Empresa Diamante Proyecto de Centrales

UNT

UNIVERSIDAD NACIONAL DE TRUJILLO ESCUELA DE INGENIERÍA MECÁNICA PROYECTO DEL CURSO DE CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGÍA

Docente:

Ing. Eli Guayan Huaccha

Integrantes:

Bautista Ortiz Eduardo Calderón rodríguez Eder Rafael paredes Gianfranco Romero Santillán Breiddy

Curso:

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE

ENERGIA

TRUJILLO – PERU 2013

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA

INDICE INTRODUCCIÓN

…………………………………………………………………………...3

1. DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA………………………………………………………4 1.1. CONSUMO HUMANO INDIRECTO………………………………………………5 1.2 CONSUMO HUMANO DIRECTO………………………………………………....6 2. PROCESO DE FABRICACION DE HARINA DE PESCADO……………………..7 2.1. DIAGRAMA DE FLUJO DEL PROCESO:……………………………………….8 2.2 DESCRIPCIÓN DEL PROCESO DE HARINA DE PESCADO…………………9 2.3 MAQUINARIAS Y EQUIPOS:………………………………………………………14 3. CÁLCULOS DE INGENIERIA: LA LINEA DE VAPOR……………………………….15 3.1 LA CALDERA:………………………………………………………………………..15 3.2 LAS TUBERIAS DE VAPOR:……………………………………………………….16 3.3 CÁLCULO Y DIMENSIONAMIENTO DE LAS TUBERIAS………………………18 3.4 CÁLCULO DE CAÍDAS DE PRESIÓN EN TUBERÍAS:…………………………21 3.5 SELECCIÓN DE TRAMPAS DE VAPOR………………………………………….23 3.6 SELECCIÓN DE VÁLVULAS……………………………………………………….28 3.7 SELECCIÓN DEL ESPESOR Y AISLANTE DE LA TUBERÍA DE VAPOR... 28 4. LÍNEA DE COMBUSTIBLE……………………………………………………………..31 4.1 TIPO DE COMBUSTIBLE UTILIZADO……………………………………………33 4.2 CARACTERÍSTICAS FÍSICO QUÍMICAS DEL COMBUSTIBLE…………….33 4.3 CONSUMO DE COMBUSTIBLE…………………………………………………33 4.4 TANQUES DE ALMACENAMIENTO……………………………………………34 4.5 CÁLCULO Y DIMENSIONAMIENTO DE LAS LÍNEAS DE TRANSPORTE DE COMBUSTIBLE…………………………………………………………………………36

INGENIERÍA MECÁNICA

Página 1

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA 4.5.1 Determinación del caudal a transportar…………………………….. 37 4.5.2. Determinación del diámetro óptimo de la tubería………………….. 38 4.5.3. Determinación de la longitud y formas de las tuberías…………… 43 4.5.4. Determinación de válvulas y accesorios…………………………….. 44 4.5.5. Calculo de pérdidas de carga…………………………………………. 45 5. LÍNEA DE TRATAMIENTO DE AGUA……………………………………………….50 6. CONCLUSIONES DEL PROYECTO…………………………………………………50 7. ANEXOS………………………………………………………………………………….51


Página 2


INTRODUCCIÓN El objetivo de este proyecto es analizar y seleccionar la instalación de vapor de la empresa PESQUERA DIAMANTE S.A. sede Puerto Malabrigo, para lo cual emplearemos conceptos y conocimientos generales de lo que es un caldero Pirotubulares, y cómo está constituido, su proceso de funcionamiento y operación abordando luego

cálculos

para

su

diseño,

así

como

planos

y

dibujos

referenciales para su desarrollo. La empresa PESQUERA DIAMANTE tiene como finalidad satisfacer las necesidades alimenticias del mercado peruano y mundial mediante el suministro de proteínas y omega 3 de origen marino, pescando de manera responsable, promueve el bienestar en las comunidades donde interactúa, preservando el ambiente y generando valor a sus clientes, trabajadores y accionistas, mediante una gestión corporativa moderna, En las condiciones actuales de la economía se necesita obtener, desde un principio, el máximo de economía y seguridad en el servicio del conjunto a un costo mínimo. Este objetivo se logra por medio de un riguroso estudio, para que todos los componentes y accesorios de que se forma la planta guarden entre sí la relación equilibrada conveniente. Cada elemento debe conservar una proporción determinada con relación a los demás, tanto el propietario como el ingeniero, así como el fabricante, tienen un interés común en la obtención de una instalación lo más eficiente posible y esto requiere su más íntima colaboración. Es así que la empresa es reconocida en el mercado local e internacional como una corporación de vanguardia en el suministro de productos de origen marino de alto valor agregado para el consumo humano.


Página 3


PROYECTO DE CENTRALES DE PRODUCCION DE ENERGIA 1. DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA:

La

empresa PESQUERA

DIAMANTE

S.A fundada el 30/06/1993 se dedica a la producción de harina de pescado y aceite de pescado como subproducto. Para ello cuenta con una flota de 24 barcos y plantas ubicadas en Callao, Pisco, Supe, Samanco, Mollendo

y

Puerto

Malabrigo.

En

la

producción de harina de pescado se utilizan líneas con secado al vapor (steam dried) y en la que se utilizan secadores de fuego directo (flame dried o FAQ). Además procesan aceite crudo y aceite pama, el primero de mejor calidad debido a su mayor concentración de aceites. Por ultimo procesan concentrado proteico de solubles, que lo dirigen principalmente para los langostinos. Las plantas cuentan con sistemas de alarma y anunciador general para casos de emergencia, circuitos de agua contra incendios y sistema de extintores. Los tanques de almacenamiento de hidrocarburos cuentan con muros de retención en caso de derrames. Las embarcaciones son inspeccionadas anualmente por la Dirección General de Capitanías y Guardacostas. Cuenta con certificación del "Sistema de Gestión de Calidad e Inocuidad GMP+B2" garantizando a sus clientes que la calidad de los productos estén respaldados por un sistema de gestión auditado anualmente.


Página 4

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Pesquera Diamante tiene procedimientos establecidos para el manejo y control de factores como la calidad y seguridad del agua de abastecimiento, limpieza e higiene de la planta y sus servicios. Entre sus principales productos: 1.1. CONSUMO HUMANO INDIRECTO Desde la descarga de la pesca hasta la presentación del producto final, todos los productos pasan por un estricto control de calidad. Se cuenta con laboratorios de control en cada una de las plantas, además trabajan con equipos de última generación que permiten cumplir con los más altos niveles de exigencia solicitados. HARINA DE PESCADO La producción total de harina se encuentra alrededor de las 200,000 TM/año, de las cuales el 90% corresponden a harina Steam Dried y 10% Flame Dried. Los productos pasan por un estricto control de calidad durante todo el proceso, desde la descarga de la pesca hasta el producto terminado. Para garantizar la excelencia en la entrega final, todas las plantas cuentan con laboratorios y equipos de última generación destinados al control de calidad. La harina es exportada hacía más de 40 destinos diferentes y en diversas presentaciones: a granel o en sacos de 25, 50 ó 1,200 kilos, dependiendo del requerimiento del cliente, y bajo minuciosas medidas de seguridad. 

Planta Malabrigo

Capacidad de proceso: 117 TM/hora. Capacidad de almacenaje de materia prima: 3,000TM de pescado. ACEITE DE PESCADO


Página 5

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA La producción total de aceite se encuentra alrededor de las 30,000 TM/año, con las cuales abastecemos a nuestros principales clientes de los mercados de acuicultura, así como los de consumo humano directo; garantizando el contenido mínimo de 30% de omega 3 y los ratios de EPA y DHA que el cliente requiere, de acuerdo a sus necesidades. El aceite es exportado crudo, semi-refinado o refinado, en diferentes presentaciones: tanques-containers, bines de 1 TM, cilindros y flexitanques, a requerimiento de nuestros clientes. NUTRIFORCE Producto constituido básicamente de proteína soluble altamente concentrada, dirigido al mercado acuícola. Contiene aminoácidos esenciales, vitaminas, minerales y nucleótidos que no solo son efectivos atractantes en dietas acuáticas, sino que también refuerzan el sistema inmunológico, contribuyendo con la prevención de las enfermedades y plagas en las especies cultivadas. 1.2 CONSUMO HUMANO DIRECTO PESCADO CONGELADO Las plantas de procesamiento de congelado, trabajan con líneas automatizadas especialmente diseñadas para congelar especies pelágicas como jurel, caballa y sardina Peruana, las cuales procesamos en presentaciones WRF (entero), HGT (sin cabeza, sin vísceras y sin cola), HG (sin cabeza y sin vísceras); además de pota en todas sus presentaciones, perico, calamar, pejerrey y conchas de abanico, entre otros  Planta Callao Capacidad de procesamiento de 740 TM/día. Dos cámaras de almacenamiento con capacidad de 7,000 TM. 10 túneles de congelamiento de 52.8 TM/batch. 01 congelador continúo de 36 TM/día para productos IQF.  Planta Bayóvar Capacidad de procesamiento de 50 TM/día. INGENIERÍA MECÁNICA

Página 6

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Capacidad de almacenamiento por 2,000 TM. CONSERVAS Se produce productos que se distribuyen en diferentes mercados del mundo y también para nuestra marca local Frescomar. Esto obliga a dirigir nuestros esfuerzos al procesamiento de especies como el jurel, la caballa y la sardina peruana, muy requeridas en sus distintas presentaciones: envases y líquidos de gobierno tales como agua y sal, salsa de tomate, aceite de girasol, aceite de oliva, etc.

