kg/cm2 Calor latente de condensación 0.6182 KW.hr/l a 1 .48 kg/cm2 -56-
Flujo de vapor 138.91 l/m = 8334.57 l/hr QDESRECALENTAMIENTO (8334.57)*(5.239*10"4)*(142.7- 111.11) 137.93 KW 'CONDENSADO (5280.96-137.93) 5143.03 KW Flujo Calculado (5143.03)/(0.6182) 8,319.36 l/hr Costado de Evaporación Condiciones de Entrada 100.1°C a 1.27 kg/cm2 Condiciones de Salida 100.8°C a 1.09 kg/cm2 Calor latente de vaporización 0.625 KW.hr/l a 1.09 kg/cm2 Relación de masa circulante a masa de vapor 10 Tasa de circulación de concentrado 1400.45 l/m 84027 l/hr Flujo de vapor 8319.36 l/hr Porcentaje de vapor (8319.36/84027) = 10%
QEVAPORADO (8319.36)*( 0.625) 5199.6 KW QsENSIBLE (84027)*(1.127*10' 3)*(100.9-100.1) 75.76 KW
«TOTAL (5199.6)+(75.76) 5275.4 KW - 57 -
Este ejemplo muestra que el 10% de la fracción de vapor creada en el fluido circulante capturará el 99% del calor transferido del sector de condensación e incrementará la temperatura del fluido circulante a aproximadamente 0.555°C, incluso cuando exista 1 0 veces masa de líquido circulante. EJEMPLO 2 Se fabricó y diseñó una unidad prototipo para recuperar 37850 litros por d ía de destilado limpio a partir de una laguna de percolado de relleno de tierra. Se probó la unidad durante un período extenso y se recogieron los datos de prueba detallados durante este período . La unidad piloto operó exitosamente durante un período extendido de cuatro meses y, después de la inspección, el ensuciamiento fue despreciable en el separador calentado y en el recalentador. El equipo utilizado en la prueba piloto incluyó un Compresor Soplador Modelo G F36204E de Spencer™ proporcionando una presión diferencial de 0.2 kg/cm2. Durante la prueba se utilizaron intercambiadores térmicos de placa-marco de paso simple. Las características de alimentación del percolado fluido, purga concentrada y efluente tratado fueron como se explica a continuación:
Parámetro Unidades Alimentación Purga de Efluente de aproximadamente tratado'2) percolado'2' el 10%'2> BOD mg I"1 26 88 < 10 COD mg I"1 277 1 ,207 1 1 - 58 -
TOC mg I·1 59 549 6 TSS mg I-1 33 145 <2 ss mg I"1 15 29 <2 TDS mg I-1 5,473 53,000 <50 Calcio mg I"1 96 435 <0.05
Magnesio mg I'1 228 1 ,990 <0.05
Sodio mg I"1 550 4,650 <2 Hierro mg I-1 5 469 .6 P total mg I-1 1 .5 1 .5 <0.01
Amoníaco mg I"1 53 1 24 0.38(1 > como N Alcalinidad mg I-1 2,353 2,930 1 total como CaC03 Cloruros mg I-1 217 784 0.2 Sulfatos mg I"1 350 20,000 <2 Fenoles mg I-1 0.08 0.45 .01 7 totales Coliformo Col/1 OOcc 673 <3 0 total Color TCU 166 800 <5 Turbiedad NTU 131 220 0.1
Nota (1) - Ajuste de pretratamiento de pH para control de amoníaco. Nota (2) - Los valores se muestran como valores promedio a lo largo de los períodos de prueba. El efluente es de tal calidad que puede descargarse a las masas de agua de superficie excediendo virtualmente todas las pautas - 59 - regulatorias. El consumo energético del compresor se midió y registró para diversos puntos de rendimiento, que incluyen condiciones de disminución y reciclado del compresor. Se gráfico el consumo de energía medido en la Figura 10 como consumo de energía cada 3785 litros para los diversos flujos de destilado. Se corrigió la curva de datos de prueba para las ineficiencias del compresor sobre el rango de flujos y se obtuvo un valor de consumo de energía uniforme de 13.2 KW-hr/ml. Posibilitando las eficacias de compresor estándar de aproximadamente 77%, el consumo energético requerido para la unidad de rendimiento de alto rendimiento es de aproximadamente 17.17 KW-hr/ml. El flujo de purga promedió aproximadamente 10% del flujo de alimentación a través del período de prueba, dio como resultado un factor de concentración promedio (CF) de 10. Se realizó una inspección visual luego de la prueba, no observándose signos de formación de incrustaciones en el separador calentado ni en el equipo del recalentador. Con respecto a la Figura 12, se muestra una variación adicional de la presente invención. En esta modalidad , se recibe la purga sobrecalentada de agua salada 140 proveniente del separador de vapor de alta presión 130 de la Figura 1 y se transfiere a la unidad de destilación de agua de alto rendimiento, denotada generalmente como 1 80. El flujo de purga 140 se vaporiza instantáneamente en un separador de baja presión 200 para crear un flujo de energía residual 203 de baja presión (típicamente 0.703 hasta 3.5 kg/cm2) y un flujo de - 60 - purga de concentrada de baja presión 235. El flujo de energía residual 203 se pasa a través del intercambiador de recalentador 205, condensada para