Diseño Caldera Pirotubular

Universidad Austral de Chile Facultad de Ciencias de la Ingeniería Escuela de Ingeniería Civil Mecánica “DISEÑO DE CALDERA” HOSPITAL CARLOS IBÁÑEZ DEL CAMPO, DE LINARES Integrantes: Patricio Alejandro Antilef Baeza Boris Enrique Arismendi Álvarez Flaminio Iván Becerra Díaz Diego Alberto Troncoso Ávila Alejandro Javier Yefi Núñez Profesores: Sr. Rogelio Moreno Sr. Marcelo Paredes Sr. Juan Rebolledo VALDIVIA CHILE 08 de Julio de 2013 2 1. ÍNDICE 1.1. Índice general 1. ÍNDICE .......................................................................................................................... 2 1.1. Índice general ......................................................................................................... 2 1.2. Índice de figuras ..................................................................................................... 8 1.3. Índice de tablas .................................................................................................... 11 2. INTRODUCCIÓN ......................................................................................................... 13 3. PROBLEMA DE DISEÑO Y OBJETIVOS ................................................................... 14 3.1. Problema .............................................................................................................. 14 3.2. Definición del Problema ....................................................................................... 14 3.3. Objetivos .............................................................................................................. 14 3.3.1. Objetivo general ............................................................................................ 14 3.3.2. Objetivos específicos .................................................................................... 14 3.4. Fronteras del proyecto ......................................................................................... 15 3.5. Alcances del proyecto .......................................................................................... 15 4. PLANIFICACION DE PROYECTO .............................................................................. 16 5. DEFINICIÓN DEL PRODUCTO .................................................................................. 18 5.1. Método matriz QFD (Quality Function Deployment) ............................................ 18 5.2. Clientes involucrados ........................................................................................... 18 5.3. Requerimientos y especificaciones de ingeniería ................................................ 18 5.4. Matriz QFD ........................................................................................................... 20 6. CONSIDERACIONES DE DISEÑO ............................................................................. 21 6.1. Agua para calderas .............................................................................................. 21 6.2. Problemas causados por las impurezas del agua ................................................ 21 6.3. Características de la calidad del agua según Decreto Supremo N°48 ................ 21 6.4. Características del agua de Linares ..................................................................... 22 6.5. Tratamiento recomendado según Asociación chilena de seguridad (ACHS) ...... 23 7. GENERACIÓN DE CONCEPTOS ............................................................................... 24 7.1. Descomposición funcional .................................................................................... 24 7.2. Tipo de caldera a diseñar ..................................................................................... 25 3 8. REDES DE VAPOR ..................................................................................................... 27 8.1. Diagrama Lay-Out ................................................................................................ 27 8.2. Distribución de vapor hacia las áreas de consumo .............................................. 28 8.2.1. Dimensionamiento de la red ......................................................................... 28 8.2.2. Cálculo de pérdida de carga en red de vapor ............................................... 29 8.2.2.1. Pérdidas de carga regulares .................................................................. 29 8.2.2.2. Pérdidas de carga singulares. ............................................................... 36 8.3. Aislación térmica de las cañerías ......................................................................... 38 8.3.1. Selección de material aislante. ..................................................................... 38 8.3.1.1. Cálculo de pérdidas de calor. ................................................................ 40 8.3.1.2. Relación entre el porcentaje de ahorro energético, perdida calor y el espesor del material aislante. .................................................................................. 46 8.3.1.3. Cálculo de espesor del aislante desde el punto de vista económico. .... 50 8.3.2. Dilatación en las cañerías de la red de vapor ............................................... 55 8.3.3. Soportes de las cañerías en la red de vapor ................................................ 56 8.3.4. Distancia entre soportes de las cañerías ...................................................... 56 8.3.5. Accesorios de dilatación ............................................................................... 57 8.3.6. Configuración de accesorios en la red de vapor ........................................... 57 8.3.6.1. Red Principal .......................................................................................... 58 8.3.6.2. Esterilización .......................................................................................... 58 8.3.6.3. Lavandería ............................................................................................. 59 8.3.6.4. Alimentación .......................................................................................... 60 8.3.6.5. Agua Caliente ........................................................................................ 61 8.3.6.6. Calefacción ............................................................................................ 62 8.4. Red de Condensado. ........................................................................................... 62 8.4.1. Cantidad de condesado generado ................................................................ 63 8.4.2. Dimensionamiento de la red de condesado .................................................. 64 8.4.3. Perdida de carga en la red de condensado .................................................. 65 8.4.4. Aislante de la red de condensado ................................................................. 66 8.4.5. Cálculo y selección de Componentes de la red de vapor y condensado ...... 66 8.4.5.1. Cálculo y selección de trampas de vapor .............................................. 67 8.4.6. Selección de Válvulas ................................................................................... 69 8.4.6.1. Selección Válvulas de Cierre ................................................................. 69 4 8.4.6.2. Selección Válvulas de estrangulación de flujo ....................................... 70 8.4.6.3. Selección Válvulas de Retención ........................................................... 71 8.4.6.4. Selección válvulas reductora de presión ............................................... 71 8.4.6.5. Selección de válvulas de seguridad ....................................................... 72 8.4.6.6. Selección Válvulas de control de temperatura ....................................... 72 8.4.7. Selección de Filtro ......................................................................................... 73 8.4.8. Selección de instrumentos de medición de presión ...................................... 73 8.4.9. Cálculo y selección separador de gotas ....................................................... 74 8.5. Diseño y cálculo de tanque de condensado ......................................................... 75 8.5.1. Tanque de condensado de la caldera ........................................................... 75 8.5.2. Norma para tanques de almacenamiento ..................................................... 76 8.5.3. Soldadura en tanque de condensados ......................................................... 76 8.5.4. Entrada hombre y accesorios ....................................................................... 76 8.5.4.1. Entradas hombre verticales y horizontales ............................................ 76 8.5.4.2. Venteos .................................................................................................. 76 8.5.4.3. Drenaje y sumideros .............................................................................. 76 8.5.4.4. Plataformas y pasillos según A.P.I. 650 ................................................ 77 8.5.4.5. Escaleras según A.P.I. 650 .................................................................... 77 8.5.5. Altura del tanque de condensados ................................................................ 78 8.5.6. Resultados de esfuerzos ............................................................................... 78 8.5.6.1. Tanque de condensados ....................................................................... 78 8.5.6.2. Estructura soportante ............................................................................. 79 8.6. Ingreso del agua a la caldera ............................................................................... 80 8.6.1. El fenómeno de cavitación en bombas ......................................................... 80 8.6.1.1. Cavitación en la tajamar de la voluta o de impulsión ............................. 80 8.6.1.2. Cavitación en el ojo del rodete o de aspiración ..................................... 81 8.6.2. NPSH disponible ........................................................................................... 82 8.6.3. NPSH requerido ............................................................................................ 86 8.6.4. Selección de la bomba .................................................................................. 86 8.6.5. Conexión en paralelo de las bombas ............................................................ 87 8.7. Sistema de agua caliente sanitaria ...................................................................... 88 8.7.1. Producción instantánea ................................................................................. 89 8.7.2. Selección del acumulador ............................................................................. 92 5 8.7.3. Características técnicas del acumulador ...................................................... 94 8.7.4. Composición del suministro .......................................................................... 94 8.7.5. Acumulador de 1500 litros ............................................................................ 94 8.8. Calefacción recinto hospitalario ........................................................................... 95 8.8.1. Diseño intercambiador de calor para calefacción ......................................... 95 8.8.1.1. Propiedades físicas de los fluidos. ......................................................... 96 8.8.1.2. Potencia térmica .................................................................................... 96 8.8.1.3. Cantidad de agua a calentar. ................................................................. 97 8.8.1.4. Temperatura media logarítmica ............................................................. 98 8.8.1.5. Coeficiente de Transferencia de calor ................................................... 98 8.8.1.6. Selección de los tubos. .......................................................................... 98 8.8.1.7. Coeficiente de película en el lado de los tubos. ................................... 101 8.8.1.8. Coeficiente de película en el lado del casco ........................................ 104 8.8.1.9. Coeficiente global de transferencia de calor. ....................................... 105 8.8.1.10. Caída de presión en el lado de los tubos. ............................................ 107 8.8.1.11. Caída de presión en el lado del casco. ................................................ 108 8.8.2. Aislación térmica del Intercambiador de calor ............................................ 110 8.8.2.1. Selección Aislante térmico ................................................................... 110 8.8.2.2. Pérdida de calor ocasionada por la carcasa ........................................ 110 8.8.3. Pérdida de calor ocasionada por los cabezales .......................................... 114 8.8.4. Rendimiento del Intercambiador de calor ................................................... 116 8.8.5. Modelo intercambiador de calor .................................................................. 117 8.8.6. Área de calefacción ..................................................................................... 118 8.8.6.1. Balance de energía. ............................................................................. 118 9. CÁLCULO TÉRMICO ................................................................................................ 119 9.1. Cálculo del hogar ............................................................................................... 119 9.1.1. Consumo de combustible (Cc) .................................................................... 119 9.1.2. Volumen mínimo de la cámara de combustión ........................................... 120 9.1.3. Ciclo de carga de combustible .................................................................... 121 9.2. Características del ante-hogar ........................................................................... 122 9.3. Análisis de combustión ....................................................................................... 123 9.3.1. Construcción del diagrama de Ostwald ...................................................... 124 9.3.2. Cálculo de aire teórico ................................................................................ 124 6 9.3.3. Cálculo del aire real .................................................................................... 126 9.3.4. Presión parcial de los humos ...................................................................... 130 9.4. Cálculo de radiación en el hogar ........................................................................ 131 9.4.1. Cálculo Sp ................................................................................................... 