PESCADO FRESCO Para ofrecer pescado fresco de primera calidad, descargamos el pescado a través de líneas con agua refrigerada dispuestas en nuestras plantas del Callao y Samanco. Contamos con un lugar

especialmente

para

la

venta

directa en los principales mercados pesqueros de la costa: del Callao a Villa María y Ventanilla, y de Samanco a Piura, Trujillo y Chiclayo; y por medio de nuestra red de distribuidores abastecemos a los pueblos de la sierra del país con pescado fresco de primera calidad. 2. PROCESO DE FABRICACION DE HARINA DE PESCADO La producción total de harina se encuentra alrededor de las 200,000 Tm/año, de las cuales el 90% corresponden a harina steam dried y 10% flame dried. La harina es exportada hacía más de 40 destinos diferentes y en diversas presentaciones: a granel o en sacos de 25, 50 ó 1,200 kilos, dependiendo del requerimiento del cliente, y bajo minuciosas medidas de seguridad.


Página 7


ESQUEMA DE PROCESO DE PESQUERA

Planta Pesquera Diamante

2.1. DIAGRAMA DE FLUJO DEL PROCESO:


Página 8


2.2. DESCRIPCIÓN DEL PROCESO DE HARINA DE PESCADO Para poder empezar el proceso de transformación de la harina de pescado es necesario describir los siguientes procedimientos:


Página 9

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA FAENA DE PESCA La empresa cuenta con barcos cargados de los implementos de equipos para detectar los cardúmenes en el mar. El equipo detecta una mancha de cardumen, el patrón comunica a los tripulantes, soltando un barco pequeño, los cuales sueltan redes cercando a los cardúmenes, se van formando bolsas al momento de cercarlos. Se recogen las redes en forma ordenada, dejando un rato en la superficie para escurrir el agua de los peces TRANSPORTE DE PESCADO Mediante un succionador al vacío se lleva el pescado de la bolsa hacia la bodega de la embarcación. A 500 metros de la planta está la chata

(estación

flotante)

donde

mediante

bombas se absorbe el pescado de la bodega hacia

la

embarcación.

la planta se transporta

De la chata mediante

hacia bombas

centrifugas y bombas al vacío, estas últimas utilizan menor cantidad de agua en relación con pescado en la proporción de 7 a 1 (siete de pescado uno de agua), mientras que las centrifugas en la proporción de 2 a 1.El transporte de las chatas a la planta se realiza mediante dos tuberías submarinas celestes utilizando como medio de transporte al agua. Al momento del transporte, el pescado va perdiendo sólidos y sangre que son transportados junto con el agua, siendo esta tratada posteriormente para su limpieza RECEPCIÓN Y ALMACENAMIENTO DE MATERIA PRIMA El pescado proveniente de la chata es descargado en los desaguadores

rotatorios

(tipo coladores) donde se escurre el agua de mar, la cual posee agua más sangre más sólidos y grasa, el

pescado

es transportado mediante un elevador el cual lleva al

pescado para ser pesado en

una balanza electrónica mediante un inspector SGS

que controla las 24 horas. La balanza tiene capacidad de 1.5 TM luego cae en pozas de un total de capacidad de 2000TM. Se cuenta con 2000 TM de almacenamiento. 2 pozas de 600 TM y 2 de 400 TM AGUA DE BOMBEO El agua de bombeo es tratada con el objetivo de recuperar los sólidos y grasas que se desprenden INGENIERÍA MECÁNICA

Página 10

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA de la materia prima en la etapa de descarga, así evitamos la contaminación del ambiente marino pues el tratamiento nos permite mejorar nuestra eficiencia, cumplir con los límites máximos permisibles y los estándares de calidad ambiental

COCCIÓN De

las pozas mediante tomillos sin fin y un elevador de cangilones de cajas, el

pescado es transportado hacia los cocinadores donde pasan por cocción con vapor mixto, vapor directo e indirecto, a través de chaquetas por un lapso de 20 minutos aproximadamente a una temperatura de 100 ºC. Se cuenta con tres cocinas continuas las cuales tienen capacidades de 40, 20 y 30 toneladas respectivamente. Los objetivos de la cocción son tres: esterilizar (detener la actividad microbiológica), coagular las proteínas (adherencia en el pescado) y liberar los lípidos retenidos intramuscular e intermuscularmente en la materia prima. PRENSADO Antes de pasar por el prensado, el pescado pasa por un pre-desaguado o pre-strainer para evacuar el líquido que presenta. Es como un preescurrido para prepararlo para el prensado. Se cuenta con tres prensas de doble tomillo sinfín este con una forma de mayor distancia entre los pasos, hacia una menor distancia, con el fin de ir reduciendo


Página 11

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA el volumen del pescado graduamente hasta quedar al final como una masa, llamada torta de prensa la cual sale con una humedad enlre 50 y 60%.De la prensa sale dos sustancias: el liquido de prensa (licor de prensa) y el sólido de prensa (torta de prensa). El sólido de prensa va hacia el secado y el líquido de prensa es tratado por un separador para conseguir torta de separador, y mediante centrifugado del líquido del separador agua de cola. FASE LÍQUIDA En la fase liquida se separan los sólidos insolubles presentes en el licor de prensa a través de un separador de solidos (dichos solidos separados se unen posteriormente con la torta de prensa), luego el licor es tratado en una centrifuga parar separar el aceite crudo con alto contenido de omega 3 del agua de cola El aceite se envía a tanques de almacenamiento mientras que el agua de cola es tratada en evaporadores múltiples en serie, que son de película descendente, tratada con vapor de agua a temperaturas de 120, 100 y 70 C; lo que sale, llamado concentrado, se

aprovecha

debido a las proteína ,vitaminas. etc., y el porcentaje de 7 a 8% de sólidos que hay en el adicionándolo a la torta de prensa, aumentándole su humedad en 10 % aproximadamente.

FASE SÓLIDA / HARINA En la fase solida se realiza el secado (proceso térmico). La torta de prensa junto con la torta de la separadora y el concentrado son llevados a la etapa de secado. Para la harina steam dried la torta es llevada por un secador rotadisk donde por medio de discos circula vapor conduciéndole calor a la torta y reduciendo entre 40 a 45% de


Página 12

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA humedad; para la segunda etapa de secado se cuenta con dos secadores de rotatubos los cuales constan de tubos puestos en forma horizontal por donde ingresa el vapor mientras la torta gira alrededor de los tubos calentándose por el contacto, existen dos rotatubos pues esta es la etapa más crítica donde el producto en proceso es bastante para uno solo, por ello para agilizar el proceso se coloca un rotatubos más. El primer secado (presecado) dura alrededor de 45 minutos, hasta aquí no puede haber más de 4 % de grasas y la segunda etapa (secado) dura alrededor de 30 minutos por ello esta etapa es el principal punto critico en el proceso de harina de pescado. Es muy importante pues no hay otra fase donde se pueda eliminar los microorganismos que se pueden desarrollar y formar la bacteria salmonera. Después del secado el porcentaje de humedad debe ser entre 8 a 9.5%. Se debe evitar que llegue a 10 pues después en la etapa de succión es muy posible que aumente u humedad y perjudique la harina. De la etapa de secado sale el scrap más harina sin moler. La temperatura mínima del scrap a la cual se puede decir que no hay peligro de formación de salmonera es de 70 ºC para reducir las partículas grandes de harina, pasa a un molino.

ENFRIADO El producto deshidratado debe ser enfriado a fin de detener reacciones químicas, bioquímicas y biológicas que tienen lugar en el proceso .el enfriamiento se lleva a cabo en un tambor rotativo en la cual la harina durante el transporte se irá enfriando.