agua destilada y se recoge en el tanque de agitación 215. El flujo de purga concentrada de alta presión 235 se intercambia térmicamente con 240 para precalentar el agua producida 175 a 245. La purga concentrada enfriada se libera para el deshecho por la línea 1 85. La energía residual proveniente del flujo 203 se transfiere al concentrado circulante del separador calentado en el que, controlando la masa circulante a flujo de vapor a un rango de menor 300 hasta aproximadamente 2, menos del 50% de vapor o más precisamente menor que 1 0% de vapor, se genera en el flujo de concentrado circulante saliente del recalentador en 230. El vapor formado en el flujo circulante absorbe el calor latente de vaporización mientras que, al mismo tiempo, no se permite el incremento de temperatura sobre el concentrado circulante de más de alrededor de 0.555°C y se mantiene una LMTD eficaz sin un cruce de temperatura en el intercambiador de recalentadores 205. El concentrado circulante se extrae a una tasa controlada en 265 mediante una bomba 270 y se intercambia en 243 con una porción del agua de alimentación producida 241 . La porción precalentada del agua producida 244 se recombina con el agua producida principal precalentada 245 antes de entrar al separador calentado 250. Si la cantidad de energía residual 203 para un lugar de - 61 - petróleo pesado es menor que la energía requerida para destilar el flujo deseado de agua producida 245, entonces se proporciona un circuito separado de compresor 305 y recalentador 31 5. La misma masa circulante a flujo de vapor de menos de 300 hasta aproximadamente 2, menos de 50% de vapor o más precisamente menos de 10% de vapor, se genera en el flujo de concentrado circulante saliente del recalentador en 350. El vapor excedente 255 producido a partir del separador calentado 250 se condensa típicamente utilizando un condensador externo 355. La energía puede transformarse en calor de formación u otro calentamiento de proceso en donde sea aplicable. Los flujos de agua condensada 320 y 360 se recogen en recipientes de agitación de condensado 325 y 365 y se combinan adicionalmente utilizando las bombas 220, 330 y 375 para formar el agua de alimentación de reciclaje de agua destilada para los generadores de vapor 125. Al utilizar el método anteriormente descrito, se logran tasas de recuperación de agua de más de 85%. Si no se forman volátiles no-condensables en el proceso de condensación que tiene lugar en los flujos 210, 320 y 360, puede ventilarse el vapor automáticamente por medio de 217, 335 y 370, respectivamente. La presión operativa, y la temperatura correspondiente del separador calentado pueden seleccionarse para operar sobre un amplio rango desde vacío total hasta menos de 3.5 kg/cm2; más típicamente la presión puede seleccionarse ligeramente superior o - 62 - inferior a la atmosférica, 0.84 kg/cm2 de vacío hasta una presión de 0.14 kg/cm2. Con respecto a la Figura 13, se muestra una variación adicional de la presente invención. En esta modalidad, una porción de la energía térmica residual de 200, denotada como 202 y/o el vapor en exceso 255 se utiliza como fuente de energía para un cristalizador 405 por medio del intercambiador 400 y el circuito de bombeo 41 5 y 420. El cristalizador opera a una condición de ebullición de por lo menos 5.55°C, y más preferentemente entre 1 1 .1 1 °C y 16.66°C menos que la temperatura del vapor del separador calentado 250. El cristalizador puede operar a presiones por encima, o por debajo de la atmosférica. En el caso de que la energía en el flujo de energía residual 202 y/o en el vapor en exceso 255 exceda el nivel requerido para la operación del cristalizador, entonces la condensación puede llevarse a cabo a través de medios externos de condensación. El flujo de purga concentrada 275 y el flujo de concentrado calentado separadamente 265 se alimentan al tanque de alimentación 280 del cristalizador. La salmuera casi saturada se transfiere por medio de una bomba de alimentación 425 al circuito cerrado de circulante del cristalizador 410. Un flujo retrógrado del barro circulante en 410 se extrae con la bomba 435 y se pasa a través de un d ispositivo de separación sólido/l íquido 440 o se transfiere directamente a un estanque de evaporación. Un dispositivo de separación típico sólido/líquido, familiar para los expertos en la materia, puede consistir en un filtro, una prensa de filtro, un - 63 - decantador de gravedad, un clarificador, un ciclón, un tanque decantador o una centrífuga. El filtrado 450 se recicla al tanque