134 9.4.2. Cálculo del coeficiente de reducción que contempla la disposición de los tubos (Fa). .................................................................................................................. 135 9.4.3. Cálculo del coeficiente de reducción que contempla la conductividad de la pared (Fc). .................................................................................................................. 136 9.4.4. Cálculo del coeficiente de reducción que contempla la capa de hollín en los tubos (Fs). .................................................................................................................. 137 9.4.5. Cálculo del factor que depende del porcentaje de la superficie de la cámara de combustión que está en contacto con el agua y del tipo de combustible (Ff). ..... 137 9.4.6. Cálculo temperatura de los gases del hogar ............................................... 138 9.5. Cálculo del primer paso de tubos ....................................................................... 140 9.5.1. Calor por radiación ...................................................................................... 140 9.5.2. Cálculo de superficie de calefacción (SC). ................................................. 141 9.5.3. Cálculo de la emisividad de los gases ........................................................ 142 9.5.4. Calor por convección .................................................................................. 143 9.5.5. Cálculo de ............................................................................................... 143 9.5.6. Cálculo de rendimiento ............................................................................... 147 9.6 Diseño mecánico de la cubierta del hogar y de la caldera ................................. 148 9.6.1 Cálculo de espesor de plancha ante-hogar ................................................ 148 9.6.2 Cálculo de espesor de plancha de la caldera. ............................................ 149 9.7 Química de la combustión .................................................................................. 151 9.7.1 Volumen de los gases en diversos puntos de interés ................................. 152 9.7.2 Cálculo de volumen inicial de los diversos productos de la combustión ..... 154 9.7.2.1 Cálculo de la variación de la densidad de los gases. .......................... 157 9.7.2.2 Cálculo del contenido máximo de CO2 ................................................ 157 9.8 Separador de partículas ..................................................................................... 159 9.8.1. Cálculo del diámetro del ciclón ................................................................... 160 9.8.2. Cálculo de la eficacia del ciclón ................................................................. 162 9.8.3. Cálculo velocidad de saltación .................................................................... 162 9.8.4. Exponente del vórtice .................................................................................. 163 9.8.5. Cálculo tiempo de relajación ....................................................................... 163 7 9.8.6. Cálculo de la eficacia de remoción ............................................................. 164 9.8.7. Ciclón diseñado ........................................................................................... 164 9.9. Chimenea ........................................................................................................... 165 9.9.1. Análisis de tiro ............................................................................................. 165 9.9.1.1. Análisis de tiro natural .......................................................................... 166 9.9.1.2. Pérdidas regulares ............................................................................... 166 9.9.1.3. Pérdidas singulares ............................................................................. 167 9.9.2. Características del ventilador de tiro forzado .............................................. 170 9.9.3. Aislación chimenea ..................................................................................... 171 9.9.3.1. Situación simplificada .......................................................................... 172 9.9.3.2. Determinación del coeficiente convectivo exterior. .............................. 172 9.9.3.3. Propiedades de la temperatura de película ......................................... 172 9.9.4. Cálculo coeficiente convectivo interior (Gases) .......................................... 173 9.9.5. Coeficiente de conductividad térmica del aislante ...................................... 174 9.9.6. Aislación caldera ......................................................................................... 175 9.9.6.1. Calculo coeficiente convectivo exterior. ............................................... 175 9.9.6.2. Cálculo coeficiente convectivo interior (vapor). ................................... 176 9.10. Accesorios y componentes de la caldera ....................................................... 177 9.10.1. Indicadores de nivel de agua ................................................................... 177 9.10.2. Manómetro .............................................................................................. 178 9.10.3. Válvula de seguridad ............................................................................... 179 9.10.4. Termómetro ............................................................................................. 179 9.10.5. Válvula de purga ...................................................................................... 180 9.11. Análisis componentes de la caldera con Creo/Elements 5.0 .......................... 180 9.11.1. Análisis hogar de la caldera .................................................................... 180 9.11.2. Análisis a la cubierta de la caldera .......................................................... 181 9.11.3. Análisis a tubos dentro de la caldera ....................................................... 181 9.12. Ensamble final de la caldera ........................................................................... 182 10. CONCLUSIÓN ....................................................................................................... 183 11. BIBLIOGRAFÍA ...................................................................................................... 184 12. ANEXOS ................................................................................................................ 187 8 1.2. Índice de figuras Figura 1. Carta Gantt con fecha 24 de marzo de 2013. Fuente: Microsoft Project 2013. .. 16 Figura 2. Carta Gantt – Continuación. Fuente: Microsoft Project 2013. ............................. 17 Figura 3. Matriz QFD. ......................................................................................................... 20 Figura 4. Descomposición funcional del generador de vapor. ............................................ 24 Figura 5. Diagrama Lay-Out preliminar del diseño. ............................................................ 27 Figura 6. Caño Pre moldeado ............................................................................................. 38 Figura 7. Densidad aparente vs coeficiente de conductividad térmica ............................... 39 Figura 8. Tubería aislada. ................................................................................................... 40 Figura 9. Espesor óptimo para red principal. ...................................................................... 53 Figura 10. Espesor óptimo para esterilización. ................................................................... 53 Figura 11. Espesor óptimo para lavandería. ....................................................................... 53 Figura 12. Espesor óptimo para alimentación. ................................................................... 54 Figura 13. Espesor óptimo para agua caliente. .................................................................. 54 Figura 14. Espesor óptimo para calefacción. ..................................................................... 54 Figura 15. Soporte de patín, con abrazadera. .................................................................... 56 Figura 16. Fuelle. ................................................................................................................ 57 Figura 17. Red principal. ..................................................................................................... 58 Figura 18. Red esterilización y conexión del autoclave. ..................................................... 59 Figura 19. Red de lavandería. ............................................................................................ 60 Figura 20. Red de alimentación. ......................................................................................... 61 Figura 21. Red de agua caliente. ........................................................................................ 61 Figura 22. Red de calefacción. ........................................................................................... 62 Figura 23. Dimensionamiento de cañería de condensado. Fuente: Spirax Sarco ............. 64 Figura 24. Retorno de condensado al tanque. .................................................................. 65 Figura 25. Dimensión de la trampa de vapor. ..................................................................... 67 Figura 26. Selección de trampa de vapor. .......................................................................... 69 Figura 27. Manómetro de Boudon. ..................................................................................... 74 Figura 28.Altura del tanque y nivel de agua. ...................................................................... 78 Figura 29. Resultados de esfuerzos von Misses en el tanque. .......................................... 79 Figura 30. Resultados de esfuerzos von Misses de la estructura. ..................................... 80 Figura 31.Cavitación del cuerpo de la bomba. ................................................................... 81 Figura 32. Cavitación en el ojo impulsor de la bomba. ....................................................... 81 Figura 33. Esquema representativo del tanque. ................................................................. 82 Figura 34. Bomba Eléctrica Altamira T1, X30-15 (3HP). .................................................... 87 Figura 35. Conexión en paralelo de las bombas. ............................................................... 88 Figura 36. Acumulador con serpentín. ................................................................................ 89 Figura 37. Conexión del intercambiador con acumulador. ................................................. 90 Figura 38. Consumo de agua vs tiempo. ............................................................................ 93 Figura 39. Acumuladores conectados en paralelo. ............................................................ 93 Figura 40. Partes fundamentales del acumulador. ............................................................. 95 Figura 41. Intercambiador de calor de casco y tubos (placa fija). ...................................... 96 Figura 42.Espaciado entre el casco - haz de tubos. ......................................................... 100 9 Figura 43.Modelos de flujo para la condensación de vapor en el interior de tubos horizontales. ..................................................................................................................... 101 Figura 44. Modelos de flujo de condensación. ................................................................. 101 Figura 45. Factor de transferencia de calor para el lugar del casco y pantallas segmentadas. ................................................................................................................... 105 Figura 46. Factor de fricción para tubos. .......................................................................... 108 Figura 47. Factor de fricción para el lugar del casco. ....................................................... 109 Figura 48. Perdida de calor por la carcasa. ...................................................................... 110 Figura 49. Perdida de calor por los cabezales. ................................................................ 114 Figura 50. Modelo del intercambiador de calor. Fuente: Creo/Elements 5.0. .................. 117 Figura 51. Ante-hogar y sus componentes (corte transversal). ........................................ 123 Figura 52. Para aire teórico CO2 vs O2. ............................................................................ 126 Figura 53. Para aire real CO2 vs O2. ................................................................................. 128 Figura 54. Intersección de las ecuaciones de aire. .......................................................... 128 Figura 55. VC sobre el hogar de la caldera. ..................................................................... 131 Figura 56. Coeficiente Fa ................................................................................................. 135 Figura 57.Factor Ff ........................................................................................................... 138 Figura 58. V.C sobre los tubos de humos. ....................................................................... 145 Figura 59. Distribución del tamaño de las partículas en la combustión. ........................... 159 Figura 60. Dimensiones del ciclón. ................................................................................... 161 Figura 61. Modelo del ciclón. ............................................................................................ 165 Figura 62. Corte transversal para cálculo de aislante en la chimenea ............................. 171 Figura 63. Corte transversal para cálculo simplificado de aislante de chimenea. ............ 172 Figura 64. Corte transversal para cálculo de aislante de caldera. .................................... 175 Figura 65. Corte transversal para cálculo simplificado de aislante de caldera. ................ 175 Figura 66. Dimensiones del indicador de nivel. ................................................................ 178 Figura 67. Termómetro seleccionado. .............................................................................. 179 Figura 68. Esfuerzo von Misses en el hogar. ................................................................... 180 Figura 69. Esfuerzo von Misses de la cubierta. ................................................................ 181 Figura 70. Esfuerzo von Misses en los tubos. .................................................................. 