MOLIENDA El scrap que sale de los rotatubos son conducidos hacia una tolva pasando por un molino seco y las partículas que no pasen la rejilla son transportadas hacia un molino


Página 13

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA de martillo loco donde se reducirá de tal manera que pase por la rejilla. La molienda debe de tener una granulometría de 75%. ENSACADO Antes de ensacar la harina s el agrega un antioxidante (Etoxiquina liquida) entre 700 a 900 ppm por medio de un atomizador por bomba que permite evitar la combustión de la harina al momento de ser succionada por el ventilador hacia la zona de ensacado. Finalmente la harina pasa por un tamizador rotativo que permite filtrar cualquier tipo de pequeñísimos solidos o bolsas que puedan haber permanecido en la harina. Para colocar la capacidad exacta de 50kg cuenta con una balanza electrónica que permite colocar la harina en sacos de 50kg. Pasa luego por una máquina de coser. Cada lote de harina corresponde a 1000sacos es decir 50 toneladas de harina de pescado. El material de las bolsas para la harina es de polipropileno plastificado TRASIEGO Las bolsas de 50 kg pasan por un trasiego para ser colocadas en grupos de 20 en bolsas de 1 tonelada (jumbos) para luego ser llevadas a ambientes adecuados para mantener su calidad.

2.3 MAQUINARIAS Y EQUIPOS: En la planta se utilizan 6 calderas industriales Cleaver Brooks, con diferentes potencias de producción de vapor, en la tabla 1 se listan las calderas usadas.


Página 14

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Tabla 1. Lista de calderas.

Caldera

Potencia (BHP)

Caldera Cleaver Brooks N° 1

500


600


800


900


800


1200

ENTRADA DE DATOS 1.DATOS DE LA CALDERA Presión de diseño Temperatura nominal Producción de vapor Combustible de trabajo

VALOR

UNIDAD

120 170 75116 Petróleo

psi ºC kg/h

Industrial N°6 47097.6

kW

520

mm Hg

Temperatura

20,00

°C

Humedad relativa

56,00

%

3.OTROS DATOS Factor de carga de la caldera Aire Estequiometrico Aire Estequiometrico Exceso de Aire Índice de Exceso de Aire

80,8 13,69 10,14 121,8 2,218

% kg/kg Nm3/kg %

Potencia nominal (500-1200 BHP) 2. CONDICIONES AMBIENTALES Presión



Desgasificador: Un desgasificador de retorno de condesado Cleaver Brooks modelo TVM, para aprovechar un 80% del agua de alimentación de las calderas que retorna después



de su uso en los servicios de la empresa. Sistema tratamiento de agua

El agua se obtiene de un pozo subterráneo natural, el afluente no es continuo todo el mes, motivo por el cual se hace uso de un tanque contenedor, el agua extraída es del tipo excede el contenido de sales en un 1 ppm, por lo que es del tipo dura, siendo necesario un ablandador de agua, que en la planta es de la marca Cleaver Brooks modelo SMR.Se utilizan bombas centrifugas Hidrostal, para bombeo de agua. OTROS ACCESORIOS:  Válvulas INGENIERÍA MECÁNICA

Página 15

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA    

Filtros Trampas de vapor Juntas de expansión Ablandadores

3. CÁLCULOS DE INGENIERIA: LA LINEA DE VAPOR 3.1 LA CALDERA: Las calderas a utilizar son de tipo Pirotubulares, marca CLEAVER BROOKS modelo CB 650-600. Siendo la caldera un equipo indispensable para la obtención de vapor, es necesario hacer un completo análisis de los diferentes factores que se emplean para la selección de la caldera. Lo primero que se debe tomar en cuenta para determinar la capacidad de la o las calderas a seleccionar es la demanda de vapor existente en el proceso de la elaboración de la harina de pescado, para así estar seguro que la caldera no sea antieconómica o que no cubra la demanda necesaria. Los gases calientes procedentes de la combustión de un combustible, circulan por el interior de tubos cuyo exterior esta bañado por el agua de la caldera. El combustible se quema en un hogar, en donde tiene lugar la transmisión de calor por radiación, y los gases resultantes, se les hace circular a través de los tubos que constituyen el haz tubular de la caldera, y donde tiene lugar el intercambio de calor por conducción y convección. Según sea una o varias las veces que los gases pasan a través del haz tubular, se tienen las calderas de uno o de varios pasos. Los gases muy calientes procedentes de un quemador, se conducen a través de múltiples tubos embebidos en el agua contenida en el cuerpo de la caldera, hasta una chimenea de salida al exterior. Estos tubos se conocen como tubos de fuego. Durante el paso por los tubos, ceden el calor al agua circundante, calentándola y haciéndola hervir, los vapores resultantes, burbujean en el resto del agua para concentrarse en el domo de donde se extraen para el proceso. Una válvula de seguridad calibrada, impide que se alcancen presiones peligrosas para la integridad de la caldera.


Página 16


Esquema de los controles de la Caldera Cleaver Brooks

3.2 LAS TUBERIAS DE VAPOR: Las tuberías principales llevan vapor desde la caldera a un lugar en el cual están instaladas unidades múltiples denominadas en conjunto como manifold. La red de distribución de vapor junto con los reguladores de presión y temperatura, constituye la parte central de una instalación para generación de vapor, esta va a ser la encargada de conducir el vapor generado por la caldera hacia los diferentes puntos de demanda existentes en el proceso. La distribución de las tuberías de vapor depende de la cantidad de equipos que operan con vapor y de su ubicación dentro de la planta procesadora. Deberá elegirse la distribución más óptima de tal modo que asegure un buen funcionamiento del sistema y no se produzcan caídas de presión significativas, evite pérdidas excesivas de calor y minimice costos de instalación. En el esquema siguiente se muestra gráficamente la distribución de las tuberías de vapor principales y secundarias.


Página 17



Página 18

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA 3.3 CÁLCULO Y DIMENSIONAMIENTO DE LAS TUBERIAS Para dimensionar las tuberías de vapor se sigue el procedimiento del manual de Spirax Sarco. A continuación

se

presenta

el

desarrollo

y

cálculos

para

el

dimensionamiento de las tuberías de acuerdo a los requerimientos analizados. Datos: (Para las 6 calderas)

¿

Agua evaporada por 1 BHP

Q=¿

Total agua evaporada:

´ Caudal del vapor ( m

34,50

¿ 15,65 Kg/h

Lb/h

75120 Kg/ h

¿ 165600lb/h

m=75.120 ´ m ³/h

)

Pvapor =8.44 kg /cm2 =120 psig=827.36 KPa=8.27 ¯¿ Tablas 2: flujo másico para cada caldera

Potencia Flujo

Calder

Calder

Calder

Calder

Calder

Caldera

Unidade

a

a

a

a

a

1200BH

s

500BH

600BH

800BH

900BH

800BH

P

P

P

P

P

P

500 7825

600 9390

800 12520

900 14085

800 12520

1200 18780

BHP Kg/h

7,825

9,39

12,52

14,085

12,52

18,78

m3/h

másico vapor( Q ) Caudal del

´ vapor( m¿

 CALCULO DEL DIÁMETRO DE LAS TUBERÍAS DE VAPOR: Si se dimensiona la tubería en función de la velocidad, entonces los cálculos se basan en el volumen de vapor que se transporta con relación a la sección de la tubería. Para tuberías de distribución de vapor saturado seco, la experiencia demuestra que son razonables las velocidades entre 25 - 40 m/s, pero deben considerarse como el máximo sobre la cual aparecen el ruido y la erosión, particularmente si el vapor es húmedo. Tabla 3: Velocidades del vapor recomendadas (Libro “Calderas Industriales y marinas”)


Página 19

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Tipo de Vapor

Práctica Americana (m/s)

Práctica Francesa (m/s)

Vapor Sobrecalentado

40 a 75

30 a 35

Vapor Saturado

20 a 35

20 a 25

Vapor de escape

30 a 45

20 a 30

Vapor de los evaporadores

35 a 50

25 a 30

Vapor al vacío

45 a 60

40 a 50

Utilizando la tabla anterior como guía, es posible seleccionar las medidas de tubería a partir de la presión de vapor, velocidad y caudal. Área de la sección transversal:

A=

CAUDAL VOLUMETRICO( V ) VELOCIDAD DE FLUJO(V )

Dónde:

´ m(kg /s) x v (m ³/kg)

Caudal volumétrico (�) = Volumen específico:

P ¿ ¿ ¿

3

υ=0.2403 m /kg

A partir de esta información, se puede calcular la sección (A) de la tubería:

A=

π × D2 V = 4 V

√

4 ×V

D ¿ π ×V

Despejando tenemos:

Esto nos dará el diámetro de la tubería en metros. Para un diámetro nominal de 8 pulgadas tenemos para cada caldera: Tabla 4: velocidades de vapor para cada caldera

Potencia Diámetro tubería

Caldera

Caldera

Caldera

Caldera

Caldera

Caldera

Unidade

500BH

600BH

800BH

900BH

800BH

1200BH

s

P

P

P

P

P

P

500 8

600 8


800 8

Página 20

900 8

800 8

1200 10

BHP pulgadas

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA nominal Diámetro tubería Área nominal Caudal volumétrico Velocidad del vapor

