"Algunas palabras... "
INCLUSION EN NUESTRO SITIO WEB
Han pasado más de diez años desde la publicación de este cuaderno profesional en papel. En breve trabajaremos en las modificaciones. De este, como muchos de nuestros cuadernos profesionales solo quedan ejemplares en Biblioteca y no esta prevista su reimpresión de momento. No deseamos que ningún socio se quede sin este material, hemos resuelto incluirlo en nuestro sitio web, esperando – como siempre- que este material sea de utilidad para Ud. Susana Terlizzi Gerente Julio de 2005
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Han pasado más de diez años desde la publicación de este cuaderno profesional en papel. En breve trabajaremos en las modificaciones. De este, como muchos de nuestros cuadernos profesionales solo quedan ejemplares en Biblioteca y no esta prevista su reimpresión de momento. No deseamos que ningún socio se quede sin este material, hemos resuelto incluirlo en nuestro sitio web, esperando – como siempre- que este material sea de utilidad para Ud. Susana Terlizzi Gerente Julio de 2005
"¿Es indispensable el control de calderas..., La tremenda evolución en el diseño de las calderas que parte desde las pequeñas calderas paquete con producciones de vapor que van desde unos pocos miles de Kg/h, culminando en las centrales térmicas con varios millones de Kg/h, se debe en gran medida al continuo desarrollo de controles precisos y seguros. Sin éstos, la generación eficiente y segura del vapor sería prácticamente imposible. Esto último da respuesta a la pregunta que lleva como título a esta sección. El continuo reclamo de incrementos en las eficiencias operativas, las exigencias en la reducción de los costos de la producción, las condiciones reinantes de mercado y las condiciones ambientales, son algunos de los principales factores que deben impulsar a los responsables de planta a estudiar nuevas alternativas técnico económicas que permitan saciar estas expectativas. Esta problemática se resuelve mediante una mejora en los equipos térmicos existentes, implementación de nuevos ciclos térmicos, o la búsqueda de fuentes energéticas alternativas. Lo cierto es que una vez resuelto el arreglo definitivo del ciclo térmico y evaluada la performance de éste, se deberá desarrollar a continuación las estrategias de control regulatorio que permitan que todas las variables de proceso que estén o no ligadas con esta performance, se mantengan de manera automática dentro de los valores deseados. Por otra parte, cuando se plantea el estudio de retorno de inversión producto del reemplazo de una generación de instrumentación de control por otra más moderna, deberemos tener cuidado en no caer en
el error
de pensar que con sólo incorporar un número mayor de instrumentación ó con la implementación de estrategias de control de mayor complejidad, podremos mejorar por sí misma la performance de un ciclo que ya se encuentre operando satisfactoriamente y copiando las condiciones de máxima performance a través de todo el rango de operación. Bastará recordar que la automatización es simplemente la técnica que tiene como finalidad llevar a las variables de proceso, ya sea medibles o no, a sus valores deseados, en el
menor tiempo posible, mediante la correcta manipulación de los elementos finales de control. Evidentemente, esta mejora de performance está fuertemente ligada al equipamiento térmico asociado. Sin embargo, hoy en día, con la aparición de los sistemas de control basados en microprocesador, podemos correr aplicaciones ya no sólo en el área de automatización, sino en el área que contemple decididamente el aumento de performance de todo el ciclo térmico a través del uso de complejos modelos matemáticos que interactúen con las estrategias de control regulatorio. Con este tipo de aplicaciones estaremos en condiciones de aprovechar al máximo los recursos energéticos de una planta. A igual que en Calderas en Calderas l, no deseamos extendernos demasiado en los temas que en este volumen se han de presentar, ya que es nuestra intención que lo expuesto les sirva a los profesionales y usuarios de calderas como base de lanzamiento para futuros análisis detallados de cada uno de los temas aquí mencionados. Por último quisiera agradecer al personal de Foxboro Argentina por el apoyo brindado para el desarrollo de estos dos cuadernos profesionales Calderas I y II Eduardo A. Lifschitz
SUMARIO Cap. I Introducción I.1 Generalidades I.2 Notas y definiciones básicas
1 1 1
Cap. II Ciclos térmicos - conceptos básicos II.1 Diagramas Temperatura - Entropía 4 II.2 Ciclo de Carnot II.3 Ciclo de Rankine II.4 Ciclos regenerativos II.5 Ciclos combinados II.6 Ciclos con cogeneración
4 8 11 18 22 24
Cap. III Estrategias de control III.1 Control de balance energético III.2 Control de la combustión III.3 Control del exceso de oxígeno y/o monóxido de carbono III.4 Control de la presión en el hogar III.5 Control del nivel en el domo III.6 Control de la purga continua III.7 Control de la temperatura del vapor sobrecalentado
31 31 36 45 49 53 63 64
Cap.IV Aplicaciones industriales IV.1 Industrias del papel
67 67
IV.2 Industrias siderúrgicas
69
IV.3 Refinerías de petróleo
72
IV.4 Industrias alimenticias
75
IV.5 Industrias químicas
75
Capítulo I
Introducción I.1. Generalidades En el Cuaderno Profesional Nº 2 de AADECA correspondiente al volumen N° 1 (1993) titulado "Calderas I - Conceptos y Control Básico", se hizo énfasis sobre el proceso industrial de la transformación de agua en vapor como base para el entendimiento de un eficiente control automático. Es importante haber entendido estos conceptos pues nos permitirá captar con mayor facilidad los desarrollos que se expondrán en este nuevo volumen. Asimismo se hace necesario contar con el número uno durante la lectura del presente cuaderno, ya que continuamente haremos mención del primero. En "Calderas II - Control Avanzado" no arrancaremos dando conceptos básicos de la caldera como un equipo aislado del sistema productivo, sino formando parte de los diversos ciclos térmicos prácticos que encontraremos en aplicaciones concretas. Luego analizaremos estrategias de control avanzadas para calderas industriales y a continuación se hará una breve descripción de las diferentes aplicaciones y requerimientos de control para algunas implementaciones industriales. Al igual que en el primer volumen, no deseamos extendernos demasiado en los temas aquí presentados, ya que es nuestra intención que lo expuesto aquí les sirva como base de lanzamiento para futuros análisis detallados de cada uno de los temas mencionados.
I.2. Notas y definiciones básicas Daremos a continuación algunos de los conceptos, definiciones y enunciados más importantes que necesitaremos conocer y que complementan a los ya enunciados en el Capítulo I de Calderas I.
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Energía: Habilidad de realizar trabajo. Tipos de Energía: • Mecánica (Potencial o Cinética). • Química. • Eléctrica. • Térmica. Trabajo: Habilidad de desplazar una fuerza a través de una determinada distancia (Kg - m). Temperatura Absoluta: Temperatura por debajo de la cual se detiene toda actividad molecular. Sirve como temperatura de referencia para cálculos termodinámicos y se expresa en grados Kelvin (°K). 0 °K equivalen a -273 °C. Presión Absoluta: Presión que toma como referencia al vacío absoluto. 0 Kg/cm 2 abs 2 equivalen a -1 Kg/cm rel ó 0 mmHg abs. Primera ley de Termodinámica: La energía no puede ser creada ni destruida. Solamente se podrá convertir una clase de energía en otra. Calor Específico: Es la relación de la cantidad de calor requerida para producir una variación de 1°C en la temperatura de una masa de 1 Kg de una determinada sustancia (Kcal/Kg °C). Líquido Subenfriado: Líquido a una temperatura menor a la de su punto de ebullición para la presión existente y que no contiene vapor. Líquido Saturado: Líquido que se encuentra en su temperatura de ebullición para la presión existente y que no contiene agua. 2
Vapor Saturado: Vapor que se encuentra en su temperatura de ebullición para la presión existente y que no contiene agua. Vapor Sobrecalentado: Vapor a una temperatura mayor a la de su punto de ebullición para la presión existente y que no contiene agua. Calidad del Vapor o Título: Es el porcentaje de vapor en líquido; mezcla de vapor/agua en condiciones de saturación. Calor Latente: Cantidad de calor, agregado o eliminado a 1 Kg masa de una determinada sustancia, con el fin de lograr el cambio de fase de toda su masa. Esta puede ser de condensación o de vaporización. Energía Interna (E): Cantidad de energía contenida en la unidad de masa de una determinada sustancia y que depende exclusivamente de la temperatura de la misma. Entalpía (H): La cantidad total de energía contenida en una unidad de masa de una determinada sustancia es igual a la energía interna más el producto de la presión (P) con su volumen específico (v). H = E + P. v/J, siendo J el equivalente de trabajo mecánico en calor. Irreversibilidades: Son las pérdidas energéticas no deseables que sufre todo proceso real durante su transformación energética y que produce la degradación de la eficiencia de éste. Estas pueden ser por ejemplo: pérdidas por rozamiento en equipos mecánicos, pérdidas de calor al medio ambiente, reacciones químicas no deseadas, pérdidas de aislación en equipos eléctricos, etc.
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Entropía (S): Es la propiedad que describe matemáticamente la porción de energía suministrada al proceso que no puede ser convertida en trabajo útil. En otras palabras es una medición de las irreversibilidades del proceso. El proceso teóricamente de mayor eficiencia es aquel que desarrolla su trabajo a entropía constante ó isoentrópicamente. Segunda ley de Termodinámica: Toda máquina térmica deberá operar entre dos fuentes de diferentes temperaturas. La eficiencia térmica teórica máxima para una determinada máquina será: ηciclo =1- Tmin / Tmax, donde Tmin y Tmax son las temperaturas absolutas de las fuentes térmicas fría y caliente respectivamente.
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Capítulo II
Ciclos térmicos - Conceptos básicos II.1. Diagramas Temperatura - Entropía (T - S) En el diagrama T - S se puede evaluar detalles tales como: Calor aportado, Trabajo realizado, Calor no aprovechable, Irreversibilidades, etc. Debido a esto, todos los análisis de ciclos en este capítulo se harán en base a este diagrama. En la Figura II.1 podemos observar como se representan los diferentes parámetros que componen el proceso de transformación agua/vapor. Este diagrama es más conocido como diagrama de vapor o campana de vapor.
En este diagrama se describe la transformación de agua en vapor sobrecalentado en una caldera mediante los estados representados por los puntos a - b - c - d.
