Curso de Diseño de Calderas Pirotubulares_29.pdf

CURSO DE DISEÑO DE CALDERAS PIROTUBULARES Incluye los siguientes temas: Conceptos básicos, Tipos de calderas, Diseño térmico, Diseño mecánico, Equipos y accesorios, Reglamento, Diseño de la instalación de la Sala de calderas con las líneas de agua, vapor y combustible, Chimenea, productores de vapor, Acumuladores de vapor, Sistemas de presurización de agua sobrecalentada, Líneas de distribución (Vapor y agua sobrecalentada) y Retorno de condensados.

Depósito Legal nº Z-2355-2005

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Temas técnico-prácticos sobre diseño y prestaciones de las calderas de vapor Presentación del autor A lo largo de mi trayectoria profesional, se me han ido pidiendo colaboraciones para revistas técnicas sobre temas relacionados con las calderas, especialmente, las de vapor, dada mi continuada dedicación a este campo, desde el año 1962 en que finalizados mis estudios en la Escuela Técnica Superior de Ingenieros Industriales de Barcelona, entré en el campo laboral a prestar mis servicios en una empresa dedicada a la fabricación de calderas industriales. Desde entonces y con 42 años dentro de la misma actividad, he ido adquiriendo una experiencia en esta rama técnica, básica para las industrias, pues en su mayoría necesitan el calor dentro de sus procesos industriales y me atrevo a afirmar que son pocos los que, a pesar de su importancia industrial, conocen la tecnología práctica sobre el tema. Fruto de esta experiencia, que me ha llevado a formar parte de diversas organizaciones técnicas relativas a esta rama, alcanzando la presidencia del grupo de trabajo correspondiente de AENOR y la representación española en los foros técnicos internacionales relacionados con el mismo (CECT, ISO y CEN), me ha permitido adquirir unos criterios técnicos y prácticos que esporádicamente he ido exponiendo a la luz pública mediante las colaboraciones indicadas. Tomando estos trabajos como punto de partida, me planteé la posibilidad de estudiar diversos temas relacionados con el campo de las calderas, completando la tecnología básica necesaria para su aplicación práctica, convencido de la poca o nula información escrita existente sobre el tema y la falta de conocimientos prácticos de cuantos se relacionan con el campo de las calderas (técnicos, instaladores, usuarios, operadores, etc.). Así fueron surgiendo los diversos temas monográficos que analizan, bajo mis criterios técnicos, la aplicación práctica relativa al diseño, aplicación y uso de las calderas, en sus diversos tipos, así como, su utilización y mantenimiento. Dentro del campo de las calderas existen dos “textos”, en general, de la máxima importancia y que no son conocidos en su magnitud. Un “texto” es el legislativo, compuesto por el Reglamento de Aparatos a Presión (RAP) y las Instrucciones Técnicas Complementarias (ITC MIE AP1 y AP2) y el otro “Texto” es el conjunto de Normas UNE de la serie 9000. Metido de lleno en este trabajo divulgativo, estimé necesario un tema dedicado a la exposición tanto desde el punto de vista legislativo, como técnico de cuanto debe conocerse para el buen uso de las l as calderas. En la exposición de temas que conforman este estudio, he procurado diferenciar los textos legislativos y los correspondientes a la Norma UNE de mis propios comentarios que solo pretenden ser aclaratorios y complementarios para permitir un mejor conocimiento del texto original y cuya totalidad debe ser tenida siempre en cuenta. cuent a. El tema, dedicado exclusivamente al personal encargado del manejo y conducción de las calderas es la transposición del MANUAL DE OPERADORES INDUSTRIALES, editado por el MINISTERIO DE INDUSTRIA en 1983 (Manual con el que colaboré en una parte muy importante de su redacción), simplificando, ampliando y/o comentando, con el único deseo de su divulgación, convencido de que cuanto mayor sea el conocimiento y preparación que el personal encargado de la conducción y entretenimiento de las calderas, mejores prestaciones se obtendrán de ellas, Depósito Legal nº Z-2355-2005

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reduciéndose sus averías, mejorando su rendimiento y evitando las pérdidas económicas que tienen que soportar las empresas cuando la caldera no es tratada de acuerdo con la tecnología que le es propia. Como complemento, he añadido un vademécum técnico dedicado a la recopilación de TABLAS, DATOS e INFORMACION que he ido recogiendo a lo largo de mis años de trabajo y que estimo pueden ser de interés en algún momento, sin excluir cualquier otra TABLA o dato de interés dentro de la infinidad de información existente en los Manuales Técnicos generales y que normalmente no disponen a mano las personas relacionadas con el uso de las calderas. Fruto de cuanto antecede, es este catálogo de temas relacionados con las calderas, cuyo único fin es poner, de una forma compendiada, cuanta información técnica y práctica pueda necesitar, quien en su vida profesional tenga relación con las calderas y su aplicación. FRANCISCO LATRE DURSO Ingeniero Industrial


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CURSO DE DISEÑO DE CALDERAS PIROTUBULARES INDICE 1.- Objetivos 2.- Conceptos básicos -

Presión !

Presión absoluta y relativa

-

Temperatura

-

Cambio de estado. Vaporización y condensación.

-

Tipos de vapor de agua

-

Volumen específico

-

Calor específico

3.- Tipos de calderas 4.- Diseño térmico -

Tubo hogar

-

Cámara trasera de hogar

-

Primer haz tubular

-

Segundo haz tubular

-

Balance térmico final

-

Pérdida de carga circuito gases

-

Sobrecalentadores

-

Economizadores

-

Calderas de recuperación !

Conducto de gases

!

Caldera

!

Economizador

5.- Diseño mecánico -

Calderas de pequeña producción

-

Diseño complementario

-

Válvula de salida de vapor

-

Válvulas de cierre ida/retorno agua sobrecalentada 50

-

Válvulas de seguridad


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-

Bombas de agua

-

Purgas de lodos y vaciado

-

Purga de sales

-

Indicadores de nivel

-

Control de nivel, presión y temperatura

-

Limitadores de nivel, presión y temperatura

-

Otros accesorios

-

Alimentación continúa de agua

-

Control por PLC

-

Quemadores !

!

Pulverización mecánica Pulverización rotativa

7.- Reglamento español de aparatos a presión -

Documentación necesaria para legalizar una caldera

-

Categoría

-

Salas de calderas

-

Revisiones anuales y periódicas

8.- Diseño de la instalación en la Sala de Calderas -

Línea de agua. Acondicionamiento !

Descalcificadores

!

Desmineralizadores

!

Desgasificadores

!

Dosificación de aditivos

!

Depósito de agua de alimentación

!

Tuberías de agua

-

Línea de vapor. Colectores

-

Purgas y drenajes. Tanque flash

-

Línea de combustible !

Gasóleo

!

Fuel-oil

!

Combustibles gaseosos


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-

Chimenea La altura de las chimeneas en calderas según

!

O.M. sobre prevención de la contaminación !

-

industrial

Equipos complementarios

! Productores de vapor ! Acumuladores de vapor -

Sistemas

de

presurización

de

caldera

g78

sobrecalentada

!

Dimensionado de los depósitos de expansión

9.- Líneas de distribución -

Vapor

! Colector ! Tubería -

-

Agua sobrecalentada

!

Bomba de circulación

!

Tubería

Condensados

! Ahorro de energía en la recuperación de condensados


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RELACION DE FIGURAS Nº DESCRIPCION

Apdo.

1

Cámara trasera de hogar (tipo húmedo)

4.2

2

Caldera de recuperación

4.6

3

Diferencia media logarítmica de temperaturas

4.9.2

4

Caldera de energía con entrada de gases frontal

4.9.2

5

Caldera de energía con entrada de gases axial

4.9.2

6

Diferencia

Media

logarítmica

de

temperaturas,

en 4.9.3

economizadores 7

Economizador con precalentamiento de agua

4.9.3

8

Sección de cámara trasera de hogar

5

9

Distribución de tubos al trebolillo

5

10 Distribución de tubos circular

5

11 Sección transversal de caldera pirotubular

5

12 Líneas de expansión y alimentación

8.7

13 Esquema de instalación de caldera Agua sobrecalentada

8.7


8.7


8.7


8.7


8.7


8.7


8.7

20 Retorno de agua a depósito de alimentación

9.3.1

21 Alimentación directa de condensados

9.3.1


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RELACION DE TABLAS Nº

CONTENIDO

Apdo.

L

% Pérdidas por radiación

4

ll

Espesor de aislamiento en mm

4

lll

Potencia calorífica inferior

4

lV

Volúmenes de aire y gases

4

V

Dimensiones mínimas del tubo hogar y temperatura Final 4.1 de gases

Vl

Índice de relación volumen de gases/combustible

4.1

Vll

Calores esp. De los gases en Kcal/Nm3 xºC

4.1

Vlll

Dimensionado de la cámara de hogar

4.2

lX

Coeficiente De transmisión de calor por radiación

4.2

X

Coeficiente K0 por convección (w = 1 Nm/s)

4.2

Xl

Coeficiente K0 de convección para gas nat.

4.3

Xll

Espesores de aislamiento en conductos

4.9.1

Xlll

Pérdida de carga en conductos rectos

4.9.1

XlV

Pérdida de carga en curvas

4.9.1

XV

Valores relativos de K en función de di y w

4.9.2

XVl

Valores relativos de Nt en función de di y w

4.9.2

XVll

Valores relativos de Lc en función de di y w

4.9.2

XVlll

Pérdida de carga

4.9.2

XlX

Pérdida de carga en haz tubular

4.9.2

XX

Longitud caldera

4.9.2

XXl

Pérdida de carga en haz tubular

4.9.2

XXll

Solubilidad del oxígeno en agua

8.1.3

XXlll

Altura de chimenea

8.5.1

XXlV

Alturas chimenea

8.5.1

XXV

Aplicación de la fórmula (77)

8.5.1

XXVl

Aplicación de la fórmula (79)

8.5.1


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XXVll

Viscosidad cinemática del vapor

9.1.2

XXVlll

Longitudes equivalentes

9.1.2

XXlX

Longitudes equivalentes

9.1.2

XXX

Coeficiente "

9.1.2

XXXl

Velocidad de 1000 Kg/h de vapor saturado

9.1.2

XXXll

Caudal de vapor saturado por 100 m y #p = 0,2 Kg/cm2

9.1.2

XXXlll

Peso específico del agua

9.2.1

XXXlV Viscosidad cinemática del agua

9.2.2

XXXV

9.3

Caudal de condensados en l/h

XXXVl Retorno de condensados a depósito de alimentación

9.3.1

XXXVll Alimentación directa de condensados a caldera

9.3.1

XXXVlll Longitud del ala en U para absorción de dilataciones

9.3.1

XXXlX Distancia desde punto fijo en curvas a 90º

9.3.1

XL

9.3.1

Espesor de aislamiento en tuberías

1.- OBJETIVOS Este curso está orientado a la formación de técnicos, con una formación de base adecuada, en el campo de las calderas de vapor y agua sobrecalentada de potencias pequeñas y medias con el fin de poder desarrollar un trabajo técnico, tanto en el diseño de la caldera apropiada y su instalación y ofrecer la mejor imagen en cuanto a: * Conocimientos técnicos * Fiabilidad del equipo a las necesidades del cliente * Seguridad en cuanto a las prestaciones del mismo


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2.-CONCEPTO BASICOS 2.1.- PRESION La presión es la fuerza ejercida por unidad de superficie. Una presión de 5 Kg/cm2 indica que se ejerce una fuerza de 5 Kg sobre un cm2. Si la superficie es de 10 cm2, la fuerza ejercida será de 5 x 10 = 50 Kg. La unidad en el Sistema Internacional (SI) de presión es el Pascal (Pa) que equivale a la fuerza aplicada sobre 1 m 2 que comunica a una masa de 1 Kg, la aceleración de 1 m por segundo cada segundo. Como esta fuerza es de 1 N (Newton) podemos escribir 1 Pa = 1N/m 2. Este valor de presión no es práctico por lo que se utilizan las siguientes unidades para expresar la presión: bar:

1 bar

= 100.000 Pa

Kg/cm2

1 Kg/cm2

= 98.000 Pa

mbar

1 mbar

= 100 Pa

mmH2O

1 mm H2O

= 10 Pa

2.1.1.- PRESION ABSOLUTA Y PRESION RELATIVA La presión absoluta es la presión que realmente existe y presión relativa es el valor de una determinada presión comparada con otra presión. Normalmente, en el campo de las calderas el concepto de presión relativa se refiere a la presión atmosférica y se mide por medio de un manómetro, por lo que también se le puede llamar presión manométrica.


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Así pues, cuando el manómetro marca 0 quiere decir que la presión real existente es la presión atmosférica existente, de forma que la presión absoluta será siempre igual a la presión relativa (manométrica) más la presión atmosférica existente que normalmente supondremos igual a 1 bar.

2.2.- TEMPERATURA La temperatura de un cuerpo es una medida del potencial energético que tiene un cuerpo debido al calor del mismo. Midiendo la temperatura que tiene un cuerpo conoceremos la cantidad de calor que contiene aplicando la fórmula siguiente: Q = M x Ce x t

(1)

siendo: Q = Cantidad de calor M = Masa del cuerpo Ce = Calor específico del cuerpo t = Temperatura del cuerpo Según sean las unidades de los diversos factores tendremos el valor de Q expresado en una determinada unidad. Normalmente expresamos M en Kg, t en ºC y Ce en Kcal/Kg.ºC, obteniendo Q en Kcal. Además de la escala centígrada (ºC), disponemos de otras escalas para medir la temperatura.

!

En la escala REAMUR, el valor de 100ºC corresponden 80ºR.

!

En la escala FARENHEIT el valor de 100ºC equivalen a 212ºF y el valor de 0ªC equivalen a 32ºF.


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Con estos datos la equivalencia entre escalas termométricas será: ºF = 1,8 x ºC + 32 = 2,25 x ºR + 32 (2) ºR = 0,8 x ºC = 4/9 x(ºF -32)

(3)

ºC = 1,25 x R = 5/9 x ( ºF – 32)

(4)

2.3.- CAMBIO DE ESTADO. VAPORIZACION. CONDENSACION La materia puede presentarse en tres formas de estado: sólido, líquido y gaseoso. Para pasar de un estado a otro debe modificarse la cantidad de calor del cuerpo aumentando o disminuyendo la energía contenida en el mismo (entalpía). Si a un líquido la aplicamos calor, aumentará de temperatura (nivel de energía del cuerpo) hasta empezar su cambio de estado de líquido a gaseoso que se denomina vaporización. Si el cambio es a la inversa (de gaseoso a líquido) se llama condensación. Estos cambios de estado se rigen por unas leyes que nos dicen que mientras se produce un cambio de estado se mantiene la temperatura del cuerpo y que la cantidad de calor absorbida o cedida es un valor constante para cada cuerpo en las mismas condiciones. Para el agua se tiene que el calor de vaporización a 100 ºC de 1 Kg es de 539,11 Kcal y que nos cederá en su condensación. Si se cambia la presión a que se realiza el cambio de estado, el calor necesario será distinto y la temperatura a que se realiza este cambio será igualmente distinta, de forma que si se aumenta la presión Depósito Legal nº Z-2355-2005

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aumentará

la

temperatura

de

vaporización,

llamada

también

temperatura de saturación. En la práctica, para conocer los valores de la temperatura de vaporización y el calor de vaporización utilizaremos las Tablas existentes que nos relacionan estos valores. Damos seguidamente unas fórmulas aproximadas de estos valores: Temperatura de saturación (Duperry): ts = 100,48 x P1/4 (5) con P = bar abs. Calor de vaporización (Regnault): Qv = 2538,5 – 2,089 x t (6) con t en ºC y Qv en Kj/kg En todos los cuerpos existen unas condiciones de presión y temperatura en que pueden coexistir los tres estados y que se denomina

punto triple. Para el agua este punto corresponde a los valores de 224,4 Kg/cm2 y 374,1 ºC.

2.4.- TIPOS DE VAPOR DE AGUA Según sean las condiciones de presión/temperatura de proceso, tendremos los siguientes tipos de vapor: -

Vapor

saturado:

cuando

las

condiciones

de

presión/temperatura corresponden al punto de cambio de estado, pudiendo coincidir en estas condiciones al agua y vapor. El vapor saturado puede ser seco si en su seno no existe Depósito Legal nº Z-2355-2005

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agua en forma líquida, en caso contrario se denomina vapor saturado húmedo. El calor contenido en un Kg de vapor saturado húmedo dependerá del contenido de humedad del mismo y será igual a la suma del calor contenido en el porcentaje del vapor más el calor contenido en el porcentaje del agua.

-

Vapor sobrecalentado si el vapor tiene más temperatura que la correspondiente al punto de saturación.

-

Vapor recalentado es vapor procedente de un aparato consumidor Ej. 1ª etapa de una turbina) y vuelve a ser calentado.

-

Vapor expansionado es el vapor que se obtiene al aumentar el volumen de un vapor saturado manteniendo el calor contenido en el

mismo (Ej. El vapor que se obtiene tras su

paso por un sistema reductor de presión).

2.5.- VOLUMEN ESPECÍFICO Se denomina volumen específico al volumen que ocupa una unidad de masa del mismo. Normalmente se mide en m3/h, siendo variable según sea la presión del vapor. El valor inverso se denomina peso específico, medido en Kg/m 3.


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2.6.- CALOR ESPECÍFICO En el Apdo. 2.2 aparece el concepto de calor específico que corresponde al calor que hay que comunicar a una unidad de masa para que su temperatura aumente un grado. Utilizando el Sistema práctico, tenemos que para calentar 1 gr. de agua de 14 a 15º C necesitamos aportar una cantidad de calor que denominamos caloría. Normalmente utilizamos la Kilocaloría (Kcal) que corresponde al calor necesario para 1 Kg.


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Cada sustancia tiene un calor específico propio que depende de las condiciones de presión y temperatura iniciales y finales que por unidad de masa se obtiene al aplicar la fórmula Q/(t2 - t1) y que denominamos calor específico medio. En los gases debemos distinguir dos casos; si el aporte de calor se realiza a volumen constante, tendremos el valor de calor específico a volumen constante (Cv) y si se realiza a presión constante se tiene el calor específico a presión constante (Cp). Indicamos seguidamente una tabla de equivalencia entre los valores más comunes de las unidades de calor.

1 Kcal

1000 cal

1 Th (termia)

1000 Kcal

1 Kw (kilowatio)

866 Kcal

1 CV (caballo vapor)

0,736 Kw

1 J (julio)

0,2389 cal

1 KJ (kilojulio)

0,2389 Kcal

3.- TIPOS DE CALDERAS Una caldera es simplemente un aparato a presión en donde se transforma la energía contenida en un combustible o de efluente caliente en energía calorífica que mediante un fluido caloriportante se envía a distintos puntos consumidores para su aprovechamiento industrial.


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Si el fluido utilizado es agua en forma de vapor, la caldera será de vapor en sus variantes de vapor saturado o sobrecalentado, según sean las condiciones requeridas por el aparato consumidor. Si el fluido es agua en su fase líquida a temperatura superior a 110ºC, la caldera será de agua sobrecalentada. Definidos anteriormente una serie de conceptos básicos, solo debe recordarse que el vapor en su condición de saturado tiene una temperatura que depende de la presión a la que se ha efectuado su evaporación y que se puede obtener de las tablas de correspondencia existentes. Si la temperatura es superior a la indicada a la condición de saturado, el vapor estará en condiciones de sobresaturado. En el caso de agua sobrecalentada, la temperatura de ésta será igual o inferior a la correspondiente a la presión a que esté la misma. El simple análisis de la definición de caldera permite comprender que éstas se puedan clasificar de distintas maneras, atendiendo al detalle principal de su diseño. Si nos atendemos al tipo de aportación calorífica, tendremos calderas para combustibles:

!

!

!

!

!

!

Sólidos Líquidos Gaseosos Mixtos Eléctrico Gases calientes


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Siempre que se utiliza un combustible deberemos disponer de un

hogar para la realización de la combustión. Este hogar podrá estar situado en el interior de la caldera o ser exterior a la misma. Una vez realizada la combustión, los gases calientes, una vez finalizada la llama (! 1.000 ºC), deben recorrer todavía las superficies de intercambio de calor de la caldera para poder recuperar el calor latente en los mismos, mejorando en lo posible el aprovechamiento del calor contenido originalmente en el combustible. Estas superficies de intercambio de calor pueden ser de forma que los gases calientes circulen por el interior de tubos bañados por el agua contenida en el interior de la caldera (calderas pirotubulares o de tubos de humos) o pueden circular por el exterior de tubos que en su interior circula el agua de la caldera (calderas acuotubulares o de tubos de agua). En ciertas calderas, las superficies de intercambio son de tipo mixto, es decir,

acuopirotubulares. Si las calderas son de tipo eléctrico, las calderas no disponen de hogar ni de superficie de transmisión de tipo tubular. El aporte de calor eléctrico se realiza por medio de resistencias eléctricas sumergidas o en el caso de calderas eléctricas de gran producción por medio de electrodos sumergidos en el agua de la caldera que utilizan a ésta como resistencia de paso y con ello su calentamiento. Si la caldera es de recuperación de calor de los gases calientes de un proceso industrial o escape de motores o turbinas de combustible líquido o gaseoso, la caldera solo dispone de zona de intercambio de calor de tipo tubular, ya sea piro o acuotubular.


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Otra forma de clasificar a una caldera es atenerse al circuito de gases, si su recorrido se produce en sentido ascendente o descendente, tendremos una caldera vertical. Si el recorrido se produce a un mismo nivel, la caldera será de tipo horizontal. De cuanto llevamos indicado, nos vamos a concentrar en las calderas más comunes en la gama de producciones hasta las 30 T/h de vapor y presiones hasta los 20 Kg/cm 2 que son las calderas que utilizan combustibles líquidos y/o gaseosos de hogar interior y de tipo pirotubular. Estas calderas disponen de un hogar cilíndrico en donde se produce la llama del combustible utilizado. Finalizada ésta, los gases deben recorrer las superficies de transmisión de calor de tipo tubular, por lo que es necesario disponer de una cámara de distribución a dicho haz tubular. Según sea la forma de refrigeración de ésta cámara, tendremos una nueva subclasificación de este tipo de calderas: !

Cámara húmeda si

la

cámara

está

totalmente

sumergida en el agua de la caldera. !

Cámara seca si salvo la placa tubular, el resto de las paredes de la cámara no están refrigeradas por el agua de la caldera.

!

Cámara semi seca si alguna de las paredes de la cámara no está refrigerada por el agua de la caldera.


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CALDERA PIROTUBULAR DE CAMARA HUMEDA

CALDERA PIROTUBULAR DE CAMARA SECA


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CALDERA PIROTUBULAR DE CAMARA SEMISECA

Como elementos complementarios a la caldera propiamente dicha

tenemos

los

sobrecalentadores que son superficies de

intercambio de calor de tipo acuotubular, circuladas interiormente por el vapor de la caldera y bañadas exteriormente por los gases de la combustión. Estos sobrecalentadores se sitúan al final del hogar o al final del primer haz tubular en función de la temperatura que deba alcanzar el vapor. En el caso de sobrecalentadores situados al final del primer haz tubular que presentan la ventaja de su durabilidad dada la relativamente baja temperatura de los gases en esta zona, el incremento máximo de temperatura a obtener en el vapor es de 30 a 50 ºC por encima de la temperatura de saturación del mismo. Este incremento de temperatura puede ser superior si el sobrecalentador se sitúa al final del hogar, pero en dicho caso dada la alta temperatura de


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los gases en esta zona debe prestarse especial atención al tipo de material empleado en el sobrecalentador, así como, en los periodos de puesta en marcha de la caldera y/o demanda mínima de vapor en los puntos de consumo. Para recuperar parte del calor sensible de los gases antes de su evacuación a la atmósfera, se instala al final del recorrido de los gases por la caldera propiamente dicha un economizador, consistente en una superficie de intercambio de calor de tipo acuotubular, circulada interiormente por el agua de alimentación de la caldera en el caso de calderas de vapor o por el agua de retorno en el caso de calderas de agua sobrecalentada, antes de su entrada a la caldera y exteriormente por los gases de la combustión antes de su evacuación a la atmósfera. En el caso de economizadores debe prestarse especial atención a la temperatura de salida de gases del economizador según sea el tipo de combustible con el fin de evitar corrosiones por condensación de la humedad de estos gases (punto de rocío). Debemos destacar que con el fin de reducir las dimensiones del economizador, dadas las bajas temperaturas de los gases y por lo tanto su superficie de calefacción, se utilizan superficies de calefacción extendidas (tubos de aletas) que si el combustible es gas natural estas aletas pueden ser de aluminio, ya que el contenido de azufre del gasóleo o fuel-oil impiden su uso en este tipo de combustibles por la corrosión que sufriría el aluminio. A confirmación del suministrador del economizador, como valores orientativos de temperaturas de salida de gases del economizador tenemos:

!

Gas natural...........120 a 150ºC


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!

Gasóleo................160 a 170ºC con temperatura de agua de alimentación mayor o igual a 80ºC

!

Fuel.oil.................180ºC con temperatura de agua de alimentación mayor o igual a 125ºC

En el caso de economizadores en calderas utilizando fuel-oil como combustible debe preverse un by-pass de gases directo a la chimenea siempre que no se alcancen las temperaturas antes indicadas (puesta en marcha) por el peligro de corrosión ácida por condensación del vapor de agua contenido en los gases de la combustión y consiguiente formación de ácido sulfúrico.

RENDIMIENTO El primer cálculo que debemos realizar es obtener el rendimiento de la caldera, fijada la temperatura de los gases a su salida a la atmósfera para poder determinar el consumo de combustible. El rendimiento de la caldera será igual 1- (h + r + y) (7) siendo: h = Pérdidas por calor sensible de los gases en chimenea r = Pérdidas por radiación i = Pérdidas por inquemados Para obtener el valor de h utilizamos el valor aproximado que da la fórmula de SIEGERT:

h $ Kx

t h %t a (8) % CO2

siendo:


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h = % de pérdidas por calor sensible en los gases th = temperatura de los gases en chimenea en ºC ta = temperatura ambiente en ºC %CO2 = % de contenido de CO2 + SO2 en los gases medido en una solución

de potasa caústica (Firyte)

K = coeficiente dependiente del combustible aplicado: Fuel-oil

K = 0,59

Gasóleo

K = 0,58

Gas natural K = 0,47 Como valor de r tomaremos el indicado en la Norma UNE y que se indica en la TABLA l. Este valor de r depende de los siguientes factores de suma importancia: -

Espesor del aislamiento

-

Tipo y densidad del mismo

-

Superficies no aisladas

-

Dimensiones de la caldera

En general, un cálculo exhaustivo de las pérdidas por radiación daría unos valores inferiores entre un 0,8% a un 0,3% de los normalizados, aunque para el diseñador lo mas importante es asegurar que la temperatura de las partes aisladas no supere los 60ºC por protección del personal encargado del mantenimiento de la caldera. En la TABLA II se indican unos espesores recomendados de aislamiento en lana de roca de una densidad de 70 Kg/m3.