0,2032

0,0324

0,5223 16,108

0,2032

0,0324

0,6268 19,329

0,2032

0,0324

0,8357 25,772

0,2032

0,0324

0,9402 28,994

0,2032

0,0324

0,8357

0,254

metros

0,0324

m2

1,2536

m3/s

25,772

24,741

m/s

De este modo vemos que la velocidad del vapor para este diámetro en la tubería esta entre los rangos de la velocidad recomendada por el manual Spirax Sarco. De este modo es necesario volver a recalcular el área de la sección transversal para esta velocidad y poder encontrar nuestro diámetro real. Determinando una velocidad media para calcular un área real tenemos:

Vmedia

¿

16+ 19+25+28+25+24 m =23,453 ≅24 6 s

Entonces reemplazando esta velocidad en la sección de tubería (A) y despejando el diámetro tenemos: Tabla 5: Diámetros para cada caldera

Caldera

Caldera

Caldera

Caldera

Caldera

Caldera

Unidade

500BH

600BH

800BH

900BH

800BH

1200BH

s

P

P

P

P

P

P

Potencia

500

600

800

900

800

1200

BHP

Área real

0,0217

0,0261

0,0348

0,0391

0,0348

0,0522

m2

diámetro real

0,1664

0,1823

0,2105

0,2233

0,2105

0,2578

m

diámetro real

6,5539

7,1795

8,2901

8,7930

8,2901

10,1533

pulgadas

Determinando un diámetro medio tenemos:

Diámetromedio

¿

6,553+7,179+ 8,290+8,793+8,290+10,153 =¿ 8.21 pulg 6


Página 21

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Por lo tanto 8.21 ≅ 8 pulgadas (diámetro nominal)  CALCULO DE ESPESOR DE LA TUBERIAS: Como

ya

se

conoce los diámetros de las tuberías de vapor se procede a

determinar el espesor que tendrían mediante la siguiente expresión (Fuente de información: Libro “Calderas Industriales y marinas”)

e≥

p . dz +c 230 k . z + p

Dónde:

e=espesordeltubo ,enmm 2

p= presióndelfluidodelatuberia ,enKg /cm

k =esfuerzodetensiónadmisible , paraeltubo , enKg/cm2 z=coeficientededebilitamientodeltubo ( paraestecasoz=1) c=espesorsuplementarioparatenerencuentalacorosión(c=8)

d z =diametroexteriordeltubo , enmm .

(8 pulgadas ≅ 203.2 mm)

Material Hierro colado Acero colado Acero al carbón de baja calidad Acero de calidad mediana Acero de buena calidad Acero de calidad superior

k en Kg/cm^2 350 600 950 1100 1200 1600 1800

Tabla6: Esfuerzo de tensión admisible (k)

e≥

8.44 x 203.2 +8 ≥ 8 . 046 mm=0 . 315 230 ( 1600 ) 1+8.44


Página 22


Ya que el espesor debe ser mayor a 8.046 mm, según el texto de Crane para tuberías de acero de

∅=8

cedula 40 se tiene un espesor :(Apéndice B – 14)

e=0 . 322= 8.178 mm 3.4 CALCULO DE CAÍDAS DE PRESIÓN EN TUBERÍAS: Datos: 3

Volumen específico:

υ=0.2403 m /kg

Densidad:

ρ=4.1609 kg/m

Viscosidad:

μ=14.696 x 10 N . s /m

3

−6

2

Velocidad:

V ¿ 24 m/seg

Diámetro 1:

D1 ¿ 8 pulg=0.203 m=203 mm

Diámetro 2:

D2 ¿ 10 pulg=0.254 m=254 mm

 REYNOLDS:

Re =

ρ .V . D1 4.1609 ( 24 ) 0.203 = =13 80775.53 −6 μ 14.696 x 10

Re =

ρ .V . D2 4.1609 ( 24 ) 0.254 = =1725969.41 μ 14.696 x 10−6

Rugosidad de la tubería:

e=0.045 mm

 Rugosidad relativa:

e / D1=0.000221674

 Factor de fricción:

f =0.015

 Rugosidad relativa:

e / D2=0.000177165


(Del Diagrama de Moody)

Página 23


f =0.014

 Factor de fricción:

(Del Diagrama de Moody)

 CAÍDAS DE PRESIÓN:

h1−2 ( Pa ) =f

ρ. v2 L ρ . v2 . +k 2 D 2

Accesorios

4

Válvula de compuerta Válvula de globo Codo estándar 90 º Codo estándar 45 º “T” estándar (flujo recto) “T” estándar (flujo cruzado)

Diámetro Nominal, pulg 5 6 8-10

12-16

0.14

0.13

0.12

0.11

0.10

5.8

5.4

5.1

4.8

4.1

0.51

0.48

0.45

0.42

0.39

0.27

0.26

0.24

0.22

0.21

0.34

0.32

0.30

0.28

0.26

0.96

0.90

0.84

0.75

0.72

Tabla 7: Factores K para accesorios

[

h1 ( Pa ) = ( 0.015 )

[

h2 ( Pa ) = ( 0.015 )

]

(

13.3 ρ. v 2 + ( 2× 0.11 ) +( 4 × 0.42) =22.634 KPa 0.1016 2

(

83.5 ρ . v2 + ( 2× 0 .11 ) + ( 7 ×0.39+2 ×0.22 ) 0.1016 2

)

]

)

¿ 103.353 KPa h=h1 +h2=125.98 KPa=18.2 psi=1.27 kg/cm 2 En los resultados vemos que la caída de presión se da en un 15 % con relación a su presión total, esto es debido a los accesorios (codos y válvulas) y a la gran longitud que hay entre la caldera y la planta de procesos. 3.5 SELECCIÓN DE TRAMPAS DE VAPOR Básicamente, una trampa de vapor es un dispositivo que retiene

el vapor para

separarlo del condensado así como del aire y otros gases. Cada tipo de trampa


Página 24

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA tiene sus ventajas y limitaciones que deben considerarse en la selección. El tipo y tamaño de la trampa de vapor es vital para la eliminación eficiente y adecuada del condensado. Siendo las trampas de vapor muy indispensable para el drenaje del condensado en los sistemas de vapor, estas deben cumplir las siguientes funciones:    

Drenar el condensado formado. Eliminar el aire y los gases incondensables. Eliminar cualquier suciedad presente en el vapor y/o condensados. No permitir el escape de vapor

El tamaño necesario de una trampa de vapor para una aplicación dada, puede ser determinado en tres etapas : Primera etapa: Obtener la información necesaria. 

Calcular o estimar la carga máxima de condensado. Si el equipo opera con diferentes presiones de vapor, debe tomarse en cuenta la carga máxima de



condensado a la presión mínima del vapor. Presión a la entrada de la trampa. Esta puede ser mucho menor que la presión en las tuberías principales de vapor, ya que se tienen de por medio reguladores de temperatura, reductores de presión, filtros.

Segunda etapa: Aplicar un factor de seguridad La relación entre la capacidad de descarga máxima de la trampa de vapor y la carga de condensado esperada debe manejarse con un factor de seguridad. Un factor de seguridad adecuado asegura tener una trampa eficiente bajo condiciones severas de operación y además asegure la remoción de aire y los otros no condensables. A continuación mostramos una tabla para factores de seguridad para trampas de vapor. Tabla 8: Factores de seguridad para trampas de vapor

Fuente de información: Manuales Trampas de Vapor Spirax Sarco

Tercera etapa: Seleccionar del tipo de trampa La selección del tipo adecuado de trampa para una aplicación dada es muy importante, y debe referirse a la tabla siguiente:


Página 25

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Tabla9: Guía para seleccionar trampas para vapor

Fuente de información: Libro “Calderas Industriales y marinas”

Las trampas de vapor que se utilizarán termostático

y

termodinámicas,

para este proceso, serán de flotador

porque

presentan

mejores condiciones de

funcionamiento para este tipo de trabajo. 

Las trampas tipo termodinámicas para los tramos de tuberías de vapor principales. Dentro de las trampas termodinámicas que se encuentran en el mercado la casa comerciante Spirax Sarco nos proporciona una gama



de modelos de este tipo de trampa de acuerdo al catálogo en anexos. Las trampas tipo mecánico de flotador termostático para los equipos como secadores , manifold ,cocinas . Para la selección de las trampas flotador termostático requerido para los diferentes procesos, se utiliza por un lado la tabla siguiente que es una representación gráfica de las capacidades de condensado vs. presión


Página 26


FIGURA 1 TRAMPAS PARA VAPOR DE FLOTADOR TERMOSTÁTICAS.

Fuente de información: Catálogo de productos Spirax / Sarco

FIGURA 2 RANGO DE TRAMPAS DE FLOTADOR TERMOSTÁTICAS. Fuente de información: Catálogos de productos Spirax/Sarco.