181 Figura 71. Ensamble final de caldera escocesa diseñada. .............................................. 182 Figura 72. Corte transversal (Interior de la caldera escocesa). ........................................ 182 Figura 73. Diagrama de Moody. ....................................................................................... 188 Figura 74. Curva característica de la bomba. ................................................................... 191 Figura 75. Red de condensado área esterilización. ......................................................... 192 Figura 76. Red de condensado área lavandería. ............................................................. 192 Figura 77. Red de condensado área agua caliente. ......................................................... 193 Figura 78. Red de condensado área alimentación. .......................................................... 193 Figura 79.Red de condensado área de calefacción. ........................................................ 194 Figura 80. Selección válvulas de esfera. .......................................................................... 195 Figura 81. Selección válvulas de globo. ........................................................................... 196 Figura 82. Selección válvulas de reducción. .................................................................... 197 Figura 83. Selección válvula reductora de presión. .......................................................... 198 Figura 84. Selección válvulas de seguridad. .................................................................... 199 10 Figura 85. Selección válvulas de control de temperatura. ................................................ 200 Figura 86. Selección del filtro. .......................................................................................... 201 Figura 87. Selección de manómetros. .............................................................................. 202 Figura 88. Selección de separador de gotas. ................................................................... 203 Figura 89. Cañerías para red de condensado. ................................................................. 204 Figura 90. Termómetros Spirax Sarco. ............................................................................. 205 Figura 91. Válvula de purga. ............................................................................................. 206 11 1.3. Índice de tablas Tabla 1. Clientes involucrados. ........................................................................................... 18 Tabla 2. Efecto en la caldera debido a impurezas en el agua de alimentación. ................. 21 Tabla 3. Calidad del agua. .................................................................................................. 22 Tabla 4. Características del agua de napas subterráneas en la ciudad de linares. ........... 22 Tabla 5. Criterios para cada caldera. .................................................................................. 25 Tabla 6. Dimensionamiento cañería. .................................................................................. 29 Tabla 7. Caudal volumétrico del vapor. .............................................................................. 31 Tabla 8. Velocidad real del vapor. ...................................................................................... 32 Tabla 9. Propiedades del régimen del vapor. ..................................................................... 34 Tabla 10. Características de la cañería. ............................................................................. 34 Tabla 11. Pérdidas de carga regular. ................................................................................. 35 Tabla 12. Pérdidas de carga singulares. ............................................................................ 36 Tabla 13. Pérdidas de carga total. ...................................................................................... 37 Tabla 14. Perdidas de carga en el manifold. ...................................................................... 37 Tabla 15. Características de tubería. Fuente: Catálogo Volcán. ........................................ 39 Tabla 16. Espesor supuesto. .............................................................................................. 41 Tabla 17. Resistencias térmicas R3 y R 4. ......................................................................... 42 Tabla 18. Resistencia térmica R1. ...................................................................................... 44 Tabla 19. Resistencia térmica R4. ...................................................................................... 45 Tabla 20. Perdida de calor en red de vapor, (Con espesor de aislante supuesto). ............ 45 Tabla 21. Variación del espesor del aislante y % ahorro de energía. ................................ 47 Tabla 22. Variación del espesor del aislante y % de ahorro de energía – Continuación. .. 47 Tabla 23. Espesor de aislante v/s pérdida de calor para cada consumo. .......................... 49 Tabla 24. Inversión económica. .......................................................................................... 50 Tabla 25. Inversión económica – Continuación. ................................................................. 51 Tabla 26. Calculo costo de energía disipada por año – Continuación. .............................. 52 Tabla 27. Espesor óptimo para cada área. ......................................................................... 55 Tabla 28. Dilatación de cada cañería por las distintas áreas. ............................................ 55 Tabla 29. Distancia entre soportes. .................................................................................... 57 Tabla 30. Cantidad de condensado producido. .................................................................. 63 Tabla 31. Dimensiones cañería de condensado. ............................................................... 64 Tabla 32. Presión máxima en la red de condensado. ........................................................ 66 Tabla 33. Espesor optimo aislante en red de condensado. ................................................ 66 Tabla 34. Selección del tipo de trampa de vapor termodinámica. ..................................... 68 Tabla 35. Selección del tipo de trampa de vapor a flotador. .............................................. 68 Tabla 36.Modelo de válvula de esfera. ............................................................................... 70 Tabla 37.Modelos válvulas de globo. ................................................................................. 70 Tabla 38. Modelo válvula de retención de discos. .............................................................. 71 Tabla 39. Modelo de válvula reductora de presión. ............................................................ 72 Tabla 40. Modelo de válvula de seguridad. ........................................................................ 72 Tabla 41. Modelo de válvula de control de temperatura. .................................................... 73 Tabla 42. Filtros tipo Y. ....................................................................................................... 73 12 Tabla 43. Modelo separador de gotas. ............................................................................... 74 Tabla 44. Velocidades económicas para tuberías de acero calibrado. ............................. 83 Tabla 45. Dimensiones cañería tramo tanque – bomba. .................................................... 84 Tabla 46. Características de la bomba seleccionada. ........................................................ 86 Tabla 47. Características del acumulador de 1500 litros. ................................................... 94 Tabla 48. Propiedades físicas del H20 en distintas condiciones......................................... 96 Tabla 49. Características de los tubos. .............................................................................. 98 Tabla 50. Constantes para uso de la Ecuación 33. .......................................................... 100 Tabla 51.Características de la carcasa. ........................................................................... 101 Tabla 52. Composición química del chip de madera. ....................................................... 124 Tabla 53. Simbología de los elementos químicos de la madera. ..................................... 124 Tabla 54. Intersección con los ejes cartesianos para aire teórico. ................................... 126 Tabla 55. Intersección con los ejes cartesianos para aire real. ........................................ 127 Tabla 56. Componentes de la combustión. ...................................................................... 129 Tabla 57. Componentes de combustión. .......................................................................... 129 Tabla 58. Factor Fc ........................................................................................................... 136 Tabla 59. Factor Fs ........................................................................................................... 137 Tabla 60. Calculo de temperatura en el hogar 1. ............................................................. 140 Tabla 61. Calculo de temperatura en el hogar 2. ............................................................. 140 Tabla 62. Composición química de chip de madera. ........................................................ 151 Tabla 63.Oxigeno teórico necesario. ................................................................................ 151 Tabla 64. Volumen inicial. ................................................................................................. 154 Tabla 65. Volúmenes iniciales de cada componente. ...................................................... 155 Tabla 66. Temperaturas en puntos de interes. ................................................................. 155 Tabla 67.Volúmenes en las distintas temperaturas. ......................................................... 156 Tabla 68. Caudal en los distintos puntos. ......................................................................... 157 Tabla 69. Densidad en los puntos de interés. .................................................................. 158 Tabla 70. Características de los ciclones de alta capacidad. ........................................... 160 Tabla 71. Dimensiones del ciclón. .................................................................................... 162 Tabla 72. Tiempo de relajación y eficacia de remoción. ................................................... 164 Tabla 73.Perdidas de carga regular en la chimenea. ....................................................... 167 Tabla 74. Pérdidas de carga singulares. .......................................................................... 169 Tabla 75.Capacidades del ventilador. .............................................................................. 170 Tabla 76. Temperaturas presentes en la situación. .......................................................... 172 Tabla 77. Propiedades de la temperatura de película. ..................................................... 172 Tabla 78. Fracciones volumétricas de los componentes de los gases. ............................ 173 Tabla 79. Propiedades para cada componente. ............................................................... 174 Tabla 80. Temperaturas presentes en la expresión. ........................................................ 176 Tabla 81. Propiedades de la temperatura de película. ..................................................... 176 Tabla 82. Propiedades de la temperatura película. .......................................................... 177 Tabla 83. Características para el vapor saturado. ........................................................... 187 Tabla 84. Características de las tuberías. Fuente: (Aceros Otero, 2012). ....................... 187 Tabla 85. Factores de pérdida de carga singulares ......................................................... 188 Tabla 86. Entalpía química de los gases a temperaturas de interés ................................ 190 13 2. INTRODUCCIÓN El presente documento expone el proyecto “Diseño de Caldera, Hospital Carlos Ibáñez del Campo”, el cual es desarrollado bajo las exigencias que presenta el módulo de intercambio de energía con fluidos compresibles, MPTL104-09 del VII semestre de la carrera Ingeniería Civil Mecánica dictada en la Universidad Austral de Chile. Los fines de este proyecto son de tipo académicos, por lo que el equipo de trabajo desarrolla el proyecto bajo la metodología PBL (Problem Based Learning), donde los estudiantes realizan su aprendizaje mediante el estudio de problemas reales. El proyecto está basado en una licitación pública emitida por el Ministerio de Salud, la cual trata de la reposición de dos calderas de producción de vapor marca Kewanee (año 1961), ubicadas en el hospital Carlos Ibáñez del Campo situado en la ciudad de Linares. Dicha reposición será efectuada por el diseño de una caldera tipo Escocesa que supla las necesidades de vapor y agua caliente requerida. Las áreas del establecimiento que se necesitan abastecer con vapor saturado corresponden al sector de Alimentación, Esterilización y Lavandería. Mientras que el área de Agua Caliente y Calefacción deben ser abastecidas por agua sub enfriada. Además en el diseño de la caldera el equipo se preocupará del cálculo del sistema de redes de vapor y agua necesario para abastecer los sectores de consumo, considerando diversos elementos, tales como válvulas, bombas de agua, trampa de vapor, acumuladores, intercambiadores de calor, etc. El desarrollo del proyecto involucra conocimientos de diversas materias, tales como la mecánica de fluidos, termodinámica y transferencia de calor. Estas ciencias se utilizan en la solución de problemas termomecánico. La mecánica de fluidos estudia los movimientos de los fluidos así como las fuerzas que lo provocan, la termodinámica en cambio se focaliza en estudiar la conversión de una forma de energía en otra y la transferencia de calor se especializa en estudiar el paso de la energía térmica desde un cuerpo de mayor temperatura a otro de menor temperatura. Finalmente se desarrollará un sistema generador de vapor y su posterior distribución a partir de los requisitos de una licitación real, en donde se espera entregar una propuesta satisfactoria, debido a que el funcionamiento del establecimiento depende principalmente de este sistema. Así mismo mencionar que se desea seguir aumentando las capacidades y conocimientos de los alumnos dentro de la carrera Ingeniería Civil Mecánica. 