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SISTEMAS DE ALOJAMIENTO DE LOS SOBRECALENTADORES SEGÚN TEMPERATURAS DE VAPOR SOBRECALENTADO Hasta los 60ºC por encima de la temperatura de vapor saturado

Hasta los 100ºC por encima de la temperatura de vapor saturado

Hasta los 225ºC por encima de la temperatura de vapor saturado


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4.- DISEÑO TERMICO El proyectista de una caldera pirotubular, en el momento de iniciar el diseño de un modelo adaptado a unas determinadas condiciones de servicio, se plantea las siguientes bases de diseño: -

Producción y temperatura de servicio

-

Tipo de combustible

-

Temperatura de los gases a la salida de la caldera

-

Consumo de combustible

Fijados estos datos, el siguiente paso a resolver, considerado básico, es determinar la forma física del recorrido de los gases: -

Hogar de combustión

-


-

Haces tubulares


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para que la caldera cumpla con los parámetros de base antes indicados. Las soluciones son múltiples, como demuestra la variedad de modelos y fabricantes que existen en el mercado, ofreciendo cada uno, una solución al tema planteado, con el convencimiento de que su solución es la mejor.

TABLA l % PERDIDAS POR RADIACION POTENCIA NOMINAL DE LA CALDERA EN Termias Tipo

500 1000 2000 5000 7500 10000 15000 20000

Cámara húmeda 1,4 1,2

1

0,8

0,7

0,6

0,5

0,4

Cámara seca

1,2

1

1,9

0,8

0,7

0,6

1,6 1,4

TABLA II ESPESOR DE AISLAMIENTO en mm Presión en Kg/cm2 Prod. Termias <= 10 10 a 15 >15 < = 5000

80

100

120

< =9000

100

100

120

> 9000

120

120

120

En relación al valor de los inquemados y para los combustibles fósiles de tipo líquido y gaseoso no los tomaremos en cuenta.


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Conocido el valor del rendimiento & de la caldera, el consumo de combustible será: B = Pv x (iv – ia)/PCI. & (9) siendo: B = Consumo de combustible en Kg/h o Nm3/h Pv = Producción de vapor en Kg/h iv = Entalpía del vapor a la presión y temperatura de servicio en Kcal/h ia = Entalpía del agua de alimentación en Kcal/h

& = Rendimiento de la caldera expresado en tanto por uno PCI = Poder calorífico inferior del combustible en Kcal/Kg o Kcal/Nm3 según la TABLA III

TABLA III POTENCIA CALORIFICA INFERIOR Fuel-oil

9600 Kcal/Kg

Gasóleo

10000 Kcal/Kg

Gas natural

9300 Kcal/Nm3

Propano

24300 Kcal/Nm3

Butano

31610 Kcal/Nm3

En el caso del gas natural, por ser un producto elaborado por las plantas gasificadoras, su valor de PCI puede ser distinto del indicado.


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Antes de entrar en el dimensionado de los diversos componentes de la caldera, se debe calcular el volumen de aire de combustión necesario y el volumen de gases obtenidos con la combustión del producto combustible utilizado. Para realizar estos cálculos debemos disponer de un análisis cuantitativo del combustible y estimar el exceso de aire que se necesitará en función del quemador que se escoja para equipar a la caldera. En la mayoría de los casos no se dispone de esta información por lo que es recomendable utilizar los valores de la TABLA IV que para los combustibles mas usuales se ha calculado los valores de los volúmenes de aire y gases en función de unos análisis cuantitativos medios y unos valores de exceso de aire típicos.

TABLA IV VOLUMENES DE AIRE Y GASES COMBUSTIBLE

PCI

n

Va

Vh

Nm3/Kg(Nm3)

Nm3/Kg(Nm3)

Fuel-oil

9600 Kcal/Kg

1,2

12,192

12,688

Gasoleo

10000 Kcal/Kg

1,15 12,075

12,675

Gas Natural

9300 Kcal/Nm3 1,1

10,876

11,841

Propano

23380

26,191

28,191

6,809

7,809

1,1

Kcal/Nm3 Biogas(65%CH4) 5570 Kcal/Nm3 1,1


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4.1.- TUBO HOGAR Conocidos los valores de base anteriores, podemos pasar a la primera fase de dimensionar el corazón de la caldera, es decir, el espacio apropiado donde se debe desarrollar y completar la combustión del combustible aportado, escogiendo el diámetro y longitud del tubo hogar apropiado y siempre de dimensiones superiores a la llama. Para conocer estas dimensiones, que pueden variar en función de: !

Tipo de combustible

!

Modelo y fabricante del quemador

!

Contrapresión en el hogar

se debería en cada caso contactar con el fabricante del quemador. La realidad es que normalmente no se diseña la caldera para un determinado excepcionales

equipo de

de

una

combustión, determinada

salvo

en

aplicación,

condiciones por

lo

que

escogeremos unas dimensiones de tubo hogar para que la caldera sea lo mas universal posible tanto para el modelo de quemador como del tipo de combustible. Para resolver este primer punto del diseño, se parte de unas dimensiones teóricas de llama, según DIN 4787 y DIN 4788 de: D = =,17 B1/3,5

(10)

L = 0,2B1/2 (11)

siendo: B = Consumo del quemador en Kg/h del equivalente en fuel-oil del combustible introducido Depósito Legal nº Z-2355-2005

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D = Diámetro de la llama en m L = Longitud de la llama en m y escogiendo unos valores de D y L ligeramente superiores.

(NOTA: Si se decidiese diseñar la caldera adaptada especialmente a un caso determinado de combustible y quemador, el fabricante del mismo debería certificar los valores de D y L recomendados, siempre que estos fueran inferiores a los valores normalizados).

Una primera comprobación es calcular el volumen del hogar obtenido, comprobando que cumple con las condiciones de la recomendación alemana TA-LUFT para la reducción del NO x en los gases: -

Carga específica <= 1.290.000 Kcal/m3 = 4Qi / 'D2L

-

Densidad específica <= 7.200.00 Kcal/m2 = 4Qi / 'D2 (13)

(12)

siendo: Qi = calor introducido en el hogar en Kcal/h ( BxPCI) Definidos los valores de D y L del tubo hogar, aplicaremos la fórmula 13 de UNE 9.300.3:

t r % t Qi x t r Ar

$ C (

273 ( t 4 ) (14) 273

siendo: tr = 2000ºC para comb. Líquidos y 1800ºC para gas


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C = 4,1 para comb. Líquidos y 3,6 para gas t = temperatura de los gases al final del hogar en ºC Ar = Superficie de radiación: Ar = 'DL + 'D2/4

(cámara húmeda) (15)

Ar = 'DL

(cámara seca)

(16)

Qi = Calor introducido en Kcal/h que nos dará una relación, según sea el tipo de combustible, de las dimensiones mínimas del tubo hogar con la cantidad de combustible introducido y la temperatura de los gases al final del hogar. Como temperatura de los gases al final del hogar, se procurará que no sobrepase los 1100ºC. Por medio de un sencillo programa informático se puede obtener un listado que nos relacione estas variables y que ofrecemos en la TABLA V.

TABLA V DIMENSIONES MINIMAS TUBO HOGAR Y TEMPERATURA FINAL GASES Qi

D

L

Carga

Dens.

Temperatura(GN) Temperatura(FO)

Kcal/h

m

m

espec.

Especif.

ºC

ºC

Kcal/h.m3 Kcal/h.m2 96.000

0,38 0,70 1.209.863 846.904

835

825

192.000

0,45 1,00 1.207.832 1.207.832 876

867

288.000

0,50 1,20 1.222.930 1.467.516 904

896

384.000

0,53 1,40 1.243.889 1.741.445 923

916

480.000

0,55 1,60 1.263.357 2.021.372 936

930

576.000

0,58 1,70 1.283.063 2.181.207 951

946

672.000

0,60 1,85 1.285.362 2.377.919 960

955

768.000

0,63 1,95 1.264.084 2.464.963 968

963

864.000

0,65 2,10 1.240.504 2.605.058 971

966

960.000

0,66 2,20 1.276.119 2.807.461 982

978


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1.248.000 0,71 2,45 1.287.248 3.153.757 1001

998

1.440.000 0,73 2,67 1.289.246 3.442.287 1008

1006

1.728.000 0,76 2,96 1.287.524 3.811.070 1018

1016

2.016.000 0,80 3,15 1.273.885 4.012.739 1027

1026

2.208.000 0,82 3,30 1.267.616 4.183.133 1032

1031

2.400.000 0,84 3,40 1.274.395 4.332.943 1039

1039

2.592.000 0,86 3,50 1.275.559 4.464.455 1045

1045

3.120.000 0,90 3,85 1.274.498 4.906.818 1056

1057

4.080.000 0,98 4,25 1.273.355 5.411.758 1075

1077

5.280.000 1,05 4,80 1.270.997 6.100.784 1091

1095

6.720.000 1,12 5,40 1.267.775 6.824.386 1106

1110

8.160.000 1,25 5,90 1.127.583 6.652.739 1104

1109

9.600.000 1,35 6,40 1.048.465 6.710.178 1105

1110

A partir de este punto, hemos de tener en cuenta el volumen nominal de gases que va a recorrer la caldera que lógicamente va a depender del tipo de combustible, del exceso de aire y de la cantidad de combustible a quemar. Partimos que la cantidad de calor introducido es idéntica, sea cual sea el combustible utilizado y tomando como índice 1 el correspondiente al fuel, los volúmenes relativos de los otros combustible se indican en la TABLA VI. TABLA VI INDICE DE RELACION ENTRE VOLUMENES DE GASES DEBAJO DE COMBUSTIBLE COMBUSTIBLE

INDICE

Fuel-oil

1,000

Gasóleo

0,960

Gas natural

0,963

Propano

0,912

Biogas (65% CH4)

1,060


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Como volumen a considerar en el diseño de calderas policombustible, mi propuesta es basar el diseño en el gas natural. Otra base de datos necesaria para continuar con el diseño es la correspondiente a los calores específicos medios de los gases a distintas temperaturas, necesarios para establecer los balances térmicos necesarios en las distintas partes de la caldera. En la TABLA VII, se dan estos valores, desde 100ºC hasta los 1200ºC, para los cinco combustibles escogidos, pudiéndose tomar valores proporcionales para temperaturas intermedias. Para fuel-oil, gasóleo y gas natural se han calculado estos valores para el análisis químico estimado y para propano y biogas se han calculado a partir de su composición química real. Con los datos disponibles, podemos calcular el calor absorbido por radiación en el hogar, el calor disponible al final del hogar, así como, los flujos caloríficos medios y máximos.

QFH = B x Vh x tFH x ce Kcal/h

(17)

QR = B x PCI – QFH Kcal/h

(18)

)MED = QR/AR Kcal/h. m2

(19)

)MAX = (0,7 + 0,25 L/D) x )MED Kcal/h.m2 QH = )MED x ' x D x L Kcal/h

(20)

(21)

siendo :


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QFH = Calor de los gases al final del hogar B = Consumo de combustible (gas natural) Vh = Volumen de gases de la combustión de 1 Nm3 de combustible ( para gas natural = 11,841) QR = Calor absorbido por radiación ce = Calor específico medio de los gases en Kcal/ºCx Nm3

)MED = Flujo medio de transmisión de calor )MAX = Flujo máximo de transmisión de calor QH = Calor absorbido en el tubo hogar El valor de )MAX nos permite calcular el valor de la temperatura máxima del metal del tubo hogar por aplicación de la fórmula 4 de UNE 9.300.3 tmax = ts + 15 + )MAX ( e/K + 1/N)ºC (22) siendo:

ts = Temperatura de saturación del vapor a la presión de diseño de la caldera e = espesor estimado del tubo hogar en mm K = 38.700 Kcal x mm/m2 x ºC N = 3440 Kcal/m2 x ºC El valor de tmax no podrá superar los 420ºC para acero del tipo A42RCI y los 450ºC para los tipos A47RCI y A52RCI. En todos los casos debe tenderse a la reducción de los valores de )MAX.


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TABLA VII CALORES ESPECIFICOS DE LOS GASES EN Kcal/Nm3 x ºC ºC

Fuel-oil Gasóleo Gas natural Propano Biogas

100

0,3275 0,3285

0,3260

0,3326

0,3321

200

0,3320 0,3330

0,3300

0,3360

0,3351

300

0,3365 0,3376

0,3350

0,3393

0,3381

400

0,3400 0,3410

0,3390

0,3426

0,3411

500

0,3450 0,3460

0,3441

0,3456

0,3440

600

0,3498 0,3508

0,3447

0,3486

0,3469

700

0,3539 0,3547

0,3518

0,3515

0,3495

800

0,3580 0,3588

0,3558

0,3546

0,3525

900

0,3620 0,3628

0,3600

0,3577

0,3556

1000 0,3665 0,3673

0,3646

0,3604

0,3582

1100 0,3700 0,3707

0,3678

0,3631

0,3610

1200 0,3738 0,3747

0,2718

0,3657

0,3636

Si por condicionantes del diseño, debemos reducir la temperatura de los gases al final del tubo hogar, podemos actuar, ya sea, aumentando el diámetro del tubo hogar o aumentando la longitud del mismo o aumentando ambos valores a la vez. Un diseño más económico se obtiene siempre estilizando la caldera, es decir, aumentando la longitud antes que el diámetro del tubo hogar. Esta necesidad de aumentar la longitud del tubo hogar por encima de los valores de la longitud de llama, se presenta en calderas de pequeña potencia, pues al necesitarse una determinada superficie de calefacción por convección en el haz tubular y ser relativamente bajo el número de tubos, la longitud debe ser aumentada, con lo que conlleva a recalcular de nuevo la temperatura al final del tubo hogar y el cálculo térmico realizado.


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4.2.- CAMARA TRASERA DE HOGAR Tras el tubo hogar, se sitúa una cámara, que en este estudio que estamos realizando, hemos supuesto del tipo húmedo, necesaria para poder realizar el giro de los gases para su posterior circulación por el haz tubular. En esta cámara la transmisión de calor se realiza por radiación, pues su temperatura aún es suficientemente elevada para ser considerada su radiación, así como por convección. Según la FIG.1, se debe considerar en esta cámara, la superficie de calefacción de las tres partes siguientes: Envolvente, placa trasera y placa tubular, que por no saber sus dimensiones no podremos cuantificar exactamente. Las dimensiones de esta cámara dependerán del diseño geométrico que hayamos escogido para la caldera, así como del diámetro del tubo hogar, del número de tubos y su diámetro del haz tubular, así como del caudal de gases que circula. En primera aproximación debemos estimar unos ciertos valores para cuantificar el calor absorbido en esta zona y poder conocer la temperatura de entrada de los gases al haz tubular. Para una cámara del tipo indicado en la FIG.1 recomendamos tomar un diámetro y longitud de cámara de acuerdo con la TABLA VIII que posteriormente ajustaremos, definido el haz tubular.


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TABLA VIII DIMENSIONADO DE LA CAMARA DE HOGAR (DH = Diám. Hogar) Producción vapor Kg/h Diámetro Longitud mm P<= 1000

1,58 DH

400

1000< P<= 5000

1,52 DH

500

5000 < P<= 10000

1,48 DH

550

P> 10000

1,46 DH

600

Las superficies de calefacción a considerar son: Envolvente:

S1 = ' x DCH x LCH m2

Placa trasera: S2 = (D2CH – D2B) x '/4 m2

(23) (24)

Placa tubular: S3 = '/4 x (D2CH – D2TH) – Nt x '/4 x dt2 m2 (25)


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siendo: DCH = Diámetro interior de la cámara de hogar en m DB = Diámetro exterior de la boca de acceso trasera en m DTH = Diámetro exterior del tubo hogar en m Nt = Número de tubos del haz tubular dt = Diámetro exterior de los tubos del haz tubular en m Como se ha dicho anteriormente la transmisión de calor se realiza por radiación y convección y el coeficiente de transmisión global de calor será: K = Kc + Kr (26) El valor de Kr puede ser tomado de la TABLA IX, con valores proporcionales para temperaturas intermedias.

TABLA IX COEFICIENTE DE TRANSMISION DE CALOR POR RADIACIÓN Kcal/m2,h.ºC TEMPERATURA DE PARED ºC Temperatura media ºC

160

180

200

220

700

11,4

11,7

12,0

12,2

800

14,4

14,8

15,1

15,4

900

16,1

16,5

16,9

17,3

1000

18,2

18,7

19,1

19,5

1100

20,4

20,9

21,3

21,8

1200

22,5

23,0

23,5

24,1


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Para estimar el valor de Kc partiremos del valor conocido para una determinada velocidad de gases en esta cámara, tomado como valor de referencia, ya que la velocidad en esta cámara es variable desde el valor que tiene a la salida del tubo hogar a la velocidad de entrada al haz tubular. Como velocidad tipo a utilizar en el cálculo tomaremos el valor de: w = Vh / 3600 x DCH x LCH Nm/s (27) Esta velocidad varía según tamaño de caldera de 0,4 hasta 2,4 Nm/s. Con esta hipótesis, podemos valorar el valor de Kc , dependiente igualmente de la temperatura de los gases, aplicando los valores de K0 de la TABLA X, basados en el valor de w = 1 Nm/s, a la fórmula K c = K0 x w0,75. (28)

TABLA X COEFICIENTE K0 POR CONVECCION PARA w = 1 Nm/s TEMPERATURA MEDIA ºC K0 Kcal/h.m2. ºC 700

3,9

800

4,5

900

4,8

1000

5,1

1100

5,3

1200

5,5

Como temperatura media entre la entrada y salida de los gases de la cámara de hogar tomamos tFH – 50ºC, en primera aproximación.


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El calor absorbido en cada una de las partes de la cámara de hogar será:

ENVOLVENTE: Q1 = S1 x (Kr + Kc) x #t Kcal/h

(29)

PLACA TRASERA: Q2 = S2 x (Kr + Kc) x #t + )MED x D2TH x '/4 Kcal/h PLACA TUBULAR: Q3 = S3 x (Kr + Kc) x #t Kcal/h

(30)

(31)

siendo #t la diferencia media logarítmica de temperaturas entre los gases a la entrada y salida de la cámara de hogar y la temperatura del agua contenida en la caldera que será la correspondiente a la temperatura de saturación a la presión de diseño. El calor absorbido en la cámara de hogar será: QCH = Q 1 + Q2 + Q 3 (32) y el calor restante a la entrada del haz tubular QEHT1 = QFH – QCH (33) que nos permite conocer la temperatura de los gases a la entrada del haz tubular pues la entalpía de los mismos es tEHT1 x ce = QEHT1/VH (34). En la TABLA VII deberemos encontrar una combinación de t y c e que nos de el valor de la entalpía encontrado.

4.3.- PRIMER HAZ TUBULAR La transmisión de calor en los haces tubulares de la caldera se calcula solo por convección, pues aunque a la entrada del primer haz (salida de la cámara de hogar) los gases están todavía a un temperatura en que su radiación es un valor apreciable, no se considera este valor que redunda en un diseño mas conservador, quedando como seguro en el diseño global de la caldera, dada la valoración aproximada que se toma en el cálculo del coeficiente de transmisión de calor por convección.


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El coeficiente K1 de convección en el haz tubular para gases circulando por su interior, depende de la velocidad de los gases, el diámetro interior de los tubos empleados, así como, de la naturaleza de los mismos y relación entre la longitud del tubo y su diámetro. En la TABLA XI se dan unos valores base de K 0 para unas determinadas temperaturas medias de los gases que nos permitirá encontrar el valor de K1 en función de la velocidad de los gases y el diámetro de tubo empleado. Como

temperatura

media

tomaremos

la

media

de

las

temperaturas entre la entrada y salida del haz tubular. En una primera aproximación como temperatura de salida de los gases del haz tubular pueden tomarse 450ºC, aunque después de realizar los primeros cálculos debe realizarse el ajuste de nuevo y hacer el recálculo.

TABLA XI COEFICIENTE K0 DE CONVECCIÓN PARA GAS NATURAL TEMPERATURA MEDIA ºc

K0 Kcal/h.m2.ºC

150

39,0

200

39,5

250

40,0

300

41,0

400

41,5

500

42,0

600

42,6

700

43,3

800

44,0


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El valor de K1 será: K1 = 0,09578 x K0 x w0,75/di0,25 (35) siendo:

K1 = Coeficiente de transmisión de calor por convección en Kcal/h.m2.ºC K0 = Coeficiente según TABLA XI w = Velocidad de los gases en Nm/s di = Diámetro interior del tubo empleado en el haz tubular en m La velocidad de los gases será: w = 4 x VH/3600 x ' x di2 x Nt1 Nm/s (36) siendo: Nt1 el número de tubos del haz tubular y la superficie de calefacción de este haz tubular será: SHT1 = Nt1 x ' x di x LHT1 m2

(37)

siendo: LHT1 la longitud del primer haz tubular en m, que de acuerdo con el diseño de caldera que hemos escogido es igual a la longitud del tubo hogar.


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El calor absorbido en el haz tubular será: QHT1 = Kc x SHT1 x #t Kcal/h (38) siendo:

#t la media logarítmica de la diferencia de temperaturas entre las temperaturas de los gases de entrada y salida t la temperatura de saturación del agua a la presión de diseño. Si t1 y t 2 son las temperaturas de entrada y salida de los gases y ts es la temperatura de saturación del vapor el valor de #t será:

#t $

t1 % t 2 (39) t1 % t s ln t 2 % t s

como que el valor de la temperatura t2 al final del haz es desconocida, deberemos encontrar una combinación de Nt y di que nos de una superficie de calefacción SHT1 que cumpla: Calor inicial – Calor absorbido = Calor final del haz Q1 – QHT1 = VH x t2 x ce (40) La solución debe encontrarse por tanteo de t 2 jugando con una velocidad de gases entre los 6 y 14 Nm/s, diámetros de tubo entre 33,1 hasta 76,1 mm, teniendo en cuenta que el coeficiente de transmisión de calor aumenta con la velocidad y disminuye con el aumento del diámetro de los tubos, siendo recomendable escoger tubos de diámetro pequeño para calderas de pequeña y mediana producción y aumentar éste para calderas de mayor producción. Como temperatura


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normal de los gases al final del primer haz tubular se pueden estimar de 425 a 475ºC. En las calderas de pequeña producción, una longitud del tubo hogar igual a la longitud de llama no será suficiente, debiéndose aumentar para disponer de suficiente superficie de calefacción en este primer haz.

4.4.- SEGUNDO HAZ TUBULAR Al final del primer haz tubular se coloca una caja de gases para obtener el giro de 180º de los gases para iniciar su recorrido por el 2º haz tubular. Esta caja debe estar convenientemente calorifugada para que la pérdida de calor de los gases en la misma pueda ser considerada nula y que la superficie exterior de la misma no sobrepase una temperatura de 40ºC superior a la ambiente. Bajo estas condiciones, podemos considerar que la temperatura de los gases a la entrada del segundo haz es la misma que la de salida del primer haz. Empleamos el mismo método de cálculo que el indicado para el primer haz, con la salvedad que ahora se conoce la temperatura de entrada de los gases y la temperatura de salida de los gases que será igual es la que se ha prefijado inicialmente como uno de los datos base del diseño. El calor absorbido en este haz será: QHT2 = VH x ( t2 x ce2 – t3 x ce3) Kcal/h (41) y la superficie de calefacción necesaria: Depósito Legal nº Z-2355-2005

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SHT2 = QHT2 / Kc x #t m2 (42) y el número de tubos: NT2 = SHT2 / ' x di x L c (43) siendo Lc la longitud de la caldera entre placas envolvente. Así pues, deberemos ajustar por tanteo que todos estos parámetros ajusten para que se cumplan las fórmulas anteriores.

4.5.- BALANCE TERMICO FINAL Terminado

el

diseño

térmico

y

cuadradas

las

diversas

temperaturas a lo largo del recorrido de los gases por la caldera, podemos establecer un resumen del balance térmico de la caldera similar al siguiente: Presión de diseño

=Pd Kg/cm2

Producción de vapor

= Q Kg/h

Temperatura agua alimentación

= Ta ºC

Calor producido por la caldera

Qv = Q x (iv – ia) Kcal/h

Combustible PCI Rendimiento

estimado

= & % = Qv / & Kcal/h

(1) Calor introducido en el hogar (2) Consumo de combustible

= (1) / PCI

(3) Volumen de gases

= (2) x V0 Nm3/h

(4) Temperatura Final tubo hogar

= tFTH ºC

(5) Calor absorbido en tubo hogar

= QTH Kcal/h

(6) Flujo calorífico medio

= )MED Kcal/h.m2

(7) Flujo calorífico máximo

= )MAX Kcal/h.m2

(8) Temperatura Máxima metal en tubo hogar (9) Calor absorbido en cámara trasera


= t MAX ºC = QCH Kcal/h

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(10) Temperatura Entrada gases 1er haz tubular

=

QHT1

Kcal/h (11) Número de tubos 1er haz tubular

= N1

(12) Diámetro y espesor tubos

= * x e mm

(13) Velocidad gases 1er haz tubular

= w1 Nm/s

(14) Temperatura salida 1er haz tubular

= t2 ºC

(15) Calor absorbido 1er haz tubular

= QHT1 Kcal/h

(16) Número de tubos 2º haz tubular

= N2

(17) Diámetro y espesor tubos

= * x e mm

(18) Velocidad gases 2º haz tubular

= w2 Nm/s

(19) Temperatura salida 2º haz tubular

= t3 ºC

(20) Calor absorbido 2º haz tubular

= QHT2 Kcal/h

(21) Pérdidas por radiación

= (1) x r Kcal/h

(22) Calor gases salida caldera

= (1) – (5 +9 + 15 + 20

+21) Kcal/h (23) Rendimiento calculado

=(1 – 21 – 22) / (1)

(24) Superficie de calefacción: Tubo hogar

= STH m2

Cámara hogar

= SCH m2

1er haz tubular

= SHT1 m2

2º haz tubular

= SHT2 m2

Superficie total

= STH + SCH + SHT1 + SHT2 m2

Esta superficie de calefacción, teniendo en cuenta que la Norma UNE la define como toda superficie bañada por los gases calientes de las paredes en contacto con el fluído a calentar, puede ser incrementada con las zonas bañadas por los gases de las placas tubulares de la envolvente de la caldera.


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4.6.- PERDIDA DE CARGA CIRCUITO DE GASES Finalizado el diseño térmico de la caldera, en que conocemos la temperatura y velocidades de los gases en las distintas partes de la misma, debemos calcular la pérdida de carga de circuito de gases, comprobando que la misma es un valor aceptable, ya que de la resistencia que ofrece la caldera a ser circulada por los gases de la combustión, depende el consumo eléctrico del ventilador de aporte del aire de combustión. Según sea el diseño de la caldera y su circuito de gases, calcularemos la pérdida de carga o contrapresión por la suma de pérdidas de cada una de las partes en que dividiremos el estudio. Tomando como base el diseño de una caldera pirotubular de hogar interior, cámara de hogar húmeda y dos pasos tubulares, calcularemos la pérdida de carga en: !