Página 27

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA DISTRIBUCIÓN DE LAS TRAMPAS DE VAPOR La distribución de las trampas de vapor se las puede efectuar de la siguiente manera: A la salida del vapor de la caldera, en los tramos de tuberías principales que salen de la caldera, a lo largo de las tuberías de vapor, y en los equipos A continuación se detallará la distribución en cada sección, y además se indicará los diferentes tipos de accesorios requeridos como filtros, válvulas,

reguladores

de

presión, que deberán formar un conjunto con las trampas seleccionadas.  A la salida del vapor de la caldera. La salida del vapor siempre debe partir de la parte superior del colector de vapor, de esta manera se asegura que solo saldrá el vapor seco. La gravedad y la velocidad aseguraran que el condensado caiga al fondo del colector. De esta manera se instala las trampas de vapor para drenar el condensado que se forma en el colector de vapor.

Figura 3 instalación de la trampa de vapor para la Salida del condensado en el colector de vapor

 En los tramos de tuberías principales que salen de la caldera En los tramos principales

de las tuberías de vapor se deben ubicar las trampas

mediante un brazo colector

como se indica en la figura 4. Para las tuberías

secundarias, se instala con una ligera inclinación hacia la trampa a fin de evitar el bloqueo de vapor en la tubería, de esta manera en estos puntos se obtiene el drenaje del condensado formado. Cabe indicar que antes de cada trampa se debe ubicar un filtro y válvulas de cierre, tal como se muestra en la figura 4


Página 28


figura4 instalación de la trampa de vapor termodinámica en la línea de vapor

 Tanque de combustible: Para

el

calentamiento

del

tanque

del

combustible

se

tiene

la siguiente

instalación: Vapor circula por medio de la tubería de forma de serpentín, el cual calienta el combustible (petróleo bunker nº6), que debido a su viscosidad se lo debe calentar para ser manipulable al momento de bombear hacia el tanque diario y luego a la caldera. Luego una vez que pierde calor el vapor, esta forma el condensado que es devuelto hacia el tanque de agua de alimentación, el condensado debe pasar por una serie de elementos descritos en la figura 5.

Figura 5 instalaciones de la trampa de vapor y demás elementos para el calentamiento del tanque de almacenamiento de combustible.


Página 29

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA 3.6 SELECCIÓN DE VÁLVULAS: La selección de las válvulas se realizara del catálogo de válvulas de la empresa Crane. Los parámetros con que seleccionaremos las válvulas son la Presión de vapor = 120 psi y el diámetro nominal de las tuberías = 8“y. 10“Por lo tanto seleccionaremos la válvula tipo compuerta, de retención y de globo la cual se denomina en el catálogo.  CRANE Iron Body Gate / Class 250 – Bolted Bonnet – Non-Rising Stem – Bronze Trim – Flanged Ends / diameter:10 “  CRANE Iron Body Swing Check Valve/ Class 250 – Bolted Bonnet – Non-Rising Stem – Bronze Trim – Flanged Ends / diameter:8 “ Ver fichas técnicas de válvulas en anexos

Válvula de compuerta, globo y de retención

3.7 SELECCIÓN DEL ESPESOR Y AISLANTE DE LA TUBERÍA DE VAPOR El aislamiento en tuberías, por cuyo interior circula un fluido a una temperatura mayor a la del ambiente, tiene por objeto retardar el flujo de calor hacia el exterior, evitando que la eficiencia de la caldera disminuya. Para efectuar la selección deben tomarse en cuenta las siguientes observaciones:  

El aislante debe tener alta resistencia a la transferencia de calor El material aislante debe ser capaz de soportar la temperatura máxima de



operación del fluido que circula por la tubería. El aislante debe acoplarse adecuadamente sobre la superficie de la tubería y formar una buena unión


Página 30

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA El material a utilizar como aislamiento de la tubería del sistema de generación de vapor y retorno de condensado es la lana de vidrio (cañuelas), debido a que es utilizada comúnmente para sistema de vapor a bajas y medianas presiones siendo sus características las siguientes.      

Conductividad térmica. Rango de temperatura de aplicación. Humedad relativa. Largo Diámetro. Espesor de pared.

0.035 W/ºC. m2 30 -350 ºC 95% 91 cm (36)”. De ½” a 25”. De 1” a 5

Las cañuelas están construidas con lana superfina de vidrio preformada con resina aglutinante y una sal de elevada resistencia a la temperatura que fortalece la incombustibilidad de la fibra, además está blindada con una hoja de aluminio calibre 0.10 pulgadas de espesor de fácil instalación.

Tabla10:Espesores minimos parar tuberias aisladas con productos de lana de vidrio ISOVER

El espesor del aislamiento térmico que se requiere depende de las características del material aislante, del diámetro de la tubería y la temperatura del fluido que circula por el interior de la misma. Es importante la determinación del espesor del aislamiento óptimo del material escogido, debido a que no se debe exagerar el mismo, porque al duplicar este solo se reducen las pérdidas en aproximadamente un 25 % con respecto al espesor original. De acuerdo a la tabla 11, se selecciona el espesor del aislamiento requerido, los resultados se presentan en la tabla siguiente:


Página 31

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Tramo de tubería

Ø (pulg.)

Temperatura (ºC)

8

Presión Máxima (PSI) 120

175

Espesor requerido (pulg.) 2.55

Tuberías de vapor Tuberías condensado Secadores

6

120

170

2.55

6

127

172

2.5

Manifold

12

130

179

2.6

cocinas

6

127

180

2.6

Tabla 11: Espesores de aislantes requeridos

CALCULO DE LAS PERDIDA DE CALOR PARA TUBERÍA DE VAPOR Para tubería aislada tenemos:

q=

T 1−T 2 r2 r3 ln ln r1 r2 1 1 + + + 2 πr 1 h 1 2 π K TUB 2 π K TUB 2 πh2 r 3

( ) ( )

Donde Espesor de aislante de tubería de vapor (e) = 2.55’’=0.064 m Velocidad de flujo de vapor (V)=24 m/s D1=8’’=0.203m =203mm D INTER =7.79’’ =0.198 m =197.89 mm T1 = 170 ºC T2=25ºC KAISLANTE =0.040 W/m ºK (lana de vidrio) KTUBERIA =40 W/m ºK (ACERO DIN 40) Velocidad del viento =3 m/s r3 =r2+e =0.1016+0.06477 = 0.166 m 

Para h2 =11.6 +6.96



parar el Reynolds


√3

=23.6 W/m2/K

:

Página 32


Re =



ρ .V . D1 4.1609 ( 24 ) 0.203 = =13807.7553 μ 14.696 x 10−6 0.8

Nu=0.023 ℜ Pr

n

Dónde: n=0.4 (flujo caliente) Reemplazando tenemos: 0.8

0.4



Nu=0.023(13807.75 ) 1



pero



h 1=(47.1874∗0.577)/¿ 0.203 = 134.123 W/m2/K

Nu=

h1 d 1 k

=47.1874

dónde: k= 0.577kcal/ mhºC

Reemplazando en la formula general:

q=

170−25 0.1015 0.166 ln ln 0.099 0.1015 1 1 + + + 2 π 40 2 π K TUB 2 π 0.099( 137.123) 2 π (23.6)0.166

(

) (

)

q= 75.4562 W/m 4. LÍNEA DE COMBUSTIBLE La misión del sistema de combustible en una planta de producción de vapor es la de proporcionar el suministro necesario de combustible, en las condiciones óptimas de pureza, temperatura, presión y viscosidad, a las distintas calderas. Para ello, se deberá disponer de los medios necesarios de almacenamiento, trasiego, purificación y alimentación a todos los receptores de combustible. Por esta razón, dentro del ámbito de los servicios de combustible, podemos distinguir los siguientes sistemas:    

Sistema de almacenamiento / Tanques de almacenamiento Sistema de recepción y trasiego de combustible Sistema externo de combustible - Sistema de tratamiento o preparación - Sistema de alimentación presurizado Sistema interno de combustible.


Página 33

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA El proyecto objeto de estudio se centra en el diseño del sistema de llenado y trasiego de combustible. Para el diseño de este sistema, nos hemos basado en indicaciones que el fabricante da en el manual de las calderas Cleaver Brooks.