Descripción de la evolución: Estado a: Ingresa agua al domo a la temperatura T1. Evolución a-b: Al agua dentro del domo se la calienta hasta la temperatura de saturación Tsat a partir del cual comienza a cambiar de estado. Esto se realiza a presión constante. El calor aportado por la fuente térmica para lograr este cambio de estado, estará representada por el área a - b - Sa - Sb. Por definición de área:
Aplicando la ecuación general de la energía:
donde Pa, va, Ea, son presión, volumen específico, energía interna respectivamente en el estado a, ídem en el estado b. We es el trabajo efectivo desarrollado y Qa1 es el calor aportado. Por otra parte, la entalpía es igual a:
Reemplazando (2) en (1) resulta que el calor aportado:
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Evolución b-c: Esta evolución, que también se realiza a presión constante, involucra la transformación líquido en vapor y como todo cambio de fase, éste se realiza a temperatura constante e igual a la de saturación Tsat. El calor aportado por la fuente térmica, para lograr este cambio de fase, estará representada por el área b - c - Sb - Sc. Por definición de área:
Aplicando la ecuación general de la energía:
Aquí nuevamente es nulo el trabajo efectivo desarrollado We. Siguiendo el mismo criterio que en la evolución a - b, el calor aportado para esta evolución será:
Evolución c-d: Esta evolución, que también se realiza a presión constante, involucra el sobrecalentamiento del vapor saturado seco en vapor sobrecalentado. El calor aportado por la fuente térmica, para lograr este cambio de fase, estará representado por el área c - d - Sc - Sd. Por definición de área:
Aplicando la ecuación general de la energía:
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Aquí nuevamente es nulo el trabajo efectivo desarrollado We. Siguiendo el mismo criterio que en la evolución a-b, el calor aportado para esta evolución será: Si sumáramos Qa1 + Qa2 + Qa3, obtendríamos Qa = Hd - Ha. Esto implica que el calor total aportado al fluido que evoluciona dentro de la caldera, depende únicamente de la diferencia entre sus estados entálpicos final e inicial. Esto es válido pues este proceso se realiza a presión constante.
II.2. Ciclo de Carnot Para que el vapor generado pueda ser aplicado a un proceso de producción energético, éste debe formar parte de un ciclo. Se denomina Ciclo de Carnot a aquel ciclo imaginario que tiene, según puede
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demostrarse, el máximo rendimiento posible entre todos los motores que trabajen entre una fuente térmica caliente T2 y otra de menor temperatura T1. De la Figura II.2 se puede señalar lo siguiente: Calor Aportado:
•
Calor no aprovechable:
•
Trabajo efectivo:
Reemplazando (3) y (4) en (5), obtenemos:
Lo que indica que el trabajo desarrollado por el ciclo es representativo del área inscripta: 1- 2 - 3 - 4. Definición de rendimiento del ciclo de Carnot (ηcarnot t)
ηcarnot = trabajo efectivo obtenido /Calor aportado al ciclo = We/Qa ηcarnot =
(T2-T1) . (S4-S1) = 1 - T2
T2 (S4-S1)
T1
(6)
La ecuación (6), que corresponde a un ciclo que es totalmente teórico, sólo sirve a los efectos de poder comparar rendimientos de los distintos tipos de ciclos térmicos. No obstante podemos deducir tres reglas importantes que son
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aplicables tanto a ciclos ideales como a reales:
a) Aunque el rendimiento térmico varíe de un motor térmico a otro, ninguno de éstos puede tener un rendimiento térmico del 100%. b) El rendimiento térmico de un ciclo aumenta si aumenta la temperatura de la fuente caliente T2, pues mayor será el área 1-2-3-4. c) El rendimiento térmico de un ciclo aumenta si disminuye la temperatura de la fuente fría T1, pues mayor será el área 1-2-3-4. Esto último está más limitado que el punto b) ya que depende fuertemente de la temperatura del medio que nos rodea. Para que el calor no aprovechable sea igual a cero, la temperatura del medio frío con el cual el proceso intercambia calor debería ser igual a 273°C bajo cero ó 0° Kelvin, que corresponde a la temperatura absoluta. A esta temperatura, el rendimiento térmico del ciclo de Carnot equivaldría al 100%.
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II.3. Ciclo de Rankine II.3.1. Ciclo de Rankine básico ideal El más sencillo, viejo y representativo de los ciclos a vapor es el de Rankine. En él encontramos cuatro equipos fundamentales, ver Figuras II.3 y II.4.
a) Generador de vapor o Caldera: Para calentar el agua y convertirla en vapor a una presión constante, se hace necesario entregar al ciclo una energía calórica Qa. Este calor sucesivamente irá cambiando las fases, partiendo de agua subenfriada, agua saturada, vapor saturado seco y por último vapor sobrecalentado. El calor aportado a la caldera, asumiendo que el el equivalente al calor absorbido por el vapor o sea:
b) Máquina térmica: Esta puede ser tanto una máquina a émbolo o una turbina a vapor. Debido a las enormes ventajas técnicas que ofrece la turbina de vapor, discutiremos en Calderas II solamente la última. Turbina de vapor: En este equipo el vapor ingresa con una presión P2 y se expande adiabáticamente (sin transferencia de calor con el exterior) e isoentrópicamente hasta P3. En este ciclo asumimos ηturb. = 100%. Durante esta expansión se produce en el eje de ésta un trabajo mecánico We = H2 - H3, que es la finalidad de todo ciclo térmico.
c) Condensador: El vapor húmedo, proveniente del escape de la turbina a una presión P3, ingresa al condensador, que no es otra cosa que un intercambiador de calor. Este tiene como función primaria la de regresar al fluido a su estado inicial, que es el de agua subenfriada.
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Esto último no puede ser realizado, ni siquiera en parte por la turbina, debido a los graves trastornos que ocasionaría la presencia de agua en estos grandes equipos rotantes. Para poder condensar toda la masa de vapor se deberá sustraer de ésta, a presión y temperatura constante, el calor latente de condensación:
Qr = T3. (S3 - S4) = H3 - H4 Este calor Qr representa el calor no aprovechable y es el causante de la mayor pérdida dentro del ciclo, pues este calor latente de condensación debe ser absorbido por otro fluido perteneciente a una fuente térmica ajena a éste.
d) Bomba de alimentación: La bomba de alimentación toma el líquido subenfriado desde la parte inferior del condensador a una presión P3 y lo reinjecta a la caldera como líquido subenfriado a la presión del domo. Este equipo necesita de energía mecánica para realizar su trabajo: Wb = H1- H4 Asumiendo
Esta evolución se realiza isoentrópicamente
Rendimiento térmico del ciclo de Rankine básico ideal Debido a que es un ciclo cerrado, toda energía que ingresa a éste debe igualar a la que sale. Balance energético:
Qa + Wp = Qr + We siendo Wp = Waire + Wagua + Wcirc la suma de los trabajos mecánicos de bombeo de los equipos auxiliares.
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Trabajo neto desarrollado: Wneto = We - Wp = Qa - Qr Por definición: Trabajo neto obtenido/Calor total aportado = We/Qa
II.3.2. Ciclo de Rankine básico práctico El ciclo de Rankine básico práctico necesita, a diferencia del ideal, más auxiliares, cada uno consumiendo energía. La suma de éstos reduce el trabajo neto: Wneto, disminuyendo consecuentemente la eficiencia del ciclo. Pero por encima de esto está el hecho de que
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ningún equipo, ya sea mecánico, térmico y/o eléctrico, que forma parte integrante del ciclo, trabaja con rendimientos del 100%. Veamos que incidencia posee esto último para cada uno de los equipos de mayor peso dentro del ciclo.
a) Trabajo mecánico de la bomba de alimentación: La presión de descarga de esta bomba deberá vencer, además de la presión reinante en el domo (DOP), las caídas de presión en la válvula de regulación y la de su propia instalación; por ende, la presión de bombeo será mayor que en un ciclo ideal. Esta mayor presión demandará un aumento de trabajo de bombeo y consecuentemente mayor consumo energético, Wagua. A su vez, la presión reinante en el domo depende, en gran medida, de la caída de presión en el sobrecalentador y la contrapresión del proceso. Esta evolución se representa en la Figura II.5 como 4-1’. b) Rendimiento de la caldera: El generador de vapor no logra utilizar, en lo mejor de los casos, más del 85% del calor Qa proveniente de la combustión para la transformación de agua en vapor. La mayor parte de las pérdidas se deben a la evacuación a la atmósfera de los gases secos producto de la combustión que aún poseen elevadas temperaturas.
siendo: Gvap Caudal másico de vapor (Kg/h). Gcomb Caudal másico de combustible (Kg/h). Poder calorífico superior del combustible (Kcal/kg). PCS
c) Pérdidas de carga: Notemos que en el diagrama T - S, la transformación 1-2 correspondiente al ciclo de Rankine básico ideal (figura II.3), representa la transformación del agua/vapor a presión constante e igual a la presión de operación del domo (DOP). En los ciclos reales existe una pérdida de presión importante dentro del sobrecalentador. 14
Por otra parte, entre la salida de la caldera y los álabes de la turbina existe una serie de válvulas, restricciones y tramos rectos de cañería que también producen caídas de presión. En la figura II.5 se pueden apreciar las siguiente evoluciones:
Evolución b - 2': Representa la caída de presión del vapor debida a la fricción dentro de los tubos correspondiente a la serpentina del sobrecalentador. Esta trasformación no se realiza a presión constante, ya que el vapor parte con una presión DOP y escapa de la caldera con una presión menor e igual a P2'. Esta irreversibilidad trae aparejado un aumento del calor no aprovechable:
Evolución 2' - 2" : Representa las caídas de presión a través de todas las restricciones en la línea de vapor desde la salida de caldera hasta la entrada de los alabes de la turbina. Esta transformación se realiza isoentálpica mente, desde la presión P2' hasta P2". Esta irreversibilidad trae aparejado un aumento del calor no aprovechable:
d) Rendimiento de la turbina: La eficiencia del ciclo depende en gran medida de la performance de la turbina. Notemos que debido a que el la expansión se efectúa desde 2" a 3"', en lugar de 2’’ a 3" , como en caso de una turbina ideal. Estas irreversibilidades producen una disminución en la cantidad de trabajo efectivo We y trae aparejado un aumento del calor no aprovechable:
Rendimiento de la turbina:
e) Pérdidas de estanqueidad en el condensador: Evolución 3" - 4: Tal lo mencionado en su oportunidad, en el condensador es donde se encuentran las mayores pérdidas dentro del ciclo. Fijada una temperatura de condensación T4, ésta debe encontrarse muy cerca de la temperatura de la fuente fría tae. Como el volumen específico del vapor saturado, a una determinada presión, es mucho mayor que el del agua condensada a aquella misma presión, se crea automáticamente una depresión en el interior
del condensador. Esta depresión está íntimamente ligada a la temperatura de condensación T4. Debido a la falta de estanqueidad en el condensador, el aire exterior tiende a filtrarse, perdiendo de este modo el efecto de vacío. Esto se traduce en un aumento de la presión P3 y en consecuencia un aumento en la temperatura T1, lo que implica un aumento del calor no disponible. Asimismo cuanto más alejado se está del vacío absoluto, menor será el trabajo desarrollado por la turbina y en consecuencia menor la eficiencia del ciclo. Existen diversos equipos auxiliares que ayudan a compensar estas pérdidas, como ser eyectores, bombas de vacío, etc. A la potencia consumida por estos auxiliares hay que agregar la potencia consumida Wcirc para imponer una circulación forzada del fluido refrigerante.