de alimentación del cristalizador 280. El material sólido 445, saliente del separador liquido/sólido 440, se recoge en instalaciones de almacenamiento apropiadas y se transportan para el deshecho. Cualquier agua contaminada en exceso recogida en las áreas de almacenamiento 455 o del estanque de evaporación puede reciclarse por medio de la bomba 460 de regreso al tanque de alimentación del cristalizador 280. Los flujos de agua condensada 210, 405 y 490 pueden recogerse y combinarse para formar el agua de alimentación de reciclaje de agua destilada para los generadores de vapor 125. Al utilizar el método anteriormente descrito, pueden alcanzarse los índices de recuperación de agua de 1 00% y los criterios de descarga cero. Con referencia ahora a la Figura 14, se muestra una modalidad adicional de la presente invención en la que una unidad de destilación de agua de alto rendimiento, denotada por el número 180 se inserta en el circuito y particularmente se coloca para tratar agua proveniente de cualquier fuente tales como agua de formación, agua producida o agua de fuente terrestre. Esta variación puede emplear todos las fuentes de calor residual del circuito SAGD para alcanzar la cantidad de agua destilada de compensación requerida en 100. Además, este circuito puede incluir una unidad de ablandamiento de agua convencional, denotada por el número 190 para ablandar el agua - 64 - producida 175 recibida del separador petróleo/agua 165. El agua producida, denotada por el número 192, habiéndose ablandado por la unidad 190 y en consecuencia desprovista substancialmente de componentes de dureza, contiene un nivel de equilibrio de TDS o cloruro de sodio y se combina con el agua destilada, denotada por el número 100, saliente de la unidad de destilación 180 para crear agua de alimentación al calentador. El agua destilada 100 es substancialmente igual a las pérdidas de agua que deja el ablandador en forma de lodo, denotada por el número 195 de la unidad de ablandamiento de agua 190 y cualquier pérdida de purga en 185 de la unidad de destilación 180. Como ventaja de esta unidad, la energía térmica residual puede evidenciarse a partir de la salmuera sobrecalentada en 140, del separador de vapor de alta presión 130, del flujo residual vigorosamente hervido 163, del separador desgasificante 161 o aún de los fluidos de producción calientes 160 salientes del yacimiento, como se describió con anterioridad. La energía residual puede proporcionarse utilizando un medio térmico adecuado 166 y un dispositivo de intercambio térmico adecuado 164. Como se comprenderá, la cantidad de energía térmica de la salmuera puede ajustarse integrando algo o todo el calor del agua de alimentación del calentador en el intercambiador 120 o enviando todo el calor a la unidad de destilación 180. El generador de vapor 1 25 (de los cuales pueden ser varios, mostrándose solo uno en la figura) puede ser cualquier calentador apropiado conocido por los expertos en la - 65 - materia, ejemplos de los cuales son los calentadores de tambor de vapor, calentadores de generación directa y calentadores de lecho fluidizado, entre otros. Con referencia a la Figura 15, se muestra una modalidad adicional de proceso generalmente establecida en la Figura 14. La Figura 15 debe referirse con la Figura 16 en el sentido de que ambos procesos se relacionan con respecto al vapor de alta presión 1 35. Regresando a la Figura 1 5, una porción de vapor de alta presión, denotada globalmente por el número 500, se introduce en una unidad de destilación de alto rendimiento 180 con el propósito de impulsar la unidad de destilación 1 80. El vapor de salida, denotado globalmente con el número 510, el que por supuesto se encuentra a una presión reducida con relación al vapor de alta presión 500, puede recircularse hacia el flujo 505 para liberar petróleo y agua del yacimiento 145. Con respecto a la Figura 16, el circuito de recompresión de vapor que se ha establecido aquí previamente puede aumentarse con el proceso SAGD. Esto se logra haciendo uso del vapor de alta presión 500 referido en la Figura 1 5 para impulsar una turbina , denotada con el número 525. La turbina 525, a su vez, es particularmente útil para impulsar el compresor 305 que se ha mencionado previamente con respecto al circuito para evitar ensuciamiento. Una de las ventajas particularmente deseables del circuito mostrado en la Figura 16 es el hecho de que una porción de vapor de - 66 - alta presión 1 35, una vez más, referida como número 500 en la Figura 1 5, se encuentre a una presión