Tubo hogar

!


!

1er Haz tubular

!

Caja de gases delantera

!

2º haz tubular

!

Caja de gases trasera

!

Entrada a chimenea

De cada una de estas partes conocemos: !

Velocidad gases

!

Temperaturas de entrada y salida

Dividiremos los cálculos en los siguientes cálculos parciales: Depósito Legal nº Z-2355-2005

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+ Pérdida de carga a lo largo de un tubo

!

Tubo hogar

!

1er Haz tubular

!

2º haz tubular

+ Pérdida de carga por cambio de sentido

!

Cámara de hogar (180º)

!

Caja de gases delantera (180º)

!

Caja de gases trasera (90º)

+ Pérdida de carga por entrada o salida a un conducto Seguidamente, indicamos el cálculo a realizar en cada una de estas partes. Pérdida de carga a lo largo de un tubo o conducto Aplicamos la fórmula siguiente (1):

P e 273 ( t w1,75 # p $ 0,0112x 9,81 x 273 x d 1,25 xL(44) siendo:

#p = Pérdida de carga en mm H2O Pe = Peso específico de los gases en Kg/Nm 3 Fuel-oil 1

1,3122 Kg/Nm3

Fuel-oil 2

1,3175 Kg/Nm3

Gasóleo

1, 2996 Kg/Nm3


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Gas natural 1,2437

Kg/Nm3

t = Temperatura media entre la entrada y salida de los gases en ºC w = Velocidad de los gases en Nm/s d = Diámetro hidraúlico del conducto en m Para un tubo d = Diámetro interior Para un conducto de sección rectangular d = 4S/ siendo S la sección en m2 y U el perímetro en m. Pérdida de carga por cambio de sentido Aplicamos la fórmula siguiente (2):

P

e w # p $ " 2 x9,81

2

273 ( t (45) 273

siendo:

" = Coeficiente que depende de los grados del giro Para 180º = 2 Para 90º =1,5 El problema de este cálculo radica en que la velocidad tanto en la cámara de hogar como en las cajas es variable. Como regla práctica se aconseja tomar como velocidad para realizar el cálculo, la velocidad correspondiente a la sección transversal media. Pérdida de carga de entrada y salida Cada vez que cambiamos de zona:


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De tubo hogar a cámara de hogar De cámara de hogar a haz tubular De haz tubular a cámara de gases Etc. Se produce un cambio de velocidad de los gases de mas a menos o al revés que produce una pérdida de carga que se calcula de acuerdo con la siguiente fórmula (3):

# p$

Pe x(273 ( t ) x( w2 2 x 9,81x273

2

%w

2

1

) (46)

siendo: w2 y w1 = las velocidades de entrada y salida en Nm/s Debe notarse que si los gases se ralentizan se produce una depresión y si los gases se aceleran se produce un pérdida de carga positiva. Como ejemplo de cálculo presentamos un caso práctico de una caldera quemando gas natural (Pe = 1,2437 Kg/Nm3)

PARTE

w Nm/s

tºC

t mediaºC

Lm

#P mm H2O

Tubo hogar

1,85

1100

1600

2,811

0,15

Entrada c. hogar

1,85

1100

Cámara hogar

1,56

985

Entrada

1er haz 10,47

-0,29 985

1,25x0,5 1,42

870

28,47

tub. 1er haz tubular

10,47

870

Salida 1er haz tub. 10,47

420


645

2,811

41,65 -16,97

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Cámara del.gases 2,037

420

Entrada 2ºhaz tub. 13,401

420

2º haz tub.

13,401

420

Salida 2º haz tub.

13,401

250

Cámara trasera

1,278

250

Chimenea

8,853

250

420

1,6x0,3

1,33 28,23

385

3,442

56,30 -21,61

250

1,7x0,45 0,29 375

-

mm Entrada chimenea 8,853

250

250

375

9,32

mm Pérdida de carga total

128,39

4.7.- SOBRECALENTADORES Según sea el gradiente de temperatura sobre el valor de saturación el sobrecalentador deberá colocarse, como se ha dicho anteriormente, en la cámara de hogar si la diferencia supera los 50ºC o en la caja de gases delantera para diferencias inferiores. El sobrecalentador siempre es de diseño acuotubular, es decir, con el vapor a sobrecalentar circulando por el interior de los tubos y los gases circulando por el exterior. Para realizar el cálculo de la superficie de calefacción necesaria, debe contarse previamente con un diseño gráfico del espacio que disponemos para estudiar el recorrido tanto de los gases como del vapor mas apropiado y poder calcular la velocidad de los gases, como factor mas importante para el cálculo del valor del coeficiente de transferencia de calor, así como de la velocidad del vapor en el interior del serpentín, procurando que la pérdida de carga en el circuito del vapor sea un valor aceptable (10 al 15% del vapor de la presión de


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servicio), recordando que la presión del vapor en el interior de la caldera será igual al valor de la presión del vapor a la salida del sobrecalentador incrementada con el valor de la pérdida de carga en el circuito de vapor en el mismo. El primer cálculo a realizar es conocer la cantidad de calor que debe transmitirse de los gases al sobrecalentador para alcanzar el grado de sobrecalentamiento preciso en las condiciones de diseño. Teniendo en cuenta que el vapor a la salida de la caldera posee una determinada cantidad de agua de arrastre en su seno (Título), aplicaremos la fórmula siguiente: Q = M x (isc – is) x tit + M x (isc – ia) x (1 – tit)

(47)

siendo: Q = Cantidad de calor necesario en el sobrecalentador en Kcal/h M = Producción de vapor de la caldera en Kg/h isc = Entalpía del vapor sobrecalentado a la presión y temperatura nominales en Kcal/Kg.ºC is = Entalpía del vapor saturado a la salida de la caldera en Kcal/Kg.ºC ia = Entalpía del agua en las condiciones de presión a la salida de la caldera en Kcal/Kg.ºC tit = Título del vapor a la salida de la caldera en tanto por uno. Para la

realización

de

este

cálculo

puede

tomarse tit = 0,985 Conocida esta cantidad de vapor y sabiendo la temperatura de los gases a la entrada del sobrecalentador, debe calcularse la Depósito Legal nº Z-2355-2005

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temperatura de salida de los gases después del sobrecalentador. Para este cálculo s puede seguirse este sistema: Calor entrada :

Vg x tg x ce Kcal/h (48)

Sobrecalentador

El valor de Q antes calculado

Calor salida gases

Qs = Diferencia de los calores anteriores

Entalpía de los gases a la salida = Q s / Vg = tgs x ce

(49)

Mediante la TABLA VII encontraremos un valor de t y c que nos satisfaga la igualdad. Conocido los valores de las temperaturas de entrada y salida de gases y las temperaturas de entrada y salida del vapor, estamos en condiciones de encontrar la temperatura media logarítmica que debe aplicarse a la antes utilizada fórmula de Sc = Q/K x #t. El diseño del sobrecalentador procuraremos que sea siempre a contracorriente, en direcciones cruzadas y con posibilidad, siempre que sea posible, de poderse vaciar. El cálculo de K depende de varios factores, entre los que destacamos: velocidad de los gases, diámetro de los tubos, calor específico de los gases, conductibilidad de los gases, ángulo de incidencia de los gases con los tubos que forman el serpentín, distribución de los tubos (regular o tresbolillo),y número de filas del serpentín que atraviesan los gases. Para el tipo de gases que estamos utilizando, este valor depende principalmente de la velocidad de los gases y el diámetro del tubo del serpentín, con una relación del tipo K = f(w0,61 / de0,39 ) (50). Para una distribución de tubos regular con paso entre tubos de 0,125de +12 mm en horizontal y 3di mm en vertical, para tubo de 33,7 x 2,6 mm, velocidad de 6 Nm/s y temperaturas entre 400 y 600ºC el valor de K es aproximadamente de 60 Kcal/h.m2. ºC. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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Si el sobrecalentador está situado al final del tubo hogar, con temperaturas de gases alrededor de los 1000ºC, el valor de K será la suma del coeficiente de transmisión por convección, del orden del 15% superior al antes indicado, incrementado con el coeficiente de radiación como se indicó en la parte dedicada al diseño de la cámara de hogar. Conocida la superficie de calefacción, sabremos los m de tubo que debe tener el sobrecalentador y por lo tanto su diseño, teniendo en cuenta que la velocidad del vapor sobrecalentado no sobrepase la velocidad de 30 m/s. Finalizado el diseño del sobrecalentador, debe calcularse la pérdida de carga del vapor en su recorrido por el sobrecalentador, comprobando que la misma no supere la pérdida de carga máxima prevista que suele estar entre 1 a 2 Kg/cm 2. Si se desease un sistema de control de la temperatura del vapor sobrecalentado, teniendo en cuenta de que para condiciones de servicio

inferiores

a

las

nominales

la

temperatura

del

vapor

sobrecalentado tiende a ser superior a la de las condiciones nominales, debemos diseñar el sobrecalentador en dos etapas con un sistema de inyección de agua o vapor saturado entre la primera y segunda etapa controlado por un regulador PIC y una sonda de temperatura a la salida del vapor sobrecalentado. Atención especial debe darse a los colectores de entrada y salida del vapor para que su diámetro no nos produzca problemas de distribución de vapor a los distintos serpentines conectados al mismo. Como regla práctica propongo que el colector tenga un 50% mas de sección que la de todos los tubos conectados al mismo (entradas y salidas).


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4.8.- ECONOMIZADORES Para mejorar el rendimiento de la caldera, aprovechando al máximo el calor sensible de los gases, antes de su evacuación a la atmósfera, podemos instalar un economizador a la salida de gases de la caldera, que normalmente, en este tipo de calderas es un equipo adicional y no forma parte integrada de la caldera propiamente dicha. Los economizadores son normalmente de tipo acuotubular fabricados con tubo de acero liso oleteado, pudiendo ser estas aletas de acero o aluminio, teniendo en cuenta que este material solo puede emplearse si los gases están exentos de SO2 (gas natural, propano, etc.) o la temperatura no supera los 300ºC. Para diseñar un economizador debemos conocer los siguientes datos de partida:

o

Temperatura de entrada y salida de gases

o

Temperatura de agua de alimentación

o

Tipo y caudal de gases

o

Producción de vapor de la caldera con el economizador instalado.

La temperatura de entrada de gases al economizador es igual a la temperatura de salida de gases de la caldera. La temperatura de salida de gases del economizador, es un dato a fijar en las condiciones de diseño teniendo en cuenta la naturaleza de los gases, con el fin evitar el peligro de corrosión por punto de rocío debido a la condensación del agua contenida en los gases y el SO2 de los mismos con el resultado final de formación de SO 4H2.


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Si los gases provienen de la combustión del fuel-oil es recomendable no descender de los 180ºC, como temperatura de salida de gases en condiciones nominales de servicio, recomendando que la temperatura de entrada de agua al economizador no sea inferior a los 130ºC. Si el combustible empleado es gasóleo podemos tomar como temperatura de salida de gases 170ºC con temperatura de agua de alimentación no inferior a los 100ºC. Si el combustible es gas natural, propano, etc. La temperatura de salida de gases puede ser tan baja como se quiera, como así mismo la temperatura del agua de alimentación, teniendo en cuenta de que el material del economizador deberá ser de inoxidable si la temperatura del agua es inferior a los 75ºC o la temperatura de los gases desciende de los 120ºC en condiciones nominales de diseño. Como que la decisión de instalar un economizador depende de la amortización del mismo en función de los ahorros obtenidos, en general como temperatura de salida de gases mínima tomaremos de 140 a 150ºC y 75ºC como temperatura mínima del agua de alimentación. Si el agua de alimentación tiene una temperatura inferior a la que es necesaria, como se ha indicado antes, el mejor sistema es realizar su precalentamiento mediante un intercambiador vapor/agua antes de la entrada de la misma al economizador, retornando los condensados al depósito de alimentación. Para evitar la instalación de este sistema de precalentamiento, algunos fabricantes disponen de una superficie de intercambio formada por un serpentín colocada el la cámara de vapor de la caldera. Esta solución económicamente muy favorable, tiene el inconveniente de limitar el acceso al interior de la caldera con los inconvenientes derivados en los trabajos de inspección, limpieza y mantenimiento.


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El caudal de agua que debe circular por el economizador es el que corresponde a la producción de vapor con el economizador instalado incrementado con el caudal de agua de la purga continua. Normalmente este valor lo desconoce el diseñador, salvo que la unidad vaya destinada a una instalación determinada, por lo que en general no se tiene en cuenta. Como se ha dicho un economizador aumenta el rendimiento de la caldera por lo que el consumo de combustible es inferior al correspondiente a la producción de la caldera nominal de la caldera sin economizador. Pero en ciertos casos las condiciones de diseño imponen que se mantenga el consumo nominal de combustible de la caldera sin economizador y se aumente la producción de vapor en la proporción del aumento de rendimiento. Conocidos todos estos datos, podemos establecer los cálculos a realizar: La temperatura de salida de agua del economizador (siempre inferior a la temperatura de saturación a la presión de servicio, para evitar la formación de vapor) será: t1 = t0 + 0,98 x Vg x (tg1 x ce1 – tg2 x ce2)/M

(51)

siendo: t1 = Temperatura de salida del agua en ºC t0 = Temperatura de entrada de agua en ºC Vg = Volumen de gases en Nm 3/h tg1 = Temperatura de los gases a la entrada en ºC ce1 = Calor específico de los gases a la entrada en Kcal/Nm3.ºC Depósito Legal nº Z-2355-2005

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tg2 = Temperatura de los gases a la salida en ºC ce2 = Calor específico de los gases a la salida en Kcal/Nm3.ºC M = Caudal de agua en Kg/h El coeficiente de 0,98 se toma en previsión de las pérdidas por radiación de las paredes del economizador. Conocidos estos valores podremos calcular el valor de la temperatura media logarítmica, teniendo en cuenta de que diseñaremos el economizador a contracorriente y colocado siempre vertical, con el fin de facilitar su vaciado, y aplicaremos la clásica fórmula de la transmisión de calor por convección para encontrar el valor de la superficie de calefacción: Sc = M x (t1 – t2)/K x #t

(52)

la única dificultad que presenta la aplicación de esta fórmula es determinar el correcto valor de K que para economizadores de tubo liso podemos seguir el método indicado para el diseño del sobrecalentador, pero si el tubo es aleteado la dificultad es superior por los diferentes tipos de superficies extendidas, ya que este valor, además de depender principalmente de la velocidad de los gases depende del tipo de aleta, dimensiones de la misma y del tubo al que va unida, además del paso entre aletas. Finalmente debe indicarse que para evitar problemas de corrosión principalmente cuando el combustible que utiliza la caldera es el fueloil, en los momentos de puesta en marcha o circunstancias de baja temperatura

de

agua

de

alimentación,

se

debe

diseñar

el

economizador con un sistema de bypas de gases o de agua, de


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funcionamiento automático mediante una sonda de temperatura a la salida de gases del economizador.

4.9.- CALDERAS DE RECUPERACION Dentro de los diversos tipos de calderas, con diseño apropiado, para la recuperación de calor de los gases calientes de escape de los equipos generadores utilizando un combustible fósil (líquido o gaseoso) están las calderas pirotubulares con un haz tubular, normalmente de un solo paso, sumergido en agua, ya sea para producir vapor, agua caliente o sobrecalentada. El diseño de la caldera, debe realizarse conjuntamente con la instalación general del sistema, cuya representación esquemática se indica en la FIG. 2

El conjunto de la instalación debe cumplir con una serie de condiciones, según sea el tipo de generador de gases calientes y el tipo de combustible empleado.


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1.-La pérdida de carga del sistema no debe ser superior a 150 mm en el caso de emplear motores diesel y de 250 mm en el caso de turbinas. 2.-La temperatura de salida de gases a la atmósfera debe ser la menor posible, con el fin de recuperar el máximo posible del calor de los gases de escape, así pues, normalmente estas instalaciones incorporan economizadores, por lo que debe procurarse que la temperatura de los gases no sea inferior al punto de rocío de los mismos, con el fin de evitar condensaciones. NOTA: En determinados casos, pueden diseñarse, con el uso de materiales especiales, economizadores a condensación.

3.-La “approach temperatura” (diferencia de temperatura entre la temperatura de saturación y la temperatura de salida del agua del economizador) debe ser mayor que 0 y cuanto mayor sea, mas seguridad habrá de no producirse vapor a baja carga. 4.-El valor del “pinch point” (diferencia entre la temperatura de salida de los gases de la caldera y la temperatura de saturación) tiene una especial importancia en la cantidad de calor recuperado en la caldera y relativamente una menor superficie de calefacción a un mayor valor del “pinch point”, con necesidad de una mayor recuperación de calor en el economizador.

4.9.1.- CONDUCTO DE GASES A mayor velocidad de gases tenemos una sección mas reducida que abaratará su coste y correlativamente la correspondiente válvula de by-pass y compensadores de dilatación que habrá que instalar. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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Consideraciones prácticas y técnicas recomiendan tomar 20 m/s como velocidad tipo, reduciendo este valor para conductos largos y/o con muchas curvas. Para dimensiones hasta 1000 mm, es recomendable realizar los conductos de sección circular con chapa de espesor hasta 4 mm. Para mayores dimensiones se recomiendan conductos de sección rectangular con chapa de 6 mm de espesor y los convenientes refuerzos, considerando la presión de diseño, su trazado y las vibraciones, en el caso de instalaciones con motores diesel. En ningún caso deben existir codos bruscos a 90º, por la fuerte pérdida de carga que representan (Fór.53) que para w=20 m/s y t=425 ºC da una pérdida de 15,5 mm de H2O. En principio es recomendable utilizar curvas con r=1,5D que reducen las pérdidas en un 70 %.

# p

P e 273 ( t $ 1,5 x 2 g xw 2 273 (53)

siendo :

#p = Pérdida de carga en mm Pe = Peso específico de los gases en Kg/Nm 3 w = Velocidad de los gases en Nm/s t = temperatura de los gases en ºC En este apartado, es importante el estudio del aislamiento apropiado, con el fin de minimizar las pérdidas por radiación y convección de los conductos, así como, tener una temperatura exterior aceptable desde el punto de vista de seguridad. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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El estudio de transmisión de calor de este aislamiento varía según sea el conducto de sección circular o cuadrada y el cálculo del espesor es función de la temperatura de los gases, de la temperatura ambiente y del valor fijado como temperatura exterior del aislamiento. Realizar un cálculo de espesor económico, daría como resultado, temperaturas exteriores del mismo inaceptable desde el punto de vista de seguridad, por lo que como datos de diseño pueden tomarse 50 ºC como temperatura exterior del aislamiento con una temperatura ambiente de 30 ºC. Bajo estas condiciones y con lana de roca mineral de 70 Kg/m3 y exterior de aluminio el espesor de aislamiento recomendado se resume en la TABLA XIl.


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TABLA Xll ESPESORES DE AISLAMIENTO CONDUCTO CIRCULAR TEMPERATURA GASES ºC

mm

250

300

350

400

450

500

550

300 – 400

80

120

120

160

160

240 24 0

280

450 – 700

80

120

120

160

200

240 24 0

320

750 -1000

80

120

160

200

200

280

360

120

160

200

240

280

CONDUCTO RECTANGULAR -

80

120

Una vez definido el conducto de gases y su trazado, se debe calcular la pérdida de carga del mismo, que será función de: -

velocidad de los gases en Nm/s

-

temperatura de los gases en ºC

-

longitud

-

curvas

-

diámetro hidraúlico (4 x sección / perímetro)

A continuación se ofrece la TABLA XIII de pérdidas de carga de conductos de gases en mm de H2O a una velocidad de 20 Nm/s y 10 m de longitud, para distintas temperaturas y diámetros hidráulicos, Para otros valores de w, t y d hid puede emplearse la relación indicada en (54).


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# p

2

w2 1,75 d h1 1,25 273 ( t 2 $ # p1 x( w ) x( d ) x( 273 ( t ) (54) 1 1 h2

La pérdida de carga en mm H2O para curvas con R/D = 1,5 (90º) la obtenemos por aplicación de la fórmula (53) con un coeficiente de forma 0,365 en vez de 1,5 y tomando Pe = 1,295 Kg/m3 obtenemos la TABLA XlV: En el cómputo de la pérdida de carga del circuito de gases hasta la caldera, deberá considerarse 3-5 mm como pérdida de carga adicional producida en la válvula de by-pass.

TABLA Xlll PERDIDA DE CARGA EN CONDUCTOS RECTOS DIAMETRO HIDRAULICO ºC

500

750

1000

1250

1500

1750

2000

350

3,6

2,1

1,5

1,1

0,9

0,7

0,6

400

3,3

1,9

1,4

1

0,8

0,7

0,57

450

3,2

1,8

1,3

1

0,8

0,65

0,55

TABLA XIV PERDIDA DE CARGA CURVA 90º R/D=1,5 #p

mm H2O

TEMPERATURA ºC 350

375

400

425

450

500

4,6

4,1

3,9

3,8

3,6

3,4


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4.9.2.-CALDERA La transmisión de calor, en el nivel de temperaturas de gases que estamos considerando, se produce por convección, pues en este estudio no consideramos los sistemas de recuperación de calor con quemador incorporado en vena de aire ni los sistemas de recuperación de calor de los gases a la salida de hornos de incineración. La superficie de calefacción necesaria se obtiene por aplicación de (55), en donde K depende de la velocidad de los gases y el diámetro de los tubos principalmente; Q depende del volumen de los gases y las temperaturas de entrada y salida de éstos de la caldera y dt se obtiene según la FIG.3 con ts como temperatura de saturación y t0 y t1 como temperaturas de los gases de entrada y salida.

Salta a la vista que existen un sinnúmero de combinaciones posibles que nos darán diseños diferentes de calderas, según sean los parámetros fijos que elijamos. Para calcular la superficie de calefacción aplicamos la fórmula de transmisión de calor, varias veces citada: S = Q/K x #t (55)


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En nuestro caso vamos a establecer unas tablas de valores de K en función de una velocidad variable de 6 a 13 Nm/s con tubos de 1” hasta 3”, así como, unos coeficientes en relación a unos parámetros base

TABLA XV VALORES RELATIVOS DE K EN FUNCION DE di Y w di

VELOCIDAD DE LOS GASES w en Nm/s

mm

6

7

8

9

10

11

12

13

82.5

0,685

0,769

0,850

0,928

1,005

1,079

1,152

1,22

70,3

0,713

0,800

0,884

0,966

1,046

1,123

1,152

1,27

54,5

0,760

0,853

0,943

1,030

1,114

1,197

1,199

1,35

43,1

0,806

0,904

1,000

1,092

1,182

1,269

1,278

1,43

37,2

0,836

0,938

1,O37

1,133

1,226

1,317

1,355

1,49

28,5

0,893

1.003

1,108

1,211

1,310

1,408

1,406

1,59

(w= 8 Nm/s y di= 43,1 mm) para conocer el número de tubos y la longitud de la caldera. La fórmula que nos relaciona K con w y di es de la forma K = f ( w0,75 / d0,25) (56), por lo que conociendo un determinado valor de K1 para unas determinadas condiciones de w y di el valor de K2 = K1 x ((d1/d2)0,25/(w1/w2)0,75). (57) El análisis de esta relación, indica que a mayor velocidad, mayor valor de K y a menor diámetro de tubo, mayor K.


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El número de tubos NT se obtiene por aplicación de la fórmula siguiente:

N t $

V G d i2 3600 xwx' 4

(58)

siendo : VG = Volumen de gases en Nm3/h w = Velocidad de los gases en Nm/s di = Diámetro interior del tubo en m La relación entre NT para distintas condiciones de w y d i es la siguiente : NT2 = NT1 x (w1/w2) x (di1/di2) (59) que expresamos en la TABLA XVl de valores relativos de NT para NT = 1 con w1 = 8 Nm/s y di = 43,1 mm.

TABLAXVl VALORES RELATIVOS DE NT EN FUNCION DE di Y w di

VELOCIDAD DE LOS GASES en Nm/s

mm

6

7

8

9

10

11

12

13

82,5

0,364

0,312

0,273

0,243

0,218

O,199

0,182

0,17

70,3

0,500

0,430

0,376

0,334

0,300

0,274

0,251

0,23

54,5

0,834

0,715

0,926

0,556

O,500

0,455

0,348

0,31

43,1

1,333

1,430

1,000

0,888

0,800

0,728

0,667

0,62

37,2

1,789

1,534

1,443

1,192

1,074

0,977

0,895

0,83

28,5

3.049

2,613

2,287

2,032

1,830

1,664

1,525

1,41


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De la misma forma podemos establecer una TABLA de longitudes relativas de la caldera Lc para unas determinadas condiciones de temperatura de entrada y salida de gases, dependiendo solo de d i y w, según la siguiente relación : Lc2 = Lc1 x(w2/w1)0,25(d2/d1)1,25 (60) tomando Lc1 = 1 para w = 8 Nm/s y di = 43,1 mm. El análisis de la fórmula anterior indica que la longitud de una caldera aumenta con la velocidad de los gases y con el diámetro de los tubos empleados.

TABLA XVI VALORES RELATIVOS DE Lc EN FUNCION DE di Y w di

VELOCIDAD DE LOS GASES Nm/s 6

7

8

9

10

11

12

13

82,5

2,096

2,178

2,252

2,319

2,381

2,438

2,492

2,55

70.3

1,716

1,783

0,844

1,899

1,949

2,000

2.040

2,08

54,5

1,248

1,297

1,341

1,381

1,418

1,452

1,484

1,52

43,1

0,931

0,967

1,000

1,030

1,058

1,083

1,107

1,13

37,2

0,774

0,805

0,832

0,857

0,880

0,901

0,921

0,94

28,5

0,555

0,577

0,597

0,614

0,631

0,646

0,660

0,68

El análisis de los valores relativos en la valoración económica del material y mano de obra a emplear según sea la solución adoptada en relación al diseño tipo (di = 43,1 y w= 8), según el valor NT x Lc x PT + NT x MO (61) con:


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PT = Pta/m del tubo NT = Número de tubos MO = Coste unitario de la mano de obra para entubar un tubo reduce los posibles diseños a las soluciones viables mas económicas siguientes : di = 43,1 mm

w = 7 a 10 Nm/s

di = 37,2 mm

w = 8 a 13 Nm/s

di = 28,5 mm

w = 10 a 13 Nm/s

El cálculo de la longitud de la caldera Lc se realiza por aplicación de la fórmula (62) que depende de la diferencia de temperaturas entre entrada y salida de gases, de la velocidad de los gases, su naturaleza y el diámetro del tubo escogido, sin tener ningún tipo de influencia el caudal de estos gases. t 0 c0 % t1c1 Lc $ 900 xwxd i x (62) Kx#t

siendo: Lc = Longitud de la caldera en m co y c 1 = Calores específicos del gas a la entrada y salida en Kcal/Nm3 . ºC K = Coeficiente de transmisión del calor por convección en Kcal/ h.ºC. m2 Finalmente, según sea el tipo de combustible empleado, recomendamos tener en consideración el eventual ensuciamiento del haz tubular para escoger el tamaño de tubo a emplear. Nuestra recomendación es : Depósito Legal nº Z-2355-2005

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Gas natural: di = 28,5 – 37,2 – 43,1 mm Gasóleo

: di = 37,2 y 43,1 mm

Fuel-oil : di = 43,1 mm Una vez que conocemos la longitud del haz tubular, el tubo empleado y la velocidad de los gases, estamos en condiciones de entrar en el estudio de la pérdida de carga del circuito de gases a su paso por la caldera de recuperación. La pérdida de carga se compone de : -

Pérdida de carga a la entrada de la caldera

-

Pérdida de carga a través del haz tubular

-

Pérdida de carga a la salida de la caldera

Conocida la pérdida de carga permitida en el sistema, la posible pérdida de carga en la caldera será: dp caldera = dp permitida – ( dp conductos + dp economizador) En general, el diseño de la caldera es mas económico en razón inversa a la pérdida de carga, por lo que debe tenderse a la mayor pérdida de carga posible sin sobrepasar el valor máximo permitido con un margen de seguridad del 10 %.