Eficiencia del ciclo térmico Rankine básico práctico: Si representamos como Wp a todos los consumos de los auxiliares:
II.3.3. Ciclo de Rankine con recalentamiento Cuando se planteó el ciclo de Rankine básico ideal, quedaba claro que mucho se puede realizar a fin de aumentar la eficiencia del ciclo. Una manera de lograrlo es aumentando de alguna forma la temperatura promedio con la que se aporta Qa. Recordemos que en el ciclo de Carnot, cuanto mayor fuera la temperatura de la fuente caliente, mayor será la eficiencia del ciclo. Pero existen limitaciones en la temperatura de los materiales que intercambian calor con esta fuente. Los ciclos con recalentamiento, ver Figuras II.6 y II.7, se basan en recalentar el vapor proveniente del escape de una turbina de alta presión, llevando ésta nuevamente hasta la temperatura T2, pero a una presión P1 muy por debajo de P2. Este vapor es introducido en una turbina de baja presión, con un eje en común con la turbina de alta.
Si el calor aportado para recalentar el vapor Qar fuera igual al calor no aprovechable Qr que surge como consecuencia de este recalentamiento, implicaría que todo este costoso equipo no introdujo ninguna ganancia. Esto muestra a las claras la importancia que implica el correcto análisis del valor de la presión P3. La relación P3/ P2 para la obtención del máximo rendimiento oscila entre 0.12 y O.30. Las irreversibilidades que en este ciclo se presentan son similares a las ya comentadas en II.3.2.
II.4. Ciclos regenerativos Ya en una oportunidad cuando describimos las diferentes alternativas aplicables al ciclo de Rankine, comentamos que las mayores pérdidas se debían al calor no aprovechable que se lleva el fluído de enfriamiento del condensador. Hasta en las plantas energéticas con modernas turbinas a condensación se pierde una tercera
parte del calor disponible en el condensador. Aún si la turbina tuviera un rendimiento del 100%, este calor no aprovechable no sería reducido apreciablemente. Pero si pudiéramos de alguna forma extraer una parte del vapor que se expande en la turbina, antes de que éste llegue al condensador y utilizarlo para calentar el agua de alimentación, lograríamos disminuir significativamente el calor no aprovechable. El planteo teórico se basa en intercambiar con el agua de alimentación de forma continua, calor proveniente del vapor en expansión dentro de la turbina, de manera tal de llevar este agua a la misma temperatura de saturación a la presión del domo. El resultado de este planteo determina que el rendimiento del ciclo equivale al de Carnot, que es el máximo al que puede llegar un ciclo ideal. Pero como todo planteo teórico, su implementación en la realidad se hace prácticamente imposible. El problema más grande lo ocasiona el contenido de humedad en forma de gotas en el vapor a la salida de la turbina. La velocidad con que circula el vapor a través de las toberas y alabes de la turbina, hace que el choque de estas gotas de agua puedan ocasionar la destrucción de las últimas etapas de esta unidad. Este es el motivo por el que se ha limitado este contenido de humedad a la salida de la turbina a un máximo de 12%.
Esto exige que se realicen un número finito de extracciones de vapor localizadas en la turbina, ver Figuras II.8 y II.9. En estas figuras, para simplificar el análisis, se realiza sobre la base unitaria de 1 Kg de agua. Al igual que en los ciclos convencionales, el vapor proveniente de la caldera ingresa a la turbina y recorre las diferentes etapas de ésta generando vapor. Prácticamente todo el vapor pasa a través de la turbina e ingresa al condensador. Pero una porción de vapor es extraída en una de las etapas intermedias de la turbina, a una presión y temperatura mayor que a la salida de ésta. Este vapor es utilizado para calentar al agua de alimentación. Para que la temperatura de este agua sea lo suficientemente alta, se hace necesario que el vapor de extracción posea una temperatura cercana a la de saturación a la presión del domo. Esto por supuesto predefine la ubicación física en donde se debe realizar dicha extracción. Pero en este punto el vapor aún posee una importante energía mecánica que entregar a la turbina.
Esto dio la pauta de realizar varias extracciones, de manera de repartir el resto de los caudales de extracción en puntos cercanos al escape de la turbina, donde es menor la energía mecánica disponible. En realidad, a medida que se aumenta el número de extracciones, se achica el trabajo desarrollado por la turbina We, pero el calor no aprovechable Qr disminuye con mayor velocidad, de tal manera que la eficiencia del ciclo siempre va en aumento con el aumento de la cantidad de extracciones. La explicación de todo esto está en que la cantidad de vapor que pasa por el condensador es cada vez menor, 1 Kg-(m1+m2+m3), y por lo tanto menor será el Qr. Los símbolos m1, m2, m3, representan porciones de la masa de 1 Kg que son extraídas de la turbina en distintas zonas. La pregunta que sigue es, ¿hasta dónde tiene sentido seguir agregando extracciones? Para cada extracción se deberá implementar equipos muy
costosos. La realidad es que a medida que aumenta la cantidad de extracciones, la ganancia en eficiencia del ciclo es cada vez más pobre y por lo tanto, el agregado de mayor cantidad de equipos se vuelve antieconómico a partir de un cierto punto. A partir de lo mencionado antes, la máxima eficiencia térmica se lograría con una infinita cantidad de extracciones y calentadores. En la actualidad entre cuatro y ocho extracciones es lo que se utiliza en la mayoría de las aplicaciones. Este método de calentar agua de alimentación se conoce como calentamiento regenerativo y en las plantas actuales aproximadamente entre 20 a 30% del caudal a turbina es extraído para calentar este agua.
II.5. Ciclos combinados El constante aumento de los costos de los combustibles y la continua demanda de energía, son factores fundamentales que impulsan día a día el desarrollo de nuevas técnicas que tienen como finalidad aumentar la eficiencia de las plantas térmicas. Existen numerosos métodos de lograr esto, pero todos en síntesis se centran en aportar calor al ciclo a la mayor temperatura promedio posible y eliminarlo a la menor temperatura promedio. Esto último obedece a la definición del rendimiento del ciclo de Carnot:
Los ciclos combinados no son más que la combinación de diferentes tipos de arreglos. Existen tres tipos de ciclos que más se utilizan: a) Ciclo combinado Rankine con recalentamiento/regenerativo. b) Ciclo combinado binario de turbina de gas y vapor. c) Ciclo combinado binario de mercurio y vapor. De estos tres, los más utilizados en la actualidad son los dos primeros, por lo tanto enfocaremos nuestra atención en éstos.
II.5.1. Ciclo combinado Rankine con recalentamiento/ regenerativo El calentamiento regenerativo del agua de alimentación disminuye el calor aportado Qal, ya que este calor, que se realiza a partir del punto 1, eleva la temperatura promedio a la cual se aporta dicho calor, ver Figura II.10. El agregado del recalentamiento eleva aún más la temperatura promedio. Por supuesto y al igual que en los ciclos de Rankine práctico, se deberá tener en cuenta para su correcto análisis todas las irreversibilidades del ciclo, que no hacen más que deteriorar las altas eficiencias logradas con estos ciclos combinados.
II.5.2. Ciclo combinado binario turbina de gas/turbina de vapor Este ciclo es uno de los más difundidos en aquellas instalaciones donde el gas natural es el combustible primario.
La instalación cuenta con una turbina de gas que desarrolla un trabajo efectivo Wtg, una caldera de recuperación de gases, con o sin combustible suplementario, una turbina de vapor que desarrolla un trabajo efectivo Wtv y un condensador, ver Figura II.11. Aquí también se puede combinar extracciones para reforzar aún más el aumento en la eficiencia del ciclo. La temperatura de salida de los gases de la turbina de gas posee valores muy elevados, aproximadamente 500°C, de manera tal que pueden ser aprovechados para generar vapor en la caldera de recuperación. Gran parte de este calor se utiliza para vaporizar el agua. El agregado de calor suplementario Qa1 se utiliza para absorber las variaciones en la demanda de energía del proceso, ya que la turbina, por lo general, trabaja al máximo de su estado de carga. Antes de evacuar los gases a la atmósfera, éstos pasan por un economizador, lo que eleva la temperatura del agua de alimentación aún más, antes de que ésta ingrese al domo.
II.6. Ciclos con cogeneración Cogeneración es la producción secuencia) de energía térmica y energía eléctrica. Este proceso puede tomar dos formas:
a) La energía térmica es utilizada primero para la producción de energía eléctrica, mientras la sobrante se entrega al proceso productivo como medio de calentamiento. b) La energía térmica es utilizada primero para el proceso productivo y la energía restante es utilizada para generar energía eléctrica. Puesto que los procesos con cogeneración más utilizados en la industria son los del a), veremos configuraciones basadas en éstos. Lo opuesto a los ciclos con cogeneración son las centrales termoeléctricas, en las que toda la energía térmica producida está estrictamente dirigida a la generación de energía eléctrica. Esto significa que no se genera vapor para proceso. Estos generadores utilizan condensadores a presión subatmosférica, en los que se pierde prácticamente el 48% de la energía proveniente de la combustión, ver Figura II.12. En cambio, la eficiencia térmica de los procesos con cogeneración es más del doble. Esto se debe exclusivamente a que gran parte del calor no aprovechable aquí sí se utiliza como medio de calentamiento a algún sector del proceso productivo y no para calentar inútilmente al medio ambiente.
Tal es el potencial de ahorro energético de estos ciclos con cogeneración, que en algunos países se ha incentivado desde el mismo gobierno la inversión en éstos. De esta manera, las mismas centrales termoeléctricas se ven obligadas a comprar energía cogenerada a un precio basado en la diferencia de costos que implica no tener que generar aquella energía.