4.1 TIPO DE COMBUSTIBLE UTILIZADO PETROPERU PETRÓLEO INDUSTRIAL N° 6 Es combustibles residuales para uso industrial obtenido de los procesos de refinación del petróleo crudo. Cumple con la Norma Técnica Peruana y con el estándar internacional ASTM D-396. Características técnicas 

Viscosidad acorde a las especificaciones de los equipos, en lo que respecta a



bombas, filtros y características de los quemadores. Máximo poder calorífico, importante para el cálculo del balance y costo energético del producto. Los petróleos industriales que Petroperú comercializa



presentan elevado poder calorífico. Bajo contenido de azufre respecto a la especificación vigente, lo que minimiza



los problemas de corrosión en el sistema de combustible. Mínima cantidad de agua y sedimentos. Es importante controlar esta característica, pues valores elevados favorecen la corrosión y propician la



obstrucción de filtros y boquillas de los quemadores Su manejo es complejo y debe tenerse en cuenta al azufre por los problemas de corrosión, aunque la composición de este elemento en el residual se halle

 

normalizado (<3.5 % en peso). La fluidez es muy importante en climas frios (Temp. <15°C). El contenido de agua y sedimentos se encuentra normalizado en <2% del



volumen. Este residual sí requiere de ser calentado para su bombeo (45°C), y también



para su atomización (110°C). Aunque presente los problemas ya mencionados, su uso es justificado en cuanto al precio, ya que tiene uno muy bajo en el mercado, y está más disponible que los destilados.

USOS Principalmente en calderas y quemadores, como una fuente de producción de energía, en hornos industriales y comerciales.


Página 34

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA 4.2 CARACTERÍSTICAS FÍSICO QUÍMICAS DEL COMBUSTIBLE

Tabla 1. Características físico – químicas del petróleo industrial N° 6.

PROPIEDAD

DESCRIPCIÓN

FÓRMULA

Mezcla de hidrocarburos.

APARIENCIA, COLOR, OLOR

Líquido viscoso, color marrón oscuro a negro y olor característico 0.95 – 0.99

GRAVEDAD ESPECÍFICA 15.6/15.6°C VISCOSIDAD CINEMATICA, CST @ 100 °F VISCOSIDAD CINEMATICA, CST @ 122 °F CENIZAS, % EN PESO

613 290 0.045

AZUFRE, % EN PESO

1.3

PODER CALORIFICO, BTU/GLN

150430

PUNTO DE FLUIDEZ, °C

>12

TEMPERATURA DE BOMBEO, °C

50

TEMPERATURA DE ALMACENAMIENTO, °C PUNTO DE INFLAMACIÓN, °C

70 102

LÍMITES DE INFLAMABILIDAD, % vol. en aire PUNTO DE AUTOIGNICIÓN, °C

De 1 a 5 aprox.

SOLUBILIDAD EN AGUA

Insignificante

FAMILIA QUÍMICA

Hidrocarburos (Derivado de petróleo)

COMPOSICIÓN

Mezcla de hidrocarburos en el rango aprox. de C12 a C50.

407 aprox.

4.3 CONSUMO DE COMBUSTIBLE El consumo de combustible es otro parámetro muy importante que hay que tener presente en un caldero, depende del tipo de caldera. A continuación se presenta como guía el consumo de combustible proporcionado por el catálogo de la caldera Cleaver Brooks.


Página 35


Tabla 2. Consumo combustible por caldera.

Caldera Caldera Cleaver Brooks CBR N° 1

Potencia (BHP) 500

Consumo Combustible 80% EFF (GPH) 139.5

Caldera Cleaver Brooks CBR N° 2

600

167.4


800

223.1

Caldera Cleaver Brooks CBL N° 4

900

299.4


800

223.1

Caldera Cleaver Brooks CBL N° 6

1200

408.2

4.4 TANQUES DE ALMACENAMIENTO Los Tanques de Almacenamiento son estructuras de diversos materiales, por lo general de forma cilíndrica, que son usadas para guardar y/o preservar líquidos o gases a presión ambiente, por lo que en ciertos medios técnicos se les da el calificativo de Tanques de Almacenamiento Atmosféricos. Normas de producción Debido a su tamaño, usualmente son diseñados para contener el líquido a un presión ligeramente mayor que la atmosférica. Las normas empleadas por la industria petrolera son originadas en el estándar de la A.P.I., utilizándose principalmente el código API 6502 para aquellos tanques nuevos y en el que se cubren aspectos tales como materiales, diseño, proceso y pasos de fabricación, y pruebas, mientras que el código API 6533 se usa para la reconstrucción o modificación de tanques anteriormente usados. Tamaños Los tamaños de los tanques están especificados de acuerdo a las normas y/o códigos establecidos por la A.P.I.2 A continuación se enlistan los volúmenes, diámetros y alturas usadas comúnmente en los tanques de almacenamiento atmosférico. La unidad BLS significa barriles estándar de petróleo, la que es equivalente a 42 galones (158,98 Litros).

Tabla 3. Capacidades comunes de tanques de almacenamiento de petróleo (Norma API 2.2.1)


Página 36


Capacidad en BLS

Diámetro en pies

Altura en pies

500

15

18

1000

20

18

2000

24'6"

24

3000

30

24

5000

31'8"

36

10000

42'6"

40'

15000

58

32

20000

60

40

30000

73'4"

40

55000

100

40

80000

120

40

100000

134

40

150000

150

48

200000

180

48

500000

280

48

4.4.1 Cálculo y dimensionamiento del tanque de servicio diario El tanque de servicio diario, como su nombre lo indica, deberá tener como mínimo una capacidad de almacenamiento tal, que el combustible pueda durar 12 horas de operación de la caldera. El tanque de servicio diario deberá ser ubicado tan cerca como sea posible de las calderas. El consumo de combustible horario es en total: 6

QT =∑ Q i 1

Dónde:

QT =¿ Consumo total de petróleo en la planta (GPH)


Página 37


Qi=¿ Consumo parcial de petróleo en la caldera i-esima (GPH)

Para las 6 calderas el consumo de combustible horario es en total

QT =139.5+ 167.4+223.1+299.4+ 223.1+ 408.2 QT =1460.7GPH Para un funcionamiento de 10 horas al día de las calderas:

QT =1460.7

galones hora galones ×10 =14607 hora dia dia

En Barriles estándar de petróleo (BLS):

QT =14607

galones 1 BLS BLS × =347.8 dia 42 galones dia

De la tabla 4, tenemos: Capacidad

:

500 BLS

Diámetro

:

15 pies

Altura

:

18 pies

4.4.2 Cálculo y dimensionamiento del tanque principal El tanque principal es donde se almacenara el petróleo durante 25 días. El tanque de servicio diario deberá ser ubicado alejado de la zona de plantas y rodeado por un dique de concreto por seguridad en caso de fuga. El consumo de combustible mensual es en total:

QM =14607

galones ×25 dias=365175 galon es dia

En Barriles estándar de petróleo (BLS):

QT =365175 galones ×

1 BLS =8694.6 BLS 42 galones

De la tabla 4, tenemos: Capacidad

:

10000 BLS

Diámetro

:

42.6 pies

Altura

:

40 pies


Página 38

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA 4.5 CÁLCULO Y DIMENSIONAMIENTO DE LAS LÍNEAS DE TRANSPORTE DE COMBUSTIBLE El cálculo de las tuberías dispuestas en el sistema de llenado y trasiego de combustible, objeto del presente proyecto, se realiza a través del caudal que circula por ellas y la máxima velocidad, que es para líneas de succión igual a 1.3 m/s y para líneas de presión igual a 5 m/s (gshydro company). El procedimiento seguido para dimensionar el sistema de tuberías es el siguiente:    

Calcular el caudal que circula por el sistema Determinar el diámetro óptimo y espesor de las tuberías Determinar la longitud del sistema Determinar el aislamiento térmico

4.5.1 Determinación del caudal a transportar A la hora de dimensionar las bombas de trasiego de combustible, tenemos que tener en cuenta que el caudal de las mismas será el mayor de las siguientes dos opciones, cada una de las cuales debe poder ser llevadas a cabo por las bombas: 

Achique completo del tanque diario en 10 horas trabajando dos bombas:

Q 1=

V TK n ×h

Dónde:

Q1=¿ Caudal, (m3/h) V TK =¿ Volumen del tanque de uso diario, (m3) n=¿ Numero de bombas h=¿ Horas de achique, (h) Por tanto:

galones 0.0037854 m3 V TK =500 BLS × 42 × =79.49 m3 BLS 1 galon


Página 39


Q 1=



79.49 3 =3.97 m / h 2× 10

Garantía de caudal igual a 10 veces el consumo de las calderas.