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Según sea el trazado del circuito de gases, la entrada de los mismos se realizará en forma axial (FIG.4) o por el frontis de la caldera (FIG5), siendo la salida de gases normalmente axial. De acuerdo con la entrada de gases, la pérdida de carga a la entrada de la caldera será distinta y superior en el caso de entrada axial (FIG.4). Como velocidad de llegada de gases tomamos 20 m/s y velocidad de salida de la caldera de 7 Nm/s. Como que la velocidad de los gases en los conductos la hemos fijado en 20 m/s con independencia de su temperatura, cuanto mayor sea ésta, mayor será la pérdida de carga a la entrada de la caldera. Damos a continuación la TABLA XVIIl de la pérdida de carga, tanto a la entrada de la caldera según las FIG. 4 y 5 como a la salida de la caldera para diversas velocidades de los gases en el haz tubular ( a mayor velocidad, menor diámetro de caldera).


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TABLA XVIIl PERDIDA DE CARGA mm H2O Nm/s

8

9

10

11

12

13

FIG.4

9 a 13

12 a 16

14 a 20

17 a 24

20 a 28

24 a 33

FIG.5

0a4

2a7

3 a 11

5 a 15

8 a 19

11 a 24

SALIDA

6

Para el cálculo de la pérdida de carga a través del haz tubular, damos la TABLA XlX de pérdida de carga en mm H2O/m de largo, válida para tubos de 43,1 mm , velocidades de gases entre 6 y 13 Nm/s con temperaturas de gases de entrada entre 300 y 525 ºC y salida de 200 ºC, supuesta una temperatura de saturación del vapor de 183 ºC ( 10 Kg/cm2). La pérdida de carga del haz tubular de longitud Lc se hallará por aplicación de la fórmula (64) con aplicación de un coeficiente según di del tubo empleado con el valor de f de acuerdo con la relación f = (d1/d2)1,25 (63)


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TABLA XlX PERDIDA DE CARGA EN HAZ TUBULAR mm H2O/m ºC

VELOCIDAD DE LOS GASES Nm/s 6

7

8

9

10

11

12

13

300

3,4

3,9

5,4

6,4

7,8

9,2

10,8

12,4

325

3,5

4,0

5,5

6,6

8,0

9,4

11,1

12,7

350

3,6

4,1

5,7

6,7

8,2

9,6

11,3

13,0

375

3,7

4,2

5,8

6,9

8,4

9,9

11,6

13,3

400

3,7

4,3

5,9

7,0

8,6

10,1

11,8

13,6

425

3,8

4,4

6,0

7,2

8,7

10,3

12,1

13,9

450

3,9

4,5

6,2

7,3

8,9

10,5

12,3

14,2

465

4,0

4,6

6,3

7,5

9,1

10,7

12,6

14,5

500

4,1

4,7

6,4

7,6

9,3

11,0

12,9

14,8

525

4,2

4,8

6,6

7,8

9,5

11,2

13,1

15,1

La fórmula a aplicar para obtener la pérdida de carga en un haz tubular es: dpT = dp0 x Lc x f (64) siendo: dpT = Pérdida de carga del haz tubular en mm H2O dp0 = Pérdida de carga según tabla XVIII


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Lc = Longitud del haz en m f = Coeficiente según fórmula (63) y que se indica en la siguiente TABLA

di

f

82,5

0,44

70,3

0,54

54,5

0,74

43,1

1,00

37,2

1,20

28,5

1,76

Veamos una aplicación práctica de cuanto antecede al eventual diseño de una caldera pirotubular para la recuperación del calor de los gases de escape de una turbina a gas natural con temperatura de gases a 425 ºC para la producción de vapor saturado a 10 bar. Supuesta una temperatura de salida de gases de la caldera de 200 ºC, la longitud de la caldera será según el diámetro de tubo empleado y con velocidad variable de 7 a 13 Nm/s, las indicadas en la TABLA XX.


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TABLA XX LONGITUD CALDERA m di

VELOCIDAD GASES Nm/s

mm

7

8

9

10

11

12

13

43,1

6,45

6,67

6,87

7,05

7,22

7,38

7,53

37,2

5,37

5,55

5,71

5,87

6,01

6,14

6,26

28,5

3,85

3,98

4,10

4,21

4,31

4,40

4,49

Si la resistencia máxima en el circuito de gases no puede superar los 150 mm H2O, la pérdida de carga admisible en la caldera será de 150 mm menos la pérdida de carga en el circuito de llegada de los gases y la eventual pérdida de carga en el economizador que pude estimarse de unos 30 mm H2O. Se supone que el conducto de llegada está formado por un conducto de 10 m con una curva y lleva intercalada una válvula de bypass. Según sea el volumen de gases, la pérdida de carga hasta la entrada de la caldera será : Conducto : 3,25 a 0,56 mm Curva 90º: 3,8 mm Válvula : 4 mm

TOTAL : 11,05 a 8.36 mm H2O Suponemos que el diseño de la caldera es según FIG.5, con una pérdida de carga de los gases a la entrada y salida para las velocidades


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indicadas de acuerdo con los valores siguientes con una pérdida fija de salida de 6 mm. W Nm/s

7

8

9

10

11

dp mm

7

8

9,5

12,5 16

12

13

19,5 23

Tomando el valor máximo de 11 mm en el conducto, 30 mm para el economizador y el 10% de la pérdida de carga total (15 mm) como seguridad, la pérdida de carga admisible máxima en el haz tubular será:

w Nm/s

7

8

9

10

11

dp mm

87

86

84,5 81,5 78

12

13

74,5 70,5

Calculamos la pérdida de carga en el haz tubular por aplicación del sistema citado anteriormente, obteniéndose la TABLA siguiente:

TABLA XXl PERDIDA DE CARGA HAZ TUBULAR mm H2O di

VELOCIDAD GASES Nm/s

mm

7

8

9

10

11

12

13

43,1

28,4

40

49,5

61,3

74.4

89,3

105

37,2

28,3

40

49,4

61,2

74,2

89,1

105

28,5

28,3

39,9

49,2

61,1

74

88,9

105

La solución a adoptar es la correspondiente a una velocidad de 11 Nm/s, valorando para los distintos diámetros de tubo, la solución mas


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económica (Materiales + Mano de obra) que podría ser el diseñar la caldera con tubo de 37,2 mm de diámetro interior.

4.9.3.-ECONOMIZADOR Para mejorar el rendimiento de la instalación de recuperación de calor, aprovechando al máximo el calor sensible de los gases, antes de su evacuación a la atmósfera, se instalan economizadores a la salida de gases de la caldera, calentando el agua de alimentación, antes de su entrada a la caldera.

En el diseño del economizador intervienen varios factores que influyen poderosamente en su diseño. * La temperatura t2 deberá ser superior al punto de rocío de los gases para evitar su condensación. Para el fuel-oil puede tomarse 170 ºC


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si tA >=125 ºCº. Para gas natural el valor de t2 puede ser mucho mas bajo pero siempre superior a los 120 ºC con tA >= 75 ºC. * El valor de tE deberá ser siempre inferior a la temperatura de saturación del vapor en la caldera con el fin de evitar en lo posible la formación de

vapor en el economizador. Este valor según la fórmula

(12) dependerá de la temperatura de los gases a la entrada y salida de la caldera, así como, de la temperatura de salida de los gases del economizador. La influencia de la entalpía del vapor es mínima dada la pequeña variación que existe en este valor.

t E $

(t1c1 % t 2 c2 )(iv % t a ) (t 0 c0 % t 2c2 ) x 0,97

( t a

(67)

siendo: iv = entalpía del vapor en Kcal/h 0,97 = 1 – pérdidas por radiación del sistema t0 , c0 = condiciones de entrada de los gases a la caldera. En general cuanto mas alta sea la diferencia (t1 – tE) y/o (t2 – tA) mayor será el valor de #t (66) y menor el coste del economizador.

S ECO

$

V0 (c1t1 % c2 t2 ) (68) x#t

siendo: SECO = Sup. Calefacción del economizador en m 2

#t = fórmula (66) K = Coeficiente Transmisión de calor.


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Asimismo, el valor de #t de la caldera será mayor y el coste de la caldera menor. Así pues, hay que ajustar el valor de tE al máximo posible. Visto cuanto antecede, ante el diseño de una instalación de recuperación de calor, debe empezarse el cálculo por fijar las temperaturas de salida de gases a la atmósfera y de entrada de agua a la caldera. La adecuación de una temperatura apropiada de agua a la entrada del economizador puede resolverse ya sea mediante un intercambiador de placas (FIG.7) en que el agua de alimentación a temperatura t0A se calienta hasta la temperatura tA con el agua caliente a la salida del economizador a temperatura tE.

Debe mencionarse de inmediato que la temperatura de salida de gases a la atmósfera no puede fijarse libremente (t2) de otros parámetros de diseño, como puede ser la temperatura de gases (t0) de entrada al sistema, la presión de vapor y la temperatura de alimentación. La temperatura de salida de gases de la caldera (t1) siempre será superior a la temperatura de saturación, por lo que al aumentar la presión de vapor, mayor cantidad de calor habrá que recuperar en el economizador, cantidad que vendrá limitada porque la temperatura (tE) de agua a la


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salida del mismo no puede superar la temperatura de saturación para evitar la vaporización del agua en el economizador. Así mismo, la temperatura (t0) de entrada de gases al sistema influye en la cantidad de vapor generado, por lo que a mayor temperatura de gases, se puede aprovechar mas calor en el economizador a una mayor presión. Normalmente,

como

superficie

de

calefacción

en

los

economizadores se utiliza tubo aleteado para poder disponer de mayor superficie de contacto con los gases en menor espacio. Para gas natural y gasóleo pueden utilizarse tubos de acero con aletas de aluminio o acero, pero para la combustión de fuel, dado su contenido de azufre, las aletas deberán ser de acero.

5.- DISEÑO MECANICO Disponiendo de los parámetros de las distintas superficies de calefacción que se han obtenido por medio de los cálculos realizados en el diseño térmico anterior, debemos pasar al dimensionado de la caldera propiamente dicha, teniendo siempre en cuenta las normas y limitaciones del Código de diseño que se haya escogido y que en este estudio será el de la NORMA UNE 9.300. Como en todo este estudio, basamos esta exposición en una caldera pirotubular de tres pasos y hogar central. El estudio dimensional debe empezarse por la cámara de hogar, comprobando la bondad del diámetro de la misma, sin necesidad de retocar este cálculo, salvo que el diámetro real de esta cámara sea muy distinto del estimado.


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En la FIG. 8 se esquematiza una vista de la placa tubular de la cámara de hogar con el significado siguiente de las cotas:

DH = Diámetro exterior del tubo hogar DCH = Diámetro interior de la cámara de hogar (Dimensión buscada) A = Espacio entre unión del tubo hogar y soldadura entre placa/envolvente de la cámara de hogar. B = Espacio libre entre tubo hogar y haz tubular C = Espacio libre entre final del haz tubular y soldadura entre placa/envolvente de la cámara de hogar. Los valores de A y C deben establecerse solo desde un punto de vista constructivo y su valor mínimo recomendable es: A = 40 mm

C = 40 + de/2 mm (de = Diámetro exterior del tubo)

El valor de la cota B viene definida en UNE 9.300.3 como espacio mínimo necesario entre hogar y haz tubular y cuyo valor es de un 5% del diámetro de la envolvente de la caldera con un mínimo de 50 mm y un máximo de 100 mm, considerada esta cota entre el exterior del tubo


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hogar y el exterior del tubo. Como el diámetro de la envolvente en esta fase es desconocido, debemos estimar el valor de B entre los valores indicados en función del diámetro que pueda estimarse de la envolvente y ajustándolo posteriormente. Para la distribución de los tubos en la zona tubular alrededor del tubo hogar, podemos utilizar una distribución al tresbolillo o circular como se indican en las figuras 9 y 10.

El paso mínimo entre tubos t, para tubos mandrilados y soldados (sistema mas recomendable) se indica en la citada NORMA y es: t = 0,125 d + 12,5 mm, (69) siendo d el diámetro del agujero en mm en donde debemos alojar el tubo.

Según sea el número de tubos, su diámetro y su distribución alrededor del tubo hogar, deberemos utilizar una u otra distribución para encontrar la solución que de por resultado el menor diámetro de esta cámara de hogar.


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Resuelto este paso debemos situar el 2º haz tubular y la envolvente de la caldera En la FIG.11 se indica el diseño de la sección de la caldera que hemos tomado como base de esta exposición, con el hogar en posición central y el segundo haz tubular, dividido en dos partes y colocadas en los laterales de la cámara de hogar. Si el diseño de la caldera es de hogar lateral, el paquete del 2º haz estará agrupado en un lado de la caldera y el hogar con su cámara en el otro. Estas distribuciones son solo ilustrativas de otras muchas posibles, con la única limitación de la imaginación del diseñador y las facilidades de mantenimiento, inspección y reparación que toda caldera debe poseer.

Las cotas que se indican en la FIG. 11 significan:


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D = Espacio libre entre cámara de hogar y envolvente y que se recomienda que sea de 100 mm E = Espacio libre entre cámara de hogar y haz tubular que se recomienda de 50 mm G = Espacio libre entre haz tubular y diámetro interior de la envolvente (DE) que se recomienda que sea de 40 + d/2 mm l = Altura de agua a nivel medio sobre la zona mas alta de la superficie de calefacción. Este valor es igual a la altura de nivel de agua de seguridad (según Reglamento vigente es de 70 mm, pero en el futuro Código Europeo de diseño de Calderas se exigirá que sea de 100 mm) mas la altura de agua de trabajo entre el nivel mínimo y el nivel medio que puede estar entre los 60 y 80 mm. F = Altura libre de la cámara de vapor (para calderas de agua sobrecalentada del tipo inundado f = 0) y cuyo valor debe incrementarse con el tamaño de la caldera de forma que se cumpla en lo posible: Carga volumétrica de vapor = M x ve/vv <= 600 m3/h/m3 (70) Superficie de evaporación >= M x ve/180 m2

(71)

siendo: M = Producción de vapor en Kg/h ve = Volumen específico del vapor en m3/Kg vv = Volumen de la cámara de vapor en m 3 Finalmente queda por determinar la longitud de la caldera que hemos utilizado en el cálculo de la superficie de calefacción del 2º haz tubular: Lc = LH + LCH + e1 + e2 + Y (72) Depósito Legal nº Z-2355-2005

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siendo: Lc = Longitud de la caldera en m LH = Longitud del tubo hogar en m LCH = Longitud interior de la cámara de hogar en m e1 = Espesor de la placa tubular de la cámara de hogar en m e2 = Espesor de la placa trasera de la cámara de hogar en m Y = distancia entre la placa trasera de la cámara de hogar y la placa trasera de la envolvente en m Este espesor de agua debe cumplir la relación que se indica en UNE 9.300.3: Y >= (Dv x L1/2)1/2 mm

(73)

siendo: Dv = Diámetro del virotillo que atiranta las dos placas en mm L1 = Distancia entre el borde de la abertura de acceso a esta cámara y el eje del virotillo mas alejado en mm En principio este valor de Y está comprendido entre 100 y 200 mm, creciendo con el tamaño de la caldera.

5.1.-CASO DE CALDERAS DE PEQUEÑA PRODUCCION Para calderas, cuya envolvente tenga un diámetro igual o inferior a 1200 mm, los espacios libres citados pueden reducirse del 5% al 3% de este diámetro con un mínimo de 25 mm.


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5.2.-DISEÑO COMPLEMENTARIO Cuanto se ha indicado, hasta ahora, nos ha permitido dimensionar la caldera, comprobando que se ajusta a los valores estimados en el cálculo térmico, pero el diseño mecánico debe completar muchos otros detalles fundamentales hasta dar por terminado el diseño de la caldera, teniendo siempre presente tanto lo indicado en el Código de diseño escogido, como lo preceptuado en el vigente Reglamento de Aparatos a Presión e ITC – AP1. Veamos una relación de todos estos puntos a tener en consideración: 1. Situación y tamaño de las bocas de acceso y/o inspección. 2. Dimensionado de las tubuladuras para los accesorios y equipo auxiliar 2.1.1. Válvula de salida de vapor 2.1.2. Válvulas de seguridad 2.1.3. Válvula de vaciado 2.1.4. Válvula de ventilación 2.1.5. Válvula de purga de sales 2.1.6. Indicadores de nivel 2.1.7. Controles y limitadores de nivel 2.1.8. Válvula de alimentación de agua 2.1.9. Toma de presión para manómetro, control y limitador de presión. 3. Cálculo de los espesores de las partes a presión, de acuerdo con el Código de diseño, calidad de las chapas de acero a utilizar y nivel de ensayos no destructivos a realizar en las costuras de soldadura. 4. Sistema de atirantado de las placas planas de la caldera 5. Separadores de vapor y rompeolas internos de la caldera. 6. Bancada y patas soporte. Previsión de dilatación de la caldera. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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7. Espesor de aislamiento 8. Equipo de combustión 9. Bombas de agua de alimentación 10. Cuadro eléctrico

6.- EQUIPOS Y ACCESORIOS 6.1.- SALIDA DE VAPOR Toda caldera debe estar provista de una válvula de salida de vapor de un tamaño que la velocidad del vapor a su paso por ella no supere los 40 m/s en el caso de vapor saturado y los 50 m/s si el vapor es sobrecalentado. Si existe más de una caldera conectadas a una LINEA común de distribución de vapor a consumos, cada una de ellas deberá disponer de una válvula de retención, colocada después de la válvula de cierre.

6.2.- VALVULAS DE CIERRE IDA/RETORNO DE AGUA SOBRECALENTADA El Reglamento Español de Calderas no exige en el caso de una sola caldera de agua sobrecalentada la instalación de válvulas de cierre de las tomas de ida/retorno aunque ello sea la práctica habitual en las instalaciones. Estas válvulas si son exigidas si dos o mas calderas trabajan en paralelo. Como tamaño de estas válvulas, el Reglamento fija el valor de 5 m/s, como velocidad máxima del agua a su paso por la válvula, aunque en la práctica habitual este valor es inferior, habida cuenta de que la pérdida de carga de la instalación de distribución de agua sobrecalentada es directamente proporcional al cuadrado de la velocidad, distribuir agua a 2,5 m/s representa que la pérdida de carga


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será 0,25% de la pérdida de carga que tendría la instalación con una velocidad de 5 m/s.

6.3.- VALVULAS DE SEGURIDAD Y ALIVIO Las calderas, en función de su Categoría (ver apdo 9.2) deberán disponer de una o dos válvulas de seguridad de tipo resorte, estando prohibidas las de peso directo y las de contrapeso. El caudal total evacuado por las válvulas instaladas en la caldera deberá permitir la evacuación del vapor producido en condiciones de máxima vaporización sin que el aumento de la presión en la caldera supere en mas del 10% de la presión de disparo de las mismas. Atención especial debe darse a la anterior definición del caudal a evacuar porque en las condiciones de ensayo la vaporización máxima se produce cuando la alimentación de agua es nula y todo el calor aportado por el quemador se invierte en vaporizar el agua de la caldera, por lo que el caudal a considerar en la elección de las válvulas de seguridad siempre será mayor a la potencia nominal de la caldera. Veamos un ejemplo. Sea una caldera que sus condiciones nominales de diseño es 6 Kg/cm2 de presión de servicio 100ºC de temperatura de agua de alimentación. Con independencia del rendimiento que en este cálculo no nos afecta, el calor aportado es proporcional a 659,5 – 100 = 559,5 Kcal. Cuando se realiza el ensayo de evacuación de las válvulas de seguridad, el calor necesario para vaporizar el agua de la caldera es de 659,5 – 166 = 493,5 Kcal, por lo que el caudal a evacuar será 559,5/493,5 = 1,1337 veces el caudal nominal de vapor de la caldera.


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Si existe un sobrecalentador que pueda quedar en presión con independencia de la caldera, deberá disponer de una válvula de seguridad cuya capacidad de descarga será de 30 Kg/m2 de superficie de calefacción. Si el sobrecalentador forma parte de la caldera sin interposición de válvula de interrupción, dispondrá, al menos de una válvula de seguridad cuya capacidad de descarga será como máximo el 25% de la descarga total, cubriendo la capacidad restante las válvulas instaladas en la caldera. Las válvulas de seguridad deberán cumplir lo especificado en la Norma UNE 9100 que para el caso de calderas de vapor serán de elevación total, apertura instantánea, diseñadas de tal forma que la salida del fluido ayude a su elevación. La capacidad de descarga será certificada por el fabricante de la misma. En las calderas de agua sobrecalentada se colocarán una o dos válvulas de seguridad tipo alivio, según categoría. Este tipo de válvulas se diferencian de las válvulas empleadas para vapor en que el diseño de su asiento no coadyuva al levantamiento de la misma de forma que su apertura es proporcional a la sobrepresión existente,

aliviando con

ello la sobrepresión que pudiera existir y evacuando solo la cantidad de agua necesaria para no sobrepasar la presión de tarado. Esta condición de diseño se recoge en la Norma UNE 9100 para las válvulas de alivio, que indica que cuando se produce una elevación de la presión próxima a la de tarado la fuerza ejercida por el resorte equilibra a la resultante de la presión sobre el área inferior del disco de cierre. Al estar este disco equilibrado, cualquier pequeño aumento de la presión lo separará del asiento de la tobera descubriendo una sección proporcional al caudal a evacuar. Al igual que en el caso de las válvulas de seguridad el caudal evacuado por la válvula de alivio será certificado por el fabricante de la misma. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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El conjunto de las válvulas deberá dar salida a un caudal de vapor (cuando estén situadas en la cámara de vapor) equivalente a la potencia térmica de la caldera, sin que la presión supere en un 10% la presión de disparo de las mismas. Si las válvulas están situadas en la cámara de agua, la o las válvulas de alivio deberán evacuar un caudal de agua equivalente a la producción en vapor del equivalente de la potencia térmica de la caldera. Supongamos una caldera de agua sobrecalentada de 2.000.000 Kcal./h que por categoría debe disponer de dos válvulas de alivio. El caudal de agua a evacuar por cada válvula será: 2.000.000/ 2x665 = 1504 Kg/h de agua.

6.4.- BOMBAS DE AGUA Toda caldera de funcionamiento automático con quemador de combustible líquido y/o gaseoso estará equipada con una bomba de alimentación de agua capaz de alimentar como mínimo un caudal de 1,1 veces la producción nominal de vapor mas la pérdida de agua por las purgas. En la práctica se toma un caudal de 1,25 a 1,3 veces la producción nominal de la caldera. Así mismo, esta agua será inyectada a una presión superior en un 3% a la presión máxima de servicio de la caldera incrementada con la pérdida de carga de la tubería de alimentación más la altura geométrica relativa. A la salida de la bomba se colocará un manómetro y una válvula de retención y cerca de la caldera, en la entrada de la alimentación de agua, se colocará una válvula de cierre y una válvula de retención. Es de buena práctica diseñar el tamaño de la tubería de alimentación de agua entre bombas y caldera para que la velocidad del agua sea Depósito Legal nº Z-2355-2005

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de 2 m/s aprox. Y tomar como tamaño de la tubería de aspiración de las bombas un tamaño superior en pulgadas del tamaño escogido en la impulsión.

6.5.- PURGA DE LODOS Y VACIADO Todas las calderas dispondrán, como mínimo de una válvula de

drenaje o purga de lodos que podrá ser utilizada como vaciado de la misma. Posteriormente después de la válvula de cierre podrá instalarse una válvula de apertura rápida pudiendo ser esta válvula de accionamiento manual o automático comandada por un temporizador que controla el tiempo de apertura de la válvula y el periodo entre aperturas de la válvula. Estas válvulas no podrán ser inferiores a DN20 ni superiores a DN50.

6.6.- PURGA DE SALES El Reglamento de Calderas indica que el agua en el interior de las calderas debe cumplir con las condiciones especificadas en la Norma UNE 9075 que indica las características del agua en el interior de la caldera y que no deben sobrepasar de un valor determinado en función del tipo y características de diseño de la misma y que en el caso de las calderas pirotubulares y para la salinidad es de 5000 ppm. El mantenimiento de estos valores internos obliga a una purga continua de desconcentración que normalmente se realiza por debajo del nivel medio de la caldera (50 mm) y en una cantidad que depende del contenido en sales del agua de alimentación. Esta válvula podrá ser de accionamiento manual o automático y deberá disponer siempre de una válvula de cierre entre la válvula de purga y la caldera.


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Para calcular la cantidad de agua de purga continua que debe eliminarse de la caldera se emplea la fórmula siguiente:

P $

100 % R % (74) C % 1

siendo: P = % de purgas a realizar en relación a la producción de la caldera R = % de condensados recuperados C = factor de concentración del agua de la caldera en relación a la característica del agua de alimentación que menor factor de concentración permita. Veamos un ejemplo: Sea una caldera alimentada con una agua de aporte de las siguientes condiciones: Salinidad Sílice Alcalinidad

150 ppm 8 ppm 100 ppm

% condensados recuperados 50% Los valores límites de la Norma UNE 9075 son: Salinidad Sílice

5000 ppm 200 ppm

Alcalinidad 1000 ppm


Concentración: 5000/150 = 33,33 Concentración: 200/8

= 25

Concentración: 1000/100 =10

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La concentración que más rápido se alcanza es la de la alcalinidad, por lo que aplicaremos este valor en la fórmula antes indicada: % P = (100 – 50)/(10 -1) = 5,55% es decir, que deberemos realizar una purga del 5,55% de la producción nominal de la caldera.