14 3. PROBLEMA DE DISEÑO Y OBJETIVOS 3.1. Problema Por medio de una licitación pública, el Servicio de Salud del Maule, llama a la propuesta pública para la realización de un proyecto llamado “Reposición de calderas hospital de Linares”. El establecimiento necesita cumplir con la demanda de los consumos principales, siendo estos los de lavandería, alimentación, esterilización, agua caliente y calefacción. En el ámbito de limpieza, es muy importante contar con un suministro de vapor en donde se requiere de temperaturas y presiones determinadas, ya que juegan un rol fundamental en la eliminación de organismos bacteriológicos. Además, sabiendo en las condiciones que deben tratar a las personas dentro del hospital, la calefacción es de vital importancia para entregar una temperatura determinada al momento de calefaccionar. Para el área de esterilización, se utiliza el vapor para la desinfección de utensilios, herramientas entre otros, gracias a las grandes temperaturas que se pueden alcanzar. También así, se debe tener en cuenta que las personas deben disponer de agua a una temperatura adecuada para ser utilizada en baños, cocinas y también en el lavado de utensilios. 3.2. Definición del Problema El hospital Carlos Ibáñez del Campo, ubicado en la ciudad de Linares, requiere de la continuidad de los suministros actuales de agua caliente y vapor, utilizando como combustible de trabajo chip húmedo 120% de humedad base seca, para así satisfacer el consumo de los servicios que presta el establecimiento hacia la comunidad. 3.3. Objetivos 3.3.1. Objetivo general Diseñar un sistema de generación y abastecimiento de vapor a base de chip capaz de alimentar las dependencias del establecimiento. 3.3.2. Objetivos específicos  Diseñar un generador de vapor que abastezca un consumo total de 3000 kgv/h a una presión de trabajo de 7 kg/cm2.  Diseñar un sistema de red para la distribución de vapor y agua caliente a cinco consumos distintos.  Seleccionar y/o diseñar equipos complementarios para la generación y abastecimiento del hospital. 15  Corroborar mediante el software el diseño mecánico de la caldera y el estaque de agua caliente.  Confeccionar un manual de operación.  Generar planos del diseño.  Redactar un informe detallado del proceso de diseño. 3.4. Fronteras del proyecto El proyecto se enfoca principalmente en el diseño de la planta generadora de vapor, esto contempla diseñar y/o seleccionar cada componente que forma del sistema de generación de vapor, considerando las redes de abastecimiento y distribución de materia hacia las distintas dependencias del hospital. El equipo no se involucrará en el desmontaje e instalación de la planta generadora de vapor. 3.5. Alcances del proyecto El proyecto irá dirigido al hospital Carlos Ibáñez de Campo, ubicado en Linares en la VII Región, con el propósito de satisfacer los consumos en lavandería, alimentación, esterilización, agua caliente y calefacción del establecimiento. 16 4. PLANIFICACION DE PROYECTO El equipo de trabajo tomó la decisión de confeccionar una carta Gantt, con el propósito de organizar los tiempos en base a las etapas del diseño. Este método se usa para tener un programa en función del tiempo estipulado de un proyecto. Se debe mencionar que hoy en día esta es una herramienta básica en la gestión de proyectos en donde se trabaje con una cantidad de tareas y recursos humanos considerables, por ello a continuación en la Figura 1 y Figura 2, se aprecia la carta Gantt generada por el equipo de trabajo. Figura 1. Carta Gantt con fecha 24 de marzo de 2013. Fuente: Microsoft Project 2013. 17 Figura 2. Carta Gantt – Continuación. Fuente: Microsoft Project 2013. 18 5. DEFINICIÓN DEL PRODUCTO 5.1. Método matriz QFD (Quality Function Deployment) El método de la matriz QFD es una forma ordenada y eficiente de desarrollar la información necesaria para entender el problema de diseño (Ullman, 2010) pág. 145. Las funciones de la Matriz QFD son las siguientes: 1. Escuchar la voz de los clientes. 2. Desarrollar las especificaciones y objetivos para el producto. 3. Encontrar como las especificaciones miden los deseos de los clientes. 4. Medir que tan bien las competencias satisfacen el objetivo del proyecto. 5. Desarrollar tareas numéricas hacia las cuales trabajar. 5.2. Clientes involucrados Los mandantes son: Clientes Título Rogelio Moreno Ingeniero Civil Mecánico, M Sc. Dr. Ingeniería Mecánica. Marcelo Paredes Ingeniero Civil Mecánico. Juan Rebolledo Ingeniero Civil Mecánico. Tabla 1. Clientes involucrados. Desde un principio, se entiende que el proyecto está ordenado por las autoridades del hospital base de Linares, sin embargo este proyecto tiene fines académicos y por ende los clientes directamente relacionados con la licitación son los docentes a cargo del VII semestre específicamente el “Módulo de intercambio de energía con fluidos compresibles”, siendo estos clientes indirectos del proyecto. 5.3. Requerimientos y especificaciones de ingeniería En base a lo entregado por clientes del proyecto (profesores) y junto con el uso de información de proyectos anteriores ligados al diseño de una caldera, se logró obtener los requerimientos, los cuales además el grupo de trabajo genero especificaciones de 19 ingeniería para describir los requerimientos y necesidades de los mandantes, siendo estos con parámetros de medición, con el fin de fijar metas a seguir. Aquí se puede apreciar que a cada requerimiento se le asigna como mínimo una especificación de ingeniería, ya que si no fuese así, (Ullman, 2010) pág. 159 dice: “Si la unidad de un parámetro de ingeniería no es encontrada, el parámetro no es medible y debe ser renombrado”.  La caldera debe utilizar como combustible chip húmedo  Porcentaje de humedad del combustible (%).  Abastecer los consumos de agua caliente y vapor de las diferentes secciones del hospital  Consumo de vapor de las distintas dependencias del establecimiento (kgv/hr).  Alimentar caldera con agua potable de la ciudad de Linares  Turbiedad de agua de alimentación (ppm).  Dureza total del agua (ppm).  PH del agua (PH).  Buena visibilidad en la lectura en los instrumentos de medición  Área visible de los medidores de presión (m2).  Área visible de los medidores de temperatura (m2).  Área visible de los medidores de nivel de agua (m2).  Área visible de los medidores de solidos disueltos (m2).  Área visible de los medidores de flujo de masa (m2).  Minimizar el área de operación de la caldera y sus componentes  Ancho de la caldera (m).  Largo de la caldera (m).  Alto de la caldera (m).  Contar con orificios de registro de tamaño y calidad  Cantidad de orificios de registro de tamaño y calidad (N°).  Evitar lo más posible las pérdidas de calor (referido a aislación)  Rendimiento de la caldera (%).  Temperatura de los gases que van a la chimenea (°C).  Evacuar seguramente los gases de la combustión  Altura de chimenea (m).  Diámetro de chimenea (m).  Soportar condiciones de uso  Presión máxima de trabajo (kg/cm2).  Temperatura máxima de trabajo (°C).  Seguridad del sistema de generación de vapor y redes de transporte  Cantidad de elementos de seguridad en el área (N°).  Distancia entre la caldera y las paredes del recinto (m).  Distancia libre sobre el elemento más elevado de la caldera (m).  Cantidad de puertas de la caldera (N°).  Fácil alimentación de combustible a la caldera  Alto de la caldera (m). 20  Fácil acceso al interior de la caldera  Cantidad de personas necesaria para abrir la puerta (N°).  Volumen requerido para ingresar una persona en la caldera (m3). 5.4. Matriz QFD Se aprecia en la Figura 3, el ensamble final de la matriz QFD, donde se aprecia la relación de los requerimientos y especificaciones, dando lugar a una posterior ponderación entre estas dos y la importancia que estimó cada cliente. P re s ió n m á x im a d e t ra b a jo D iá m e tr o d e c h im e n e a A lt u ra d e c h im e n e a T e m p e ra tu ra d e l o s g a s e s q u e v a n a l a c h im e n e a R e n d im ie n to d e l a c a ld e ra p H d e l a g u a D u re z a t o ta l d e l a g u a T u rb ie d a d d e l a g u a d e a lim e n ta c ió n C a n ti d a d d e o ri fi c io s d e r e g is tr o d e t a m a ñ o y c a lid a d A lt o d e l a c a ld e ra L a rg o d e l a c a ld e ra A n c h o d e l a c a ld e ra Á re a v is ib le d e l o s m e d id o re s d e f lu jo d e m a s a Á re a v is ib le d e l o s m e d id o re s d e s o lid o s d is u e lt o s Á re a v is ib le d e l o s m e d id o re s d e n iv e l d e a g u a Á re a v is ib le d e l o s m e d id o re s d e t e m p e ra tu ra Á re a v is ib le d e l o s m e d id o re s d e p re s ió n C a n ti d a d d e p e rs o n a s n e c e s a ri a s p a ra a b ri r la p u e rt a C o n s u m o d e v a p o r d e l a s d is ti n ta s d e p e n d e n c ia s d e l e s ta b le c im ie n to P o rc e n ta je d e h u m e d a d d e l c o m b u s ti b le 14 Fácil alimentación de combustible a la caldera Seguridad del sistema de vapor y redes de transporte Soportar condiciones de uso Evacuar seguramente los gases de la combustión Evitar lo más posible las pérdidas de calor (referido a aislación) Contar con orificios de registro de tamaño y calidad Fácil acceso al interior de la caldera Minimizar el área de operación de la caldera y sus componentes Buena visibilidad en la lectura en los instrumentos de medición Alimentar caldera con agua potable de la ciudad de Linares Abastecer los consumos de agua caliente y vapor de las diferentes secciones del hospital La caldera debe utilizar como combustible chip húmedo J u a n R e b o lle d o M a rc e lo P a re d e s R o g e lio M o re n o Who V o lu m e n r e q u e ri d o p a ra i n g re s a r u n a p e rs o n a e n l a c a ld e ra C a n ti d a d d e p u e rt a s d e l a c a ld e ra D is ta n c ia l ib re s o b re e l e le m e n to m á s e le v a d o d e l a c a ld e ra D is ta n c ia e n tr e l a c a ld e ra y l a s p a re d e s d e l re c ie n to C a n ti d a d d e e le m e n to s d e s e g u ri d a d e n e l á re a T e m p e ra tu ra m á x im a d e t ra b a jo How What Juan Rebolledo Marcelo Paredes Rogelio Moreno Umbral Objetivo Débil relación Mediana relación Fuerte relación9 3 1 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9933 3 3 3 3 9 9933 33 3 3 3 333 9 91 1 1 3 3 3 3 3 3 % Kgv/ hr m 2 m 2 m2 m2 m2 m m m N° ppm ppm pH % °C Kg/cm2m m m 3N°mmN°°C ↑ ↑ ↑ ↓ ↓ ↓ ↑ ↑↓ ↓ ↑ ↓ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑↓ cte ↑ ↑↓ 5 15 5 5 2 5 15 15 5 10 20 20 5 5 5 10 5 10 5 10 5 0 10 20 7 5 5 12 2 7 7 10 5 10 ↑ ↑cte 120 120 3600 3.5 2.8 7 24.5 10.5 70 7.7 23 173 210 5 1.5 31.5 1.2 0.9511171 7 4 3 35 7 2360 3000 3.7 6 10 11.7 1.31.3 2.7 1.1 1.3 5.29.81.11.1 3.3 3.9 5.23.3 1.13.9 1.1 3.3 5.6 2 2.3 2.5 ↑ 10 3.9 12 1 1.3 4.1 1.2 2.8 3.9 4 1.34.3 2.31.3 4.1 3.67.2 11.2 2.91.21.2 7 9.1 2 8 1.2 1 2.7 2.2 6.83.3 1.2 9.9 3.9 3.1 5.47.7 3.9 2.7 2.37.31.3 4.3 3.9 3.7 2.3 2.5 2.3 2 2.23.1 13 5 1 1 N° 2.2 2 2.5 Figura 3. Matriz QFD. 21 6. CONSIDERACIONES DE DISEÑO 6.1. Agua para calderas El tratamiento de agua de una caldera de vapor o agua caliente es fundamental para asegurar una larga vida útil libre de problemas operacionales, reparaciones de importancia y accidentes. Con el propósito de evitar problemas de corrosión e incrustaciones, es de vital importancia emplear un tratamiento de agua para asegurar la calidad del agua de alimentación y del agua contenida en la caldera. 6.2. Problemas causados por las impurezas del agua En la Tabla 2 se presentan los problemas y su descripción: Efecto en la caldera debido a impurezas en el agua Problema Descripción Embancamiento El barro y el silicio mezclados con sales, se depositan en el fondo de la caldera, impidiendo la libre circulación del agua. Incrustaciones Costras duras producidas por sales de calcio y magnesio, se adhieren a las superficies y afectan la T.D.C al agua, provocan recalentamiento de tubos, provocando roturas y obstrucciones. Corrosiones Deterioro en las superficies de la caldera, debido a la acción del oxígeno, anhídrido carbónico y sales. Además tratamientos del agua mal aplicados (desincrustantes). Arrastre Ocurre cuando el vapor de agua lleva partículas en suspensión, estas partículas llevan solidos disueltos, provocando problemas de funcionamiento. Fragilidad Caustica Se produce cuando el agua contiene hidróxido de sodio en exceso, generando fisuras en los tubos y elementos sometidos a esfuerzos mecánicos. Tabla 2. Efecto en la caldera debido a impurezas en el agua de alimentación. 6.3. Características de la calidad del agua según Decreto Supremo N°48 En base a lo descrito en el decreto N°48 “Aprueba reglamento de calderas y generadores de vapor” (Chile, 1984), se destaca en el artículo 16° ciertas prescripciones que debe cumplir el agua que alimenta una caldera para el óptimo funcionamiento de esta. Las características del agua en relación a su calidad son: 22 Calidad del agua según Decreto Supremo N°48 1. La turbiedad del agua de alimentación debe ser inferior a diez partes por millón (10 ppm). 2. La dureza total del agua debe ser inferior a treinta y cinco partes por millón (35 ppm). 3. No debe contener aceites ni substancias corrosivas. 4. El PH del agua no debe ser inferior a 7. 5. El condensado del vapor se puede reutilizar como agua de alimentación siempre que no se encuentre contaminada con aceites o substancias corrosivas. 6. Si las incrustaciones en la superficie es de espesor superior a 30% del grosor de las paredes (sección de mayor transmisión de calor), no debe entrar en funcionamiento hasta que se limpie, desincrustación y revisión de instalaciones ablandadoras, garantizando la entrega de agua blanda. Tabla 3. Calidad del agua. 6.4. Características del agua de Linares Extracción de información del documento (Ortega, 2009), donde se realizaron estudios del agua de capas subterráneas de pozos, zanjones y esteros, por lo tanto se utilizó esta información para poder caracterizar el agua y tener en cuenta los valores aproximados tanto de dureza, pH y turbiedad del agua. A continuación se muestra la Tabla 4 que resume los siguientes datos: Característica Valor Dureza total 49.2 ppm pH 7.04 Turbiedad 20 ppm Tabla 4. Características del agua de napas subterráneas en la ciudad de linares. 23 6.5. Tratamiento recomendado según Asociación chilena de seguridad (ACHS) El agua debe ser tratada de con el propósito de prevenir futuros problemas causados por las impurezas, utilizándose algún procedimiento adecuado. Por lo tanto se recomienda el tratamiento físico que se describe de la siguiente manera según (Pedro Abarca Bahamondes, 2007): Filtración: Su objeto es extraer partículas grandes en suspensión. Se realiza antes que el agua llegue a la caldera (externo). Los filtros pueden ser de mallas (pequeñas instalaciones) o de grava y arena. Desaireación: También llamada desgasificación. Consiste en extraer los gases disueltos (oxígeno, anhídrido carbónico). Se consigue calentando el agua de alimentación, proporcionando una gran área de contacto agua-aire (ducha o agitación). Extracciones o purgas: Consiste en evacuar cierta cantidad de agua desde el fondo de la caldera o del domo, con objeto de disminuir o mantener la cantidad total de sólidos disueltos y extraer lodos (en el caso de purga de fondo). La extracción puede ser continua o intermitente. La magnitud de la extracción depende de la concentración de sólidos disueltos a mantener en la caldera y la del agua de alimentación. 