Antes de los '60, la gran mayoría de los procesos de cogeneración utilizaban generadores de vapor/turbinas de vapor no condensables. Las turbinas eran a contra presión, con presiones que promediaban los 12 2 Kg/cm . A partir de entonces se popularizó en los procesos de cogeneración, el uso de las turbinas de gas natural, donde este combustible era adquirido a costos razonablemente bajos. Hoy día, en aquellas aplicaciones en que se pueda justificar económicamente, se puede proponer ciclos con turbina de gas combinados con calderas de recuperación y turbina de vapor no condensables. Las configuraciones con cogeneración más importantes son las siguientes: a) Ciclos con turbina a vapor no condensable. b) Ciclos con extracción de turbinas a vapor condensable. c) Ciclos con turbina de gas y caldera de recuperación. d) Ciclos con turbina de gas y turbina a vapor no condensable. e) Ciclos con turbina de gas y turbina a vapor condensable.
a) Ciclos con turbina a vapor no condensable. Las turbinas de vapor son las primeras en ser consideradas en aquellos procesos que requieren vapor. Aquí el calor aportado por el combustible Qa1 se utiliza para generar vapor; éste se expande en una sección no condensable de la turbina, desarrollando un trabajo efectivo We y reduciendo a la salida de ésta, la presión y temperatura á valores 2 relativamente bajos ∼ 12 Kg/cm . El gradiente energético en este tipo de ciclo es de alrededor de 1130 Kcal/KWh, lo que representa una eficiencia térmica del 80 al 85%. Mediante la implementación de extracciones en la turbina, se puede obtener diferentes presiones para el proceso, ver Figura II.13. b) Ciclos con extracción de turbinas a vapor condensable. Las altas eficiencias producto de un ciclo con turbina a vapor no condensable, están limitadas por las demandas del proceso. Aún con los equipos más efectivos, generalmente la energía eléctrica generada no excederá los 340 a 360 KW por cada millón de Kcal de calor neto entregado al proceso. Debido a que esto no es suficiente para reunir las exigencias de consumo eléctrico de la mayoría de las industrias de proceso, la energía adicional se logra instalando un condensador a la turbina.
No obstante, el gradiente energético Qa1/We para secciones condensadas en turbinas industriales está en alrededor de 3276 Kcal/KWh, lo que equivale a una eficiencia térmica del 25%. Sumado a esto está el hecho de requerir una fuente de agua fría para eliminar el calor no aprovechable Qr. El gradiente energético de las centrales energéticas es de alrededor de 2268 Kcal/KWh, por lo que se hace más económico comprar esta energía que instalar un condensador en el ciclo de cogeneración.
c) Ciclos con turbina de gas y caldera de recuperación. Una alternativa al ciclo de cogeneración con turbina de vapor condensable, es la de turbina de gas con caldera de recuperación. Dependiendo de la cantidad de energía recuperada de los gases de escape de la turbina de gas, la eficiencia térmica de este ciclo oscila entre los 60 y 85%. Asimismo las turbinas de gas logran generar mayores potencias de salida por unidad de calor requerido por el proceso si lo comparamos con el caso de ciclos de cogeneración con turbinas a vapor no condensable. La potencia cogenerada para estos ciclos varía entre los 740 y 972 KW por cada millón de Kcal de calor neto entregado al
proceso. A su vez, el gradiente energético de estos ciclos varía entre 1300 a 1420 Kcal/KWh. Con respecto a las calderas de recuperación, éstas pueden ser con o sin combustible suplementario.
• Calderas de recuperación de gases sin combustible suplementario: ,Este tipo de caldera posee la configuración más simple que puede tomar una caldera. Aquí las condiciones del vapor van desde 2 2 10 Kg/ cm saturado, hasta 90 Kg/cm y 485°C. La temperatura del vapor está generalmente a unos 40°C ó más por debajo de la temperatura de escape de la turbina. Estos equipos son sencillamente intercambiadores de calor convectivos, por lo tanto son esclavos de la operación de las turbinas de gas. Esto último dificulta su control. • Calderas de recuperación de gases con combustible suplementario: Este tipo de caldera aprovecha el alto contenido de oxígeno que contienen los gases de escape de la turbina con la finalidad de quemar un combustible suplementario, ver Figura II.15. Esto posibilita una mayor producción de vapor que en el caso de la caldera de recuperación sin fuegos. Puesto que los gases de escape de la turbina son esencialmente aire altamente precalentado, la cantidad de combustible a quemar es menor en un 7 a 8% del que requeriría una caldera
convencional quemando aire a temperatura ambiente y produciendo el mismo incremento en la producción de vapor. Asimismo, el control de esta caldera puede, en gran medida, considerarse independiente del control operacional de la turbina de gas, lo que facilita enormemente su control.
d) Ciclos con turbina de gas y turbina de vapor no condensable. En un ciclo combinado, la caldera de recuperación, con o sin combustible suplementario, genera vapora mayores presiones ytemperaturas que las exigidas por el proceso. Esto permite utilizar una turbina de vapor complementando a la turbina de gas. Esta configuración combina los beneficios en cogeneración tanto de la turbina de gas y vapor, brindando mayores potencias generadas por unidad de calor aportado, ver Figura II.16. e) Ciclos con turbina de gas y turbina de vapor condensable. La Figura II.17 representa un ciclo combinado con cogeneración y caldera de recuperación con doble circuito de presión. En este tipo de ciclo es frecuente que la caldera posea dos circuitos independientes, uno de vapor sobrecalentado y otro de vapor saturado a menor presión. Esto brinda una mayor recuperación energética de los gases de escape de turbina que en las calderas mono-presión, aumentando en consecuencia la eficiencia del ciclo. Además, brinda al proceso diferentes presiones.
Capítulo Ill
Estrategias de control
III.1. Control del balance energético En Calderas I Cap. V.3.1.1., mencionamos la relación que existía entre la presión de vapor y el estado de carga de la caldera. En procesos de generación de vapor, ya sea para calentamiento y/o generación eléctrica, se debe balancear la energía que demanda el proceso (demanda energética) con la energía proveniente de la combustión (suministro energético). Existen diversas formas de estructurar este balance. La forma correcta es determinando la configuración del proceso, procedimientos de operación, como así también frecuencia y relación porcentual de variación de carga esperada. Las estrategias de control del balance energético más complejas se encuentran implementadas en las centrales termoeléctricas; éstas no serán discutidas en este cuaderno profesional. La configuración más sencilla que toma este lazo es la de un solo elemento, compuesto por un controlador de presión a vapor. Literalmente existen miles de calderas pequeñas y medianas que utilizan esta configuración satisfactoriamente.
La presión de vapor es un excelente índice del balance energético. Su respuesta a las variaciones de demanda se asemeja a la de una función integral respecto al tiempo, siendo frecuente, para esta aplicación, el uso de un controlador proporcional + integral. Si la señal de presión se encuentra exenta de ruidos o se le ha aplicado un filtro, la aplicación de un controlador proporcional + integral + derivativo puede resultar muy efectivo. En resumen, un controlador de presión de un solo elemento es satisfactorio sólo para los siguientes casos: a) En aquellas instalaciones en las que las variaciones de carga son infrecuentes o lentas, como ser 1 a 2% por minuto. b) En aquellas instalaciones en las que las variaciones de carga son infrecuentes y/o se está permitido desviarse del setpoint de presión en ± 5 a ±10% durante las variaciones de carga. c) En aquellas instalaciones en las que no puede justificarse económicamente otra solución.
Se deberá implementar lazos más sofisticados en aquellos procesos donde las variaciones de carga son frecuentes y/o relativamente rápidos, por ejemplo mayores que 5% por minuto, y donde no se admiten grandes desviaciones de presión. En la Figura IIl.1A se ve un esquema simplificado en la que una señal representativa de la demanda energética del proceso se utiliza para ajustar por medio de una función de multiplicación, a la proveniente de un controlador de presión de vapor. La razón de utilizar un multiplicador se debe a que estamos controlando la propiedad de un fluido «presión de vapor», y por lo tanto el incremento requerido de la corrección para una dada desviación de presión, es proporcional a la carga. Esto brinda al control de combustión la característica de «igual porcentaje».
La señal más representativa de la demanda energética, es la de caudal de vapor. Esta señal es la más difundida en la gran mayoría de las aplicaciones industriales, a excepción de casos particulares, como ser un conjunto generador de vapor/turbina con control independiente
de la velocidad de turbina (turbine governer), pertenecientes a centrales termoeléctricas. No obstante, existe un problema dinámico asociado con el uso del caudal de vapor como índice de la demanda energética. Consideremos por ejemplo una caldera con control automático de presión y quemando dos combustibles, uno en automático (combustible suplementario) y el otro en manual (combustible principal). Si el operador incrementase manualmente éste último, resultaría en un incremento de presión y caudal de vapor. El sistema de control de la Figura IIl.1A interpretaría esto como un pedido de aumento en la demanda energética (lo cual no es cierto), produciendo lo que se conoce como efecto de realimentación positiva y que tiene como consecuencia la inestabilidad del control. Una manera de compensar este efecto de realimentación positiva puede verse en la Figura III.1B. Aquí la función derivativa aplicada
a la presión de vapor es utilizada como un compensador dinámico que luego es restado a la señal de caudal de vapor. La misión de este conjunto, compensador dinámico y función resta, es la de definir si la variación de caudal existente es producto de un auténtico pedido de demanda energético del proceso o sólo una maniobra no necesaria de combustibles. Con el fin de interpretar exactamente su funcionamiento bastará con recordar el comportamiento de la demanda de vapor vs. presión. Por ejemplo, si realmente existiera un aumento de demanda energética, se produciría primero un aumento en el caudal de vapor e inmediatamente después una disminución en la presión de colector de vapor. Pero si se produce un aumento en el suministro energético sin que el proceso realmente lo demande, aumentaría el caudal de vapor e inmediatamente después la presión de vapor en el colector. Tal como podemos observar, estos dos comportamientos son perfectamente
identificables con este lazo de control. Para la aplicación de este tipo de lazo es importante señalar que una misma señal a enviar al lazo de combustión siempre deberá representar el mismo suministro energético sin importar las condiciones de operación presentes. A tal fin se deberá estudiar la incidencia del quemado de diferentes combustibles y la respuesta de un determinado sistema de control de combustión. Técnicas similares son utilizadas en instalaciones de múltiples calderas con un colector en común. En la Figura III.1C se puede observar la estructura más sencilla que puede tomar este tipo de lazo. Aquí nuevamente la implementación de la acción derivativa es opcional. Su funcionamiento se basa en enviar una misma señal en paralelo a una estación automática/manual + Bias. Esto permite al operador decidir, a conveniencia, que calderas estarán en manual y que otras en automático, como así también repartir la carga, «Bias», de forma individual, facilitando de esta manera la puesta en marcha y parada de cualquier unidad. En la Figura IIl.1D se puede observar un lazo de control del balance energético con compensación dinámica para una instalación de múltiples calderas con un colector en común. Este lazo es similar al de la Figura lll.1B, pero con algunas modificaciones imprescindibles. Para asegurar que la señal proveniente del lazo de control de balance energético total siempre represente el mismo suministro energético, se envía éste como valor deseado remoto a un controlador de acción Proporcional + Integral, que llamaremos «maestro de planta» (plant master). Este controlador a su vez recibe como variable medida la suma de todas las demandas energéticas individuales de cada una de las calderas. Este lazo contempla, sin importar la cantidad de calderas que estén en servicio, que para un aumento en la demanda energética se producirá un aumento semejante para aquellas calderas que se encuentren en servicio automático. Por supuesto que de existir calderas de diferentes capacidades, éstas deberán escalarse correctamente para implementar dicha suma. Este lazo cuenta también con una lógica que detecta las paradas de emergencia de cada una de las calderas,(señales provenientes del Sistema de Seguridad y Encendido: S.S. E.), compensando la demanda efectiva total ante la eventual salida de servicio de alguna unidad.