6.7.- INDICADORES DE NIVEL Todas las calderas de vapor, según Categoría, dispondrán de un o dos indicadores de nivel del tipo caja retractora con sus correspondientes grifos de conexión a la caldera lado vapor y agua, así como, de purga. En el indicador de nivel se marcarán el nivel medio de la caldera y el nivel reglamentario de seguridad que estará como mínimo situado a 70 mm por encima de la superficie de calefacción mas elevada de la caldera. El nivel medio estará situado, como mínimo 50 mm por encima del nivel reglamentario de seguridad. En el futuro C. Europeo el nivel de seguridad estará situado a 100 mm por encima de la superficie de calefacción mas elevada de la caldera. Los tubos de conexión entre los grifos de nivel y la caldera serán como mínimo de 20 mm de diámetro y lo mas rectos y cortos posible. Es recomendable disponer en el interior de la caldera de rompeolas en la zona de conexión de las tubuladuras de nivel con el fin de amortiguar en lo posible las oscilaciones de nivel debidas al movimiento del plano de agua ya sea por el propio movimiento del agua producido por las corrientes de convección internas como por las oscilaciones de este


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plano debido a las variaciones de la demanda de vapor de los puntos consumidores del mismo.

6.8.- CONTROL DE NIVEL, PRESION Y TEMPERATURA El control de nivel de una caldera automática se realizará mediante un sistema que controle el nivel medio de agua de la caldera por medio de flotador, electrodo u otro dispositivo que actúe sobre la bomba de alimentación poniéndola en servicio o parándola cuando el agua en el interior de la caldera alcance unos niveles predeterminados (, h mm sobre el nivel medio) si la caldera tiene un sistema TODO/NADA de alimentación de agua. Si la caldera posee un sistema de alimentación continua el dispositivo de regulación actuará sobre una válvula motorizada que regulará el caudal alimentado de forma que el nivel se mantenga dentro de la consigna establecida, manteniéndose en este caso la bomba de alimentación siempre en servicio.


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Estos controles pueden estar instalados en el exterior de la caldera o en su interior. Si el control se coloca en el exterior de la caldera, estará alojado en el interior de una cámara comunicada con la caldera


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mediante tubos que la conecten con la cámara de vapor y la cámara de agua, estando provista además de una tubuladura de purga. Si las tubuladuras de conexión de la cámara con la caldera disponen de llaves de cierre deberán disponer de contactos de fin de carrera de forma que se impida el aporte calorífico si no están en posición de abiertas. Como estas cámaras, en el caso de utilizar un flotador como elemento detector del nivel, deben ser purgadas periódicamente con el fin de eliminar cualquier depósito de lodos que pudiera bloquear el normal funcionamiento del flotador, el Reglamento prevé la posibilidad del puenteo de estos contactos, bajo la responsabilidad directa del encargado de la conducción de la caldera, durante el periodo de purga. Si se utiliza un sistema detector de nivel colocado en el interior de la caldera, debe disponer igualmente de un tubo rompeolas abierto por su parte inferior y con una abertura en el mismo en la zona de la cámara de vapor, con el fin de que los movimientos del plano de agua no desvirtúen el nivel medido por el detector. En lo posible se empleará un sistema de electrodos como detector del nivel, por ser un sistema más fiable que el flotador.


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En las calderas automáticas, el control de la presión se realizará mediante los dispositivos adecuados para que el aporte calorífico introducido en la caldera permita que la presión de vapor esté dentro de los valores de consigna correspondientes a la presión de servicio. Los quemadores empleados en las calderas podrán ser del tipo Depósito Legal nº Z-2355-2005

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TODO/NADA hasta potencias de 860.000 Kcal/h, del tipo DOS LLAMAS o TODO/POCO/NADA o DESLIZANTE hasta potencias de 3.106 Kcal/h y obligatoriamente del tipo MODULANTE para potencias superiores. Los dispositivos empleados como elementos de control de presión son presostatos en que las calderas con quemadores TODO/NADA tendrán uno y dos las calderas con quemadores de DOS LLAMAS. Si la caldera incorpora un quemador modulante, se emplea como dispositivo de control de la presión una sonda de presión que actúa sobre el quemador modulando el aporte calorífico y parándolo si se alcanza la presión de servicio. En el caso de calderas de agua sobrecalentada, el control de la

temperatura de ida se obtiene mediante termostatos o sondas de presión de forma similar a lo que se ha indicado en el caso de las calderas de vapor.

6.9.- LIMITADORES DE NIVEL, PRESION Y TEMPERATURA En las calderas de nivel definido se instalarán dos dispositivos

limitadores de nivel, uno debe actuar bloqueando la caldera cuando el nivel alcance el nivel reglamentario de seguridad y el otro debe actuar antes del indicado anteriormente, parando el aporte calorífico. Ambos sistemas serán independientes uno del otro, pudiéndose emplear el dispositivo de primera seguridad de nivel bajo como sistema de mando del sistema de alimentación de agua. Entre los limitadores de nivel y la caldera solo se permitirán la incorporación de válvulas de cierre cuando éstas incorporen dispositivos que impidan el aporte calorífico a la caldera si no están en posición de abiertas.


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Estos limitadores de nivel pueden ser de tipo flotador o electrodo y colocados fuera o dentro del cuerpo caldera, siendo válido cuanto se ha indicado anteriormente para los controles de nivel. En las calderas de vapor y antes de que actúen las válvulas de seguridad deberá existir un limitador de presión (presostato) que bloquee la aportación calorífica si el sistema de control de presión no ha parado esta aportación calorífica. En las calderas de agua sobrecalentada la seguridad de

temperatura se obtiene por medio de un termostato que actúa si el dispositivo de control de temperatura no ha actuado al sobrepasarse la temperatura de servicio de la caldera.

6.10.- OTROS ACCESORIOS Además de los accesorios antes descritos, las calderas dispondrán de un manómetro de 100 mm de diámetro, como mínimo, con la presión máxima admisible en la instalación marcada con trazo rojo, montado sobre grifo de tres vías con una placa brida de 40 mm para colocar un manómetro patrón. Este manómetro tendrá una escala tal que la presión de servicio estará situada entre un 30% y un 70 % del valor máximo de la escala y este valor alcanzará como mínimo el valor de 1,5 del valor de la presión máxima admisible en la caldera. Adicionalmente, si la caldera es de agua sobrecalentada, la caldera llevará un termómetro con la indicación de la temperatura máxima admisible en la instalación, marcada en rojo, tanto en la tubería de ida como en la de retorno. Para la amplitud de la escala del termómetro tomaremos en consideración cuanto se ha dicho para el manómetro.


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En las calderas de vapor se deberá colocar una válvula de

aireación en la parte superior de su cámara de vapor. El tamaño de esta válvula será DN15, como mínimo, y proporcional al tamaño de la caldera, llegando a valores de DN40 para calderas de 30 T/h.

6.11.- ALIMENTACION CONTINUA DE AGUA Anteriormente, se ha indicado que la alimentación de agua puede ser continua, (caso de disponer la caldera de economizador o de ser requerido en las especificaciones de suministro).


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El objeto de una alimentación continua de agua es mantener el nivel de agua en el interior de la caldera, adaptando el caudal de agua alimentado a las variaciones de demandas de vapor.


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Para lograr este objetivo, normalmente se emplea un transmisor de nivel que puede ser por medio de una sonda de nivel de tipo electrodo capacitativo o de tipo de un transmisor de presión diferencial que envía una señal proporcional al nivel real de agua en la caldera a un regulador que comparando esta señal con el valor de consigna (nivel medio) da una señal proporcional a una válvula modulante para Depósito Legal nº Z-2355-2005

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que permita un mayor o menor caudal de agua de alimentación con el fin de mantener el nivel de agua en el interior de la caldera dentro de los valores de consigna. Este tipo de regulación de nivel se denomina a

un elemento (nivel de agua). En ciertos casos (calderas con una relativa pequeña cámara de agua o con grandes oscilaciones en la demanda de vapor), este tipo de regulación produce fuertes oscilaciones del nivel de agua, pues cuando existe una variación rápida de la demanda de vapor en más, el nivel tiende a subir por el efecto de esponjamiento que se produce y al revés si la reducción de la demanda es brusca el nivel tiende a bajar por el efecto contrario al anterior. Como el detector de nivel manda su señal según sea el nivel en la caldera, en los cambios bruscos de la demanda de vapor la válvula automática de agua tiende a cerrar si la demanda aumenta y tiende a abrir si la demanda se reduce por lo que si las oscilaciones de la demanda son bruscas se producen grandes oscilaciones de nivel que en ciertos casos pueden hacer que actúe la primera seguridad de nivel. Para obviar cuanto antecede, la regulación de nivel se obtiene por una regulación a tres elementos en donde se controla el caudal de vapor y el caudal de agua de forma que el regulador tiene siempre la tendencia a igualar ambos caudales con fin de mantener la consigna de nivel que se compara en todo momento con el nivel real de la caldera. Además del equipo de regulación descrito,

un sistema de

regulación continua de agua dispone normalmente de tres válvulas de cierre y by-pass de la válvula motorizada y un sistema de caudal mínimo, antes de la válvula motorizada para garantizar a la bomba de alimentación un caudal mínimo de circulación por la misma en el caso


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de estar la válvula motorizada cerrada por no existir demanda de vapor.

6.12.- CONTROL POR PLC En las calderas debemos disponer de una serie de reguladores para poder controlar la presión de vapor, la purga de sales, la purga de lodos y la alimentación de agua. Todos estos reguladores se pueden sustituir por un solo sistema de regulación utilizando un PLC que convenientemente programado realiza todas las funciones antes citadas, además de poder enviar mediante un port serie de comunicaciones los parámetros de las magnitudes medidas a un ordenador central para su posterior edición y/o integración al sistema de control centralizado de la fábrica.

6.13 QUEMADORES Para lograr la combustión completa y eficiente de un combustible debe procurarse una perfecta mezcla entre el combustible y el aire de combustión, como vehículo de aporte del O2 necesario. En el caso de combustibles gaseosos esta mezcla se realiza de una manera bastante sencilla inyectando el combustible mediante una distribución lo mas regular posible en la corriente de aire de combustión. En el caso de los combustibles líquidos, el problema es mas complejo dada la dificultad en obtener una pulverización adecuada del combustible. Cuanto mas finas sean las gotas obtenidas del combustible y más íntima la mezcla combustible/aire, mejor combustión obtendremos. Para realizar esta pulverización se han desarrollado varios sistemas de los que destacamos especialmente los quemadores de

pulverización mecánica y los de pulverización rotativa.


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Se denomina rango de un quemador la relación existente entre el caudal de combustible a quemar en condiciones nominales de producción de una caldera y el mínimo caudal de combustible que las características del quemador escogido pueda quemar. Normalmente este rango varía según tipo de quemador entre valores de 1:2 y 1:10. Dada las características de producción de una caldera, normalmente variable para adaptarse a las necesidades de demanda de calor de los puntos consumidores, debe escogerse en principio quemadores del mayor rango posible, con el fin de reducir al máximo las paradas del quemador con la caldera en servicio.

6.13.1.- PULVERIZACION MECANICA Los quemadores de este sistema logran la pulverización adecuada haciendo pasar el combustible a quemar, a presión elevada (20 Kg/cm2 para el fuel-oil y 10-12 Kg/cm2 para el gasóleo), a través de un pulverizador colocado en el centro de la corriente de aire de combustión. Como quemadores de este tipo existentes en el mercado podemos indicar: MONARCH, DUNPHY, ELCO, OERTLI, DEBAJO DE-WAY, UNIGAS, JOANNES, BALTUR, LAMBORGHINI, etc. En general, estos quemadores son del tipo monobloc, con el ventilador de aporte del aire de combustión integrado en el propio quemador. Para quemadores de gran potencia, por encima de 7.500.000 Kcal/h, los quemadores son del tipo duobloc con ventilador separado del cuerpo quemador. Al ser los ventiladores del tipo centrífugo en donde el volumen de aire aportado es inversamente proporcional a la presión a la que lo pueden impulsar, en la selección del quemador apropiado para una determinada caldera deberá tenerse en cuenta tanto la cantidad de combustible a quemar como la contrapresión de la caldera que debe Depósito Legal nº Z-2355-2005

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vencer, de forma que escogeremos siempre un quemador en que el punto de trabajo quede por debajo de la curva característica del mismo. En el caso de quemadores duobloc, debe escogerse el quemador por la cantidad de combustible a quemar y el ventilador en función de la cantidad de aire necesario y la presión a vencer que será la suma de la resistencia que ofrece el quemador y la contrapresión de la caldera. Este tipo de quemadores necesita, en el caso del fuel-oil, que la viscosidad se reduzca a valores de 2ºE, por lo que deberemos calentar el combustible hasta una temperatura de unos 120ºC. Para el gasóleo no es necesario su calentamiento y se quema siempre a temperatura ambiente.


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6.13.2.- PULVERIZACIÓN ROTATIVA En este tipo de quemadores, el combustible se alimenta a una presión no superior a los 3 Kg/cm2 a una copa rotativa de alta velocidad, de 1500 a 4000 rpm según quemador, que debido a su rotación centrífuga se produce una fina película, mas fina cuanto mas velocidad tiene la copa. Por el exterior de la copa se inyecta una cantidad reducida de aire primario que rompiendo la fina lámina de combustible creado por la copa logra la pulverización debido a la tensión superficial del líquido. Este haz de gotas pulverizadas se encuentra rodeado por el aire secundario de combustión. Como quemadores existentes en el mercado de este tipo indicamos: SAACKE, RAY, HAMWORTHY, etc. Según sea el fabricante, existen quemadores monobloc hasta potencias de 5.000.000 Kcal/h y duobloc para potencias superiores que pueden alcanzar hasta lo 40.000.000 Kcal/h. Dado el sistema de pulverización empleado por este tipo de quemadores, el fuel-oil solo debe alcanzar una viscosidad de 4ºE que el caso de fuel-oil Nº1 se alcanza sobre los 60ºC y el fuel-oil Nª2 sobre los 80ºC, redundando estas mas bajas temperaturas de calentamiento del fuel-oil en unos sensibles ahorros energéticos (de unos 2,3 Kw por cada 100 Kg de fuel-oil quemado). Debe destacarse que en este tipo de quemadores, dada la temperatura del combustible (caso fuel-oil) y las características constructivas del quemador es necesario una llama piloto (normalmente propano) para el encendido del quemador. Esta llama piloto solo está en servicio durante el periodo de encendido y permanece apagada durante el servicio del quemador.


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7.-REGLAMENTO DE APARATOS A PRESION La legislación aplicable a las calderas y su instalación se recoge en el Reglamento de Aparatos a Presión, según R.D. 1244/1979 del 4 de Abril e I.T.C. correspondientes que son la MIE-AP1 del 17/03/81 para calderas,

economizadores,

precalentadores

de

agua,

sobrecalentadores y recalentadores de vapor y la MIE-AP2 del 6/10/80 referente a TUBERIAS para fluidos relativos a calderas. En el Apdo. 6 se han dado indicaciones de las condiciones reglamentarias que deben cumplir los accesorios que equipan a las


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calderas, exponiendo a continuación unos comentarios sobre puntos muy importantes a cumplir en aplicación del Reglamento en vigor.

7.1.- DOCUMENTACION NECESARIA PARA LEGALIZAR UNA CALDERA. El fabricante debe suministrar junto con la caldera la siguiente documentación: -

Proyecto de Modelo Único como Aparato a Presión firmado por técnico competente, visado por una ENICRE, si la caldera no dispone de Contraseña de Inscripción en el Registro de la Dirección General de Seguridad Industrial del Ministerio de Industria.

-

Dossier de fabricación de la caldera incluyendo: !

Certificado de materiales del cuerpo a presión

!

Certificado de ensayos no destructivos de las uniones soldadas

!

Copia del certificado de homologación del proceso de soldadura

!

Copia

del

certificado

de

calificación

de

los

soldadores que han intervenido en la fabricación de la caldera !

Certificado del tratamiento térmico realizado en la caldera si fuese necesario según Código empleado en su diseño y construcción

!

Certificado de prueba hidrostática

!

Certificado del fabricante de que la caldera cumple con las especificaciones del proyecto de la misma y se ha seguido lo indicado en el Código de diseño y construcción empleado.


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NOTA: Para calderas de importación, esta documentación deberá ser certificada por una Entidad de Control del país de origen.

-

Libro Registro del Usuario

-

Si el quemador es para combustible líquido de consumo inferior a los 200 Kg/h, copia de la homologación del mismo

-

Si el quemador es para combustible gaseoso, Proyecto de Modelo Único caldera/quemador según ITC MIE

–

AG 20,

adjuntando copia de homologación del quemador si éste está homologado. -

Certificado del fabricante, en el caso de que la presión máxima de servicio sea inferior en mas de un 10% a la presión de diseño, de la adecuación de la válvula de salida de vapor y las válvulas de seguridad.

Adicionalmente, el Usuario deberá presentar una solicitud de autorización de la instalación de la caldera adjuntando Proyecto de la Instalación de la caldera en su Sala de Calderas, firmado por técnico competente, así como Proyecto de la instalación de las tuberías de distribución a los puntos de consumo, igualmente firmado por técnico competente. Posteriormente, una vez instalada la caldera y realizada la puesta en marcha, el Usuario deberá presentar la solicitud de autorización de puesta en servicio adjuntando la documentación entregada por el fabricante, así como, la siguiente documentación:

o

Certificado del instalador de haber realizado la instalación según proyecto


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o

Certificado de que en la puesta en marcha se han realizado las pruebas de los elementos de seguridad de la caldera certificada por una ENICRE si PxV > 25. En los otros casos este certificado podrá ser emitido por el instalador o el fabricante de la caldera.

o

Certificado de final de obra, firmado por técnico competente.

7.2.- CATEGORIA En el Reglamento vigente, en el Art.7 de la ITC MIE-AP1 se indica que las calderas se clasifican en Categorías según sea el valor de P x V. Categoría A : P x V > 600 Categoría B : 10 < P x V < 600 Categoría C : P x V < 10 siendo:

P para calderas de vapor es la presión máxima de servicio de la caldera en su instalación, en Kg/cm2, que figurará en la placa de instalación. Para calderas de agua sobrecalentada, la presión máxima de servicio de la instalación es la suma de:

!

!

La presión debida a la altura geométrica del líquido La tensión de vapor del portador térmico a la temperatura máxima de servicio. NOTA: Si la instalación está presurizada por un sistema ajeno a la caldera, en


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este

componente

se

considerará

la

presión

de

presurización.

!

La presión dinámica producida por la bomba de circulación.

V es el volumen de la cámara de agua, en m 3 de la caldera. Como aclaración importante sobre la definición de presión vamos a distinguir las diversas presiones que se utilizan en el campo de las calderas. Se entiende como presión de servicio, la presión a que se envía el vapor a consumo y que coincide con la presión de consigna para el paro del quemador en servicio. En el caso de calderas de agua sobrecalentada la presión de servicio sería la de presurización mas la geométrica mas la dinámica creada por la bomba de circulación de agua. La presión máxima de servicio es la de disparo de las válvulas de seguridad en las calderas de vapor o de alivio en las calderas de agua sobrecalentada y que como máximo puede ser igual a la presión de diseño de la caldera. La presión de diseño es la presión tomada como base para el diseño de la caldera y que en ningún caso podrá ser superada, salvo en el caso de disparo de las válvulas de seguridad (10%) y que debe constar en la placa de diseño y la placa del fabricante. La presión de cálculo es la presión utilizada en el cálculo de las partes a presión de la caldera y que es función de las dimensiones de la caldera, su presión de diseño y del Código de diseño escogido. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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7.3.- SALA DE CALDERAS Vamos a resumir el Capitulo V de la ITC MIE-AP1, dedicado exclusivamente a las condiciones que debe reunir la Sala de Calderas, tanto desde el punto de vista dimensional, estructural, ventilación y ubicación. Según sea la Categoría de la caldera a instalar, (si existen varias calderas en una misma Sala, se considerará la Categoría de la caldera de mayor Categoría), las condiciones exigibles son distintas. Para la Categoría A se exigen, como mínimo, las condiciones de emplazamiento de la Cat.B con justificación de las mismas. La ventilación de la Sala de Calderas, ya sea de Cat. C o B debe ser la misma y de acuerdo con los siguientes valores y condiciones: La ventilación vendrá asegurada par unas aberturas de entrada de aire situadas en la parte inferior de la Sala y de sección libre S1 y de salida situada en la parte superior de sección libre S2 cuyos valores son: S1 (cm2) = Q/500 (75)

S2 = S1 / 2

(76)

siendo Q la potencia térmica introducida en Kcal/h en la suma de calderas instaladas. Los valores mínimos de S1 para las Cat. A y B será de 0,25 m2 y de 0,05 m2 para calderas de Cat.C. Si la Sala no linda con el exterior, las entradas de aire con las Salas que lindan con el exterior será de sección doble. Si los locales están aislados sin posibilidad de llegada de aire por circulación natural, la ventilación se asegurará por una entrada de aire canalizada con un caudal mínimo de 1,8 m3/h por termia instalada.


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Las aberturas indicadas de ventilación y salida de aire se situarán en paredes distintas y de forma que se facilite la renovación de aire del local. En todos los casos las dimensiones de la Sala serán lo suficientemente

amplias

para

poder

realizar

el

mantenimiento

necesario. El techo de la Sala en Cat.B, deberá ser liviano y no disponer de pisos habitables encima pudiéndose autorizar solamente estructuras que soporten equipos destinados al servicio de las calderas dejando libre en todos los casos la superficie ocupada por la caldera. En Cat. C no existe ninguna clase de limitación en cuanto a exigencia de Sala Calderas pudiéndose instalar en la propia nave de fabricación sin paredes de separación y bastando solo una cadena o valla metálica como delimitación del espacio destinado a la caldera. En las Salas de calderas de Cat. B deberán disponer de dos puertas metálicas, como mínimo, (de abertura hacia el exterior) de dimensiones de 1,2 x 2,1 m, como máximo. Si existe una abertura de dimensiones superiores, ésta estará cerrada por un panel fijo y desmontable de resistencia justificada, igual a la de pared, pudiendo incorporar una puerta de servicio de dimensiones máximas a las antes citadas. La altura de los techos en las Salas de Cat. B no será nunca inferior a los 3 m y deberá sobrepasar en 1 m la cota más alta del punto de la caldera sometido a presión y de 1,8 m de la plataforma de servicio, si existe. El espesor de las paredes de las Salas de Calderas serán función de su riesgo. Se entiende como riesgo 1 el que afecta a viviendas, locales de pública concurrencia, calles, plazas, vías públicas y talleres o salas de trabajo ajenas al Usuario.


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Se considera riesgo 2 a cualquier zona que pertenezca al Usuario. Visto lo anterior, las Salas de Calderas de cta. Tendrán un espesor mínimo de muros de 45 cm de ladrillo, mampostería u hormigón en masa o de 20 cm de hormigón armado en caso de riesgo 1 o de 30 cm y 15 cm respectivamente en el caso de riesgo 2. La distancia mínima entre la caldera y el riesgo será de 1,5 m en el caso de riesgo 1 y de 1 m en el caso de riesgo 2. Para distancias mayores de 14 y 10 m a los riesgos 1 y 2 no será necesario muro alguno. La altura de estos muros de espesor determinado será, como mínimo de 1 m mayor a la altura del punto mas elevado de las partes sometidas a presión de la caldera. Para las calderas de Cat.C no existe ninguna clase de limitación, pudiendo estar situadas hasta 0,2 m de la pared siempre que ello no impida el manejo o mantenimiento de la caldera.

7.4.- REVISIONES ANUALES Y PERIODICAS El Usuario de una caldera está obligado a realizar una revisión periódica del estado de la caldera, certificada por una ENICRE si el valor de PxV > 25 y por el fabricante o el instalador si este valor de PxV es menor o igual a 25, con una prueba de presión hidrostática a 1,3 veces la presión de diseño, revisando el estado de chapas y tubos, además de los equipos instalados, sus elementos de control y seguridades. Esta revisión se realizará a los 5 y 10 años desde la fecha de entrada en servicio y posteriormente cada tres años. Adicionalmente, a las revisiones periódicas antes citadas, el Usuario debe hacer revisar anualmente la caldera por el fabricante, por personal técnico del Usuario previamente autorizado o por una ENICRE.


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El resultado de las revisiones tanto anuales como periódicas deben hacerse constar en el Libro Registro de Caldera y en el caso de las revisiones periódicas deberá remitirse una copia de la certificación de la revisión realizada a los Servicios de Industria correspondientes a la ubicación de la caldera.

8.- DISEÑO DE LA INSTALACIÓN EN LA SALA DE CALDERAS 8.1.- LINEA DE AGUA. ACONDICIONAMIENTO Para evitar los problemas de corrosión, fragilidad acústica, depósitos e incrustaciones sobre las superficies metálicas de las calderas, el Reglamento en vigor impone la responsabilidad al Usuario de alimentar la caldera con agua convenientemente tratada según Norma UNE 9075 cuyas características se indican en el ANEXO I.

8.1.1.- DESCALCIFICADORES El tratamiento más simple es eliminar del agua de aporte los compuestos cálcicos y magnésicos de la misma mediante intercambio iónico de estos iones con Na, cuyos compuestos no son incrustantes. Este intercambio iónico se realiza mediante aparatos denominados descalcificadores consistentes en hacer pasar el agua de aporte dura (con sales magnésicas y cálcicas) a través de una resina que tiene la propiedad de sustituir estos iones por iones de sodio (Na). La capacidad de intercambio es función de la cantidad de resinas, por lo que después de pasar una cierta cantidad de agua dura, la capacidad de intercambio ha quedado agotada y es necesario hacer circular por el lecho de resinas, salmuera para regenerar esta capacidad de intercambio.


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La dureza se mide en nuestro país en ºHF (grados hidrotrimétricos franceses) con la equivalencia de 1 ºHF = 10 mg/l de CO3Ca y la capacidad de ablandamiento de un descalcificador se mide en granos que equivale al producto de la dureza del agua por los m3 capaz de tratar. Aproximadamente 1 litro de resinas tiene una capacidad de 6 granos y necesita 0,25 Kg de sal (ClNa) para su regeneración. Los

descalcificadores

que

se

instalan

normalmente

son

automáticos por control volumétrico o por control de tiempo. Los de tipo de control volumétrico realizan automáticamente su regeneración tras el paso de una cantidad determinada de agua controlada por un contador. Los de tipo de control temporizado realizan su regeneración entre tiempos predeterminados controlados por un temporizador. Este tipo de control es mas económico pero presenta la desventaja de un mayor consumo de sal pues el ajuste volumétrico realiza las regeneraciones en función de demanda de vapor que en las calderas es variable. Durante

el

tiempo

de

regeneración

(aprox.