24 7. GENERACIÓN DE CONCEPTOS El objetivo aquí es poder determinar un concepto que se adapte de mejor manera a las condiciones de diseño de la caldera, para esto se realizarán dos tareas fundamentales para poder entender la función que cumple el producto (caldera) y posteriormente realizar una serie de evaluaciones a criterios que se encuentran en comparación. 7.1. Descomposición funcional Parte del diseño conceptual del proyecto es conocer lo que el producto debe realizar, para ello se identifica la función general del producto como un “sistema que utiliza agua tratada con el propósito de generar vapor y agua caliente para las distintas dependencias del hospital de Linares”. Para entender el funcionamiento del sistema generador de vapor y redes, se realiza un diagrama de subfunciones, el cual se presenta en la Figura 4. Figura 4. Descomposición funcional del generador de vapor. 25 7.2. Tipo de caldera a diseñar A continuación se puede apreciar una serie de criterios que se consideraran para poder tomar una decisión viable respecto al tipo de caldera que se diseñará. Las calderas que se eligieron son del tipo “compactas” y “escocesas”. Los criterios que se escogieron provienen del libro (Shield, 1973) y dan una información clara y específica para tomar la decisión. En la Tabla 5 se aprecia los criterios seleccionados y su respectiva evaluación. Criterios Cadera tipo Compacta Caldera tipo Escocesa Tipo de combustible Solidos Líquidos, gaseosos y solidos Presión de trabajo Baja presión (hasta 2 [kg/cm2]) Media presión (entre 2 y 10 [kg/ cm2]) Geometría Irregular Cilíndrica Volumen cámara de combustión Amplio Reducido Fácil limpieza Si No Costo Económico Económico Importancia del tratamiento de H2O Alta Baja Eficiencia Hasta un 80% Entre 75% a 80% Tabla 5. Criterios para cada caldera. El criterio “Presión de trabajo” que se observa en la tabla anterior, señala las presiones a las que trabajan las calderas pre-seleccionadas. A primera vista se puede pensar que no es un criterio significativo para la toma de decisión, pero existe en la literatura de diseño y construcción de calderas antecedentes que muestran que se han confeccionado calderas tipo Compactas que trabajan a las presiones de las tipo Escocesa. Pero estos son casos particulares, realizados por empresas dedicadas al rubro. Aun así, el equipo de trabajo lo consideró para los criterios, ya que está información es procedente de uno de los libros utilizados como guía para el desarrollo del proyecto (Shield, 1973), siendo esto una buena práctica en el diseño. Respecto al tipo de combustible, los dos tipos de caldera son aptos para el chip de madera, sin embargo la presión de trabajo, da un valor claro a favor de la caldera escocesa ya que la presión de trabajo dada corresponde a 7 kg/cm2. 26 La geometría de forma cilíndrica reduce de manera considerable la presión interna, paralelamente la estabilidad es mucho mayor gracias a su forma regular. El volumen de la cámara de combustión es favorable para el tipo compacta, debido a la gran masa de combustible, sin embargo esto se puede compensar con el diseño de un ante-hogar. Con respecto a la limpieza, la tipo compacta es mucho más fácil realizar un aseo dentro de esta ya que a diferencia de una tipo escocesa la cual posee superficies internas que no tienen fácil acceso, especialmente las secciones que quedan abajo del fogón. La importancia del tratamiento del agua, no es elevada para el tipo escocesa ya que los precipitados, materiales en suspensión y fangos, se acumulan en el espacio que queda debajo de fogón, la cual es una zona de movimiento relativamente escaso. Para el último criterio, la eficiencia es un valor muy importante ya que repercute muy directamente con los costos, para ambos casos la eficiencia no supera el 80%. Por lo tanto el grupo de trabajo tomo la decisión de diseñar una caldera del tipo escocesa, ya que cumple con la mayoría de los criterios descritos anteriormente, sin embargo en el caso de la limpieza se debe recurrir a un servicio especializado en el aseo de esta. En base a los criterios evaluados se puede asegurar que el diseño de la caldera escocesa llevará a un producto óptimo. 27 8. REDES DE VAPOR En esta sección es importante considerar el cálculo de las redes de vapor, ya que son las encargadas de transportar el vapor generado en la caldera hasta los distintos lugares en donde los procesos puedan requerir la energía que el vapor puede llegar a ceder. Básicamente el vapor es transportado a través de cañerías y que se clasifican de distintas maneras. Aquí se aplica directamente la mecánica de fluidos, transferencia de calor y termodinámica, siendo estas las materias primarias para realizar el diseño y/o cálculos necesarios. Parte fundamental del proceso de generación de vapor es el abastecimiento de agua a la caldera y posterior distribución de vapor hacia las distintas áreas de consumo. 8.1. Diagrama Lay-Out Se muestra en la Figura 5 el esquema que permita visualizar la distribución de los elementos de la caldera y redes de vapor dentro de la sala de calderas. Esterelización Lavandería Aliementación Agua Caliente M an if o ld C h ip Intercambiador de calor Intercambiador de calor Radiador Acumulador para agua caliente sanitaria Fosa para purga Caldera Ante- hogar Transportador Estanque de condensado Estanque para tratamiento del agua Agua fría Agua caliente Vapor Retorno condensado Combustible Abastecimiento de agua Figura 5. Diagrama Lay-Out preliminar del diseño. 28 8.2. Distribución de vapor hacia las áreas de consumo Tal como se había mencionado con anterioridad el sistema generador de vapor debe cumplir con el abastecimiento de cinco áreas funcionales del Hospital Carlos Ibáñez del Campo, para ello el sistema de redes debe ser capaz de transportar vapor saturado o agua caliente según sea caso hacia las áreas de consumo. 8.2.1. Dimensionamiento de la red Existen diversos procedimientos para dimensionar las cañerías de la red de vapor, por lo que el equipo utilizara el método de velocidad constante. Este método relaciona el diámetro mínimo teórico (D) que debe tener la cañería, la velocidad del vapor (V) y el caudal volumétrico (Q) del vapor mediante la Ecuación 1. presentada a continuación: √ Ecuación 1. Dónde: Q: Caudal volumétrico en (m3/h). V: Velocidad máxima aconsejable en (m/s). Teniendo en cuenta los caudales volumétricos de cada sector a abastecer en el hospital y considerando que la velocidad máxima recomendable que puede llevar el vapor para una presión absoluta de 8 kg/cm2 es de 40 m/s según lo indica el Manual de Instalaciones térmicas (Paredes Cinfuentes, 1980, pág. 34), entonces se obtienen los diámetros mínimos teóricos que debe poseer la cañería, tal como se indican en la Tabla 6. Debido a que no se fabrican comercialmente cañerías con las dimensiones teóricas solicitadas, se utiliza el manual aceros Otero (Aceros Otero, 2012) para identificar las dimensiones reales de las cañerías que se comercializan dentro del país, las cuales se detallan en la Tabla 6. El cálculo de los caudales volumétricos se realiza detalladamente en el siguiente punto, por mientras solo se presentan los valores en la Tabla 6. 29 Área de Consumo Caudal Volumétrico (m3/h) Velocidad máx. Aconsejable (m/s) Diámetro min. Teórico de la cañeria (m) Diámetro min. Comercial de la cañería (m) Diámetro N. comercial de la cañeria (Pulg.) Red Principal 734.39 40.0 0.0806 0.09012 3 ½ Esterilización 78.34 40.0 0.0263 0.03508 1 ¼ Lavandería 78.34 40.0 0.0263 0.03508 1 ¼ Alimentación 73.44 40.0 0.0255 0.03508 1 ¼ Agua Caliente 68.54 40.0 0.0246 0.03608 1 ¼ Calefacción 342.72 40.0 0.0550 0.06268 2 ½ Tabla 6. Dimensionamiento cañería. Una vez dimensionada la red, se procede con la selección del tipo de cañería que conducirá el vapor hacia los sectores de consumo, para ello se utiliza el manual aceros otero (Aceros Otero, 2012) el cual recomienda utilizar una cañería ASTM A106 grado B de acero al carbono. Mayor información técnica acerca de las cañerías a utilizar se presenta en la Tabla 84. 8.2.2. Cálculo de pérdida de carga en red de vapor El sistema de distribución de vapor es un enlace importante entre la fuente generadora de vapor y los sectores de consumo. Es por ello que se debe tener en cuenta la perdida de energía cinética que presenta el vapor debido a la fricción de sus partículas entre si y contra las paredes de la cañería. Existen pérdidas de carga de tipo regulares, las cuales se deben a la fricción que se genera en las tuberías, y pérdidas de tipo singulares las cuales son ocasionadas por todos aquellos accesorios de la red, tales como válvulas, trampas de vapor, codos, tés, etc. 8.2.2.1. Pérdidas de carga regulares Para el cálculo de perdida de carga se deben conocer las siguientes variables:  Temperatura del vapor.  Presión del vapor.  Longitud del tramo de cañería recta.  Número y tipos de accesorios de la cañería.  Diámetro de la cañería.  Tipo de cañería y rugosidad absoluta.  Caudal de trabajo. 30 31 Considerando que en las redes de vapor se distribuye vapor saturado a presión absoluta de 8 kg/cm2 y temperatura de saturación de 169.6 °C, según lo indica la tabla termodinámica de vapor saturado (Tabla 83) se obtienen las propiedades del vapor saturado:  Densidad: ρ = 4.085 (kg/m3).  Viscosidad cinemática: = 3,589 x 10-6 (m2/s). Al conocer la densidad del vapor saturado, esta es utilizada para obtener el caudal volumétrico existente, el cual se rige por la Ecuación 2.. Ecuación 2. Dónde: Q: Caudal volumétrico (m3/h) Qm: Caudal másico en (kgv/h) ρ: Densidad del vapor en (kgv/m3) Conociendo la ecuación anterior, se calcula el caudal volumétrico para cada sector de consumo, cuya información se presenta en la Tabla 7 . Área de consumo Caudal másico en (kgv/h) Densidad del vapor saturado en (kgv/m3) Caudal Volumétrico Red principal 3000 4.085 734.39 Esterilización 320 4.085 78.34 Lavandería 320 4.085 78.34 Alimentación 300 4.085 73.44 Agua Caliente 280 4.085 68.54 Calefacción 1400 4.085 342.72 Tabla 7. Caudal volumétrico del vapor. Utilizando los valores del caudal volumétrico (Q) de vapor saturado y en conjunto con los diámetros interiores comerciales (Dint) de las cañerías, presentados anteriormente en la Tabla 7, se puede calcular la velocidad máxima real que lleva el vapor en la cañería, la cual está dada por la Ecuación 3. Ecuación 3. 32 Dónde: : Velocidad real del vapor (m/s) Q: Caudal volumétrico en (m3/h). D: Diámetro interno de los tubos en (m). Aplicando la ecuación anterior a cada consumo, se muestra en la Tabla 8, que el valor de la velocidad real se encuentra por debajo de los 40 m/s que debe llevar el vapor saturado como máximo para la presión manométrica de 7 kg/cm2. Área de consumo Diámetro interior de cañería (m) Caudal volumétrico (m3/h) Velocidad real del vapor (m/s) Red principal 0.09012 734.39 31.981 Esterilización 0.03508 78.34 22.514 Lavandería 0.03508 78.34 22.514 Alimentación 0.03508 73.44 21.107 Agua Caliente 0.03508 68.54 19.699 Calefacción 0.06268 342.72 30.852 Tabla 8. Velocidad real del vapor. Al obtener los datos de la velocidad del vapor saturado, la viscosidad cinemática y el diámetro de la cañería, estos se utilizan para calcular el número de Reynolds ( ). Este se encuentra definido a continuación por la Ecuación 4. Ecuación 4. Dónde: V: Velocidad del vapor saturado en (m/s). D: Diámetro interior de cañería (m). : Viscosidad cinemática en (m2/s). El número de Reynolds permite conocer si el vapor posee un régimen laminar ( < 2300), un flujo turbulento ( > 2300) o un flujo critico en caso de que = 2300. A continuación en la Tabla 9, se conoce el número de Reynolds para cada tramo de cañería por donde circula el vapor saturado y su respectivo tipo de flujo. 33 34 Área de consumo Diámetro interior de cañería (m) Velocidad real del vapor en (m/s) Viscosidad Cinemática en (m2/s) Número de Reynolds (adimensional) Régimen del Vapor Red principal 0.09012 31.981 3.589*10-6 803049.230 Turbulento Esterilización 0.03508 22.514 3.589*10-6 220055.634 Turbulento Lavandería 0.03508 22.514 3.589*10-6 220055.634 Turbulento Alimentación 0.03508 21.107 3.589*10-6 206302.157 Turbulento Agua Caliente 0.03508 19.699 3.589*10-6 192548.680 Turbulento Calefacción 0.06268 30.852 3.589*10-6 538816.823 Turbulento Tabla 9. Propiedades del régimen del vapor. Al considerar que el tipo de cañería es un acero comercial (nuevo) entonces se obtiene de la Tabla 84, el valor del coeficiente de rugosidad absoluta de la cañería ( ), el cual permite obtener la rugosidad relativa según el diámetro de la cañería, como se muestra en la Tabla 10. Área de consumo Diámetro interior de cañería (mm) Rugosidad absoluta (mm) Rugosidad relativa ε/D Red principal 90.12 0.045 0.000499 Esterilización 35.08 0.045 0.001283 Lavandería 35.08 0.045 0.001283 Alimentación 35.08 0.045 0.001283 Agua Caliente 35.08 0.045 0.001283 Calefacción 62.68 0.045 0.000718 Tabla 10. Características de la cañería. Parte de los datos necesarios para el cálculo de perdida de carga debida a la fricción, es encontrar el factor de Darcy o factor de fricción (ƒ), para ello se utiliza la Ecuación 5 de White-Colebrook. Esta ecuación relaciona el factor de fricción con los parámetros de los que depende el mismo factor (Número de Reynolds y rugosidad relativa (ε/D). √ [ ⁄ √ ] Ecuación 5. Dónde: f: Factor de Darcy (adimensional). ε: Rugosidad absoluta en (mm). 35 D: Diámetro interno en (m). : Número de Reynolds (adimensional). Debido a que la Ecuación 5 es de tipo implícita, entonces se utiliza el diagrama de Moody (ver Figura 73) para identificar el valor del factor de fricción, obteniendo los factores señalados en la Tabla 11. Luego de obtener los datos de interés se utiliza la Ecuación 6 de Darcy – Weisbach, con la cual se calcula la perdida de carga de tipo regular que tiene el vapor debido a la fricción existente. Aquí se relaciona la pérdida de carga (hƒ) con el factor de Darcy, la longitud y diámetro de la cañería, la velocidad real del vapor y la aceleración de gravedad. Ecuación 6. Dónde: f: Factor de Darcy (adimensional). L: Largo de la cañería (m). D: Diámetro interno en (m). V: Velocidad real del vapor en (m/s). Considerando la aceleración de gravedad es 9.81 m/s2, se presenta en la Tabla 11, la perdida de carga regular en cada tramo de cañería, según los datos recopilados previamente. Área de consumo Longitud de la tubería (m) Diámetro interior de cañería (m) Factor de Darcy Velocidad del vapor (m/s) Perdida de carga regular (debido a la fricción) bar Red principal 3 0.09012 0.017 31.981 0.0118 Esterilización 22 0.03508 0.021 22.514 0.1363 Lavandería 35 0.03508 0.021 22.514 0.2169 Alimentación 15 0.03508 0.022 21.107 0.0856 Agua Caliente 40 0.03508 0.022 19.699 0.1988 Calefacción 18 0.06268 0.019 30.852 0.1061 Tabla 11. Pérdidas de carga regular. 