III.2. Control de la combustión En Calderas I Cap. Vl.1, describimos los fundamentos de la combustión. Los lazos de control de combustión son conceptualmente lazos esclavos de los de control del balance energético y deben cumplir las siguientes funciones:
a) Mantener el suministro energético (combustibles) según lo demande el sistema de control de balance energético.
b) Mantener la correcta relación combustible/aire. Esta relación debe mantenerse en valores definidos por la eficiencia de la unidad, asegurando de minimizar la producción de contaminantes. Generalmente esta relación, lejos de mantenerse constante, varía a través de todo el estado de carga de la caldera, siendo necesario caracterizar el sistema de control con una curva que se ajuste a cada caldera en particular. Esto último se realiza empíricamente por medio de ensayos durante la puesta en marcha de la unidad. c) Mantener las condiciones de seguridad dentro del hogar. Durante el arranque, carga continua, transitorios y paradas, las condiciones del hogar deben ser controladas a fin de prevenir la posibilidad de acumulación de mezcla rica de combustible en alguna zona dentro de la unidad. Un sistema de seguridad y encendido trabajando en conjunción con el lazo de control de combustión, deberá asegurar en todo momento la seguridad operativa que exige este tipo de instalación. d) Mantener la presión de hogar en unidades de tiro balanceado. En pequeñas instalaciones o en unidades que queman combustibles que no pueden ser medidos, se utiliza para el control de la combustión un sistema llamado positioning system, ver Figura III.2A. En este sistema ni el combustible, ni el aire son medidos, por lo tanto la relación aire/combustible se fija mediante una relación existente entre sus elementos finales, la que se define empíricamente durante la calibración inicial. La señal proveniente del lazo de control de balance energético directamente posiciona la válvula de combustible y el damper de aire. Se deberá caracterizar, empíricamente, el actuador de aire de manera tal de lograr que el comportamiento de éste garantice una relación aire/combustible adecuada a través de todo el rango de regulación. Se prevé una estación de ajuste manual que permita realizar ajustes finos de la relación aíre/combustible. Este lazo presenta cuatro ventajas y tres desventajas:
Ventajas • Es un sistema sencillo, fácil de implementar y confiable.
• Posee una respuesta prácticamente instantánea. • La relación de control de carga máximo respecto al mínimo es grande y prácticamente limitada por los elementos finales de control y/o los equipos de combustión. • Su implementación es económica.
Desventajas • Las relaciones aire/combustible no son precisas, ya que no se está midiendo nada. Es insensible a las variaciones de las características que afectan al aire o al combustible, por ejemplo variaciones en la temperatura, presión del combustible, cambios en las condiciones atmosféricas, etc. Si estas condiciones no se mantienen constantes terminarán por afectar significativamente la relación aire/combustible. • Este sistema no puede ser aplicado a una caldera con quemadores múltiples. La salida de servicio de un quemador haría que cambien las
condiciones de contrapresión en la válvula de combustible, variando significativamente el caudal de combustible y consecuentemente la relación aire/combustible. • Durante las variaciones en la demanda, este sistema puede producir mezclas ricas en combustible y potencialmente explosivas. Una manera de salvar todas estas desventajas, es mediante el uso de los sistemas denominados de Full parallel lead-lag metering systems, ver Figura III.2B. Aquí son medidos aire y combustibles, efectuándose un ajuste fino del aire en función del análisis de oxígeno contenido en los gases de combustión. Todos los ajustes que efectuará este lazo, lo hará en base a estas mediciones. En este sistema, la señal proveniente del control del balance energético es aplicado, en paralelo, como valor deseado remoto, a dos controladores esclavos totalmente independientes entre sí:
uno de aire y otro de combustible. Este lazo provee a través de todo el rango de control de la caldera, un control preciso, estable y seguro del suministro de energía y de la relación aire/combustible. Analicemos en detalle el comportamiento de este lazo ante tres diferentes comportamientos de la demanda energética:
a) Demanda energética estable Los controladores de aire y combustible que proporcionan acciones Proporcional + Integral, continuamente actúan sobre los elementos finales de control de manera de satisfacer el valor deseado remoto fijado por el sistema de control del balance energético. Por lo tanto, la demanda energética, setpoint de aire, medición de aire, setpoint de combustible y medición de combustible son iguales. Los dos lazos están en paralelo. Este lazo compensará por variaciones en la presión, temperatura de combustibles, cambios en las condiciones atmosféricas, etc. b) Aumento de la demanda energética Se produce un aumento de la señal proveniente del control del balance energético. El selector de baja rechazará esta señal creciente, aceptando sólo la medición de aire. La demanda de combustible (setpoint remoto) se mantiene en el mismo valor e igual al de la medición de aire. Al mismo tiempo el selector de alta rechaza la medición de combustible y acepta la señal creciente. La demanda de aire (setpoint remoto) toma el mismo valor de la demanda energética. Esto lleva a un aumento, primero en el caudal de aire y lo sigue el caudal de combustible, COMBUSTIBLE SIGUE AL AIRE. c) Disminución de la demanda energética Se produce una disminución de la señal proveniente del control del balance energético. El selector de baja aceptará esta señal decreciente y rechazará la medición de aire. La demanda de combustible (setpoint remoto) toma el mismo valor de la señal de demanda. Al mismo tiempo el selector de alta rechaza la señal de demanda energética y acepta la medición de combustible. La demanda de aire (setpoint remoto) se mantiene en el mismo valor e igual al de medición de combustible. Esto lleva a una disminución, primero en el caudal de combustible y lo sigue el caudal de aire, AIRE SIGUE AL COMBUSTIBLE.
De este análisis se pueden enunciar las siguientes ventajas: • Durante un aumento en la demanda, el combustible no puede ser aumentado hasta tanto no se sense un aumento real de aire. Esto garantiza las condiciones de seguridad dentro del hogar al no permitir la aparición de mezclas ricas en combustible. • Durante una disminución en la demanda energética, el aire no puede ser disminuido hasta tanto no se sense una disminución real de combustible. Esto nuevamente garantizará las condiciones de seguridad en el hogar. • Ante una eventual disminución en el caudal de aire, este sistema llevará al combustible a un valor equivalente a la disminución producida por el aire. Esto nuevamente garantiza las condiciones de seguridad en el hogar. • Ante un eventual aumento en el caudal de combustible, este sistema llevará al aire a un valor equivalente al aumento producido por el combustible. Esto nuevamente garantiza las condiciones de seguridad en el hogar. En la gran mayoría de las aplicaciones que involucran la medición de caudal de aire, éste se infiere a través de la caída de presión a través de algún componente de la caldera, por ejemplo caja de quemadores, haz convectivo, calentador de aire, etc. Al no ser elementos primarios de medición diseñados a tal fin, la relación de la caída de presión con el caudal volumétrico no obedece a una función cuadrática, como en el caso de una placa orificio, un anubar, pitot, venturi, alerón, etc. Esta relación caída de presión vs. caudal volumétrico deberá caracterizarse durante la puesta en marcha. Esto se realiza mediante el ensayo de por lo menos 9 estados de carga diferentes, que parten desde el 20% con intervalos de 10%. Se deberá contar con un analizados de gases de combustión, por ejemplo analizados de Orsat.
A continuación describiremos de qué forma se lleva a cabo esta caracterización, ver Figura lll.2B. Ante todo deberemos llevar la caldera a máxima carga continua, a fin de recalibrar el transmisor de aire para que su salida esté cercana al 100%. El sentido de esto es aprovechar al máximo el rango del instrumento, asegurando le máxima apreciación posible a bajos estados de carga. En cada punto se deberá lograr las máximas condiciones de eficiencia, estabilidad y condiciones correctas de combustión. Estas están definidas por: máximo porcentaje de dióxido de carbono, mínimo contenido de oxígeno y cantidades despreciables de monóxido de carbono. El caracterizador inicialmente llevará a una relación lineal A=B. Con el lazo de control de oxígeno en manual, se irá ingresando las diferentes señales de corrección, β =B/C, a través de la función división, a fin de lograr para cada punto las máximas condiciones de eficiencia de combustión. Denominamos «A», «B» al valor de las
señales antes y después del caracterizador, «C» al valor de la señal después de la función división y «D» al valor de la señal correspondiente al setpoint remoto del controlador de aire. Si por ejemplo para un determinado estado de carga se detectara un alto contenido de oxígeno, se deberá jugar con la corrección de oxígeno hasta lograr las condiciones de máxima eficiencia. Cuando se logre esto, se deberá registrar los valores de «B», «C» y «D» y la correspondiente caída de presión. Como A=B y debido a la condición de estabilidad C=D, determinamos que β =B/D y por lo tanto A y B=βxD serán los dos pares de puntos correspondientes a aquel estado de carga que introduciremos al caracterizador al finalizar los ensayos. Cuando se requiere quemar más de un combustible al mismo tiempo, toda suma, resta o cálculos que afectan a éstos, deberán realizarse sobre una base energética en Kcal. Esto puede realizarse conociendo de antemano el poder calorífico de cada uno de los
combustibles, de manera tal de realizar una correcta calibración que contemple las relaciones de caudal de combustibles entre sí. La Figura lll.2C representa una aproximación sencilla y económica. Este sistema puede ser utilizado en todos los casos donde cualquiera de los dos combustibles puede quemarse con todas las combinaciones posibles:
• • • •
comb.≠1 en automático/comb. ≠ 2 en automático. comb.≠1 en manual/comb. ≠ 2 en automático. comb.≠1 en automático/comb. ≠ 2 en manual. comb.≠1 en manual/comb. ≠ 2 en manual.
Para la opción de quemar ambos combustibles en automático se deberá tener en cuenta las modificaciones en el ajuste dinámico de los controladores, ya que éste es muy diferente de cuando se quema un solo combustible en este modo. La Figura lll.2D representa un sistema que quema un combustible primario preferencia) hasta un cierto valor. La configuración de este sistema de secuenciamiento de combustibles es común cuando a un combustible primario preferencia) se lo permite regular en modo automático y en paralelo con otro combustible secundario, pero hasta un cierto valor a partir del cuál sólo aumenta el combustible secundario. Este valor puede estar fijado por razones operativas y/o económicas. En este sistema, la señal de demanda energética se transmite primero como setpoint remoto al controlador del combustible primario hasta que se alcance el valor límite prefijado por el selector de baja. A medida que siga aumentando la demanda energética, un sumador calcula la diferencia entre la demanda energética y el caudal de combustible primario. El resultado de aquel cálculo es enviado como setpoint remoto al controlador del combustible secundario. El resultado de aquel cálculo es enviado como setpoint remoto al controlador del combustible secundario. Si llevamos el límite de combustible primario a 0%, se podrá quemar el 100% del combustible secundario.