1,5

h)

el

descalcificador no suministra agua tratada por lo que en la instalación de la Sala de Calderas debe preverse un depósito de alimentación de agua de capacidad suficiente para poder alimentar la caldera durante este tiempo, teniendo en cuenta la cantidad de retorno de condensados existentes. Cuando la capacidad de producción de vapor instalada es grande, es interesante instalar un sistema duplex de descalcificación que consiste en dos descalcificadores en paralelo, de forma que mientras está el primero descalcificando el agua de alimentación a la caldera, el otro está en periodo de regeneración. De esta forma, el flujo de agua tratada es continuo y la capacidad del depósito de alimentación a la caldera puede ser de menor capacidad. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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Veamos un ejemplo: Producción de vapor instalada: 20.000 Kg/h Recuperación de condensados: 30% Dureza de agua: 40ºHF Tiempo teórico entre regeneraciones: 8 horas Capacidad de intercambio de las resinas: 20 x 0,7 x 40 x 8 = 4480 granos Volumen de resinas: 4480/6 = 747 litros. Escogemos un descalcificador de 800 l Consumo de sal entre regeneraciones: 800 x 0,25 = 200 Kg Capacidad del depósito de alimentación : 1,5 x 20 x 0,7 = 21 m3.. Teniendo en cuenta la capacidad de la cámara superior del depósito, instalaremos un o de 25 m

CARACTERISTICAS DEL AGUA PARA CALDERAS SEGÚN NORMA UNE-EN 12953-10 AGUA DE ALIMENTACION EN CALDERAS PIROTUBULARES Presión max. de, servicio

>0,5 a 20 MPa

> 20 MPa

Apariencia

Clara, libre de sólidos en suspensión

Conductividad directa a 25º

No especificada, solo hay valores guía del agua en caldera

Dureza total en mmol/l

< 0,01

< 0,01

Oxigeno disuelto en mg/l

< 0,05

0,03

pH a 20ºC

> 9,2

>9,2

Concentración de hierro (Fe)

< 0,03 mg/l

< 0,01 mg/l

Concentración de cobre (Cu)

< 0,05 mg/l

< 0,03 mg/l

Concentración de sílice (Si)

No especificada, solo hay valores guía del agua en caldera

Aceites y grasas en mg/l

<= 1

<= 1

Materias orgánicas valoradas Véase nota al pié de tabla en mg/l de MnO4K consumido (1)


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NOTA:

….

Las substancias orgánicas pueden descomponerse para formar ácido

carbónico u otros productos de descomposición ácida y causarán corrosión y depósitos. Esto puede llevar también a la formación de espuma y/o arrastres de agua con el vapor que deben mantenerse tan bajos como sea posible

AGUA EN EL INTERIOR DE LAS CALDERAS PIROTUBULARES Agua de la caldera para calderas de vapor que Parámetro

Unidad

utilizan Agua

de

alimentación

de Agua

de

conductividad directa > 30 alimentación de ìS/cm

conductividad directa

<=

30

ìS/cm

Presión de servicio

bar

> 0,2 a 20

> 20

>0,5

Apariencia

-

Clara, sin espuma estable

Conductividad

ìS/cm

< 6000a

Veáse fig 5.1a

< 1500

Valor pH a 25ºC

-

10,5 a 12

10,5 a 11,8

10 a 11c

Alcalinidad

mmol/l

1 a 15

1 a 10

0,1 a 10c

directa a 25ºC

compuesta Concentración

de mg/l

Sílice (SiO2)

Dependiente de la presión de acuerdo con la Fig 5.2

Fosfato ( PO4)

mg/l

10 a 30

Sustancias orgánicas

-

Veáse la nota a pié de tabla

a

10 a 30

8 a 15

Con recalentador se considera como valor máximo el 50% del valor mas alto

indicado c

Si la conductividad ácida del agua de alimentación de la caldera es < 0,2 ìS/cm y

su concentración de Na + K es < 0,01 mmol/l no es necesaria la inyección de fosfato. NOTA:

….

Las substancias orgánicas pueden descomponerse para formar ácido

carbónico u otros productos de descomposición ácida y causarán corrosión y depósitos. Esto puede llevar también a la formación de espuma y/o arrastres de agua con el vapor que deben mantenerse tan bajos como sea posible


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Si utilizamos un sistema de descalcificación duplex tendremos supuesto una capacidad unitaria que nos permita trabajar tres horas entre regeneraciones: Capacidad de intercambio de las resinas: 20 x 0,7 x 40 x 3 = 1680 granos Volumen de resinas: 1680/6 = 280 litros. Escogemos un de 300 l. Capacidad del depósito de alimentación de agua: Como no debemos almacenar agua para abastecer a la caldera entre regeneraciones, con depósito de 10 m 3 bastaría.

8.1.2.- DESMINERALIZADORES Para ciertas aplicaciones del vapor producido por la caldera o según sea el diseño de la misma no es suficiente la descalcificación del agua de la alimentación, sino que se debe eliminar la totalidad de las sales disueltas en la misma, siendo necesaria su desmineralización que se obtiene haciendo circular el agua de aporte por lechos de resinas iónicas y catiónicas.

8.1.3.- DESGASIFICADORES Un elemento contenido en el agua de aporte y altamente corrosivo por oxidación de las partes metálicas de las calderas es el oxigeno disuelto que se introduce en la caldera cada vez que alimentamos la caldera. La capacidad de disolución del oxígeno en el agua disminuye con la temperatura de ésta (Ver tabla adjunta) por lo Depósito Legal nº Z-2355-2005

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que un sistema de desgasificar el agua es elevar su temperatura por encima de los 105ºC (desgasificación térmica) por medio de un

desgasificador en donde se inyecta vapor en contracorriente al agua de aporte. Frente a este sistema de desgasificación física existe un sistema de

desgasificación química que elimina el oxígeno disuelto en el agua de aporte inyectando un reactivo químico (amina, hidracina, sulfito, etc.) que absorbe el O2.

TABLA XXll SOLUBILIDAD DEL OXIGENO EN EL AGUA Temperatura ºC

Oxígeno (mg/l)

10

11,2

20

9,13

30

7,56

40

6,71

50

5,71

60

4,85

70

4,07

80

2,85

90

1,5

100

0,12

La hidracina es un compuesto químico de fórmula C2H2 que con O2 da CO2 y H 2O. El sulfito es una sal de fórmula SO3Na2 que con O2 da otra sal SO4Na2.


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Debemos mencionar que en las industrias que manipulan productos alimenticios está prohibido el manejo de ciertos productos químicos, tales como hidracina, aminas, etc. Por su toxicidad por lo que solo es posible desgasificar térmicamente o por medio de adición de sulfito. Si comparamos los sistemas de desgasificación antes citados nos encontraremos una serie de ventajas e inconvenientes que exponemos a continuación:

VENTAJAS

DESVENTAJAS

Desgasificación térmica: Eliminación del aire disuelto en

Coste elevado de adquisición

el agua de alimentación. Prácticamente nulo coste de Explotación Reducción de la tasa de purgas de la caldera frente al uso

de

sulfito

como

agente

secuestrador de O2 Desgasificación química Mínimo coste de inversión

El uso de aminas e hidracina está prohibido en industrias de la alimentación. El uso de sulfito incrementa la tasa de purgas de la caldera con los consiguientes despilfarros

energéticos

que

conlleva. Coste de los aditivos que encarecen

el

coste

de

explotación de la caldera.


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Un sistema de desgasificación térmica consiste en un aparato cilíndrico, vertical, construido en acero inoxidable AISI 318, que dispone en su interior de una serie de platos o bandejas perforadas por los que cae el agua a desgasificar, alimentada por su parte superior, en forma de una lluvia fina y que es circulada a contracorriente por vapor alimentado a baja presión (<= 1 Kg/cm2) que calienta el agua y elimina los gases disueltos en la misma. Por la parte superior del desgasificador se coloca la evacuación del exceso de vapor y los gases a eliminar para su evacuación a la atmósfera y por la parte inferior se conecta al depósito de alimentación que será cerrado y mantenido como mínimo a una presión de 0,5 Kg/cm 2. Normalmente y antes de la evacuación de los gases eliminados y el vapor en exceso a la atmósfera se hacen circular éstos por un

condensador de vahos que es simplemente un intercambiador, igualmente construido en AISI 318 por el que se hace circular el agua de alimentación fría antes de su entrada al desgasificador. Si el retorno de condensados se realiza a una temperatura inferior a los 100ºC se alimentarán al desgasificador por su parte superior para la desgasificación correspondiente. Si su temperatura supera los 100ºC, los condensados se alimentan directamente al tanque de agua, cuyo vapor flash contribuye a mantener la temperatura del agua en el depósito y el vapor sobrante al calentamiento del agua de alimentación fría.

8.1.4.- DOSIFICACION DE ADITIVOS Para acondicionar el agua de aporte para que sea apta para su alimentación a la caldera no es suficiente su descalcificación y su desgasificación térmica, pues además debe tener un pH de alrededor de 8,5 por lo que habrá que adicionarle un álcali (normalmente se usa Depósito Legal nº Z-2355-2005

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PO4Na3), así como un captador de O2 sino se usa desgasificación térmica, así como, un antiespumante y un floculante para que los lodos se aglomeren, acumulándose en la parte inferior de la caldera y sea mas fácil su eliminación por medio de las purgas de fondo o de lodos. Para lograr esta adición de productos químicos a la caldera se utiliza una bomba dosificadora de muy pequeño caudal realizándose la adición a la tubería de alimentación a la caldera, antes de la bomba de alimentación de agua, en la propia caldera de vapor o en ciertos casos en el tanque de alimentación de agua.

8.1.5.- DEPOSITO DE AGUA DE ALIMENTACION Como que las calderas no pueden ser conectadas directamente a la red de agua, deben disponer de un depósito de alimentación que almacenará el agua tratada y si existen condensados se recogerán en él. Este depósito deberá estar elevado para evitar problemas de cavitación en las bombas de alimentación por temperatura del agua y además deberán tener una capacidad tal que permita que la caldera pueda seguir trabajando aunque el sistema descalcificador esté en periodo de regeneración. Para calcular este volumen, debe tenerse en cuenta el porcentaje de recuperación de condensados de la planta y el tiempo necesario en el descalcificador para realizar la regeneración de las resinas de intercambio iónico del descalcificador que normalmente es de 1,5 h. Como elementos que debe tener un depósito de alimentación de agua indicamos: -

Un indicador visible de nivel

-

Una boca de acceso a su interior

-

Una tubuladura de aireación conectada a la atmósfera

-

Un control de nivel que actúe sobre la entrada de agua


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-

Un termómetro

-

Tantas válvulas de salida de agua a calderas como número de éstas con sus válvulas de cierre

-

Una válvula de vaciado

-

Un tubo interior perforado para retorno de condensados y su distribución uniforme

8.1.6.- TUBERIAS DE AGUA Desde el depósito de alimentación de agua de la caldera se debe instalar la tubería de aporte hasta el grupo motobomba de alimentación de agua a la caldera, procurando que esta tubería sea lo mas corta y directa posible, reduciendo en lo posible el número de curvas. Como tamaño de esta tubería, escogeremos un diámetro de tubo para que la velocidad del agua en su interior sea del orden de 1 m/s, teniendo en cuenta el caudal de la bomba a la presión de impulsión de la misma que debe ser igual a la presión de 1,1x presión de servicio de la caldera mas las pérdidas de carga del circuito desde la salida de la bomba hasta la caldera mas la altura manométrica del agua desde el nivel en el interior de la caldera hasta la bomba. Antes de la bomba debe instalarse una llave de cierre, normalmente del tipo esfera y un filtro. Es igualmente recomendable que cada caldera que exista en la Sala de Calderas disponga de su propia tubería de conexión independiente al depósito de agua de alimentación.


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8.2.- LÍNEAS DE VAPOR. COLECTORES La distribución de vapor o de agua sobrecalentada desde Sala de Calderas hasta los diversos puntos de consumo en fábrica se puede realizar desde un tubo común que recoja el fluído caloriportador de la(s) caldera(s) y lo distribuya por las distintas secciones de la fábrica o por medio de un colector distribuidor colocado en la Sala de calderas o en la(s) nave(s) de fabricación que recibe los caudales producidos y dispone de tantas salidas como sean necesarias y del tamaño apropiado. Es notoria la ventaja que proporciona disponer de un colector distribuidor por la flexibilidad que proporciona frente a cualquier trabajo de mantenimiento, modificación o ampliación de la instalación consumidora de calor. Estos colectores cuando son de vapor deben disponer de un purgador, situado en su parte inferior para evacuar el agua de arrastre aportada por el vapor y decantada en el mismo. Atención especial debe darse al tamaño de estos colectores cuyo diámetro será función del tamaño de las tubuladuras conectadas al mismo, ya sean de entrada o de salida. Como regla general se propone que la sección del mismo sea 1,5 veces la suma de secciones de las tubuladuras conectadas. Es asimismo una buena práctica el tener un colector de retorno de condensados que recogiendo los condensados de las distintas líneas tenga una salida común al depósito de alimentación de la caldera.

8.3.- PURGAS Y DRENAJES. TANQUES FLASH Como se ha venido diciendo en anteriores apartados, todas las calderas deben ser purgadas y drenadas por lo que debe preverse, en la Sala de Calderas, un punto de desagüe a la red de evacuación de la fábrica. El problema aparece cuando las leyes municipales prohíben evacuar directamente a la alcantarilla las purgas a presión y calientes Depósito Legal nº Z-2355-2005

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de las calderas por lo que debe preverse un depósito intermedio para el enfriamiento de estas purgas y drenajes. En la práctica esto se resuelve mediante depósitos situados por debajo del piso de maniobra de la caldera en donde se reciben las purgas por su parte inferior y se conectan al desagüe por su parte superior de forma que el agua que llega caliente envía a la red el agua fría del depósito. Como que cada vez que se purga se produce una revaporización parcial del agua (vapor flash), este depósito debe estar tapado y disponer de una conexión a la atmósfera para evacuar este vapor flash. Un tamaño de un cubo de 1 m3 es suficiente para la mayoría de las instalaciones de las calderas de tamaños hasta las 15 T/h. Si no es posible excavar en el piso de la Sala de calderas, se utiliza la solución de colocar un depósito metálico superficial, normalmente cilíndrico de una capacidad entre 600 y 1000 l (según tamaño de la caldera) con entradas y salidas de agua similares a las descritas antes y con una válvula de vaciado colocada en su parte inferior, instalándose en ciertos casos un sistema de adición de agua fría regulada por un sistema de control de temperatura para enfriar el agua antes de su evacuación al desagüe. Para evitar problemas de quemaduras este depósito debe estar calorifugado y disponer en su parte superior de una salida a la atmósfera de un tubo para dar salida al vapor flash producido sin que se cree una sobrepresión en el mismo.

8.4.- LINEA DE COMBUSTIBLE Puede asegurarse que el buen funcionamiento de un quemador depende en muy alto grado de la bondad de diseño de la línea de aporte de combustible al mismo en las condiciones de caudal,


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temperatura (caso fuel-oil) y presión que requiere las condiciones de diseño del quemador escogido para equipar a la caldera. Según sea el combustible y tipo de quemador, el diseño del sistema de alimentación de combustible al quemador será diferente. En general, el fabricante del quemador deberá dar información exacta del sistema requerido, pero en general damos a continuación unas orientaciones básicas que satisfacen a la gran mayoría de quemadores existentes en el mercado para adaptar a las calderas objeto de este curso.

8.4.1.-GASOLEO Normalmente

los

quemadores

de

gasóleo

pueden

ser

alimentados mediante un grupo de presión a una presión entre 2 y 3 Kg/cm2, desde el tanque de almacenamiento o por caída libre desde un depósito nodriza si el quemador es del tipo de pulverización mecánica y el consumo del mismo no supera los 200 Kg/h. En el caso de disponer de un depósito nodriza, éste será alimentado desde el depósito de almacenamiento mediante una bomba de caudal entre 1,5 y 2 veces el consumo de los quemadores alimentados desde el nodriza y el depósito dispondrá de un tubo rebosadero que en caso de fallo del control de nivel que actúa sobre la bomba de trasiego, nos retorne el sobrante al depósito de almacenamiento. El diámetro de este rebosadero deberá permitir que la velocidad en el mismo no supere los 0,5 m/s. Adicionalmente el depósito nodriza debe disponer de tubuladura de ventilación, válvula de vaciado, conectada al tubo rebosadero y válvula de purga diaria de ½” situada en la generatriz inferior al depósito.


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El caudal a enviar será del orden de 1,5 a 2 veces el consumo de la caldera, teniendo en cuenta de que la bomba mueve volumen y el quemador consume Kg. El retorno del quemador puede ser devuelto a la tubería de entrada al quemador si el sistema elegido es de alimentación a presión y debe ser devuelto al nodriza en instalaciones de caída libre. El tamaño de la tubería de conexión de combustible al quemador deberá permitir que la velocidad no supere 1 m/s. El quemador tendrá instalada una válvula de cierre, tipo esfera, en las conexiones de entrada y retorno, con un filtro de malla apropiada entre la válvula de alimentación y el quemador. Esta tubería de entrada de combustible al quemador dispondrá de un manómetro y un presostato, como seguridad de presión mínima, en el caso de alimentar al quemador en presión. Atención especial debe darse en el caso de tener que alimentar a varios quemadores desde un solo depósito, debajo de que el caudal debe ser válido para el consumo total de todos los quemadores y en el caso de quemadores de distinto tipo, es recomendable realizar una alimentación individualizada por quemador.

8.4.2.-FUEL-OIL Dadas las características de este combustible, es de suma importancia prever el calentamiento adecuado a las necesidades del quemador, según sea del tipo rotativo o de pulverización mecánica. Estas instalaciones dispondrán siempre de un depósito nodriza, situado en la Sala de Calderas pudiendo ser, como máximo, de capacidad para el consumo diario del quemador, con el límite de 5000 Depósito Legal nº Z-2355-2005

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l. Así pues, en este tipo de instalación tendremos siempre una bomba de trasiego de fuel, con su correspondiente filtro en aspiración de malla apropiada, desde el depósito de almacenamiento hasta el nodriza de capacidad entre 1,5 y 2 veces el consumo de combustible de la planta a la que debe alimentar el nodriza. La alimentación al quemador, es recomendable, que se realice siempre en anillo de presión, con el fin de asegurar en todo momento las condiciones de caudal, presión y temperatura requeridos por el quemador. Como velocidades en los tubos de combustible se recomiendan las siguientes: -

Aspiración de la bomba de trasiego:

0,2 m/s

-

Impulsión de la bomba de trasiego:

0,5 m/s

-

Rebosadero:

0,25 m/s

-

Impulsión y retorno de quemador:

0,5 m/s

Como en el caso del gasóleo, tanto el nodriza como bombas y quemador dispondrán de los accesorios indicados, además de los propios que debido al tipo de combustible y su necesidad de calentamiento precisen. A la vista de la temperatura que se deba alcanzar en función de las necesidades del tipo de quemador instalado, se deberá prever los siguientes calentamientos: A) Calentamiento en el tanque de almacenamiento para alcanzar una temperatura de bombeo adecuada que puede estimarse en unos 30ºC. Normalmente se instala una resistencia eléctrica de fondo en la boca de aspiración de Depósito Legal nº Z-2355-2005

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una potencia entre los 3 y 5 Kw en función del caudal a aspirar por la bomba de trasiego. B) Calentamiento en el depósito nodriza para alcanzar los 70ºC en el mismo. C) Calentamiento en LINEA, después de la bomba de presión, para alcanzar la temperatura requerida por el quemador. Algunos fabricantes, en especial los de quemadores de pulverización mecánica suministran el quemador con este sistema final de calentamiento incluido. Además del sistema eléctrico normalmente utilizado, como método

de

calentamiento,

puede

instalarse

un

sistema

de

calentamiento por vapor o agua sobrecalentada, teniendo en cuenta de que la temperatura de pared no sobrepase los 140ºC, con el fin de evitar los depósitos en la pared de la tuberías de fuel por cracking del mismo. En el caso de vapor deberá preveerse la correspondiente estación reductora de presión a 3 Kg/cm2 si la presión de vapor disponible es superior y el caso de agua sobrecalentada una estación secundaria de agua sobrecalentada a esta temperatura mediante un intercambiador de calor con el primario conectado al circuito de agua sobrecalentada principal y el secundario al sistema de calentamiento del combustible. El calentamiento en el depósito nodriza se realizará mediante un serpentín de intercambio de calor con la correspondiente válvula termostática a la entrada del fluido calefactor y consiguiente sistema de purga de condensados en el caso de utilizar vapor. Es recomendable, además de aislar convenientemente las tuberías de fuel el disponer de un calentamiento de acompañamiento Depósito Legal nº Z-2355-2005

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de estas tuberías, mediante resistencias eléctricas arrolladas a las mismas y sus termostatos de seguridad. Adicionalmente, con el fin de reducir consumo eléctrico en instalaciones de consumo de fuel de cerca de 1000 Kg/h pueden instalarse tuberías de calefacción por acompañamiento, de vapor o agua sobrecalentada, con los correspondientes purgadores de final de LINEA, en el caso de utilizar el vapor como medio calefactor. A la entrada de combustible al quemador deberemos disponer de un termómetro y un termostato de seguridad de temperatura mínima.

8.4.3.- COMBUSTIBLE GASEOSO En la instalación de alimentación de combustible gaseoso al quemador debe tenerse especial cuidado en alimentar al mismo a la presión requerida por el fabricante del quemador, por lo que siempre deberá existir una estación reductora y reguladora de presión desde la presión de alta de distribución de gas (1,5 a 2,5 Kg/cm2) a la presión de baja a la que necesita ser alimentado el quemador (50 a 250 mbar). La reglamentación vigente indica los accesorios y seguridades que debe disponer la tubería de alimentación de gas al quemador en función del consumo del mismo y que normalmente forma parte del paquete del suministro del quemador.

8.5.- CHIMENEAS Para la evacuación de los gases de la combustión a la atmósfera, las calderas, al final de su recorrido disponen de una chimenea cuya altura deberá ser como mínimo 1 m más alta que cualquier edificio situado en un radio de 10 m de la misma. Esta recomendación de la Depósito Legal nº Z-2355-2005

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Norma UNE trata de evitar los posibles efectos nocivos de los torbellinos que el viento pueda producir por la existencia de paredes próximas a la salida de gases de la chimenea. Adicionalmente, la altura de la chimenea deberá cumplir lo indicado en la O.M del 18.10.76 sobre prevención de la contaminación industrial que fija la altura mínima de la chimenea en función del combustible, caudal de gases y zona de ubicación de la caldera (provincia y calificación de contaminación de la zona). El diámetro recomendable de esta chimenea debe ser dado siempre por el fabricante de la caldera y la Norma UNE recomienda que la velocidad de los gases en su interior esté comprendida entre los 12 y 14 m/s.

8.5.1.-LA ALTURA DE LAS CHIMENEAS EN CALDERAS DEBAJO DE O.M. SOBRE PREVENCION DE LA CONTAMINACION INDUSTRIAL En el Anexo II de la O.M. del 18.10.76 sobre prevención y corrección de la contaminación industrial de la atmósfera, da las instrucciones necesarias para el cálculo de la altura de las chimeneas en instalaciones industriales medianas y pequeñas. El ámbito de aplicación incluye las chimeneas que evacuen los gases de instalaciones de combustión de potencia global inferior a 100 Mw (86 x 106 Kcal/h) y que emitan un máximo de 720 Kg/h de gases contaminantes o 100 Kg/h de partículas sólidas. Nuestro estudio centrado en calderas utilizando combustibles líquidos y/o gaseosos para pequeñas y medianas industrias se basa en dicha O.M. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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El sistema propuesto en esta O.M. se basa en el cálculo de la altura de la chimenea según la fórmula (77):

H $

A.Q F . n x 3 C M V .#T

(77)

siendo: -

H = Altura de la chimenea sobre el suelo en m

-

A = Parámetro que refleja las condiciones climatológicas del lugar = 70 x IC (IC según TABLA del Anexo

2

de

la

O.M.

citada) -

Q = Caudal de substancias contaminantes en Kg/h

-

F = Coeficiente (F=1 para SO2 y F=2 para partículas sólidas)

-

CM= Concentración máxima de contaminantes del suelo en mg/Nm3

-

n = Número de chimeneas en una distancia igual a 2H

-

V = Volumen de gases evacuados en la boca de la chimenea en m3/h

-

#T= Diferencia entre la temperatura de los gases en la boca de la chimenea y la temperatura media anual del aire ambiente del lugar en ºC

Además el valor de H debe cumplir la condición de que el penacho de humos tenga un mínimo de impulso vertical convectivo según la siguiente expresión :

dT

- 188x


V 2 2

x S (78) Página 141 de 189

siendo: -

dT = Diferencia entre la temperatura de los gases en la boca de chimenea y la temperatura máxima del mes mas cálido del lugar

-

V = Velocidad de salida de los gases en boca de chimenea en m/s

-

S = Sección de la chimenea en m2

A la vista de la fórmula (77) se observa que no existe una altura mínima de chimenea en el caso de combustibles limpios (gas natural, propano, butano y gasóleo) pues el valor de Q es igual a cero por no producir la combustión de estos productos ni gases contaminantes (SO 2) ni partículas sólidas. Así pues, para este tipo de combustibles, la chimenea a instalar deberá solo tener una altura suficiente para superar cualquier obstáculo en un radio de 10 m, atendiendo solo a cuestiones de combustión y tiro. La aplicación de las fórmulas (77) y (78) se reduce solo a calderas en que el combustible utilizado es fuel oil (por su contenido en S que puede llegar hasta el 3,6%) y combustibles sólidos. Sabiendo que la reacción de la combustión del S (azufre) es S + O2 = SO2 , tenemos que 32 gr de S dan 64 gr de SO 2, es decir, que la combustión de 1 Kg de fuel-oil produce 0,072 Kg de SO2 (según % de S en el combustible). Vamos a expresar las fórmulas (77) y (78), introduciendo la cantidad de combustible quemado (caso fuel-oil) en Kg/h (K) y en las condiciones siguientes : Depósito Legal nº Z-2355-2005

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-

1 Kg de F.O. produce 13,5 Nm3 de gases

-

Tomamos como temperatura de gases a la salida de la caldera (TH) los casos de 180, 230 y 250ºC

-

La pérdida de temperatura de los gases a lo largo de la chimenea se estima en 40ºC

-

La temperatura media máxima del lugar se estima en 40ºC

-

Se considera solo el caso de chimenea aislada (n=1)

y

F=1(SO2) -

Se estudian los tres casos de contaminación:

!

baja

cM= 0,2..0,5 = 0,35 mg/Nm3

! media

cM= 0,4..0,2 = 0,20 mg/Nm3

! alta

cM= 0,4..0,3 = 0,10 mg/Nm3

a combinación de temperaturas y valores de cM nos dan nueve casos posibles que expresamos a continuación, tomando como valor de temperatura media anual del aire ambiente del lugar 20ºC.

TABLA XXlll ALTURA CHIMENEA DEBAJO DE FORMULA (77) CASO Tª. GASES ºC CONT. CM ALTURA CHIMENEA (m) 1 2 3 4 5 6 7 8 9

180 230 250 180 230 250 180 230 250


0,35 0,35 0,35 0,2 0,2 0,2 0,1 0,1 0,1

H = 1,0332 R H = 0,9563 R H = 0,9320 R H = 1,3671 R H = 1,2650 R H = 1,2332 R H = 1,9326 R H = 1,7896 R H = 1,7440 R

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El valor de R en la TABLA XXlll es R = IC1/2 .K1/3 y los valores de IC varían según condiciones climáticas del lugar, desde un mínimo de 3,76 (TARIFA) hasta 9,79 (MOLINA DE ARAGON) que aplicados a los valores de H de la TABLA XXlll nos dan unos valores según nivel de contaminación de la zona según la TABLA XXlV con Z = K1/3.