36 8.2.2.2. Pérdidas de carga singulares. Como se ha mencionado anteriormente, todos aquellos accesorios que son parte de la red de vapor (codos, válvulas, tés, trampa de vapor, etc.) implican una pérdida de carga a lo largo de la red. Para el cálculo de este tipo de pérdidas se utilizará el método de longitud equivalente, donde se considera que la perdida de carga producida por un accesorio de la red, es equivalente a la perdida de carga que causa un tramo de cañería ficticio con diámetro igual al del accesorio. El largo ficticio de la cañería es obtenido a partir de la relación entre un factor numérico (F) y el diámetro (D) de la cañería. Este factor se presenta en la Tabla 85, y es relacionado mediante la Ecuación 7. Ecuación 7. Dónde: F: Factor numérico (adimensional). D: Diámetro interno de la cañería en (m). Considerando los accesorios a utilizar se presenta en la Tabla 12, las pérdidas de carga singulares que tiene cada tramo de la red de vapor. Área de consumo Diámetro interior de cañería (m) Codo (90°) F = 20 (unidad) Tee F = 60 (unidad) Válvula esfera F = 3 (unidad) Largo ficticio (m) Pérdida de carga singular (bar) Red principal 0.09012 3 0 1 5.678 0.0224 Esterilización 0.03508 6 1 1 6.420 0.0398 Lavandería 0.03508 5 1 1 5.718 0.0354 Alimentación 0.03508 3 1 1 4.315 0.0246 Agua Caliente 0.03508 6 1 1 6.420 0.0319 Calefacción 0.06268 8 1 1 13.978 0.0824 Tabla 12. Pérdidas de carga singulares. Una vez conocida las pérdidas de carga regular y singular que se generan en la red de vapor, mediante la suma de estas es posible calcular la perdida de carga total, cuyos valores se muestran en la Tabla 13. 37 Área de consumo Pérdida de carga total (bar) Red principal 0.034 Esterilización 0.176 Lavandería 0.252 Alimentación 0.110 Agua Caliente 0.231 Calefacción 0.188 Tabla 13. Pérdidas de carga total. 8.2.2.3. Perdida de carga generada por el manifold. Uno de los accesorios que debe tener la red de vapor para distribuir el vapor que viene por la red principal hacia los distintos consumos es el manifold. Este accesorio genera una pérdida de carga que se incluye a las pérdidas calculadas en la Tabla 13. Para el cálculo de esta pérdida de carga se considera la Ecuación 8 mostrada a continuación, la cual representa la perdida que genera la entrada y posteriores salidas del manifold. Ecuación 8. Dónde: : Perdida de carga de una pieza o accesorio. (mcv) K: Coeficiente de proporcionalidad, (K=1 para la entrada y K= 0,5 para cada salida del manifold). V: Velocidad de escurrimiento. (m/s). g: Aceleración de gravedad (9,81 m/s2). Remplazando los datos pertinentes de cada situación en la Ecuación 8, se obtiene las perdidas de carga proporcionada por la entrada y cada salida del manifold. Área de consumo K (Adim) Velocidad del vapor (m/s) Perdida de carga (mcv) Pérdida de carga (bar) Red principal 1.0 31.98 52.13 0.0209 Esterilización 0.5 22.51 12.92 0.0052 Lavandería 0.5 22.51 12.92 0.0052 Alimentación 0.5 21.11 11.35 0.0045 Agua Caliente 0.5 19.70 9.89 0.0040 Calefacción 0.5 30.85 24.26 0.0097 Tabla 14. Perdidas de carga en el manifold. 38 De la Tabla 14, se encuentra que la perdida de carga total que se genera en el manifold es la de la entrada (Red Principal) mas la mayor de la salida (calefacción), alcanzando un valor de 0,0306 (Bar). 8.3. Aislación térmica de las cañerías La idea del diseño de la red de vapor es transportar la energía producida en el generador de vapor hacia los sectores de consumo, para ello se debe tener en cuenta que las pérdidas energéticas durante el transporte deben ser mínimas, y con la mínima inversión posible en la instalación de la red. Además a la hora de seleccionar el tipo de aislante se debe considerar que este proporcione un ambiente de confort y seguridad para los operarios. 8.3.1. Selección de material aislante. En base al Catálogo Volcán (Volcan, 2009) el equipo opta por utilizar lana mineral, la cual es fabricada por la empresa Volcán, y el tipo de aislación se denomina caño pre-moldeado de lana mineral Aíslan®. La apariencia de este tipo de aislante se presenta en la Figura 6. Figura 6. Caño Pre moldeado 1 Entre las características que tiene el material se desea conocer la conductividad térmica de este, para ello se ensaya con productos a temperatura ambiente de 20 °C y en base a sus densidades aparentes para cada producto se tienen las conductividades presentadas en la Tabla 15. 1 Figura de referencia obtenida catálogo Volcan 39 Densidad Aparente (kg / m3) Conductividad térmica (W / m°C) 40 0.042 80 0.038 100 0.039 120 0.043 Tabla 15. Características de tubería. Fuente: Catálogo Volcán. El comportamiento de la conductividad térmica en función de la de la densidad aparente se muestra en la Figura 7, la cual refleja una relación parabólica con valor mínimo de la conductividad de 0,038 W/m°C y esto ocurre cuando la densidad es de 80 kg/m3. Figura 7. Densidad aparente vs coeficiente de conductividad térmica 2 Por lo tanto las características del aislante a utilizar son:  Material aislante: Lana mineral.  Conductividad del material: k = 0,038 W/m°C.  Densidad media aparente: 80 kg/m3  Material no combustible (Certificado por el fabricante).  Punto de fusión: 1090 °C. 2 Fuente: catálogo Volcan 40 8.3.1.1. Cálculo de pérdidas de calor. Para el cálculo de las pérdidas de calor que se generan en la red de vapor, se considera la sección transversal de la cañería, la cual dispondrá de una capa interior de acero y una capa exterior de aislante. En el interior de la cañería se encuentra el vapor saturado como se muestra en la Figura 8, mientras que el condensado se desprecia debido a que el sistema se encuentra aislado y en caso de generarse condensado, la red cuenta con sistemas de evacuación de condensado. Los datos necesarios para el cálculo de las pérdidas de calor son:  Temperatura del vapor al interior de la cañería: T1 = 169.6 °C.  Temperatura medio ambiente: T2 = 20 °C.  Temperatura pared exterior del aislante: T3 = 30 °C.  Coeficiente de conductividad térmica del acero: K1 = 36 W/m°K. Extraído de Tabla 10, A9 de (Kreith & Bohn, 2001).  Coeficiente de conductividad térmica del aislante: K2 = 0.038 W/m°K. Extraído del Catálogo Volcán (Volcan, 2009).  Coeficiente convectivo del vapor saturado [°C]: h1, (independiente según el n° de Nusselt de cada sector).  Coeficiente convectivo del aire: h2.  Radio interior de la cañería de acero: r1.  Radio exterior de la cañería de acero y radio interior del caño de lana mineral: r2.  Radio exterior del caño de lana mineral: r3.  Resistencia térmica por convección forzada: R1.  Resistencia térmica por conducción: R2 y R3.  Resistencia térmica por convección natural: R4. Figura 8. Tubería aislada. 41 Para el cálculo de la pérdida de calor que se genera cuando fluye el vapor saturado por dentro de la cañería se deben considerar los siguientes puntos:  La temperatura del ambiente se mantiene uniforme.  La temperatura del vapor saturado se mantiene uniforme, (por lo tanto se considera que la temperatura de la pared interior es igual a la del vapor saturado).  La transferencia de calor por metro lineal de cañería (q/L) es uniforme a lo largo de la cañería.  Se considerará que la temperatura (supuesta) de la pared exterior al aislante es de 30 [°C].  Para efecto de cálculo se supondrá el espesor que debe tener el aislante en las cañerías según cada área consumo, los cuales se presentan en la  Tabla 16. Área de consumo Espesor del aislante (supuesto) [m] Red principal 0.09 Esterilización 0.06 Lavandería 0.06 Alimentación 0.06 Agua Caliente 0.06 Calefacción 0.08 Tabla 16. Espesor supuesto. Tomando en cuenta las consideraciones anteriores, se utiliza la siguiente ecuación para obtener la perdida de calor por unidad de longitud (q/L) generada a través de la cañería y aislante respectivamente. Ecuación 9. Dónde: q/L: Calor cedido por unidad de longitud en (W/m). T1: Temperatura del vapor saturado en (°K). T2: Temperatura aire (medio ambiente) en (°K). R1: Resistencia térmica por convección forzada del vapor saturado en (m°K/W). R2: Resistencia térmica por conducción del acero en (m°K/W). R3: Resistencia térmica por conducción del aislante en (m°K/W). R4: Resistencia térmica por convección natural del aire en (m°K/W). 42 El cálculo de las resistencias térmicas depende de la forma por la cual se transfiere el calor, entre ellas se tienen:  Transferencia de calor por conducción: Las resistencias R2 y R3, se encuentran bajo este caso, para ello se utiliza las ecuaciones de a continuación las cuales representan la resistencia térmica conductiva. Ecuación 10. Ecuación 11. Dónde: r1: Radio interior de la cañería de acero. r2: Radio exterior de la cañería de acero = radio interior del aislante. r3: Radio exterior del aislante. Kcañería, Kaislante: Coeficiente de conductividad térmica acero y lana mineral respectivamente. Utilizando las ecuaciones anteriores, en la Tabla 17, se obtienen las resistencias térmicas R3 Y R4 que tiene cada tramo de cañería según el sector del hospital al cual abastecerán. Área de consumo Radio 1 [m] Radio 2 [m] Radio 3 [m] K acero [W/m°K] K aislante [W/m°K] Resistencia térmica 2 [m°K/W] Resistencia térmica 3 [m°K/W] Red principal 0.04506 0.0508 0.1408 36 0.038 0.000530 4.270 Esterilización 0.01754 0.0211 0.0811 36 0.038 0.000817 5.639 Lavandería 0.01754 0.0211 0.0811 36 0.038 0.000817 5.639 Alimentación 0.01754 0.0211 0.0811 36 0.038 0.000817 5.639 Agua Caliente 0.01754 0.0211 0.0811 36 0.038 0.000817 5.639 Calefacción 0.03134 0.0365 0.1065 36 0.038 0.000674 4.485 Tabla 17. Resistencias térmicas R3 y R 4.  Transferencia de calor por convección forzada: La resistencia térmica R1 se basa en este modo de transferencia, por tanto es calculada mediante la siguiente ecuación, la cual representa la resistencia térmica por convección forzada. 43 ̅ Ecuación 12. Dónde: r1: Radio interior de la cañería. ̅ : Coeficiente de transferencia de calor por convección forzada. Para el cálculo de este se utiliza la siguiente ecuación: ̅ ̅̅ ̅̅ Ecuación 13. Dónde: r1: Radio interior de la cañería. Kvapor: Conductividad térmica del vapor saturado. ̅̅ ̅̅ : N° de Nusselt. Este es posible ser calculado mediante la siguiente ecuación, conocida como ecuación de Dittus – Boelter. ̅̅ ̅̅ Ecuación 14. Dónde: Re: N° de Reynolds, el que debe estar entre 6000 < Re < 107. Pr: N° de Prandtl, el cual debe estar entre 0,5 < Pr < 120. Y este número es calculado mediante la siguiente ecuación. Ecuación 15. Dónde: Cp: Calor especifico del vapor. : Viscosidad dinámica. : Conductividad térmica del vapor saturado a 169.4 [°C]. : Viscosidad cinemática del vapor. : Difusividad térmica. Al conocer la formulación matemática para obtener la resistencia térmica por convección forzada, se utilizan los datos presentados en la Tabla 18, para obtener la resistencia térmica R1. 44 Área de consumo Radio 1 [m] N° de Reynolds [adim.] N° de Prandtl [adim.] N° de Nusselt [adim.] k vapor [W/m°K] h1 vapor [W/m2K] Resistencia térmica 1 [m°K/W] Red principal 0.04506 803049.23 1.014 1224.708 0.0293 796.968 0.00443 Esterilización 0.01754 220055.63 1.014 434.775 0.0293 726.833 0.01248 Lavandería 0.01754 220055.63 1.014 434.775 0.0293 726.833 0.01248 Alimentación 0.01754 206302.16 1.014 412.897 0.0293 690.259 0.01314 Agua Caliente 0.01754 192548.68 1.014 390.725 0.0293 653.193 0.01389 Calefacción 0.03134 538816.82 1.014 890.004 0.0293 832.707 0.00609 Tabla 18. Resistencia térmica R1.  Transferencia de calor por convección natural: como la resistencia térmica R4 es la que presenta el aire en el medio ambiente, por tanto se tiene convección natural, y para el cálculo de la resistencia térmica por este medio se utiliza la siguiente ecuación: ̅ Ecuación 16. Dónde: r3: Radio exterior del aislante. ̅ : Coeficiente de transferencia de calor por convección natural. En este caso este coeficiente convectivo se calcula mediante la siguiente ecuación: ̅ ̅̅ ̅̅ Ecuación 17. Dónde: r3: Radio exterior del aislante. Kaire: Conductividad térmica del aire a 20° C. ̅̅ ̅̅ : N° de Nusselt. Este es posible ser calculado mediante la siguiente ecuación, conocida como ecuación de Dittus – Boelter. ̅̅ ̅̅ Ecuación 18. Dónde: Pr: N° de Prandtl, donde se debe cumplir que Pr > 0.5. GrD: N° de Grashof. El cual se calcula mediante la siguiente ecuación, y se debe cumplir que 103 < GrD 45 Dónde: g: Aceleración de gravedad (g = 9,81 [m/s2]). β: Coeficiente de dilatación térmica, el cual tiene un valor de β = 3.36 x 10- 3 [1/m°K] (para el aire a presión atmosférica y temperatura de película T = 25 [°C]) T3: Temperatura de la superficie del aislante T = 30 [°C]. T2: Temperatura del medio ambiente. T = 20 [°C]. D: Diámetro exterior del aislante. (Según el área de consumo). v: Viscosidad del aire, v = 16.175 x 10-6 [m2/s]. (A temperatura de película T= 25 [°C], y presión atmosférica). Considerando los datos anteriores y las ecuaciones presentadas, se calcula el coeficiente de transferencia de calor por convección natural (haire), y la respectiva resistencia térmica (R4) que posee el medio exterior. Dicha información se muestra en la Tabla 19. Área de consumo Radio 3 [m] N° de Grashof [Adim.] N° de Prandtl [adim.] N° de Nusselt [adim.] k aire (25° C) [W/m°K] h3 aire [W/m2K] Resistencia térmica 4 [m°K/W] Red principal 0.1408 28091239.64 0.71 35.419 0.02545 6.402 0.1766 Esterilización 0.0811 5368160.632 0.71 23.418 0.02545 7.349 0.2670 Lavandería 0.0811 5368160.632 0.71 23.418 0.02545 7.349 0.2670 Alimentación 0.0811 5368160.632 0.71 23.418 0.02545 7.349 0.2670 Agua Caliente 0.0811 5368160.632 0.71 23.418 0.02545 7.349 0.2670 Calefacción 0.1065 12156589.83 0.71 28.727 0.02545 6.865 0.2177 Tabla 19. Resistencia térmica R4. Una vez obtenidos los valores de cada resistencia térmica, se procede a utilizar la Ecuación 9 presentada anteriormente, con el fin de encontrar el valor de la pérdida de calor por unidad de longitud (q/L) generada a través de la cañería y aislante respectivamente, tal como se muestra en la Tabla 20. Para este cálculo se considera que la diferencia de temperatura entre el vapor al interior de la cañería y el aire al exterior, es (T1-T2) = 149.4 [°K]. Área de consumo (T1-T2) [°K] Resistencia térmica 1 [m°K/W] Resistencia térmica 2 [m°K/W] Resistencia térmica 3 [m°K/W] Resistencia térmica 4 [m°K/W] Perdida de calor (q/L) [W/m] Red principal 149,4 0,0044 0,000530 4,270 0,177 33,564 Esterilización 149,4 0,0125 0,000817 5,639 0,267 25,239 Lavandería 149,4 0,0125 0,000817 5,639 0,267 25,239 Alimentación 149,4 0,0131 0,000817 5,639 0,267 25,236 Agua Caliente 149,4 0,0139 0,000817 5,639 0,267 25,233 Calefacción 149,4 0,0061 0,000674 4,485 0,218 31,724 Tabla 20. Perdida de calor en red de vapor, (Con espesor de aislante supuesto). 