Q2=10 ×C e Dónde:

Q 2=¿ Caudal, (m3/h) C e=¿ Consumo total de combustible en, (m3/h) Por tanto:

Q2=1460.7

galones 0.0037854 m3 × ×10=55.3 m3 / h hora 1 galon

Se observa que el caudal correspondiente a la segunda opción es el mayor, por lo tanto cada bomba de trasiego deberá ser capaz de suministrar 55.3 m³/h. 4.5.2 Determinación del diámetro óptimo de la tubería

El cálculo del diámetro de las tuberías se realiza de manera conjunta dada la similitud de las propiedades físicas y el caudal requerido. Dada la ecuación de continuidad:

Q=v × S=v × π ×

D2 4

Dónde:

Q=¿

Caudal del fluido, (m3/h)

v =¿ Velocidad recomendada del fluido, (m/s) S=¿

Superficie de la tubería, (m2)

D=¿

Diámetro de la tubería, (m)

Despejando el diámetro:


Página 40


D=

√

4×Q v×π

Diámetro de tubería succión del tanque principal al tanque diario (Tramo 1) Sustituyendo en la expresión:

D=

√

55.3 3600 =0.123 m=123 mm 1.3× π

4×

Como este valor no está normalizado, se cogerá el inmediatamente superior siendo éste 141.3 mm, según la Norma ANSI B-36-10/API. (Anexos) De la expresión anterior se despeja la velocidad y se sustituye el diámetro normalizado. 55.3 3600 v= =0.98 m/ s (0.1413)2 × π 4×

Diámetro de tubería descarga del tanque principal al tanque diario (Tramo 2) Sustituyendo en la expresión:

D=

√

55.3 3600 =0.063 m=63 mm 5×π

4×

Como este valor no está normalizado, se cogerá el inmediatamente superior siendo éste 73 mm, según la Norma ANSI B-36-10/API. (Anexos) De la expresión anterior se despeja la velocidad y se sustituye el diámetro normalizado.

55.3 3600 v= =3.67 m/s 2 (0.0 .073) × π 4×

Diámetro de tubería succión del tanque diario al manifold (Tramo 3) Sustituyendo en la expresión:


Página 41


D=

√

5.53 3600 =0.039 m=39 mm 1.3× π

4×

Como este valor no está normalizado, se cogerá el inmediatamente superior siendo éste 42.2 mm, según la Norma ANSI B-36-10/API. (Anexos) De la expresión anterior se despeja la velocidad y se sustituye el diámetro normalizado.

5.53 3600 v= =1.10 m/s 2 (0.0422) × π 4×

Diámetro de tubería descarga del tanque diario al manifold (Tramo 4) Sustituyendo en la expresión:

D=

√

5.53 3600 =0.020 m=20 mm 5×π

4×

Como este valor no está normalizado, se cogerá el inmediatamente superior siendo éste 26.7 mm, según la Norma ANSI B-36-10/API. (Anexos) De la expresión anterior se despeja la velocidad y se sustituye el diámetro normalizado.

55.3 3600 v= =2.74 m/s (0.0267)2 × π 4×

Diámetro de Manifold Sustituyendo en la expresión:

D=

√

5.53 3600 =0.044 m=44 mm 1× π

4×


Página 42

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Como este valor no está normalizado, se cogerá el inmediatamente superior siendo éste 48.3 mm, según la Norma ANSI B-36-10/API. (Anexos) De la expresión anterior se despeja la velocidad y se sustituye el diámetro normalizado.

5.53 3600 v= =0.84 m/s (0.0483)2 × π 4×

Diámetro de Tubería a Caldera Cleaver Brooks CBR N° 1 Sustituyendo en la expresión:

D=

√

4×

139.5 ×0.0037854 3600 =0.019m=19mm 0.5 × π

Como este valor no está normalizado, se cogerá el inmediatamente superior siendo éste 21.3 mm, según la Norma ANSI B-36-10/AP. (Anexos) De la expresión anterior se despeja la velocidad y se sustituye el diámetro normalizado.

4× v=

139.5× 0.0037854 3600 =0.41 m/s (0.0213)2 × π

Por tanto, el diámetro exterior elegido para las líneas de alimentación es 21.3 mm. Diámetro de Tubería a Caldera Cleaver Brooks CBR N° 2 Sustituyendo en la expresión:

D=

√

4×

167.4 × 0.0037854 3600 =0.021 m=21 mm 0.5 × π

Como este valor no está normalizado, se cogerá el inmediatamente superior siendo éste 21.3 mm, según la Norma ANSI B-36-10/AP. (Anexos)


Página 43

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA De la expresión anterior se despeja la velocidad y se sustituye el diámetro normalizado.

4× v=

167.4 ×0.0037854 3600 =0.49m/ s 2 (0.0213) × π


D=

√

4×

223.1 ×0.0037854 3600 =0.024 m=24 m m 0.5 × π

Como este valor no está normalizado, se cogerá el inmediatamente superior siendo éste 26.7, según la Norma ANSI B-36-10/AP. (Anexos) De la expresión anterior se despeja la velocidad y se sustituye el diámetro normalizado.

4× v=

223.1× 0.0037854 3600 =0.42 m/s (0.0267)2 × π

Por tanto, el diámetro exterior elegido para las líneas de alimentación es 26.7 mm. Diámetro de Tubería a Caldera Cleaver Brooks CBL N° 4 Sustituyendo en la expresión:

D=

√

4×

299.4 × 0.0037854 3600 =0.028 m=28 mm 0.5 × π



Página 44


4× v=

139.5× 0.0037854 3600 =0.36 m/s (0.0334)2 × π


D=

√

4×

223.1 ×0.0037854 3600 =0.024 m=24 mm 0.5 × π


4× v=

223.1× 0.0037854 3600 =0.42 m/s (0.0267)2 × π

Por tanto, el diámetro exterior elegido para las líneas de alimentación es 26.7 mm. Diámetro de Tubería a Caldera Cleaver Brooks CBL N° 6 Sustituyendo en la expresión:

D=

√

4×

408.2× 0.0037854 3600 =0.033 m=33 mm 0.5 × π



Página 45


4× v=

408.2 ×0.0037854 3600 =0.49m/ s (0.0334)2 × π

Por tanto, el diámetro exterior elegido para las líneas de alimentación es 33.4 mm. Una vez calculado el diámetro exterior para todas las líneas de tuberías de la planta se acude a la Norma EN 10255.04 (Normas DIN) adjunta en los Anexos, seleccionando el valor normalizado comercial más próximo al calculado inicialmente. La siguiente tabla resume los tubos seleccionados para los distintos tramos de tuberías del sistema: Tabla 2. Tubos comerciales según normas DIN (EN 10255.04)

Tramo

DN

Diámetro exterior (mm) 165.1

Espesor (mm)

150

Diámetro nominal (Pulgadas) 6

1 2

65

2 1/2

76.1

3.65

3

32

1 1/4

42.4

3.25

4

20

3/4

26.9

2.65

Manifold

40

1 1/2

48.3

48.3

5

15

1/2

21.3

2.65

6

15

1/2

21.3

2.65

7

20

3/4

26.9

2.65

8

25

1

33.7

3.25

9

20

3/4

26.9

2.65

10

25

1

33.7

3.25

4.85

4.5.3. Determinación de la longitud y formas de las tuberías Los cálculos se van a basar en los planos de la planta que se adjuntan en los anexos. Teniendo en cuenta los principios básicos para el diseño de sistemas de tuberías, se intentará que los tramos de tuberías sean lo más rectos y cortos posibles con un mínimo de curvas en el sistema. Las longitudes estimadas de cada tramo de tubería son las siguientes:


Página 46


Tabla 3. Longitud de los tramos del sistema de llenado y trasiego de petróleo.

Tramo

Longitud (m)

1

8.74

2

64.91

3

2.530

4

1.5

5

3

6

3

7

3

8

3

9

3

10

3

4.5.4. Determinación de válvulas y accesorios La estimación de válvulas y otros accesorios a instalar en el sistema se van a basar en los planos de la planta que se adjuntan en los anexos. 

Esquema del sistema de llenado y trasiego de combustible.

Las válvulas y demás accesorios estimadas en el sistema de llenado y trasiego de combustible son los siguientes: Tabla 4. Resumen accesorios por tramo. Tramo

Codo

Codo

Tees

Válvula

Válvula

1

90° 3

45° 1

1

Compuerta 3

Check 0

2

10

0

1

2

2

3

3

0

1

3

0

4

7

0

1

2

2

5

1

0

0

1

0

6

1

0

0

1

0

7

1

0

0

1

0

8

1

0

0

1

0

9

1

0

0

1

0

10

1

0

0

1

0


Página 47

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Tabla 5. Resumen accesorios por diámetro nominal (DN). Accesorio DN 15 DN 20 DN 25 DN 32 DN 65

DN

Codo 90°

2

9

2

3

10

150 3

Codo 45°

0

0

0

0

0

1

Tees

0

1

0

1

1

1

Válvula

2

4

2

3

2

3

Compuerta Válvula

0

0

0

0

2

0

Check 4.5.5 Calculo de pérdidas de carga Las pérdidas de carga se calcularán en la línea de achique de descarga del tanque principal al diario, ya que representa la condición más desfavorable de trasiego de combustible por tener la mayor altura y longitud de tubería que las otras opciones. Se tomarán las pérdidas de carga totales como la suma de las que se producen por el paso de combustible a través de los tubos y accesorios entre la aspiración y su descarga.