TABLAXXlV ALTURAS CHIMENEA CALIFICACION

ALTURA CHIMENEA (m)

ZONA DEBAJO DE CONTAMINACION BAJA

H = 2 Z..3,23 Z

MEDIA

H = 2,65 Z..4,28 Z

ALTA

H = 3,75 Z..6,04 Z

Si se utiliza fuel-oil de bajo índice de azufre (BIA), la altura de la chimenea se reduce según HBIA = 0,654 H. La aplicación de los valores de H según la TABLA XXlV da unas alturas de chimenea mucho mas altas que las que normalmente están instaladas en las calderas en servicio, por lo que la aplicación estricta de la ley, obligaría a modificar la práctica totalidad de las chimeneas de las calderas pirotubulares, quemando fuel-oil, en servicio. En la práctica se acepta que la altura de la boca de salida de gases de la chimenea, esté situada a una cota H según la fórmula (78) de forma que se cumpla: Depósito Legal nº Z-2355-2005

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H 2

-

188

dT

xw 2 x S

(79)

El valor de dT será igual a la temperatura de los gases a la salida de la caldera TH menos 40ºC como temperatura máxima del mes mas cálido menos la pérdida de temperatura a lo largo de la chimenea por radiación y convección de ésta al ambiente, supuesta sin aislar. El cálculo de ésta pérdida dificulta la aplicación de esta fórmula, por lo que proponemos el siguiente método aproximado basado en las siguientes hipótesis:

! La temperatura exterior de la chapa de la chimenea es igual a la temperatura de los gases.

! El calor específico de los gases a lo largo de la chimenea, es el mismo e igual a 0,33 Kcal/Nm3.h para temperaturas entre 170 y 250ºC.

! La máxima temperatura exterior ambiente es de 40ºC.

! Las pérdidas por m de una chimenea es igual a (TH-40)/F, siendo F un coeficiente dependiente del diámetro de la chimenea que varía de 0,18 hasta 0,08 para diámetros hasta 1300 mm. Así pues, si a lo largo de la chimenea se pueden perder tºC, tendremos : Calor a la entrada de la chimenea – Calor perdido = Calor al final de la chimenea. T H Kx13,5xCe xTH % Hx F Depósito Legal nº Z-2355-2005

$ Kx13,5xCe x (TH % t )

(80)

Página 145 de 189

T H % 40 T H % 40 (81) $ Kx135 , x 033 , xF KxFx4,455

T H % 40 (82) dT $ T H % 40 % H 4,455 xKxF El valor de la velocidad de los gases en la boca de salida a la atmósfera, oscila, en este tipo de calderas, entre 8 y 12 m/s por lo que el valor de S (Sección de la chimenea en m2) será: 273 ( T H % txH Kx13,5 273 (83) S $ 3600 w

sustituyendo en (79) los valores de dT (82) y S (83), tenemos una relación de H (altura de la chimenea necesaria), según la fórmula (79) y K cantidad de F.O. consumido en la caldera en función de la velocidad de los gases a la salida de la chimenea y la temperatura de estos gases (T H) a la salida de la caldera.

H 2

-

188

T H % 40 %

T H % 40

Kx13,5 x xw2 x

273 ( T H % txH 273

3600 xw

(84)

4,455 xKxF

Como forma práctica de resolver esta ecuación, se propone utilizar un programa informático que dando valores a H, nos de un valor de H igual al tomado inicialmente.


Página 146 de 189

Como ejemplo de la importancia de la temperatura TH y de la velocidad de los gases en chimenea en el valor de H, exponemos los resultados obtenidos para el caso de un consumo de 500 Kg/h de F.O.

TABLA XXV CASO A : DEBAJO DE DE LA FORMULA (77)

CONTAMINACION

ALTURA CHIMENEA

BAJA

15,87..25,63 m

MEDIA

21,03..33,96 m

ALTA

29,75..47,93 m

TABLA XXVl CASO B : DEBAJO DE DE LA FORMULA (79) VELOCIDAD GASES m/s

DIAMETRO mm

Tª. GASES ºC

ALTURA CHIMENEA H m

8

701

180

7,5

9

661

180

8,2

10

627

180

8,9

11

597

180

9,6

12

572

180

10,2

8

739

230

6,7

9

696

230

7,3

10

660

230

7,8

11

629

230

8,4


Página 147 de 189

8.6.- EQUIPOS COMPLEMENTARIOS 8.6.1.- PRODUCTORES DE VAPOR En determinadas industrias que consumen preferentemente fluido térmico es posible que para determinados procesos necesiten vapor, por lo que es necesario instalar un productor de vapor que es una caldera de vapor que produce vapor mediante intercambio de calor con un fluido a temperatura superior a la del vapor saturado producido. Este productor dispondrá de los mismos accesorios y controles que una caldera convencional. Así mismo, si el fluido producido es agua sobrecalentada, estaremos ante un productor de agua sobrecalentada que dispondrá igualmente de los mismos accesorios y controles que una caldera convencional de agua sobrecalentada. El cálculo de la superficie de calefacción del productor de vapor o agua sobrecalentada se realizará aplicando la fórmula citada para el cálculo de superficies de calefacción a convección, tomando las temperaturas de entrada y salida del fluído caliente y la temperatura de saturación para el caso del vapor o la temperatura de ida en el caso de agua sobrecalentada. El valor de K dependerá del tipo de fluído caliente y de la velocidad de éste por el interior de los tubos del serpentín de intercambio. Orientativamente el valor de K e de: Agua – Agua

300 a 600 Kcal/h.m2. ºC (500)

Aceite – Agua

250 a 600 Kcal/h.m2. ºC (400)

Vapor – Agua

300 a 800 Kcal/h.m2. ºC (600)

Entre paréntesis se dan unos valores comunes de este coeficiente de transferencia de calor por convección. Para la regulación de la producción de calor del productor, se emplea válvula motorizada de tres vías, instalada en el retorno del fluido Depósito Legal nº Z-2355-2005

Página 148 de 189

caliente y regulado mediante sonda de presión (vapor) o temperatura (agua sobrecalentada) y regulador proporcional.

8.6.2.- ACUMULADORES DE VAPOR Cuando las demandas de vapor son puntuales (corta duración y gran demanda instantánea) es necesario instalar acumuladores de vapor. Veamos un ejemplo práctico para ilustrar el problema y su solución. Sea una instalación que consuma 50 Kg. De vapor a 4 Kg/cm 2 durante 4 sg, siendo el tiempo entre demandas de 60 sg. Si instalásemos una caldera capaz para suministrar la demanda requerida necesitaríamos una caldera de 50 x 3600/ 4 = 45.000 Kg/h de vapor. El vapor realmente consumido es de solo 3000 Kg (50 x 3600/60). Si colocamos una caldera de 3000 Kg/h y un acumulador de vapor de capacidad suficiente para que cada 60 s nos acumule 50 – (3000 x 4 /3600) = 46,67 Kg se habrá resuelto el problema. Para ello acumularemos el vapor a una presión mas elevada y produciremos el vapor por el revaporizado del agua del acumulador al pasar de la presión elevada (alta entalpía) a la baja presión de servicio (4 Kg/cm2) (baja entalpía). Esta diferencia de entalpías multiplicado por la cantidad de agua contenida en el acumulador nos debe dar el calor necesario para la vaporización de los 46,67 Kg de vapor que necesitamos. Una vez descargado el vapor, la caldera continúa trabajando durante 56 sg para volver a acumular calor en el depósito acumulador y poder reiniciar el ciclo. Vamos a calcular el tamaño del depósito acumialador para el caso del ejemplo, suponiendo que la presión de servicio de la caldera es de 10 Kg/cm2. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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Entalpía del agua a 10 Kg/cm2 : 185 7 Kcal/Kg Entalpía del agua a 4 Kg/cm2 : 152,2 Kcal/Kg Diferencia de entalpías : 33,5 Kcal/Kg Calor necesario para la revaporización de 46,67 Kg de vapor: 46,67 x (657,3 – 152,2) = 23.573 Kcal Kg de agua necesarios: 23.573/33,5 = 703,6 Kg Utilizaremos un depósito de 1 m 3, habida cuenta de la cámara de vapor del mismo, colocando un tubo de entrada de vapor longitudinalmente al mismo, en la parte inferior del depósito y provisto de perforaciones para una mejor distribución en el seno del agua. Atención especial debe darse al tamaño de la tubuladura de conexión del depósito a la tubería de salida de vapor que debe permitir la evacuación del vapor revaporizado en el tiempo indicado.

8.7.-

SISTEMAS

DE

PRESURIZACION

DE

CALDERAS

DE

AGUA

SOBRECALENTADA En las instalaciones de transferencia de calor, en donde, el líquido caloriportante utilizado es el agua a temperaturas superiores a los 100 ºC (agua sobrecalentada), las instalaciones deben diseñarse de tal forma que en ningún punto de la misma, la presión sea inferior a la correspondiente a la presión de saturación del vapor a la temperatura del agua. En la práctica, este problema puede ser resuelto de distintas formas, desde la presurización del sistema con el vapor generado por la caldera, hasta la solución de presurizarlo por un sistema ajeno al caldera. Con el fin de unificar y normalizar los posibles métodos de presurización, dentro del grupo de trabajo CEN/TC 269 de la Comisión Europea de Normalización Depósito Legal nº Z-2355-2005

Página 150 de 189

sobre el futuro Código Europeo de Calderas, se han propuesto diversos sistemas que presentamos a continuación, como guía de los proyectistas para la implantación de la instalación apropiada y segura del circuito de agua sobrecalentada. Los métodos de presurización posibles son: * Sistema de presurización abierto (Fig. 13) * Sistema de presurización cerrado : - Colchón de vapor en la propia caldera (Fig.14) - Colchón de vapor en depósito de expansión (Fig.15) - Colchón de gas en vaso de expansión (Fig.16) - Colchón de gas en depósito de expansión (fig.17) - Con bomba de presurización (Fig.18) - Con colchón de vapor externo (Fig.19) En general, en todas las instalaciones de agua sobrecalentada, deberán cumplirse las siguientes condiciones: -

La temperatura del circuito de retorno no debe ser inferior al valor determinado por el fabricante

de la caldera, salvo en

los arranques y paradas del sistema. -

La presión de servicio en la instalación debe prevenir que pueda revaporizarse el agua, en

-

cualquier lugar de la misma.

Todo sistema de agua sobrecalentada debe disponer de un espacio de

expansión capaz de

compensar los cambios

de volumen volumen del sistema dependientes de las variaciones de temperatura. -

Si se instala una válvula de interrupción entre la caldera y el espacio de expansión, ésta debe permitir que sea bloqueada en posición de abierta.


Página 151 de 189

-

El dimensionado de las tuberías de expansión y alimentación del sistema (Fig 1) deberán cumplir

con los valores siguientes:

!

di (expansión) = 15 + 1,397 Q1/2 mm (85)

!

di (alimentación) = 15 + 0,9237 Q1/2

mm (86)

siendo : di = Diámetro interno de la tubería en mm !

Q = Potencia calorífica de la caldera en Kw.

En el caso de que una tubería sea a la vez de expansión y alimentación el valor de di será: di 1,25 ( 15 +1,397Q1/2 ) mm (87) En ningún caso, di será inferior a 25 mm.

NOTA.- En el Art. 16.3 de la Legislación vigente en España (ITC MIE-API) se indica que se calculará de forma que el flujo de agua desde caldera a depósito de expansión o viceversa, en las condiciones mas desfavorables de operación, su velocidad no será


Página 152 de 189

superior a 1 m/s. Si no se justifica esta velocidad, se tomará el diámetro que resulte de aplicar esta fórmula : di = 15 + 1,5(Q/1000)1/2 mm (88) siendo Q la potencia de la caldera en Kcal/h. Comparando las fórmulas (86) y (88) tenemos: tene mos: di = 15 + 0,0476Q1/2 (89) di = 15 + 0,0474Q1/2 (90) ambos casos las fórmulas (86) y (88) son equivalentes. La innovación europea es fijar el valor mínimo de las tuberías de alimentación, así como, contemplar el caso de tuberías combinadas de expansión y alimentación que nuestra legislación no contempla, salvo en el caso de instalaciones de agua caliente.

En las fig.13 a 19 se presentan esquemas de los posibles sistemas de circuitos de agua sobrecalentada, según sea el sistema de presurización adoptado, con el equipo de control mínimo necesario. !

Todos los sistemas deberán disponer de una bomba de circulación de agua, cuyo caudal no permita que puedan

presentarse

condiciones

adversas

al

funcionamiento de la caldera. En principio, su caudal vendrá determinado por la siguiente fórmula:

o

Q / 1000 (91) K $ (t % t r ) xVe

siendo : K = Caudal de agua en m3/h Q = Potencia de la caldera en Kcal/h ti – tr = = Diferencia de temperatura en ºC entre ida y retorno. Ve = Volumen específico en m3/T del agua a la temperatura en donde está situada la bomba de circulación.


Página 153 de 189

!

Para calderas, operando con colchón de vapor interno (Fig.13), el equipo de control y seguridades será el mismo que se aplica en calderas de vapor y los tubos de ida y retorno deberán terminar por lo menos 50 mm por debajo del nivel mas bajo reglamentario.

Si la caldera es del tipo inundada (completamente llena de agua), la toma de salida de agua (ida) se tomará en el punto mas alto de la caldera.


Página 154 de 189

!

Para calderas operando con depósitos de expansión presurizados por vapor (Fig 15 y19) o colchón de gas (Fig 17), así como, depósitos abiertos con presurización por medio de grupo motobomba (Fig 18), el sistema indicador y de control de nivel se colocarán en el depósito de expansión.


Página 155 de 189

!

El nivel de agua deberá ser controlado automáticamente con protección de operación por nivel bajo, actuando sobre el sistema de aporte calorífico. En todos los casos en que el limitador de nivel se coloque en el depósito de expansión, se colocará un limitador de nivel adicional en la parte superior de la caldera o en lugar adyacente (tubuladura de salida).

!

En toda caldera inundada, salvo en el caso de depósitos de expansión abiertos, deberá colocarse una válvula de ventilación en la zona mas alta de la misma.

!

Deberán instalarse indicadores de temperatura en las líneas de ida y retorno, con indicación, en la carátula, de la máxima temperatura permitida. En la instalación deberá preverse la posibilidad de control de esta temperatura por medio de termómetro patrón.


Página 156 de 189

!

Tanto en las calderas, como en los depósitos de expansión cerrados deberán colocarse manómetros con grifos de 3 vías. Así mismo en los sistemas cerrados, salvo en el caso de la Fig.16, deberá instalarse un sistema controlador de la presión, colocado en la caldera o en el depósito de expansión si la presurización se realiza por el propio vapor (Fig 14 y 15), solo en el depósito de expansión si se utiliza un sistema de vapor externo (Fig 19) o por colchón de gas (Fig 6) y aguas debajo de la bomba de presurización (Fig 18).


Página 157 de 189

!

Salvo en instalaciones con depósito de expansión abierto (Fig 13), se deberá disponer de un sistema limitador de presión máxima, situado en la caldera para evitar que se sobrepase la presión máxima admisible.

!

Toda instalación con sistema de presión exterior con membrana, deberá disponer de una conexión para poder

comprobar

que

el

vaso

está

convenientemente lleno de gas. !

En los sistemas presurizados por bomba (Fig 18), la válvula automática, situada en la LINEA de by-pass de la bomba de presurización debe ser activada, si cualquiera de los limitadores de presión actúa.

!

La descarga de las válvulas de alivio, en las instalaciones de agua sobrecalentada debe ser conducidas a un depósito flash, de diseño adecuado, para dejar evacuar solo a la atmósfera, el vapor flash producido en la descarga de las


Página 158 de 189

válvulas y evacuando el agua (sin presión) al desagüe. !

Es posible operar varias calderas de agua sobrecalentada en paralelo, salvo en los siguientes casos: -

Calderas con colchón de vapor interno.

-

Calderas con colchón de vapor externo, salvo que el depósito de expansión sea común.

8.7.1.-DIMENSIONADO DE LOS DEPOSITOS DE EXPANSIÓN Según sea el tipo de instalación escogido, deberemos conocer los siguientes parámetros: -

Volumen total de la planta (VA, litros) compuesto por Caldera, tubería y aparatos consumidores.

-

Temperatura máxima de trabajo en el sistema (t ºC).

-

Volumen expandido (VE, litros) debido al cambio de temperatura, supuesta una temperatura de llenado de 10 ºC

-

El incremento n% será: n = 3,9 x 10-4 x t2 +0,31 (92) y el volumen expandido VE = VA x n / 100 (93)

-

El volumen inicial Vv (volumen de líquido almacenado en el depósito a la temperatura mas baja de la planta será :

-

20 % del volumen del depósito de expansión si éste no es superior a 15 l.

-

0,5 % de VA para depósitos de expansión mayores.

-

La presión inicial P0 (presión de gas en depósito de expansión antes de presurizar el sistema) será, como mínimo igual a la presión estática Pst más la presión de saturación Ps correspondiente a t. !

-

P0 - Pst + Ps (94)

La presión final PE no será nunca superior a la presión de disparo de la válvula de seguridad menos la presión de rearme de la misma. En


Página 159 de 189

ciertos casos, se tomará en cuenta la diferencia de presión estática entre el depósito de expansión y la localización de la válvula de seguridad. -

El volumen nominal Vn del depósito de expansión abierto no será inferior a 2 VE y en el caso de depósitos sin membrana de 3 VE.

-

- Para depósitos con membrana y sistemas con generación de presión interna el volumen Vn será de 1,5 (VE +Vn) (95).

-

En el caso de vasos de expansión con membrana, el volumen nominal será al menos de:

V Nmin

o

$

(Ve

( Vv ) x( Pe ( 1) Pe % P

(96)

0

-

cumpliéndose además que el volumen efectivo V0 - VE + Vv Para asegurar que el vaso contiene el volumen inicial de agua en

condiciones de planta fría, la presión de llenado será al menos de :

P amin

El

vaso

de

$

Vn ( P 0 ( 1) (97) Vn % V v

expansión

se

seleccionará

por

el

tamaño

correspondiente a vv. Para asegurar que a la temperatura máxima la presión PE no se supera, la presión de llenado no superará el siguiente valor:

P amax


$

P e ( 1 Ve ( P e ( 1) 1( Vn ( P 0 ( 1)

% 1

(98)

Página 160 de 189

Para asegurarse que la presión de llenado se ha seleccionado convenientemente PA

max

será 0,2 bar superior a PA

min.

Si no es así, se

seleccionará un vaso de tamaño superior. El volumen de los depósitos de expansión con membrana y sistema externo de presión (colchón de gas o bomba) será:


Página 161 de 189

Vn min = Vv + VE, cumpliéndose además que V0 - Vv + VE.

9.- LÍNEAS DE DISTRIBUCION 9.1.- VAPOR Una vez producido el vapor en el equipo adecuado (caldera, recuperador, productor), debemos diseñar la red de tuberías apropiada para que el vapor llegue a todos los puntos de consumo en las condiciones requeridas de caudal, presión y título necesarias.

9.1.1.- COLECTOR Podemos realizar la distribución de vapor instalando un colector de vapor distribuidor ya sea en la propia sala de calderas y/o en las distintas naves en donde existen aparatos consumidores. La existencia de colector nos permite poder seccionar una determinada línea de vapor para realizar una modificación o sustitución de la misma sin tener que parar la planta. Para calcular el tamaño apropiado es recomendable adoptar una sección igual a 1,5 veces la sección de las distintas tuberías a él conectadas. Un diámetro de colector inferior causa problemas de distribución con falta de vapor en las tuberías mas alejadas de la tubería de entrada de vapor, así como, pérdida de presión excesiva. Este colector debe disponer siempre de un sistema de purga del agua decantada de arrastre del vapor, así como, de los condensados de la tubería entre caldera y colector, recuperando estos condensados en el tanque de alimentación de la caldera.


Página 162 de 189

La unión entre caldera y colector se realiza normalmente mediante tubería del mismo tamaño que el correspondiente al de la válvula de salida de vapor de la caldera. Una buena instalación, si existen varias calderas, dispondrá siempre de colector de vapor en sala de calderas.

9.1.2.- TUBERIA El transporte de vapor desde el punto donde se produce hasta el punto de consumo requiere una tubería que da lugar a: -

Pérdida de presión, pues la circulación del vapor por el interior de la tubería se realiza con una pérdida de carga por

rozamiento,

proporcional

a

la

velocidad

de

circulación y la longitud de la tubería. -

Pérdida de vapor al condensarse parte del vapor que circula por la tubería por las pérdidas por radiación a través de la superficie de la tubería, aún estando aislada.

Utilizar tuberías de gran tamaño (velocidad del vapor baja) reduce sensiblemente la pérdida de carga pero incrementa el coste de la instalación, así como, la cantidad de vapor condensado. El uso de tuberías de transporte de sección reducida, rebaja el coste de su instalación y la cantidad de vapor condensado pero aumenta las pérdidas de presión. El diseño de una instalación adecuada de distribución de vapor debe partir de conocer exactamente las necesidades de cantidad de vapor y presión necesarios en cada punto de consumo.


Página 163 de 189

La máxima pérdida de carga admisible será igual a la presión de vapor en válvula de salida de vapor en caldera y la presión de vapor necesaria en punto de consumo. Para conocer la pérdida de carga de una tubería de transporte de vapor debemos aplicar la siguiente fórmula :

2

w .. . L # p = " 2g. d i .104

( 76 )

siendo :

#p = Pérdida de carga en Kg/cm 2. " = Coeficiente que depende del Nº de Reynolds (Re) y del tamaño de la tubería. W = Velocidad del fluído en m/s.

. = Peso específico en Kg/m3. L = Longitud equivalente de tubería en m. g = 9,81 m/s2. Di = Diámetro interior del tubo en m. El valor de Re es igual a w.di// siendo / la viscosidad cinemática del vapor en m2/s. En la TABLA XXVll damos el valor de / para vapor saturado entre 1 y 20 Kg/cm2 de presión manométrica.


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TABLA XXVll VISCOSIDAD CINEMATICA VAPOR m2/s x 106 PRES.

0

1

2

3

4

5

6

&

22

13

10

7

6

5

4,5

PRES.

7

8

9

10

11

12

13

&

4

3,7

3,3

3,1

2,9

2,7

2,5

PRES. 14

15

16

17

18

19

20

&

2,3 2,1 2,02 1,94 1,86 1,78 1,7

En la TABLA XXX se da el valor de " según valores de Re y diámetro de tubería, supuesto un valor de rugosidad de pared de 0,03 (tubo de acero industrial). Mediante el valor de L (longitud equivalente) introducimos la influencia de curvas, válvulas y accesorios en la pérdida de carga de la tubería. Este valor de L es igual a la longitud de la tubería desarrollada mas las longitudes equivalentes de cada una de las interferencias en la conducción de la tubería. Damos a continuación los valores de las longitudes equivalentes para accesorios y elementos de la instalación.

LONGITUD

EQUIVALENTE

PARA

ACCESORIOS

Y

ELEMENTOS

DE

INSTALACION VALVULAS EN ANGULO

L/di = 80

VALVULAS DE RETENCION

L/di = 145

VALVULAS DE PIE

L/di = 145 para di 0 80

VALVULAS DE MARIPOSA

L/di = 7,5


Página 165 de 189

VALVULAS DE COMPUERTA

L/di = 7,5

VALVULAS DE ASIENTO

L/di = 102

TABLA XXVlll LONGITUDES EQUIVALENTES CAMBIOS DE SECCION d1/d2 L/(d1+d2) AMPLIACION BRUSCA

0,5 0,6 0,7 0,8

0,9

22

1,6

18

10

5,3

AMPLIACION GRADUAL 7,8 5,7 3,7 2 REDUCCION BRUSCA

4,1 9

12

REDUCCION GRADUAL

0,8 2,1 4,1 7

0,8

13,5 14,3 10,6

TABLA XXlX LONGITUDES EQUIVALENTES CURVAS 45º L/di R=d

60º

90º

180º

13,9 18,8 20,8 41,6

R=2d 7,8

10,6 12,3 24,6

R=5d 6,5

7,4

8,2

16,4

En el cálculo de las tuberías de vapor, debe considerarse siempre, el caudal máximo que deba circular por la tubería, teniendo en cuenta


Página 166 de 189

que aunque el caudal medio horario sea uno, el caudal a considerar será el máximo de la instalación. Como velocidad de transporte podemos optar, según sean las condiciones de presión, caudal y distancia, por valores entre 25 y 50 m/s, tanto más baja cuanto mas longitud de instalación exista.

TABLA XXX COEFICIENTE di

" x 10-3

Nº REYNOLDS Re

mm x 105

x 106

x 107

2

4

6

8

10

2

4

6

8

10

2

4

6

8

10

10

29

26,8

26,2

26

25,9

25,9

25,9

25,9

25,9

25,9

25,9

25,9

25,9

25,9

25,9

15

27

25,2

24,3

24

23,7

23,5

23,5

23,5

23,5

23,5

23,5

23,5

23,5

23,5

23,5

20

26

24,3

23,3

22,8

22,5

22

21,9

21,9

21,9

21,9

21,9

21,9

21,9

21,9

21,9

25

25,5

23,8

22,7

22

21,7

21,1

21

21

21

21

21

21

21

21

21

32

24,8

23,1

22

21,5

20,9

20

19,8

19,8

19,8

19,8

19,8

19,8

19,8

19,8

19,8

40

24,6

23

21,5

20,8

20,2

19,2

18,8

18,7

18,7

18,7

18,7

18,7

18,7

18,7

18,7

50

24,5

22,9

21

20,3

19,8

18,4

18

17,8

17,8

17,8

17,8

17,8

17,8

17,8

17,8

65

24,4

22,8

20,8

20

19,5

18

17,4

17,2

17,1

17,1

17,1

17,1

17,1

17,1

17,1

80

24,3

22,7

20,5

19,6

19

17,3

16,5

16,2

16,1

16,1

16,1

16,1

16,1

16,1

16,1

4”

24,3

22,6

20

19,5

18,7

17

16

15,5

15,4

15,3

15,3

15,3

15,3

15,3

15,3

5”

24,2

22,5

19,9

19,4

18,5

16,7

15,5

15

14,8

14,7

14,6

14,5

14,5

14,5

14,5

6”

24,2

22,4

19,8

19,3 18,3

16,5

15,2

14,7

14,5

14,3

14,1

14,1 14,1

14,1

14,1

8”

24,1

22,3

19,7

19,1

18,1

16,1

14,8

14,2

14

13,8

13,3

13,2

13,2

13,2

13,2

10”

24,1

22,2

19,6

19

18

16

14,6

14

13,7

13,5

13

12,8

12,8

12,8

12,8


Página 167 de 189

En la TABLA XXXl se da la velocidad del vapor saturado, según presión manométrica y tamaño de tubo para 1000 Kg/h de vapor. La TABLA XXXll da el caudal de vapor saturado que puede pasar por una tubería determinada, según presión, para que la pérdida de carga sea de 0,2 Kg/cm2 por cada 100 m de longitud equivalente.