46 8.3.1.2. Relación entre el porcentaje de ahorro energético, perdida calor y el espesor del material aislante. Una forma de conocer el porcentaje de ahorro energético que se tiene al utilizar el aislante seleccionado y con el espesor escogido, es conocer cuánto es la pérdida total de calor que se genera si la cañería no estuviera aislada, y con ello aplicar la Ecuación 20. Ecuación 20. Al aplicar la ecuación anterior, se obtiene el porcentaje de ahorro energético para cada tramo de cañería (Tabla 21. Variación del espesor del aislante y % ahorro de energía. y Tabla 22). Área de Consumo Espesor [m] Perdida de calor (W/m) Ahorro Energía (%) Gráfica red principal 0.05 48.1654 87.61 0.06 42.9010 88.97 0.07 38.9968 89.97 0.08 35.9764 90.75 0.09 33.5636 91.37 Esterilización 0.025 40.4381 79.80 0.04 31.1465 84.44 0.05 27.6870 86.17 0.06 25.2386 87.39 Lavandería 0.025 40.4381 79.80 0.04 31.1465 84.44 0.05 27.6870 86.17 0.06 25.2386 87.39 Alimentación 0.025 40.4309 79.78 0.04 31.1422 84.43 0.05 27.6836 86.16 47 0.06 25.2358 87.38 Tabla 21. Variación del espesor del aislante y % ahorro de energía. Área de Consumo Espesor [m] Perdida de calor (W/m) Ahorro Energía (%) Gráfica Agua Caliente 0.025 40.4227 79.77 0.04 31.1374 84.42 0.05 27.6798 86.15 0.06 25.2326 87.37 Calefacción 0.025 59.2733 80.45 0.04 44.1357 85.44 0.05 38.5548 87.28 0.06 34.6382 88.58 0.07 31.7237 89.54 0.08 29.4609 90.28 Tabla 22. Variación del espesor del aislante y % de ahorro de energía – Continuación. En la Tabla 21. Variación del espesor del aislante y % ahorro de energía. y Tabla 22, se puede ver gráficamente el comportamiento que tiene la variación del espesor del aislante en comparación con el porcentaje de ahorro de energía. De allí se observa que a medida que el espesor del aislante aumenta en su recta final, el porcentaje de ahorro de energía llega a su límite paulatinamente, ósea la trayectoria tiende a una recta tangente horizontal, lo cual indica que por más que se continúe aumentando el espesor del aislante, no será mucho más el % de energía que se economizará, por el contrario se invertirá dinero innecesariamente. Si se estudia la relación existente entre el espesor del aislante y la perdida de calor por metro lineal en la red de vapor, sucede algo similar a lo que ocurre entre el espesor del aislante y el porcentaje de ahorro de energía. Como se aprecia en Tabla 23. Espesor de aislante v/s pérdida de calor para cada consumo. , a medida que el espesor aumenta la perdida de calor se reduce considerablemente, pero esto ocurre hasta cierto límite, dado que en la recta final por más que aumente el espesor, las cantidades de perdida de calor son muy bajas, prácticamente constantes. 48 49 Gráficos del espesor del aislante v/s las perdidas de calor (Según el área de consumo) Tabla 23. Espesor de aislante v/s pérdida de calor para cada consumo. 50 8.3.1.3. Cálculo de espesor del aislante desde el punto de vista económico. Para obtener el espesor óptimo del aislante se requiere conocer dos relaciones importantes, la primera de ellas es el comportamiento de la inversión económica que debe realizarse, frente a la variación del espesor del aislante, donde se consideran los precios de los productos ofrecidos por la empresa Volcán (Volcan, 2009), se confecciona una planilla donde se tabulan los datos necesarios para obtener la inversión económica como se muestra a continuación. Área de consumo Ø Caño de lana mineral (Pulg) Espesor (m) Precio ($/0.9 m) Largo (m) Descuento (%) Inversión ($/Año) red principal 3 ½ 0.025 3419 3 5 10826.83 3 ½ 0.04 6812 3 5 21571.33 3 ½ 0.05 8870 3 5 28088.33 3 ½ 0.06 11354 3 5 35954.33 3 ½ 0.07 14050 3 5 44491.67 3 ½ 0.08 17006 3 5 53852.33 3 ½ 0.09 20176 3 5 63890.67 Esterilización 1 ¼ 0.025 2179 22 5 50601.22 1 ¼ 0.04 3855 22 5 89521.67 1 ¼ 0.05 5393 22 5 125237.44 1 ¼ 0.06 7190 22 5 166967.78 Lavandería 1 ¼ 0.025 2179 35 5 80501.94 1 ¼ 0.04 3855 35 5 142420.83 1 ¼ 0.05 5393 35 5 199241.39 1 ¼ 0.06 7190 35 5 265630.56 Alimentación 1 ¼ 0.025 2179 15 5 34500.83 1 ¼ 0.04 3855 15 5 61037.50 1 ¼ 0.05 5393 15 5 85389.17 1 ¼ 0.06 7190 15 5 113841.67 Tabla 24. Inversión económica. 51 Área de consumo Ø Caño de lana mineral (Pulg) Espesor (m) Precio ($/0.9 m) Largo (m) Descuento (%) Inversión ($/Año) Agua Caliente 1 ¼ 0.025 2179 40 5 92002.22 1 ¼ 0.04 3855 40 5 162766.67 1 ¼ 0.05 5393 40 5 227704.44 1 ¼ 0.06 7190 40 5 303577.78 Calefacción 2 ½ 0.025 2706 18 5 51414.00 2 ½ 0.04 5298 18 5 100662.00 2 ½ 0.05 7190 18 5 136610.00 2 ½ 0.06 9344 18 5 177536.00 2 ½ 0.07 11378 18 5 216182.00 2 ½ 0.08 14334 18 5 272346.00 Tabla 25. Inversión económica – Continuación. La otra relación de importancia que debe conocerse es el costo de energía disipada al ambiente frente a la variación del espesor del aislante. Para ello se encuentran los valores del costo utilizando la Ecuación 21. Ecuación 21. Dónde: q/L: Perdida de calor. (W/m). L: Largo de la cañería. (m). P: Costo del combustible, 112 ($/kgm). t: tiempo de operación, 8640 (h/año). H: Poder calorífico del combustible, 3800 (kcal/kgm) = 4419.4 (W*h/kgm). e: Eficiencia de conversión, 0.8. Utilizando la Ecuación 21., y los datos conocidos, se calcula el costo de la energía disipada al ambiente cuando la tubería se encuentra con aislante para cada caso en particular. Estos resultados se presentan en la Tabla 26. Calculo costo de energía disipada por año – Continuación. . 52 Área de Consumo Ø Caño de lana mineral (Pulg) Espesor (m) q/L C/Aislante (W/m) Costo de E. Disipada ($/Año) red principal 3 ½ 0.025 76.15 68775.51 3 ½ 0.04 55.60 50218.90 3 ½ 0.05 48.16 43503.84 3 ½ 0.06 42.90 38748.91 3 ½ 0.07 38.99 35222.57 3 ½ 0.08 35.97 32494.50 3 ½ 0.09 33.56 30315.24 Esterilización 1 ¼ 0.025 40.43 267845.63 1 ¼ 0.04 31.14 206301.94 1 ¼ 0.05 27.68 183387.31 1 ¼ 0.06 25.23 167170.43 Lavandería 1 ¼ 0.025 40.43 426118.05 1 ¼ 0.04 31.14 328207.62 1 ¼ 0.05 27.68 291752.54 1 ¼ 0.06 25.23 265952.96 Alimentación 1 ¼ 0.025 40.43 182589.33 1 ¼ 004 31.14 140641.02 1 ¼ 0.05 27.68 125021.48 1 ¼ 0.06 25.23 113967.11 Agua Caliente 1 ¼ 0.025 40.42 486806.61 1 ¼ 0.04 31.13 374984.40 1 ¼ 0.05 27.67 333344.53 1 ¼ 0.06 25.23 303873.99 Calefacción 2 ½ 0.025 59.27 321220.21 2 ½ 0.04 44.13 239184.78 2 ½ 0.05 38.55 208940.24 2 ½ 0.06 34.63 187715.15 2 ½ 0.07 31.72 171920.23 2 ½ 0.08 29.46 159657.53 Tabla 26. Calculo costo de energía disipada por año – Continuación. Al obtener los costos de la inversión a realizar por año y de la energía disipada al medio ambiente, se grafican estos resultados frente al espesor del material aislante. Donde se obtiene una gráfica del costo total vs el espesor del aislante, la cual al cambiar de concavidad muestra un punto crítico de inflexión, que representa el diámetro optimo que debe tener cada tubería, tal como se aprecia en las siguientes figuras. 53 Figura 9. Espesor óptimo para red principal. Figura 10. Espesor óptimo para esterilización. Figura 11. Espesor óptimo para lavandería. 0.00 20000.00 40000.00 60000.00 80000.00 100000.00 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 $ /A ñ o Espesor (m) Espesor Optimo del Aislante Costo de Energía Disipada Inversión Costo total Red Principal 0.00 100000.00 200000.00 300000.00 400000.00 0 0.02 0.04 0.06 0.08 $ /A ñ o Espesor (m) Espesor Optimo del Aislante Costo de Energía Disipada Inversión Costo total Esterilización 0.00 100000.00 200000.00 300000.00 400000.00 500000.00 600000.00 0 0.02 0.04 0.06 0.08 $ /A ñ o Espesor Aislante Espesor Optimo del Aislante Costo Energía Disipada Inversión Costo total Lavandería 54 Figura 12. Espesor óptimo para alimentación. Figura 13. Espesor óptimo para agua caliente. Figura 14. Espesor óptimo para calefacción. 0.00 50000.00 100000.00 150000.00 200000.00 250000.00 0 0.02 0.04 0.06 0.08 $ /A ñ o Espesor (m) Espesor Optimo Del Aislante Costo Energía Disipada Inversión Costo toal Alimentación 0.00 100000.00 200000.00 300000.00 400000.00 500000.00 600000.00 700000.00 0 0.02 0.04 0.06 0.08 $ /A ñ o Espesor (m) Espesor Optimo del Aislante Costo de Energía Disipada Inversión Costo Total Agua Caliente 0.00 100000.00 200000.00 300000.00 400000.00 500000.00 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 $ /A ñ o Espesor (m) Espesor Optimo del Aislante Costo de Energía Disipada Inversión Costo total Calefacción 55 Así se obtienen los espesores óptimos a utilizar en las distintas áreas de consumo, los cuales muestran en la Tabla 27. Área de consumo Diámetro caño lana mineral (Pulg) Espesor optimo aislante [m] Red principal 3 ½ 0.06 Esterilización 1 ¼ 0.04 Lavandería 1 ¼ 0.04 Alimentación 1 ¼ 0.04 Agua Caliente 1 ¼ 0.04 Calefacción 2 ½ 0.04 Tabla 27. Espesor óptimo para cada área. 8.3.2. Dilatación en las cañerías de la red de vapor Generalmente las cañerías son instaladas a temperatura ambiente, pero cuando estas tienen la función de transportar un fluido o gas a alta temperatura, estas se ven afectas a cambios en sus dimensiones, principalmente en la longitud de la cañería. Para conocer cuánto se dilatan las cañerías debido a sus condiciones de trabajo, se utiliza la siguiente ecuación: Ecuación 22. Dónde: D: Dilatación de la cañería [mm]. ΔT: diferencia de temperatura (T° CAÑERIA – T° MEDIO AMBIENTE = 149,4 [°C]). α: Coeficiente de Dilatación: 15x10-3 [mm/m°C]. Utilizando los datos conocidos y la Ecuación 22., se obtiene en la Tabla 28, las dilataciones que tendrán cada tramo de cañería en la red de vapor. Área de consumo Largo de la cañería [m] Dilatación [mm] Red principal 3 6.75 Esterilización 22 49.48 Lavandería 35 78.72 Alimentación 15 33.74 Agua Caliente 40 89.96 Calefacción 18 40.48 Tabla 28. Dilatación de cada cañería por las distintas áreas. 56 8.3.3. Soportes de las cañerías en la red de vapor Parte de los accesorios que lleva la red de vapor, son aquellos que permiten su fijación hacia el suelo o paredes, logrando sostener la cañería de aquellos movimientos que se puedan generar debido a la presión y velocidad con que se desplaza vapor. Para esto se utilizaran soportes de tipo Patín, los cuales serán con abrazadera, como se muestra en la Figura 15. Estos soportes permiten que la cañería se desplace en dos direcciones, permitiendo a la cañería acomodarse cuando esta sufra dilataciones. Figura 15. Soporte de patín, con abrazadera. 8.3.4. Distancia entre soportes de las cañerías Para evitar efectos de flexión o pandeo en las cañerías dada su posición, deben colocarse los soportes a una distancia determinada; la cual varía dependiendo del diámetro de la cañería, la posición de la cañería (vertical u horizontal) y el material. Para ello se consideran algunos puntos importantes presentados a continuación:  Los soportes deben ir montados principalmente en las uniones de las cañerías. (Codos, “T”, válvulas y bridas).  Si hay dos o más cañerías montadas en un mismo accesorio en común, la distancia entre los puntos de soporte debe ser la adecuada para la cañería de menor tamaño. 57 Utilizando el Manual de Distribución de Vapor (Spirax Sarco, 2002, pág. 40) Se establecen las distancias a las que deben ir los soportes según el diámetro de la cañería que conduce el vapor hacía de cada área a abastecer. Esta información se presenta en la Tabla 29. Área de consumo Diámetro Nominal [Pulg] Intervalo de recorrido horizontal [m] Intervalo de recorrido vertical [m] Red principal 3 ½ 4.1 4.9 Esterilización 1 ¼ 3.0 3.6 Lavandería 1 ¼ 3.0 3.6 Alimentación 1 ¼ 3.0 3.6 Agua Caliente 1 ¼ 3.0 3.6 Calefacción 2 ½ 3.7 4.4 Tabla 29. Distancia entre soportes. 8.3.5. Accesorios de dilatación Al considerar los efectos de dilatación que se producen dentro de las cañerías, estos pueden ocasionar grandes esfuerzos en la red, que pueden llevar a causar algún tipo de falla material en la misma cañería, o hacer variar geométricamente el largo que dificulte las instalaciones de la red. Para ello se utilizaran fuelles según sea el caso, estos fuelles se aprecian en la Figura 16. Figura 16. Fuelle. 8.3.6. Configuración de accesorios en la red de vapor Antes de comenzar con el detalle de la configuración y accesorios que llevara cada tramo de cañería que conecta la caldera con las áreas de consumo, se tomará en cuenta que a lo largo de toda la red se cumplirá con las siguientes precauciones en la instalación. 58  Cada tramo de la red contará con sus respectivos soportes y en las distancias correspondientes, como anteriormente se ha especificado.  Las cañerías que tienen posiciones horizontales, estarán inclinadas con un pendiente del 0.5 % hacia el lado donde fluye el vapor, logrando así que el condensado que se produce en la cañería se desplace hacia los puntos más bajos con el propósito de llevarlos a la red de condensado.  Una red que dispone de accesorios como codos, “T” o curvas, se ajusta mejor a los efectos producidos por las dilataciones, pero aun así se utilizaran fuelles dependiendo de la situación. 8.3.6.1. Red Principal La distribución del vapor hacia los sectores de consumo comienza a partir de la red principal (o matriz principal). Esta es la que conecta a la caldera con el manifold, y está compuesta por 3 codos, 2 manómetros, una válvula de globo y una de bola, como se muestra en la Figura 17. Figura 17. Red principal. 8.3.6.2. Esterilización El área de esterilización tiene el objetivo de eliminar o destruir todo micro- organismo en forma viva o latente. Para ello se utilizan esterilizadores o también conocidos como autoclaves. Estas máquinas trabajan con vapor saturado a presión por sobre la atmosférica y temperatura sobre los 110 (°C). 59 La red perteneciente al sector de esterilización conecta al manifold con el sector señalado. Debido al desconocimiento del equipo esterilizador existente en dependencias del Hospital de Linares, se considera para efectos de cálculo, un autoclave modelo SAP- 400 STURDY, de capacidad 100 (L) y potencia de 10 (KW). En base al protocolo de instalación recomendado por la empresa OPICCI S.A, (OPPICI S.A., 2010, pág. 5), se establece que el autoclave tipo SAP-400 STURDY, trabaja con vapor saturado seco a presión aproximada de 5.63 (kg/cm2). Además señala que la red de alimentación de vapor debe contar con una estación reductora de presión simple, que contiene una válvula de corte rápido, manómetro, trampa de vapor, filtro, etc. La estación reductora de presión establece el nexo entre la cañería que viene del manifold la cual cuenta con seis codos, y la maquina autoclave. En la Figura 18, se aprecia la conexión que llevará la maquina autoclave, según lo recomienda la guía “purga de vapor y eliminación de aire”, de Spirax Sarco. Figura 18. Red esterilización y conexión del autoclave. 