Muchos combustibles, particularmente productos de procesos y/o desechos, no son posibles de medir o poseen características que varían tanto que hacen que la medición de éstos sea totalmente irrelevante como un indicador del suministro energético. En los lazos de control de combustión, el parámetro más importante es el gradiente de liberación energética. 3 Si bien lo que se mide es un caudal volumétrico (m /hora), éste se transforma en (Kcal/hora) multiplicando el caudal volumétrico por su 3 poder calorífico (Kcal/m ). Esto último tiene sentido sólo si se mantiene constante dicho poder calorífico. En aquellas aplicaciones donde el poder calorífico no se mantiene constante, se deberá implementar algún tipo de compensación. En el caso de combustibles de hidrocarburos gaseosos, existe una cierta relación que liga al poder calorífico con la densidad. La compensación por densidad en la medición de caudal en algunas instalaciones donde son frecuentes grandes variaciones en su composición, arroja resultados satisfactorios. En aquellas instalaciones en las que el caudal es difícil de medir, se lo puede inferir dentro de un margen acotado de error. Un ejemplo de esta indicación de caudal, es el caso del quemado de carbón pulverizado donde se infiere el caudal por medio de la velocidad del tornillo alimentador.
III.3. Control del exceso de oxígeno/monóxido de carbono En Calderas I Cap. Vl.1., describimos los fundamentos básicos de la combustión. El control de la combustión en un sistema Full parallel lead-lag metering, en la mayoría de las aplicaciones, proporcionará relaciones aire/combustible aceptables a través de todo el rango de control de la caldera. Pero en el caso de la combinación de dos o más combustibles, se vuelve prácticamente imposible determinar la correcta relación aire/combustible, debido a las infinitas combinaciones posibles de combustibles. La llave para la óptima solución a cualquier problema de control radica en poder medir y monitorean la variable bajo control. Para estos casos la respuesta se encuentra en medir el contenido de oxígeno en los gases de salida de caldera, ver Figuras lll.2B y lll.3A. Aquí se realiza una corrección por exceso de oxígeno sobre la medición de aire y no sobre
el setpoint remoto del controlador de aire. La razón de esto se debe a que de otra manera se producirían señales de demanda desiguales entre el combustible y el aire, creándose tiempos muertos en la acción de los selectores de seguridad de alta y baja. La relación aire/combustible puede ajustarse tanto de manera manual como automática. El operador manualmente y en función de la indicación del exceso de oxígeno, puede ajustar mediante una estación manual, la relación deseada. Esta señal ingresa al lazo de control de aire como una función de división. La razón de utilizar la función división está simplemente en preservar el sentido operativo del sistema, por ejemplo si el operador desea aumentar el exceso de oxígeno deberá aumentar el valor de la estación manual (>1). Esto hará que la señal correspondiente a la variable medida del controlador disminuya. De esta manera el controlador elaborará una señal correctiva sobre el damper de aire, hasta que la variable medida se iguale al setpoint remoto, resultando finalmente en un incremento en el caudal de aire.
La relación aire/combustible, tal lo explicado en Calderas I, no se mantiene constante a través de todo el rango operativo de la unidad, por lo tanto si se desea un control automático del exceso de oxígeno, se deberá caracterizar la señal que ingresa como setpoint remoto al controlador de exceso de oxígeno en función de la carga. Este ajuste puede realizarse manual o automáticamente. Un lazo con caracterización automática del exceso de oxígeno puede verse en la Figura III.3B. Este sub-lazo puede explicarse de la siguiente manera: Se determina el porcentaje del contenido de oxígeno mediante un analizados de 0 2. La señal proveniente de éste se envía a un controlador de acción Proporcional, el que elabora una señal correctiva en función del desvío existente entre la señal de 02 y el valor del setpoint. Durante los ensayos de puesta en marcha y calibración dinámica, se deberá elaborar una caracterización del exceso de oxígeno vs. el caudal de vapor o preferiblemente el caudal de combustible.
La finalidad de lo anterior es reducir el exceso de aire a medida que aumenta la carga de la caldera y viceversa. Se deberá contemplar a la salida del controlador la incorporación de limitadores de alta y baja, de manera de limitar al lazo de oxígeno ante la eventual pérdida de señal de caudal de vapor u oxígeno. Se prevé para el caso del quemado simultáneo de más de un combustible, la incorporación de una estación Bías, la que recibe una señal proveniente de una caracterización de manera tal de ajustar la variación en el exceso de oxígeno para un determinado combustible a medida que incrementamos la proporción del otro. Los sistemas analizadores de oxígeno deberán ser sometidos a inspecciones periódicas y cuidadosos mantenimientos. La localización de los sensores a fin de obtener muestras confiables y representativas, es un tema crítico, ya que estos sensores deberán estar expuestos a altas temperaturas, posibilidad de corrosión y ensuciamiento.
En la Figura III.3C se incorpora, a los fines de lograr la máxima eficiencia térmica posible para la corrección del exceso de oxígeno, una señal proveniente de un analizados de monóxido de carbono u opacidad. Esta señal ingresa como variable medida a un controlador de acción proporcional, el que elabora una señal correctiva en función de la desviación existente entre la variable medida y el setpoint manual. La señal proveniente de este controlador se suma a la señal de caudal de vapor caracterizado, ingresando de esta forma como setpoint remoto al controlador de oxígeno. Ante un aumento en el contenido de CO respecto al valor deseado en los gases de salida de caldera, el controlador de monóxido deberá elaborar una señal tal que proporcione un aumento en el setpoint remoto del controlador de oxígeno. Esta corrección no es representativa desde el objetivo primordial de la eficiencia de combustión si estamos en presencia de equipos de combustión defectuosa. Por ejemplo, si un quemador de fuel oil presentara problemas de atomización, el contenido de monóxido de carbono aumentaría considerablemente. El control propuesto al detectar dicho aumento en los niveles de monóxido de carbono, intentará aumentar el caudal de aire hasta que la medición de CO llegue hasta el valor de setpoint deseado.
Pero el problema causante de la mala combustión no dejó de actuar. Lo único que se logró fue diluir este contenido de CO en más aire, lo que causa un aumento considerable en la cantidad de oxígeno contenido en los gases de combustión. Esto último atenta contra la eficiencia de la unidad. Es debido a esto y a la posibilidad de una eventual pérdida de señal de CO, que deberemos limitar la salida de este controlador.
IIl.4. Control de la presión en el hogar Antes de comenzar a describir las técnicas utilizadas para el control de la presión de hogar, mencionaremos algunos de los fenómenos que afectan a esta variable. La Figura lll.4A representa esquemáticamente la relación entre dos variables cuyas respuestas están acopladas. Si aplicáramos lazos separados de control de caudal y presión de hogar, aparecerá entre los dos controladores una interacción.
Si por ejemplo, (ver Figura lll.4A) el controlador de aire realizara una modificación en la posición del damper correspondiente al ventilador de tiro forzado, este efecto se traduciría inmediatamente como una perturbación de presión en el hogar. En forma similar si el controlador de presión de hogar efectuara algún cambio sobre el registro de salida
de gases, se traduciría inmediatamente en una perturbación sobre el caudal de aire. Estas dos variables poseen prácticamente las mismas constantes de tiempo a pesar de no ser independientes. Si realizáramos la sintonización de estos dos lazos por separado con el fin de responder a sus propias variables, uno u otro controlador podrá ser puesto en automático. Si ambos controladores se pasaran a automático, ante la menor perturbación se iniciaría un ciclo que persistiría en el tiempo. A fin de frenar este ciclo, generalmente se procede a desintonizar al controlador de presión, reduciendo de esta forma la velocidad de respuesta de un controlador respecto al otro. A pesar de que el ciclo se ha vuelto estable, también es cierto que éste, ante una perturbación, tardará demasiado tiempo en reponer la estabilidad. Al desintonizar el controlador de presión, lo que se logró fue canjear estabilidad por disminución en la velocidad de respuesta del lazo.
Existen muchas unidades que son controladas con esquemas como en la Figura III.4A., pero en todos los casos, si se desea poner en automático ambos controladores, se deberá desintonizar alguno de éstos. Esto es aceptable en procesos en los que no son frecuentes variaciones de carga o éstas son lentas. Una técnica utilizada para retener estabilidad sin sacrificar velocidad de respuesta del lazo, es acoplando entre sí ambos lazos de control, ver Figura III.4A.b. En este caso, ambos registros son operados en paralelo por el controlador de caudal de aire. Aquí, cuando el controlador de aire realiza un ajuste a fin de modificar el caudal, al mismo tiempo lo hace sobre la presión del hogar, anulando de esta forma el fenómeno de acople cíclico. Por supuesto que esto exige de una cuidadosa caracterización de la relación de señales de ambos registros vs. posición de éstos. De esta manera el controlador de
presión podrá sintonizarse nuevamente a fin de lograr la estabilidad y velocidad de respuesta requeridas por el proceso. En las Figuras lll.4B y lll.4C podemos observar los lazos de control aplicables al control de presión de hogar. Otras técnicas de acople de variables es por ejemplo controlando una tercera variable que posea una relación directa con la presión en el hogar o con el caudal de aire. III.5. Control del nivel en el domo
En Calderas I Cap. V.3.1.1., describimos los diversos factores que afectan al nivel del domo. Para la correcta calibración del transmisor de presión diferencial se deberá tener en cuenta los siguientes factores: • El domo contiene una mezcla compuesta de dos fases, agua y vapor en sus estados de saturación. • La densidad del agua y del vapor varían considerablemente con la temperatura de saturación o la presión. 2 • Cuando las presiones son altas (>60 Kg/cm ), el peso del vapor por sobre el agua no debe ignorarse.
• Para el cálculo de la densidad del agua perteneciente a la pierna de referencia, ésta se estimará con una temperatura de aproximadamente 35°C, pero a la presión del domo. Se deberá contar con los medios para
asegurar que la temperatura no varíe considerablemente.
Notemos que la salida del instrumento de presión diferencial es máxima cuando el nivel equivale a hmin y mínima cuando es igual a hmax. Con el fin de no perderla visión de la realidad, se hace necesario implementar una supresión de cero. Esto implica asignar al hmin el 0% de la señal de salida, de manera que un aumento de nivel corresponda a un aumento en la señal del instrumento. De esta forma el valor correspondiente a la supresión de cero equivaldrá al valor de hmin. La medición del nivel del domo con transmisores de presión diferencial tiende a ser bastante ruidosa. Esto se debe a las grandes masas que circulan dentro del mismo y que generan turbulencia. Se deberá tener extremo cuidado con la selección del valor del rango hmax - hmin. Un rango muy pequeño arroja mediciones muy ruidosas que tienden a deteriorar la precisión y la estabilidad del control. El rango hmax - hmin más comúnmente utilizado es de aproximadamente 750 mm. Valores mayores son aceptables, pero menores a éste deberán ser evitados. Para la correcta selección del transmisor se deberá tener en cuenta si éste soporta la presión estática y si es capaz de aceptar la supresión de cero y el valor del rango de calibración. La medición de nivel de domo con transmisores de presión diferencial, representa la medición de diferencias prácticamente despreciables de presión estática, comparado con la presión reinante dentro del domo.