TABLA XXXl VELOCIDAD EN m/s DE 1000 Kg/h DE VAPOR SATURADO bar ½”

¾”

1”

1

1

¼”

½”

2”

2

3”

4”

5”

6”

8”

½”

1

1248 685 393 231 172 108 65

47

28

18

12

7,4

2

854

469 269 158 118 74

44

32

19

13

8,5

5

3

653

358

56

34

25

15

9,6

6,5

3,9

4

528

290 166 98

73

46

27

20

12

7,8

5,2

3,1

5

445

244

140 82

61

38

23

17

9,9

6,5

4,4

2,6

6

384

211

121 71

53

33

20

14

8,6

5,6

3,8

2,3

8

303

166 95

56

42

26

16

11

6,7

4,4

3

1,8

10

250

137

79

46

35

22

13

9,4

5,6

3,7

2,5

1,5

12

213

117 67

39

29

18

11

8

4,7

3,1

2,1

1,2

15

175

96

55

32

24

15

9

6,5

3,9

2,5

1,7

1,04

18

148

81

46

20

134

74

42

205 121 90

27 25


20 19

13 12

7,6 6,9

5,5

3,3

2,1

1,4

0,88

5

3

1,9

1,3

0,80

Página 168 de 189

TABLA XXXlI CAUDAL VAPOR SATURADO Kg/h #p = 0,2 Kg/cm2 x 100 m bar 1/2" 3/4" 1"

1

1

2"

1/4" 1/2" 21

2

3"

4"

5"

6"

8"

1751 3968

1/2"

1

1,5

4

9,2

33,4 68,3 147

247 528

982

2

1,9

4,7

11.1 25,4 40,3 82,6 204

298 638

1187 2117 4797

3

2,1

5,4

12,7 29

341 731

1358 2423 5491

4

2,4

6,1

14,1 32,2 51,3 105

247

379 811

1508 2691 6098

5

2,7

6,6

15,4 35,1 55,9 114

265

413 884

1644 2932 6645

6

2,8

7,1

16,6 37,8 60,1 123

299

444 951

1768 3154 7147

8

3,2

8,1

18,6 42,6 67,7 139

329

500 1071 1991 3553 8050

10

3,5

8,8

20,5 46,8 74,5 152

356

550 1178 2190 3909 8858

12

3,8

9,6

22,2 50,8 80,7 165

356

596 1276 2373 4235 9596

15

4,2

10,6 24,6 56,1 89,2 182

394

659 1411 2624 4681 10607

18

4,5

11,5 26,7 61

97

198

428

717 1534 2852 5089 11532

20

4,8

12,1 28,1 64

102

208

449

752 1609 2992 5339 12097

46,2 94,5 227

Veamos un ejemplo de aplicación de la TABLA XXXll. Deseamos transportar 1500 Kg/h de vapor saturado a 6Kg/cm2, con una pérdida de carga máxima de 0,5 Kg/cm2 con una longitud equivalente de 80 m (distancia, curvas, válvulas, etc.).


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Como que la pérdida de carga es directamente proporcional al cuadrado de la velocidad y a la longitud, podemos escribir la siguiente relación:

Q0

$ Q1

# p0 xL (100) # p1 xL0

siendo: Q0 el valor del caudal de vapor según la TABLA XXXll

#p0 = 0,2 Kg/cm2 y L0 = 100 m. Aplicando valores, tenemos Q0 = 848,5 Kg/h En la línea correspondiente a 6 Kg/cm2 tenemos que un tubo de 4" permite pasar 951 Kg/h de vapor y el anterior solo 444,2 Kg/h. Escogeremos el tubo de 4" y la pérdida de carga de la tubería será de : 0,5 x (848,5/951)2 = 0,398 Kg/cm2. Finalmente, indicamos unos consejos de orden práctico, a considerar siempre que se proyecte una instalación de vapor:

!

La tubería deberá tener siempre pendiente negativa en la dirección de avance del vapor.

!

Al fina de cada línea debe instalarse siempre un sistema purgador de los condensados producidos

en el transporte

del vapor. !

Las tomas de vapor, desde la línea principal hasta los puntos consumidores se realizará siempre

por la generatriz superior

de la conducción principal y con el tubo de conexión en forma de “báculo

de obispo”.


Página 170 de 189

!

Como las tuberías de distribución de vapor están sometidas a dilatación por la temperatura alcanzada en servicio igual a la temperatura del vapor transportado, deben preverse los adecuados sistemas de absorción de dilataciones mediante la colocación de adecuados puntos fijos y puntos

deslizantes,

colocando entre puntos fijos un sistema compensador de estas dilataciones por medio de liras de dilatación realizada con el propio tubo de transporte o por compensadores tipo fuelle. La dilatación a compensar será:

#L = L0 x 1 x (ts - 15) (101) siendo:

#L = Dilatación a compensar en mm L0 = Longitud de tubería entre puntos fijos en mm

1 = Coeficiente de dilatación del acero = 0,000011 s =

!

Temperatura del vapor en ºC

El diseño de los puntos deslizantes solo debe permitir el movimiento

longitudinal del tubo, evitando todo movimiento

transversal. !

Siempre que el trazado de la tubería, por necesidades de la instalación,

produzca un sifón (punto

bajo en relación a

la instalación de la tubería), se deberá colocar en este punto bajo un pote colector

de

condensados

y

el

correspondiente sistema de purga de los mismos.


Página 171 de 189

9.2.- AGUA SOBRECALENTADA En una instalación de agua sobrecalentada, podemos aplicar las líneas generales indicadas en el apartado correspondiente a la distribución de vapor, teniendo en cuenta en este caso de que el líquido transportado en este caso es agua. Como en el caso del vapor, es recomendable disponer de un colector distribuidor, principalmente, si la planta productora de agua sobrecalentada dispone de dos o mas calderas, colocando la bomba de circulación entre el colector de retorno y la caldera.

9.2.1.- BOMBA DE CIRCULACION A diferencia de una instalación de vapor en que el mismo circula por la diferencia de presión del vapor a la salida de la caldera y la presión en los puntos de consumo con la condensación del vapor alimentado, en el caso de instalaciones de agua sobrecalentada se debe dispones de una bomba que nos impulse el caudal de agua previsto a lo largo de la instalación que siempre será en circuito cerrado. Para la selección de la bomba adecuada, debemos conocer el caudal de agua a vehicular y la altura manométrica que debe tener el agua a la salida de la bomba que será igual a la pérdida de carga de la instalación de distribución de agua en sus circuitos de ida y retorno. Para el cálculo de agua a circular aplicamos la fórmula (102): M = Q/(ti - tr )

(102)

siendo: M = Caudal de agua a circular en Kg/h Q = Potencia térmica transportada en Kcal/h Depósito Legal nº Z-2355-2005

Página 172 de 189

ti = Temperatura del agua a la salida de la caldera en ºC tr = Temperatura del agua a la entrada de la caldera en ºC Como que la bomba mueve m 3 y necesitamos mover Kg de agua, debemos calcular los m3/h equivalentes a los Kh/h calculados. Para ello aplicamos la fórmula (103): V = M/pe (103) siendo: V = Volumen a circular en m3/h M = Kg/h de agua a circular pe = Peso específico en Kg/m 3 correspondiente a la temperatura del agua que circule por la omba En la TABLA XXXlll se dan los valores del peso específico del agua a distintas temperaturas.

TABLA XXXlll PESO ESPECIFICO AGUA en Kg/m3 t ºC 10 Pe

30

40

50

60

70

80

90

100

999,6 998,2 995,6 992,1 988,0 983,2 977,7 971,8 965,3 958,3

t ºC 110 Pe

20 120

130

140

150

160

170

180

190

200

951,0 943,1 934,8 926,1 916,9 907,3 897,3 886,9 876,0 864,6 Para conocer la altura manométrica que debe dar la bomba a

instalar, seguiremos las pautes de cálculo que se indican el el Apdo. 9.2.2, teniendo en cuenta de que el cálculo nos da la pérdida de carga


Página 173 de 189

de la instalación en Kg/cm2 y que la bomba nos dá altura manométrica de agua, por lo que deberemos transformar la pérdida de carga de Kg/cm2 a m.c.d.l.

9.2.2.- TUBERIA Como velocidad teórica de transporte es recomendable tomar una velocidad de 2 m/s, calcular el diámetro de tubo correspondiente y ajustar al valor nominal de tubo mas próximo al valor calculado. Para calcular la pérdida de carga aplicamos la fórm. (76) siendo los valores de / necesarios para calcular el valor del Nº de Reynolds los que se dan en la TABLA XXXlV

TABLA XXXlV VISCOSIDAD CINEMATICA AGUA en m2/s x 106 ºC 10

20

30

/

0,8

0,65 0,55 0,48 0,44

1

40

50

60

ºC 110 120 130 140 150 160

/

0,28 0,25 0,24 0,22 0,2

70

80

90

100

0,4

0,37

0,33

0,3

170 180

190

200

0,195 0,19 0,183 0,176 0,17

Conocido el valor de Re (Reynolds), encontramos el valor de " en la TABLA XXX. El cálculo de la longitud equivalente se obtiene aplicando los mismos criterios que se han indicado para el caso de las tuberías de vapor. Realizados todos los cálculos, si el el valor de #p es demasiado elevado, aumentaremos en un tamaño el diámetro del tubo escogido y


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si el valor de #p es bajo, calculamos la pérdida de carga con tamaño de tubo inmediato inferior y comparando con el resultado obtenido, tomaremos la decisión sobre el tamaño de tubería a escoger y la pérdida de carga de la instalación que nos sirve para la selección de la bomba adecuada. En cuanto a los consejos de orden general a considerar en las instalaciones de distribución de agua sobrecalentada se dan los siguientes:

!

La tubería tendrá siempre pendiente positiva en la dirección de avance en la tubería de ida y pendiente negativa en la dirección de retorno.

!

Deben preverse puntos de purga de aire en la instalación, en todos los puntos altos en que pueda acumularse el aire contenido en la

!

instalación antes del llenado de la misma.

Al igual que en las tuberías de vapor, las tuberías de agua sobrecalentada deberán diseñarse de forma que se absorban las dilataciones que puedan producirse y deberán disponer de los adecuados puntos fijos y deslizantes.

9.3.- CONDENSADOS Está fuera de toda duda que retornar los condensados producidos en los distintos puntos consumidores de vapor por intercambio de calor es rentable. -

Reduce el consumo de agua y el de los aditivos necesarios para su acondicionamiento.

-

Recupera calor, elevando la temperatura del agua de alimentación, con el consiguiente ahorro de combustible.


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Aproximadamente cada 6ºC de aumento de temperatura en el agua de alimentación reduce en 1%

el consumo de

combustible. En ciertos casos, debemos plantear la rentabilidad de esta recuperación, cuando las distancias entre los puntos de consumo de vapor son muy elevadas, en cuyo caso deberán considerarse las pérdidas por radiación de las tuberías de retorno, además de las pérdidas de carga de la instalación y en los casos en que pueda existir la posibilidad de retornos contaminados ( grasas, aceites, ácidos, etc.) la instalación de un sistema detector de esta eventual contaminación que siempre es de coste elevado. El objetivo del desarrollo de este tema, es analizar la red de condensados para realizar un buen diseño de la misma, eliminando los problemas que conlleva un diseño deficiente. En una tubería de retorno de condensados distinguimos tres estados de funcionamiento: I. En el arranque de una máquina debe eliminarse el aire de

la

instalación a través del purgador. II. Durante el periodo de calentamiento de la máquina, hasta la temperatura de régimen, se produce condensado frío, muy estimado entre

una gran cantidad de

superior al normal de funcionamiento y

2 y 3 veces y además con una presión de vapor

antes del purgador más baja que la normal. III. Cuando la máquina alcanza su temperatura de régimen, la cantidad

de condensados será la correspondiente

al

vapor

consumido en condiciones normales de servicio a la temperatura muy próxima a la de saturación del vapor.


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El problema aparece al tratar de dimensionar la tubería de retorno de estos condensados hasta el tanque de agua, pues al pasar de una presión de servicio en el purgador, hasta la descarga en el tanque de agua a presión atmosférica, el agua se revaporiza en parte. Z = 100 x (IA - 100)/539 (104) siendo: Z= % de revaporizado producido a presión atmosférica en el tubo de retorno de condensados en su descarga en el tanque de agua. IA = Entalpía del agua en Kcal/Kg correspondiente a la presión de saturación. Así pues, a lo largo del tubo de retorno se produce una mezcla agua/vapor con peso específico variable que dificulta el cálculo de la pérdida de carga de la red de condensados y por lo tanto su dimensionado. A título práctico, podemos asegurar que escoger un purgador capaz de evacuar de 2 a 3 veces el caudal de vapor consumido por la máquina en condiciones de servicio es suficiente, teniendo en cuenta tomar como presión diferencial la presión de servicio de vapor en máquina menos la altura manométrica de la red de condensados en relación con la máquina y menos la pérdida de carga de la red de retorno de condensados. Así mismo, para el dimensionado de la tubería de retorno de condensados, tomaremos como caudal, el correspondiente al período de arranque en que como hemos dicho anteriormente tendrá un valor de 2 veces (como mínimo) del caudal de condensados en régimen normal. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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EJEMPLO: Una máquina tiene un consumo de vapor de 1000 Kg/h. Tomamos como caudal de

diseño de la tubería de retorno de

condensados un caudal de 2000 Kg/h. Conocido el caudal, debemos escoger un tamaño de tubería en función de la longitud de ésta hasta el tanque de agua y la presión disponible en el purgador. Si la distancia es pequeña, podemos tomar una tubería de menor tamaño pues la pérdida de carga de la misma no tendrá la misma importancia que si la distancia fuera elevada.

EJEMPLO: En una tubería de 1", un caudal de agua de 2000 Kg/h produce una pérdida de carga de 5,43 mbar/m. Si la longitud equivalente de la instalación es de 20 m, la pérdida de carga será : 20 x 5,43 =108,6 mbar (0,1086 Kg/cm2), valor aceptable, pero si la longitud equivalente de la instalación es de 100 m, esta pérdida de carga será de 1,086 Kg/cm2, valor a tener en consideración según sea la presión en purgador. En la TABLA XXXV damos los caudales de condensados por tamaño de tubería y la pérdida de carga en mbar por m en tubos de acero. Mediante esta TABLA XXXVV podemos encontrar el valor de la pérdida de carga para otro caudal, supuesto un determinado tamaño de tubería aplicando la fórmula (105).


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TABLA XXXV CAUDAL DE CONDENSADOS EN l/h di mm PERDIDA DE CARGA mbar/m 0,3

0,4

0,5

0,6

0,8

1,0

1,2

16,0

111

128

143

157

181

202

222

21,6

235

271

303

332

383

429

470

28,5

470

542

606

665

766

857

940

37,2

915

1056

1181

1294

1493

1670

1830

43,1

1322

1526

1706

1870

2158

2412

2644

54,4

2377

2745

3068

3361

3882

4339

4754

70,3

4491

5185

5797

6351

7332

8198

8982

82,5

6701

7737

9050

9477

10941 12798 12402

110,7

13976 16138 18043 19765 22822 25616 27952

2 3 Q2 5 2 d 1 5 2 # p2 $ #p1x43 Q 67 x43 d 67 1 2

(105)

siendo:

#p2 = Pérdida de carga buscada en mbar. #p1 = Pérdida de carga según TABLA XXXV. Q2 = Caudal de condensados objeto del cálculo en l/h. Q1 = Caudal de condensados según TABLA XXXV. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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d1 = Diámetro interior de la tubería según TABLA XXXV en mm. d2 = Diámetro interior de la tubería escogida en mm. Debemos recordar que el valor de la longitud a considerar es la longitud equivalente de la tubería correspondiente a la suma de las distancias en m mas las longitudes equivalentes de curvas, válvulas y otros accidentes de la misma, como se ha indicado en 9.1.2. Como primera aproximación, para iniciar el tanteo del diseño de la red de condensados, podemos tomar unos diámetros de tuberías que nos den unas velocidades de 2 m/s para distancias cortas (20 m máx.), de 1 m/s (hasta 150 m) y de 0,5 m/s para longitudes superiores, supuesto, como mínimo, un caudal doble al considerado de régimen. Realizado el cálculo comprobaremos si la pérdida de carga total del sistema es aceptable en relación a la presión de vapor en el purgador y en caso contrario, tomaremos un tamaño de tubo superior en el tramo de tubería que fuese necesario. Recordamos que la pérdida de carga del sistema debemos incrementar la altura manométrica de la red de retorno en relación al punto de purga y que siempre es aconsejable instalar válvulas de retención después de cada punto de purga, cuando el sistema de retorno de condensados recoge las purgas de varias máquinas, además de instalar las tuberías con pendiente hacia el depósito de alimentación de agua.

9.3.1.- AHORRO DE ENERGIA EN LA RECUPERACION DE CONDENSADOS En múltiples procesos industriales se utiliza el vapor para el aporte calorífico necesario, mediante sistemas de calefacción indirecta y los consiguientes sistemas de purga de los condensados que se obtienen al ceder su calor el vapor utilizado en el proceso. Depósito Legal nº Z-2355-2005

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El circuito clásico de agua, vapor y condensados se representa en forma simple en la Fig.20, en donde, los condensados producidos en el aparato consumidor de vapor, se envían al depósito de agua de alimentación con el fin de aprovechar el calor sensible que aún disponen, pues normalmente estos condensados están a la temperatura de saturación correspondiente a la presión de vapor existente en el consumidor. Cuanto mayor sea el porcentaje de condensados recuperados, mas calor recuperaremos y menor calor será necesario aportar en el sistema de combustión, con el fin de producir la producción nominal de la caldera, pues el agua de alimentación irá subiendo de temperatura a medida que mayor cantidad de condensados se recojan.

Como el depósito de alimentación de agua está abierto a la atmósfera, la temperatura del agua en el mismo no podrá superar los 100


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ºC, por lo que, aunque se aumente la cantidad de condensados recogidos no mejoraremos el ahorro de combustible, lográndose solamente que a partir de un determinado porcentaje de retorno de condensados, se aumente la cantidad de revaporizado producido y enviado a la atmósfera, con la consiguiente pérdida de calorías (1 Kg de vapor a presión atmosférica tiene una entalpía de 638,8 Kcal). El porcentaje de condensados r con que se alcanzan los 100 ºC en el depósito de agua es función de la temperatura de estos condensados y asumiendo que ésta es la de saturación del vapor según presión del mismo, se obtienen por aplicación de la fórmula (1): %r = 100 x (100 - ta)/(ia - ta)

(106)

siendo: ta = temperaturaagua de aporte ia = entalpía de los condensados en Kcal/Kg Por aplicación de la fórmula (106) y supuesto ta = 20 ºC, tenemos que recoger un 80% de condensados a 1 bar para alcanzar los 100 ºC, pero solamente un 45,5 % si la presión es de 15 bar. Para mejorar el aprovechamiento calórico de los condensados recogidos, evitando en lo posible el revaporizado en el depósito de alimentación de agua, se pueden alimentar directamente los condensados a la caldera mediante un circuito agua, vapor y condensados que se representa en la Fig. 21 Ajustando el valor P1 de la presión de trabajo en el colector de condensados, podremos alimentar directamente los condensados a la Depósito Legal nº Z-2355-2005

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caldera, con un mínimo de vapor flash que se aprovecha enviándolo al depósito de agua, para calentamiento del agua de aporte compensatoria del vapor no recuperado y de las purgas de la caldera.

En el depósito de recogida de condensados, éstos con temperatura superior a la de saturación correspondiente a su presión de tarado, se revaporizan en parte (vapor flash), en mayor cantidad cuanto menor sea esta presión, por lo que para evitar, cuando el porcentaje de condensados sea alto, que se pierda vapor flash en el depósito de alimentación de agua por alcanzarse los 100 ºC, deberá aumentarse en lo posible la presión de tarado en el colector, teniendo en cuenta de que el sistema de purgadores instalados sea capaz de evacuar la totalidad del condensado producido en las condiciones de presión diferencial ( Presión de vapor en consumidor - ( Presión vapor en colector + pérdidas de carga del sistema de condensados)) del sistema.


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En las TABLAS XXXVl y XXXVll resumen que se adjuntan, para distintos % de condensados según sea el sistema escogido de retorno de estos condensados, se puede observar que hasta un 40 % de retorno de condensados el sistema, según Fig.20, es suficiente y el método recomendable por su menor coste de inversión que representa. A partir del 50 % y en función del tamaño de la instalación (cantidad de vapor producido), debe estudiarse la rentabilidad de una instalación según el Esquema de la Fig.21, que mejora, el rendimiento de la instalación, para condiciones de alto porcentaje de retorno de condensados. Como ventaja añadida a la disminución de combustible necesario para producir una cantidad de vapor determinada, es la de reducir el consumo de agua de aporte necesaria, con el consiguiente ahorro de coste en el tratamiento y acondicionamiento de esta agua. Según las TABLAS XXXVl y XXXVll que se adjuntan, para un 80 % de retorno de condensados, la comparación de datos, nos da el siguiente resumen entre los sistemas de las Fig. 20 y 21: -

Ahorro de combustible..........7,62 %

-

Ahorro de agua de aporte.......0,0681 Kg/Kg vapor producido

-

Ahorro de revaporizado.........0,061 Kg/Kg vapor producido


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RECUPERACION

TABLAXXXVI

CONDENSADOS

RETORNO DE CONDENSADOS A DEPOSITO DE AGUA DE ALIMENTACION tA ºC

AGUA ALIM.

CONS.COMB.

REVAPORIZ.

K/K VAPOR

%

K/K VAPOR

0

20

1

100

-

10

36

0,90

97,52

-

20

52

0,80

95,04

-

30

68

0.70

92,56

-

40

84

0,60

90,08

-

50

100

0,50

87,60

-

60

100

0,4258

87,60

0,0258

70

100

0,3717

87,60

0,0517

80

100

0,2776

87,60

0,07756

90

100

0,2034

87,60

0,1034

100

100

0,1293

87,60

0,1293

DATOS : 1.- TEMPERATURA AGUA AMBIENTE = 20 ºC 2.-PRESION VAPOR EN CALDERA = 10 bar 3.- CONDENSADOS A TEMPERATURA DE SATURACION SATURACION


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RECUPERACION

TABLA XXXVll

CONDENSADOS

ALIMENTACION DIRECTA CONDENSADOS A CALDERA CON VAPOR FLASH A DEPOSITO DE AGUA DE ALIMENTACION tA

P1

A.DIRECTA VAP.A A.ALIM. CONS.COMB. REVAPOR.

ºC

bar Kg/Kg VAP.

DEP.

Kg/Kg

%

Kg/Kg

Kg/Kg VAP.

VAP.

VAP. 0

-

-

-

-

-

-

-

10

-

-

-

-

-

-

-

20

-

-

-

-

-

-

-

30

-

-

-

-

-

-

-

40

-

-

-

-

-

--

50

70

2

0,4546

0,0454 0,5

87,60

-

60

95

2

0,5456

0,0454 0,4

85,22

-

70

93

4

0,6611

0,0389 0,3

82,74

-

80

100 6

0,7677

0,0323 0,2095

79,98

0,0095

90

100 6

0,8637

0,0363 0,1199

79,03

0,2000

100

100 6

0,9596

0,0404 0,0365

78,08

0,0365

DATOS 1.- TEMPERATURA AGUA AMBIENTE = 20ºC 2.- PRESION VAPOR EN CALDERA = 10 BAR 3.- CONDENSADOS A TEMPERATURA DE SATURACION

Como complemento a este Apartado dedicado al diseño de una instalación de distribución de calor, incluimos una TABLAS que permiten facilitar el trabajo de diseño en relación a la absorción de las Depósito Legal nº Z-2355-2005

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dilataciones de las tuberías, ya sea mediante la colocación de curvas de dilatación en forma de U, en los tramos rectos o la colocación de los puntos fijos en los tramos en que el trazado de la tubería tiene una curva a 90º. La TABLA XXXVlll se refiere a la longitud de las alas de la U, supuesta un ancho de esta U de 0,9 m. Estas longitudes se tomarán siempre entre centros de las curvas a 90º que forman la U y que serán, como mínimo, del tipo 5D. Calculado el valor de la dilatación a absorber en mm, de acuerdo con la fórmula 101, según sea el diámetro de la tubería empleada, la citada TABLA nos da el valor de H (longitud del ala).

TABLA XXXVlll LONGITUD DEL ALA EN FIGURA EN U PARA ABSORCION DE DILATACIONES PARA UN ANCHO DE 0,9 m DILATACION A ABSORBER EN mm TUBO

50

75

100

125

150

175

200

1 1/2”

0,75

1,25

1,75

2,20

2,60

3,00

3,50

2”

1,00

1,40

1,90

2,40

2,75

3,15

3,60

2 1/2”

1,15

1,75

2,50

3,00

3,60

4,10

4,65

3”

1,25

2,00

2,75

3,35

4,00

4,5

5,10

4”

1,40

2,25

3,15

3,75

4,50

5,10

5,75

5”

1,60

2,50

3,45

4,15

5,00

5,50

6,25

6”

1,72

2,75

3,70

4,45

5,25

6,00

6,60

8”

1,85

3,00

4,00

5,00

5,85

6,50

7,35

10”

2,10

3,20

4,35

5,25

6,25

7,00

7,85

12”

2,25

3,45

4,65

5,60

6,70

7,50

8,25


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En la siguiente TABLA XXXlX se indica la distancia del punto fijo hasta una curva a 90º, del tipo 3D para que absorba la dilatación lineal producida contra esta curva por la parte recta posterior a la misma.

TABLA XXXlX LONGITUD EN m DESDE PUNTO FIJO HASTA CURVA 90º DILATACION A ABSORBER EN mm TUBO

5

10

15

20

25

30

35

40

1 1/2” 0,50 0,70 1,45 1,95 2,10 2,40 2,60 2,75 2”

0,60 0,80 1,60 2,05 2,25 2,50 2,75 2,90

2 1/2” 0,70 1,05 2,00 2,25 2,50 2,75 3,00 3,20 3”

0,80 1,15 2,10 2,50 2,75 3,00 3,30 3,60

4”

0,85 1,25 2,5

5”

0,95 1,40 2,70 3,20 3,55 3,90 4,20 4,60

6”

1,10 1,5

8”

1,25 1,75 3,35 4,00 4,40 4,85 5,30 5,70

10”

1,35 1,85 3,75 4,35 4,85 5,35 5,85 6,25

12”

1,60 2,15 4,15 4,85 5,40 6,00 6,40 6,85

2,85 3,20 3,50 3,65 4,15

2,85 3,50 3,85 4,25 4,65 4,95

Finalmente en la TABLA XL se dan los espesores de aislamiento para tuberías circuladas por fluidos calientes que reducen las pérdidas por radiación de este transporte, asegurando una temperatura exterior que cumple la legislación de Seguridad e Higiene en el trabajo.


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Curso de Diseño de Calderas Pirotubulares_29.pdf

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