H T =H aspiracion + H descarga Para el cálculo de las pérdidas primarias o por fricción que se producen a lo largo de los tubos, se basará en la formulación propuesta por Darcy-Weissbach.

P1 v 21 P2 v 22 +Z 1 + + H r + H b = +Z 2 + γ 2g γ 2g Siendo:

P1 y P2 : Incremento de presión, en Pa. V 1 y V 2 : Incremento de velocidad, en m/s. γ : Peso específico del fluido, en Kg/m3.

H r : Perdidas de carga.


Página 48


H b : Distancia vertical entre el nivel de entrada y salida en m. Reagrupando términos y simplificando queda de la siguiente forma:

L v2 H rp=f p × × D 2g Siendo:

H rp : Pérdidas por cargas primarias. f p : Coeficiente adimensional de fricción. L : Longitud de la tubería, en m.

D : Diámetro interior de la tubería, en m. v : Velocidad media del fluido, en m/s. De manera resumida, el procedimiento para calcular las pérdidas de carga es el siguiente: 

Se calcula el número de Reynolds y dependiendo de si éste es menor o mayor a



2.000 se tomará como régimen laminar o turbulento. Una vez calculado Reynolds, se hallará el valor de a través de la fórmula para



régimen laminar y a través del diagrama de Moody para régimen turbulento Y finalmente este valor se lleva a la ecuación de Darcy y se calcula

Además de las pérdidas de carga por fricción también se presentan pérdidas de carga secundarias o locales, producto del paso de flujo a través de los accesorios instalados. Para la determinación de las pérdidas secundarias o locales se utiliza el teorema de Borde-Belanger:

H rs =K a ×

v2 2g

Siendo:

H rs : Pérdidas por carga secundarias INGENIERÍA MECÁNICA

Página 49


K a : Coeficiente adimensional de resistencia y dependerá del tipo de accesorios. L : Velocidad media en la tubería, en m/s. Las pérdidas de carga totales serán la suma de las pérdidas de carga primarias debidas a los tubos y las pérdidas de carga secundarias debidas a los accesorios.

H r=H rp+ H rs Calculo de pérdidas de carga en la aspiración Conociendo el caudal y el diámetro interior se obtiene la velocidad del fluido en el tramo de aspiración a través de la siguiente expresión:

55.3 Q 3600 V= = =0.811 m/ s S π ×0.15532 4 Después se calcula el número de Reynolds mediante la expresión:

Re =

D× v σ

Siendo:

Re : Numero de Reynolds D : Diámetro de la tubería, en m. v : Velocidad del fluido, en m/s.

σ : Viscosidad cinemática, en m2/s. Por tanto:

Re =

0.1553× 0.811 =331.44 <2000 380 ×10−6


Página 50

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Como el valor del número de Reynolds es menor que 2.000, el régimen es laminar y el coeficiente de fricción de Darcy puede obtenerse, como hemos dicho anteriormente, a partir de la siguiente ecuación:

f r=

64 Re

Sustituyendo el valor obtenido del número de Reynolds en la expresión anterior se obtiene:

f r=

64 =0.19309 331.44

A partir de los resultados obtenidos, la pérdida de carga en la aspiración para la bomba se calcula aplicando la ecuación de Darcy y teniendo en cuenta los siguientes accesorios: Tabla 6. Accesorios y elementos en la zona de aspiración. Accesorio

Unidades

K

Ka

Codo 45°

1

0.45

0.45

Codo 90°

3

0.75

2.25

Tees

1

2

2

Válvula compuerta

3

0.25

0.75

La pérdida de carga en la aspiración resulta ser:

H ra=H rp + H rs Sustituyendo en la expresión y considerando que la longitud del tramo de aspiración es de aproximadamente 8.74 m, la pérdida de carga primaria será:

H rp=0.19309 ×

8.74 0.811 2 × =0.364 m 0.1553 2 ×9.81

Teniendo en cuenta los accesorios en la zona de aspiración que se pueden ver en la tabla 9 y sustituyendo los valores correspondientes en la expresión, se calculan la pérdida de carga secundaria.


Página 51


K a=0.45+2.25+2+0.75=5.45

H rs =5.45 ×

0.8112 =0.18 m 2× 9.81

Sustituyendo en la expresión:

H ra=0.364+ 0.183=0.547 m Calculo de pérdidas de carga en la descarga Conociendo el caudal y el diámetro interior se obtiene la velocidad del fluido en el tramo de aspiración a través de la siguiente expresión:

55.3 Q 3600 V= = =4.132 m/ s S π ×0.06882 4 Después se calcula el número de Reynolds mediante la expresión:

Re =

D× v σ

Siendo:

Re : Numero de Reynolds D : Diámetro de la tubería, en m. v : Velocidad del fluido, en m/s.

σ : Viscosidad cinemática, en m2/s. Por tanto:

Re =

0.0688 ×4.132 =748.11< 2000 380 ×10−6


Página 52

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Como el valor del número de Reynolds es menor que 2.000, el régimen es laminar y el coeficiente de fricción de Darcy puede obtenerse, como hemos dicho anteriormente, a partir de la siguiente ecuación:

f r=

64 Re

Sustituyendo el valor obtenido del número de Reynolds en la expresión anterior se obtiene:

f r=

64 =0.0855 748.11

A partir de los resultados obtenidos, la pérdida de carga en la aspiración para la bomba se calcula aplicando la ecuación de Darcy y teniendo en cuenta los siguientes accesorios:

Tabla 7. Accesorios y elementos en la zona de aspiración. Accesorio

Unidades

K

Ka

Codo 90°

10

0.75

7.5

Tees

1

2

2

Válvula compuerta

2

0.25

0.50

Válvula Check

2

3

6

La pérdida de carga en descarga resulta ser:

H rd =H rp + H rs Sustituyendo en la expresión y considerando que la longitud del tramo de aspiración es de aproximadamente 64.91 m, la pérdida de carga primaria será:

H rp=0.0855 ×

64.91 4.1322 × =70.2 m 0.0688 2 ×9.81


Página 53

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA Teniendo en cuenta los accesorios en la zona de aspiración que se pueden ver en la tabla 10 y sustituyendo los valores correspondientes en la expresión, se calculan la pérdida de carga secundaria.

K a=7.5+ 2+ 0.5+6=16

H rs =16 ×

4.1322 =13.92 m 2× 9.81

Sustituyendo en la expresión:

H rd =70.2+13.92=84.12 m Si se sustituye los datos obtenidos anteriormente en la expresión total:

H T =0.547+84.12=84.667 m 5. TRATAMIENTO DE AGUA Se cuenta con 6 calderos para generar vapor los cuales necesitan una buena cantidad de agua, además de una buena calidad, para ello se trata el agua mediante un proceso de Osmosis Inversa, el buen tratamiento del agua determina la buena transferencia de calor. Los vapores utilizados en la etapa de secado y en la etapa de evaporación del agua de cola son reutilizados, en cambio el vapor proveniente de la cocción no se reutiliza y solo se deshecha.

6. Conclusiones:  Una de las maneras para obtener una operación

de

las

calderas

más

económica es utilizando bunker N°6 como combustible, ya que este es uno de los más baratos encontrado en el mercado de hidrocarburos.


Página 54

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA  Los instrumentos y equipos de medición y control de las variables de operación de las calderas, y el control estricto y adecuado de las mismas, son de vital importancia para que el sistema de generación de vapor, funcione en forma segura, eficiente y confiable.  El tratamiento del agua de alimentación a la caldera, protege y prolonga la vida de los equipos, líneas de vapor y condensado; manteniendo libre de incrustación los tubos dentro de la caldera, es posible obtener una operación más continua, eficiente y un ahorro muy grande de combustible, ayuda a que el vapor distribuido sea de mejor calidad y optimiza la transferencia de calor.  Revisar periódicamente las trampas de vapor, para poder detectar lo antes posible cuando trampa presenta fallas como: descarga de vapor, no descarga condensado, temperaturas muy elevadas.

7. Bibliografía:   

Flujo de Fluidos en Válvulas, Accesorios y Tuberías by Crane Diseño y cálculo del aislamiento térmico de conducciones aparatos y equipos Manual Redes de Vapor de spirax sarco

ANEXOS TABLA DE PROPIEDADES DEL VAPOR SATURADO (entrada por presiones)


Página 55


LONGITUD EQUIVALENTE PARA DIVERSOS ACCESORIOS


Página 56



Página 57


DIAGRAMA DE MOODY PARA EL FACTOR DE FRICCIÓN (f)


Página 58



Página 59


PLANOS Adjunto en el cd del informe


Página 60

CENTRALES DE PRODUCCIÓN DE ENERGIA FOTOS DE LA PLANTA


Página 61

Empresa Diamante Proyecto de Centrales

Recommend Documents