Existen comúnmente grandes fuentes de error que pueden ser eliminadas si la instalación es la correcta, por ejemplo:
•
• •
•
El valor de presión estática, empleado para los cálculos, debe coincidir con la que está presente en el domo. Si ésta varía mucho, se deberá implementar una compensación por presión de domo. Deberá ser eliminado de las líneas de los instrumentos todo contenido de aire o gases mediante el purgado de éstos. La correcta localización de las tomas de nivel es un factor crítico. Estas generalmente obedecen satisfactoriamente a estándares de diseño de los fabricantes de generadores de vapor. El no cumplimiento, desviación o modificación de la ubicación de éstas, puede causar grandes errores de medición debido a los efectos de succión y presión dinámica creados por los patrones de flujo presentes en gran parte del domo. La distancia de recorrido de cañería entre el domo y el transmisor debe ser cuidadosamente estudiada, particularmente cuando ésta es muy larga. La línea que se dirige a la pierna de referencia, como así también la que se dirige a la toma de alta, deberán mantenerse a las mismas temperaturas. Se deberá evitar que alguna de ellas pase cerca de fuentes indeseables de calor, evitando de esta manera corrimientos en la medición debido a variaciones en la densidad de una línea respecto a la otra. Se deberá implementar un calentamiento a vapor o eléctrico de estas líneas en aquellas instalaciones donde la temperatura ambiente puede llegar a valores bajo cero.
En la Figura lll.5A podemos observar un esquema de control de nivel de domo de un elemento. Este tipo de control se utiliza generalmente en unidades pequeñas. Sus resultados son satisfactorios en aquellas instalaciones que no poseen grandes variaciones en la demanda. En este tipo de controlador de acción proporcional, el ruido proveniente de la medición debe filtrarse, de manera que puedan utilizarse ganancias altas (banda proporcional baja). Las constantes de tiempo utilizadas para estos filtros rondan en el orden de 1 a 2 segundos, ya que la constante de la propia medición está en el orden de 1/2 segundo o más.
En aquellas instalaciones donde las variaciones en la demanda son frecuentes y/o rápidas, se deberá incorporar al lazo de control un elemento llamado «Feedforward», que significa anticiparse ala acción. Esta implementación puede realizarse en la configuración de dos o tres elementos. Desde el punto de vista de la performance de control, el utilizar dos o tres elementos depende de la característica del elemento final de la operación. En la Figura IIl.5B puede verse un esquema de control de nivel de dos elementos. El caudal de vapor es utilizado como indicador de demanda en la configuración feedforward, la que actúa directamente sobre el elemento final de control. Esta configuración asume que existe repetitibilidad y una relación lineal entre el caudal de vapor y la señal correspondiente a la demanda del sistema de regulación de agua y por ende al caudal de agua. SI esta relación es cierta, el agregado de un tercer elemento no aporta ninguna ganancia. Existen varios tipos de sistemas de regulación de agua de alimentación que se utilizan normalmente. Una válvula de control es
generalmente lo más utilizado en unidades pequeñas y medianas. La característica de la válvula de control correctamente seleccionada presenta una relación razonablemente lineal. Como la caída de presión a través de la válvula de control generalmente disminuye a medida que la carga de la caldera aumenta, una válvula con una característica lineal presenta un comportamiento instalado no lineal. Es común utilizar una válvula con una característica de igual porcentaje, la que exhibirá un comportamiento instalado prácticamente lineal. Una configuración alternativa al lazo de dos elementos se muestra en la Figura III.5C. En este esquema, la influencia feedforward se aplica a través de una unidad de función derivativa. Si no se producen variaciones en la demanda, esta señal no afectará al elemento final de control, siendo éste comandado únicamente por el
controlador de nivel. Pero cuando se produce, por ejemplo, un aumento en la demanda, esta unidad derivativa implementará una acción correctiva, aumentando rápidamente la señal al elemento final de control. A medida que la demanda se estabilice en un nuevo valor, esta unidad disminuirá lentamente su acción correctiva hasta llegar a cero, actuando a partir de ahí solamente el controlador de nivel. Esta forma operativa es similar a lo implementado manualmente por un operador de caldera. En unidades medianas a grandes se utilizan sistemas basados en la regulación de la velocidad de la bomba de alimentación sin el uso de válvula de control. Estos sistemas de regulación presentan una relación no lineal entre la velocidad de la bomba y el caudal de agua. Otro factor importante son los problemas relacionados con la no repetitibilidad en la relación posición del elemento final de control y el
caudal de agua. El motivo más frecuente de esta no repetitibilidad se presenta cuando existe un único colector de agua que alimenta a varias calderas. Las variaciones de demanda de cada una de las calderas generan variaciones de presión en este colector, que a su vez genera variaciones de caudal para una misma posición del elemento final de control. En suma, para estos dos últimos casos no es adecuado un esquema de control de dos elementos sino de tres. Mediante el agregado de un tercer elemento, la medición del caudal de agua de alimentación, se pueden solucionar las dificultades en el control provocadas por la no repetitibilidad y no linealidad. Puesto que la constante de tiempo de la medición de agua es relativamente rápida, se puede implementar un controlador con acción Proporcional + Integral. El modo proporcional se sintoniza a fin de obtener estabilidad
en la región de máxima ganancia del proceso, mientras el modo integral provee reposición rápida en regiones donde la ganancia del proceso es baja. Existen varios tipos de esquemas de tres elementos. En la Figura IIl.5D, el vapor y el agua son continuamente comparados y la señal correctiva, correspondiente a la diferencia de éstos, se suma a la señal proveniente del nivel de domo. La señal resultante ingresa como setpoint remoto al controlador de nivel Proporcional + Integral. El controlador de nivel interpreta un cambio en el caudal de agua o en el de vapor, como una variación de nivel y actúa como tal a fin de eliminar la desviación. Teóricamente y bajo carga constante, el caudal de agua debería ser equivalente al de vapor. Pero esto no siempre es cierto, ya que esta relación se ve afectada por:
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Caudales que ingresan/salen de la caldera y que no son medidos, por ejemplo purgas, atemperación por inyección, pérdidas, etc. La falta de precisión en la lectura del caudal de vapor. Desviaciones en la temperatura y/o presión de diseño de los elementos primarios de medición.
Todo esto produce un corrimiento en el nivel del domo a través del estado de carga de la caldera, debiendo el operador retocar el setpoint de nivel ante una nueva variación de demanda. En la Figura III.5E podemos ver un esquema con dos controladores. Este lazo es uno de los más comúnmente utilizados en las calderas del tipo industrial, Aquí el caudal de vapor induce un efecto anticipatorio, «feedforward», como setpoint remoto al controlador de agua. El controlador de nivel posee acción solamente Proporcional.
Este sistema proporcionará un control satisfactorio en aquellas unidades que posean domos relativamente grandes en relación a su producción, tal es caso de unidades de baja presión. Los comentarios de este sistema son: • Relativamente simple y económico. • Compensa las no linealidades del elemento final de control. • Al disponer de dos controladores separados, nivel y caudal de agua, se dispone de una excelente dinámica de respuesta. No obstante, la configuración de mejor performance en el control de nivel de domos, puede verse en la Figura lll.5F. Este sistema continuamente realiza un balance de caudales a fin de mantener una relación apropiada de estas variables. Se utilizan dos controladores con acción Proporcional + Integral. El controlador de agua es sintonizado para responder a una dinámica relativamente rápida, mientras el controlador de nivel se sintoniza para una respuesta más lenta. El caudal de vapor es comparado con el de agua. Cuando ambos caudales son iguales, la salida de este comparador se encuentra a media escala. Cualquier modificación en el caudal de vapor es inmediatamente sensado por el controlador de agua, como una discrepancia en la relación actual de caudales. Este controlador efectuará la corrección necesaria a fin de restablecer dicha relación. La señal de salida del controlador de nivel ingresa como setpoint remoto al controlador de agua. Puesto que el controlador de nivel posee acción Proporcional + Integral, el nivel de domo se mantendrá, durante carga estable, en su valor deseado independientemente del estado de la relación entre los caudales de vapor y agua. En este lazo se debe prevenir el efecto de la realimentación positiva «Windup» del controlador de nivel que se presenta cuando el lazo se pasa a manual. En resumen, este lazo contempla las siguientes ventajas: • Compensa las no linealidades del elemento final de control. • Al disponer de dos controladores separados, nivel y caudal de agua, ofrece una excelente dinámica de respuesta. • Durante los estados de carga constante, no existe corrimiento de nivel debido a los desbalanceos de caudal de vapor y de agua.
III.6. Control de la purga continua En Calderas I Cap. V.3.7., describimos los fundamentos del acondicionamiento del agua de alimentación. En muchas aplicaciones de pequeñas calderas, la conductividad del agua de caldera es controlada manualmente. Si se desea un control ajustado de la conductividad en el agua de caldera, deberá implementarse una estrategia que contemple el efecto Feedforward. La conductividad del agua de caldera es la variable medida que ingresa al controlador de conductividad, ver Figura III.6. Puesto que los sólidos que ingresan al domo lo hacen a través del agua de alimentación, es aceptable la utilización de ésta como señal feedforward. Cuando cambia el caudal de agua de alimentación, también lo hace el setpoint remoto del controlador de purga continua.
La relación actual de agua/concentración que se establece, caracteriza los ciclos normales de concentración, siendo distinta para cada aplicación. Por ejemplo, si la señal de sólidos que ingresa por el agua de alimentación está normalmente fijada en 300 microsiemens, esto indica 10 ciclos de concentración ó 10% de purgado continuo. Esto significa que por cada 1 litro de agua de alimentación que ingresa en el domo, deberemos purgar 0.1 litros. Se deberá realizar la caracterización de la señal de salida del controlador de conductividad a fin de lograr una respuesta lineal de la válvula de control.
III.7. Control de la temperatura del vapor sobrecalentado En Calderas I Cap. V.3.5, describimos el porqué de la necesidad de la atemperación. En este punto sólo haremos mención del control de atemperación por inyección, ya que éste es el más utilizado.
En la Figura III.7A podemos observar un lazo de control de temperatura de un elemento. Este esquema es utilizado en aplicaciones donde las variaciones de carga son infrecuentes y/o lentas. En la Figura III.7B vemos un sistema convencional cascada de dos elementos. Este sistema regula la inyección de agua de atemperación de acuerdo a la temperatura final de vapor. El controlador de temperatura final, de acción Proporcional + Integral + Derivativo, recibe como variable medida a la temperatura de salida del vapor sobrecalentado y la compara con su setpoint. La señal de corrección de éste ingresa como setpoint remoto al controlador de caudal de atemperación, de acción Proporcional + Integral, que tiene como variable medida a la temperatura de salida del atemperador. En este lazo se debe prevenir el efecto de realimentación positiva “Windup” del controlador de temperatura final, que se presenta cuando el lazo se pasa a manual o cuando se supera alguno de los límites de control de la válvula.