en exceso de la requerida típicamente para la condición de inyección del campo (entre 133.6 kg/cm2 y 168.7 kg/cm2). Este exceso de presión es particularmente útil para suministrar energía impulsante a una turbina de etapa única 525. Se comprenderá que la representación en la Figura 16 de la turbina 525 es solo indicativa de una turbina simple; sin embargo los expertos en la materia comprenderán que pueden emplearse cualquier cantidad y tipo de turbinas para alcanzar este propósito, dependiendo de la naturaleza del vapor de alta presión 500. El flujo de salida 530 que sale de la turbina 525 se encuentra a una presión que es adecuada para las presiones de inyección del campo petrolífero; las presiones típicamente aceptables se encuentran en el rango comprendido entre 84.4 y 1 19.5 kg/cm2. El flujo de presión reducido se indica con el número 510. Todos sus componentes que se refieren en la Figura 16 han sido descritos previamente y lo importante de la Figura 16 es ilustrar la adaptabilidad del vapor de alta presión para su uso en la impulsión de una turbina, lo que tiene la ventaja adicional de reducir el flujo de alta presión en forma tal que pueda utilizarse para aumentar la operación de SAGD expuesta no solamente en la Figura 15 sino también en la otras Figuras referidas con anterioridad en la presente. Obvia decir que esto tiene significativos beneficios en términos de reducción del costo total de la operación y del mejoramiento de su rendimiento. Con respecto a la Figura 17, se ilustra la unión del circuito - 67 - de antiensuciamiento anteriormente referenciado junto con la disposición de compresión y turbina, e incluye también un circuito de cristalización. Una porción del vapor de alta presión 135, indicada por el número 500, como se mencionó con anterioridad, se encuentra a una presión de inyección de campo de entre 84.4 kg/cm2 y 1 1 9.5 kg/cm2, se red uce en presión y se utiliza para impulsar la turbina 525 la cual, a su vez, impulsa el compresor 305. El flujo de salida 530 se controla a baja presión (aproximadamente 3.5 kg/cm2) para proporcionar una fuente térmica para el recalentador cristalizador 400. El flujo de presión reducida 500, típicamente a una presión de aproximadamente 21 a 56.2 kg/cm2, se condensa para calentar agua de alimentación 560 y se regresa por la bomba 570 para el reciclaje de agua destilada. La cantidad de agua destilada evaporada de 250 establece la carga del compresor 305 y consecuentemente el requerimiento de energía de la turbina y la carga de vapor 500. Esto da como resultado la cantidad de flujo de concentrado 265 que se iguala para adecuar la carga de evaporación de agua remanente del cristalizador 405 en 470. El cristalizador 405 es particularmente útil para reducir la contaminación o disolver sólidos en el agua producida 175 a sólidos en el flujo 445 los cuales se separan mediante el separador 440. El recalentador 400 tiene una función que se iguala con la función de condensación de la salida de la turbina de vapor 545. El resultado es un sistema de balance de energía y masa que recupera - 68 - esencialmente toda el agua producida 175 como agua destilada 100. Como una ventajar adicional particular, el proceso consume entre 20% y 30% de la demanda de vapor normal para una unidad de destilación convencional cuando se utiliza una turbina de vapor de etapa única y entre 1 0% y 20% si se utiliza una turbina de vapor de etapas múltiples. La Figura 1 7 unifica el beneficio del balance de energía del circuito de evaporación antiensuciamiento anteriormente expuesto en la presente con los beneficios de efecto múltiple del circuito de turbina/ cristalizador para lograr una unidad de destilación no ensuciante extremadamente eficiente que se encuentra autocontenida y que alcanza una recuperación substancialmente del 1 00% de agua con compuestos disueltos reducidos a sólidos. En términos de los aparatos utilizables en el sistema, se comprenderá rápidamente por aquellos expertos en la materia sobre qué ejemplos serán más deseables de separadores calentados, precalentadores, recalentadores, bombas, compresores/sopladores, cristalizadores, etc. Otras modificaciones se comprenderán rápidamente sin apartarse del alcance de la invención . Aunque se han descrito las modalidades de la invención, ésta no se encuentra limitada a ellas y será aparente para los expertos en la materia que numerosas modificaciones forman parte de la presente invención siempre y cuando no se aparten dei espíritu , naturaleza y alcance de la invención reivindicada y descrita.