Uno de los principales factores que inciden en la variación de la temperatura del vapor sobrecalentado son las variaciones en el caudal de aire de combustión. En la Figura lll.7C se puede observar como el caudal de aire actúa como feedforward, generando un efecto que se anticipa a la variación en la temperatura final y de salida del atemperador. Cuando el caudal de aire se mantiene estable, la señal proveniente de éste no aporta nada y el lazo de control es idéntico al de la Figura IIl.7B.
Capítulo IV
Aplicaciones industriales IV.1. Industrias del papel El proceso de la industria del papel requiere grandes cantidades de vapor. Este vapor es usualmente provisto por calderas de recuperación, que queman combustibles de proceso tales como: chips de madera, leña, bagazo, etc., y también por calderas que queman combustibles convencionales. Todas éstas descargarán en un colector en común de vapor, el que podrá ser operado a distintas presiones, según los requerimientos del proceso. También es frecuente encontrar aplicaciones donde se genera vapor de alta presión con el fin de implementar ciclos de cogeneración con conjunto turbina no condensable/generador. El vapor de escape de esta turbina es suministrado al proceso. Esta configuración de turbina es llamado «Topping Turbine». Cualquiera de los sistemas de control de balance energético de demanda y control de combustión que fueron detallados en el capítulo anterior, pueden encontrarse hoy en uso en las aplicaciones de la industria del papel. Estas industrias usualmente utilizan como combustible primario los chips de madera, leña, bagazo, etc., ya que éstos son subproductos o en algunos casos desechos industriales. Estas industrias generalmente tienen la posibilidad de quemar combustibles suplementarios tales como: fuel oil, gas natural y carbón pulverizado. Es prácticamente imposible una medición precisa del caudal de los chips de madera. Los sistemas inferenciales de medición más utilizados en la industria del papel son aquellos basados en la medición de la velocidad de desplazamiento y peso del combustible sobre una cinta transportadora. Estos sistemas dan buenos resultados cuando recién están calibrados, pero las variaciones en el tipo de madera, contenido de humedad, suciedad y otros efectos, terminan por producir corrimientos en esta calibración. Debido a esto, los chips de madera nunca deben quemarse solos, sino combinados con otro combustible suplementario. En el supuesto caso que la medición de caudal de chips de madera sea confiable y que el sistema de transporte y suministro de éstos opere satisfactoriamente, podrá quemarse este solo combustible en un esquema de control de combustión parallel metering.
Sin embargo, es muy usual no intentar medir este combustible y en este caso se utiliza un sistema de control de combustión que combine metering para el combustible suplementario y positioning para el combustible primario. Una consideración importante es que el combustible suplementario debe ser tratado como una combustión totalmente separada al del resto del proceso; esto contempla mediciones dedicadas de aire y combustible. El combustible suplementario es quemado en quemadores convencionales por encima de la grilla. Un esquema simplificado puede verse en la Figura IV.A. En este esquema notamos que la medición de aire para el combustible suplementario es completamente independiente, aunque la caldera no esté quemando un combustible primario. En la Figura IV.B podemos apreciar un sistema de control de combustión para el quemado de chips de madera. Se pueden presentar algunas modificaciones sobre ésta, pero en general no varía la filosofía de la misma. Aquí la variación en la alimentación del combustible primario es realizada por el operador, con control paralelo de los
registros de aire bajo y sobre grilla, a través de estaciones auto/man + Bias. El caudal de vapor se utiliza para inferir el suministro energético total de combustible. El caudal de vapor es utilizado para programar el setpoint del controlador de presión del conducto de descarga del ventilador de tiro forzado. Una estación de relación permite al operador realizar las correcciones necesarias. Para el control de la presión del hogar se contempla un lazo de control de un elemento, acoplado a la señal de aire total.
IV.2. Industrias siderúrgicas Cualquiera de los sistemas de control de balance energético de demanda y control de combustión, que fueron detallados en el capítulo
anterior, se pueden encontrar hoy día en uso en las aplicaciones de las industrias siderúrgicas que queman únicamente combustibles convencionales, como ser gas natural, fuel oil, carbón pulverizado y combinación de éstos. Sin embargo, una de las aplicaciones que distinguen a estas industrias es el quemado de gas de alto horno para generar vapor. Este gas, proveniente del proceso productivo del acero, de no utilizarse, sería quemado en una antorcha sin ningún beneficio. En el esquema simplificado de la Figura IV.C, podemos observar una instalación típica. Este proceso corresponde a un ciclo cerrado, con todo el equipamiento de mayor importancia dependiendo uno del otro. Las dos fuentes de suministro de energía son: combustión del carbón dentro del alto horno y combustión del combustible suplementario dentro de la caldera. La caldera genera vapor que mueve al compresor de aire, éste fuerza aire dentro del alto horno, y a su vez este último produce el gas de alto horno que es quemado dentro de la caldera como combustible primario, conjuntamente con otro combustible suplementario. Debido a la interdependencia de operación entre el alto horno,
caldera, turbina/compresor y la naturaleza del combustible primario, el control armónico de este proceso requiere ser cuidadosamente examinado. El alto horno representa un proceso batch, mientras que tanto la caldera como el conjunto turbina/compresor representan un proceso continuo. Otro factor importante radica en que cada uno de estos equipos estará provisto de sistemas de control propios que manejan de manera independiente sus propias funciones operativas y de control. La filosofía operativa y de control de cada uno de estos equipos deberán estar pensadas como parte integrante de un sistema completo, ya que un mal diseño en la estrategia de control de un solo equipo repercutirá en el resto de éstos. Usualmente el problema detectado en un equipo, es ocasionado por el problema de otro. El gas de alto horno es considerado un combustible difícil de
manejar debido a su alta toxicidad, pues sólo contiene C0. Es inodoro, posee un bajo poder calorífico, el que varía fácilmente, y un gran volumen específico debido al gran porcentaje de contenido de nitrógeno. Asimismo contiene cenizas, es sucio y abrasivo. A pesar de todo esto, puede ser medido no con mucha precisión, pero si con repetitibilidad, de manera que ésta puede ser utilizada para otros propósitos de control. El gas de alto horno es un combustible de desecho, producto de un proceso industrial, y por lo tanto debe tratar de quemarse la mayor cantidad de éste posible “combustible primario”. Puesto que la operación del horno es cíclica, es de esperarse que la disponibilidad de este gas disminuya periódicamente de manera tal que el combustible suplementario deberá sustituirlo. Esto puede llevarse a cabo mediante un ajuste en la estación de demanda del combustible suplementario, llevando el setpoint del controlador de combustible suplementario al valor «C». De la estrategia de control, Figura IV.D, podemos realizar el siguiente análisis: Asumamos que existe suficiente gas de alto horno para manejar por sí solo la carga de la caldera. Si la señal proveniente de la demanda energética es igual a «A», la señal que ingresa como setpoint remoto al controlador de combustible primario sería igual a «B=A-C». La señal de combustible total entonces será igual a «D=B+C» que ingresa como setpoint remoto al controlador de aire. Pero debido a que «B=A-C» y «D=B+C», reemplazando nos queda «D=A». Esto implica que todas las señales estarán en equilibrio y los selectores de máxima y mínima que realizan el enclavamiento de seguridad, funcionarán correctamente. Por otro lado la medición de aire está calibrada de acuerdo a los requerimientos del gas de alto horno, ya que éste es el combustible primario. Cuando se introduce el combustible suplementario, una parte de la señal de combustible suplementario (aproximadamente 20%) se resta de la medición de aire a fin de proveer una cantidad adicional de aire para quemar correctamente este combustible.
IV.3. Refinerías de petróleo Cualquiera de los sistemas de control de balance energético y control de combustión que fueron detallados en el capítulo anterior, se puede encontrar actualmente en uso en las aplicaciones de las refinerías de petróleo que queman únicamente combustibles convencionales.
Estos incluyen gas natural, fuel oil, carbón pulverizado y combinación de éstos. Sin embargo, una de las aplicaciones que distingue a estas industrias es el quemado de monóxido de carbono, producto residual del proceso de cracking catalítico. Ya que este combustible no es medible, se deberá aplicar algún método que permita inferir el caudal de éste a fin de determinar el suministro energético y su correspondiente caudal de aire. En la Figura IV.E podemos observar uno de los esquemas de control más utilizados en esta industria. En aquellas instalaciones en la que el caudal de gas de monóxido de carbono no se mantiene constante, se deberá utilizar el caudal de vapor para inferir el suministro energético. El concepto básico de este sistema reside en que el sistema de
control de balance energético maneja directamente el setpoint remoto del controlador de combustible suplementario y dinámicamente influye sobre el lazo de aire. La carga de CO es introducida manualmente y a su vez el caudal de vapor maneja al controlador de aire. Para una mayor exactitud, el caudal de vapor podrá ser compensado por presión. En esta figura podemos observar dos sistemas de compensación dinámica. Estos son opcionales, aunque es recomendable incorporar estos últimos al lazo si se presentan variaciones frecuentes en la demanda y/o en el caudal de CO. El funcionamiento de este sistema de compensación dinámica puede explicarse de la siguiente manera: La señal correspondiente a una porción del caudal de combustible, es sumada ala del caudal de vapor compensado a fin de producir un aumento de caudal de aire cuando se quema el combustible suplementario. El motivo de esto se debe a la necesidad de satisfacer los mayores requerimientos de aire que necesita el combustible suplementario, aproximadamente 20%. El flujo de vapor es representativo de la demanda energética sólo durante los estados de carga estables. El sistema de compensación dinámica se incorpora a fin de garantizar una mezcla rica en aire durante los transitorios. Durante un aumento en el suministro energético, la unidad «Lead» incrementará su salida por sobre el caudal de vapor y enviará su señal como setpoint al controlador de caudal de aire. Por otro lado, si se produce una disminución en la señal del suministro energético, la unidad «Lag» permanecerá con una señal por encima del caudal de vapor, enviando éste como setpoint al controlador de aire. También se agrega al lazo de control un componente dinámico que se suma a la señal proveniente del sistema de compensación dinámica descrito anteriormente. Solamente durante un incremento en la demanda energética se produce un aumento en el setpoint del controlador de aire. Durante los estados de carga estables o durante una disminución de la demanda energética, este componente no realiza ninguna contribución. Pero durante un aumento de demanda, éste acelerará el suministro de aire antes de que lo haga la señal de vapor, reduciendo de este modo los tiempos muertos.