8.3.6.3. Lavandería El sector de lavandería es el encargado de la limpieza de la ropa, sabanas, y todo material de género que se utiliza en el hospital. Esta limpieza se realiza mediante lavadoras industriales, las cuales utilizan vapor con el propósito para calentar el agua con la que lava la lavadora. Como se desconoce el tipo de máquina que utiliza el hospital de Linares, se considerará una maquina lavadora - Centrifuga fabricada por IMESA S.A., modelo LM 85. La red denominada Lavandería, es la que conecta al manifold con el sector de lavandería, para ello la presión máxima a la que trabajan las lavadoras - Centrifuga modelos LM 85 es de 4.59 (Kgf/cm2), según lo indica el catálogo (IMESA, 2009). 60 Conociendo la información necesaria, la configuración de la red de vapor contará con 5 codos, una estación reductora de presión pilotada en paralelo que llevara la presión manométrica desde 6.74 a 4,59 (Kgf/cm2) y las pertinentes válvulas de corte y estrangulación necesarias. En la Figura 19, se presenta la apariencia de este tramo de la red. Figura 19. Red de lavandería. 8.3.6.4. Alimentación El sector de alimentación es parte fundamental del hospital y por ello debe disponer de suministro de vapor para ser utilizado en recipientes de cocina, como lo son las marmitas. Se desconoce los instrumentos de cocina de los que dispone el Hospital Carlos Ibáñez del Campo, de la ciudad de Linares, por lo tanto se considera para el cálculo que se tienen marmitas basculantes de inyección de vapor directa, modelo KDL-100-T del fabricante CLEVELAND. Este tipo de marmita trabaja a presión de 3.57 (kgf/cm2), según el catálogo de (Cleveland). El sistema de red de vapor del área de alimentación consta de 3 codos, una estación reductora de presión, la cual disminuye la presión manométrica de 6,89 a 3,57 (kgf/cm2) y que posee sus respectivas válvulas, como se muestra en la Figura 20. 61 Figura 20. Red de alimentación. 8.3.6.5. Agua Caliente Este servicio es el encargado de proporcionar agua cliente que se utiliza en las duchas del hospital. Para ello se utiliza un intercambiador de calor tipo xxx, y dos acumuladores sanitarios de agua caliente, con capacidad de 1500 (L) cada uno. En la Figura 21, se muestra las instalaciones que tendrá la red de agua caliente, la cual dispone de 6 codos, un intercambiador de calor tipo placa modelo xx, dos acumuladores de agua, y sus respectivas válvulas. Figura 21. Red de agua caliente. 62 8.3.6.6. Calefacción El sector de calefacción es el que permite temperar las dependencias del hospital. Este trabajo es realizado mediante radiadores, los cuales son alimentados con agua caliente a temperatura de 90 (°C). En la Figura 22, se aprecia la red de calefacción, la cual cuenta con ocho codos y sus respectivas válvulas. Esta parte desde el manifold, dirigiéndose hacia un intercambiador de calor de tubos, el cual tempera el agua que se utiliza dentro de los radiadores de calefacción. Figura 22. Red de calefacción. 8.4. Red de Condensado. Tanta importancia como el cálculo de la red de vapor es la que tiene la red de condensado, pues esta permite retornar aquella energía que no es utilizada en las áreas de consumo con el fin de reaprovecharla en la generación del mismo vapor. Las razones por las cuales se retorna el condensado básicamente son dos, comenzando por la eficiencia energética y siguiendo por ahorro económico que se produce, esto se debe que al utilizar el condensado en la caldera, se disminuye la cantidad de combustible necesario para generar el condenado y así se aumenta la eficiencia de la caldera. Las redes en las cuales se genera el condensado son cinco, entre ellas se encuentra la red de esterilización, lavandería, calefacción, agua caliente y calefacción. Donde la red principal, debida a su poca longitud es depreciable la cantidad de condensado que se genera. 63 8.4.1. Cantidad de condesado generado Al circular el vapor por la red, un cierto porcentaje de este se convierte en condensado debido a las variaciones de presión y temperatura. Esta cantidad de condensado se puede calcular mediante la Ecuación 22. Ecuación 23. Dónde: C: Cantidad de condensado (Kg/h) A: Área exterior de la tubería (m2). T1: Temperatura del vapor (°K). T2: Temperatura del aire (°K). E: Eficiencia del aislamiento térmico. H: Calor latente del vapor (kcal/kgm) = (0.8598 W*h/kgm). QCEDIDO: Calor cedido en la red por metro lineal (W/m). Es de interés conocer la cantidad de condensado que se genera en aquellos puntos de la red donde se instalarán las trampas de vapor. Dado que se instalarán dos trampas de vapor por cada red que distribuye el vapor (una antes y otra después de cada consumo), se aplica la Ecuación 22. para obtener la cantidad de condensado en tales puntos antes de que entre al consumo. Esta información se entrega en la Tabla 30, donde también se muestra la cantidad del condensado que se genera luego de cada consumo. Área de consumo Condensado (Antes del Consumo) (Kgm/h) Condensado (Después del Consumo) (Kgm/h) Total Condensado Recuperado (kgm/h) Esterilización 1.63 320 (se pierde) 1.63 Lavandería 2.59 320 322.59 Alimentación 1.11 300 301.11 Agua Caliente 2.96 280 282.96 Calefacción 1.89 1400 1401.89 Tabla 30. Cantidad de condensado producido. 64 8.4.2. Dimensionamiento de la red de condesado Para el dimensionado de la cañería que lleva el condensado, el equipo decide utilizar un programa facilitado por la compañía especialista en vapor TVL®, entregado en su página web 3. El cual solicita en su portal datos fundamentales para realizar el cálculo, los cuales se aprecia en la Figura 23. Figura 23. Dimensionamiento de cañería de condensado. Fuente: Spirax Sarco Utilizando el programa mencionado anteriormente y en conjunto con los datos ya calculados se procede a dimensionar la cañería por donde retorna el condensado, obteniendo los resultados presentados en la Tabla 31. Área de consumo Dimensión de la Cañería de condensado (SCH-40) Esterilización 1/8” Lavandería 1” Alimentación 3/4” Agua Caliente 3/4” Calefacción 1 1/2” Tabla 31. Dimensiones cañería de condensado. 3 Programa facilitado por: http://www.tlv.com/global/LA/calculator/pipe-sizing-recovery-line.html 65 En el Anexo 9 (Figura 89) se encuentran las planillas con los datos utilizados para encontrar las dimensiones de las cañerías de condensado, además se presenta mayor información relacionada con la cañería, tal como lo es la caída de presión que se genera debido a la fricción, la velocidad del condesado, el número de Reynolds, etc. 8.4.3. Perdida de carga en la red de condensado Con el objetivo de conocer si la presión que lleva el condensado es suficiente para llegar al estanque de condensado que se encuentra a tres metros de altura y a presión atmosférica, entonces se debe cumplir que la presión en la red de condensado debe ser mayor a la presión del estanque de condensado, tal como se aprecia en la Figura 24. Figura 24. Retorno de condensado al tanque. Donde la presión máxima en la red de condensado estaría dada por la Ecuación 24. Ecuación 24. Dónde: P1: presión en la red de condensado (kg/cm2). Patm: Presión atmosférica del tanque de condensado. (Kg/cm2). ρ: Densidad del condensado, ρ = 965.57 kg/m3 (agua a 90° C). g: Aceleración de gravedad (9.81 m/s2). 66 h: Altura del tanque condensado (3 m). hf: Perdida de carga en la cañería (kg/cm 2). Aplicando la Ecuación 24., para cada red de retorno de condensado se encuentra la presión que tiene el condensado dentro de la red, la cual es todos los casos mayor a la del tanque condensado, lo que permite lograr que retorne el condensado sin necesidad de ser bombeado. Estos resultados se muestran en la Tabla 32. Área de consumo Perdida de presión por altura (kg/cm2) Perdida carga por fricción (Kg/cm2) Presión red Condensado (abs) (Kg/cm2) Esterilización 0.29 0.20 1.52 Lavandería 0.29 1.55 2.87 Alimentación 0.29 2.27 3.59 Agua Caliente 0.29 5.08 6.40 Calefacción 0.29 3.30 4.62 Tabla 32. Presión máxima en la red de condensado. 8.4.4. Aislante de la red de condensado Debido a que ya se realizó con anterioridad el procedimiento detallado de selección, cálculo de perdida de calor y espesor optimo del aislante, para este punto utiliza el Manual de Aislamiento Térmico en la Industria (ISOVER, 2003), el cual utiliza aislantes de material lana de vidrio, con conductividad térmica de 0.037 (W/m°K) a temperatura de 10 (°C) y sus aislantes están preparados para ser utilizado en ambientes donde la temperatura varía entre -84 (°C) a 454 (°C). Utilizando las recomendaciones entregadas por los fabricantes ISOVER, quienes fabrican productos de lana de vidrio, se recomienda los espesores óptimos presentados en la Tabla 33. Área de consumo Ø cañería (Pulg) T° liquido condensado (°C) Espesor optimo (mm) Lavandería 1” 100 -150 30 Alimentación 3/4” 100 -150 25 Agua Caliente 3/4” 100 -150 25 Calefacción 1 1/2” 100 -150 30 Tabla 33. Espesor optimo aislante en red de condensado. 8.4.5. Cálculo y selección de Componentes de la red de vapor y condensado Entre los accesorios existentes para la red de vapor, se conocen varios productos que cumplen la misma función, es por ello que este punto está centrado a seleccionar en particular cual es modelo a utilizar. 67 8.4.5.1. Cálculo y selección de trampas de vapor Existen diversos tipos de trampas de vapor, por lo cual se deben tener en cuenta los siguientes puntos a la hora de optar por una el tipo de trampa a utilizar:  Presión del condensado antes y después de la trampa de vapor.  Temperatura del condensado antes y después de la trampa.  Capacidad de descarga de la trampa.  Conexiones. Considerando los factores antes mencionados, se utilizan los catálogos de Sipirax Sarco, para seleccionar los tipos de trampas a utilizar. En general se utilizan dos trampas de vapor por cada distribución de red, una antes de entrar al consumo para extraer el condensado que se genera en las cañerías, y la otra después los consumos para extraer el condensado que se recupera o pierde según sea el caso. Debido a la poca cantidad de condesado que se genera en las cañerías antes de entrar a los consumos, se decide utilizar una trampa de tipo termodinámica modelo TD42- L. Donde el fabricante Spirax Sarco en su catálogo “trampa termodinámica para vapor TD42-L y TD42-H”, así la recomienda. Utilizando el grafico de la Figura 25, se encuentra el tamaño de la trampa que se utilizará. El cual es diferente según donde sea ubicada la trampa, plasmando en la Tabla 34 tales dimensiones para cada sector. Figura 25. Dimensión de la trampa de vapor. 68 Área de consumo presión diferencial (Kg/cm2) Condensado (Kg/h) Trampa termodinámica TD42-L Esterilización 6.79 1.63 3/8” Lavandería 6.71 2.59 3/8” Alimentación 6.85 1.11 3/8” Agua Caliente 6.72 2.96 3/8” Calefacción 6.77 1.89 3/8” Tabla 34. Selección del tipo de trampa de vapor termodinámica. Considerando que al final de la red de vapor se encuentran la maquinas que utilizan el vapor, y la mayoría de estas permite retornar gran cantidad de condensado hacia la caldera, se decide utilizar una trampa tipo de flotador modelo FT20. Donde el fabricante Spirax Sarco en su catálogo “trampa a flotador para vapor”, así la recomienda. Al utilizar los datos de presión diferencial y capacidad de descarga en que funciona la trampa de vapor a flotador, se utiliza el gráfico de la Figura 26 para conocer que trampa elegir según la presión admisible que tenga la trampa. Antes de entrar al grafico de la Figura 26, es necesario mencionar que para determinar la capacidad de descarga se recomienda un factor de seguridad mínimo de 1.5 para trampas de vapor con flotador (según TVL en su página). Una vez incluido el factor de seguridad se entra al gráfico con los datos de la Tabla 35. Área de consumo presión diferencial (Kg/cm2) Condensado real (Kg/h) Trampa a flotador FT20-1” Esterilización 5.63 320 FT20-10 Lavandería 4.59 320 FT20-10 Alimentación 3.57 300 FT20-4.5 Agua Caliente 6.4 280 FT20-10 Calefacción 6 1400 FT20-10 Tabla 35. Selección del tipo de trampa de vapor a flotador. 69 Figura 26. Selección de trampa de vapor. Por lo tanto entre las trampas de vapor seleccionadas, se requieren cinco trampas Spirax Sarco termodinámicas modelo TD42-L de 3/8”con conexiones bridadas, cuatro trampas a flotador modelo FT20 –10 y una del modelo FT20-4.5, ambas con conexiones bridadas ANSI 300 de 1”. 8.4.6. Selección de Válvulas Parte de los accesorios de la red de vapor y condensado son las válvulas, estás tienen diversas funciones según el tipo, entre las cuales se tienen válvulas de cierre, de estrangulación de flujo, de control de dirección, regulación de presión y/o temperatura, etc. Aquí se seleccionaran el modelo de válvula que se requiere para cada caso. 8.4.6.1. Selección Válvulas de Cierre Se opta por utilizar válvulas esféricas o también conocidas como válvulas de bola. Para seleccionar el modelo de válvula se ocupa el catálogo Válvula Esféricas para 70 Vapor (Spirax Sarco, 2004) el cual según la presión, tamaño de la cañería, material del cuerpo, capacidad de paso, entre otros factores, recomienda los modelos mencionados en la Tabla 36. En el Anexo 8 (2.1) (Figura 80) se presenta mayor información técnica sobre el tipo de válvulas y su respectivo método de selección. Válvula Globo Área de consumo Modelo de válvula R E D D E V A P O R 1 Red Principal DN80-M31V-2-FB-ISO-X-ANSI150 2 Esterilización DN25- M10V-2-FB-X-ANSI150 3 Lavandería DN25- M10V-2-FB-X-ANSI150 4 Alimentación DN25- M10V-2-FB-X-ANSI150 5 Agua Caliente DN25- M10V-2-FB-X-ANSI150 6 Calefacción DN50- M10V-2-FB-X-ANSI150 R E D D E C O N D E N - S A D O 1 Esterilización DN6- M10V-2-FB-X-ANSI150 2 Lavandería DN25- M10V-2-FB-X-ANSI150 3 Alimentación DN20- M10V-2-FB-X-ANSI150 4 Agua Caliente DN20- M10V-2-FB-X-ANSI150 5 Calefacción DN40- M10V-2-FB-X-ANSI150 Tabla 36.Modelo de válvula de esfera. 8.4.6.2. Selección Válvulas de estrangulación de flujo Dentro de esta categoría, el equipo decide utilizar válvulas de tipo globo, las cuales permiten regular el flujo en caso de ser necesario y/o cortar el suministro lentamente para evitar daños en la red. Para la selección de estas válvulas se toman en cuenta las presiones y temperaturas máximas de trabajo, los tamaños de conexiones y la capacidad de flujo de la válvula (Kv). Se utiliza el catálogo Válvulas de Interrupción con fuelle (Spirax Sarco, 2004), el cual en base a los requerimientos que se tienen ofrece los modelos presentados en la Tabla 37. Las especificaciones de esta selección se encuentran en el Anexo 8 (2.2) (Figura 81). Válvula Globo Área de consumo Modelo de válvula P. Max. Trabajo R E D D E V A P O R 1 Red Principal BSA1-DN80 bridas PN16 12.9 bar r 2 Esterilización BSA1-DN25 bridas PN16 12.9 bar r 3 Lavandería BSA1-DN25 bridas PN16 12.9 bar r 4 Alimentación BSA1-DN25 bridas PN16 12.9 bar r 5 Agua Caliente BSA1-DN25 bridas PN16 12.9 bar r 6 Calefacción BSA1-DN50 bridas PN16 12.9 bar r Tabla 37.Modelos válvulas de globo. 71 8.4.6.3. Selección Válvulas de Retención En las redes de vapor y condensado se requiere que el fluido transite en una sola dirección, para ello se utilizan válvulas de retención. Estas válvulas son seleccionadas mediante el catálogo DCV Válvulas de Retención de Discos (Spirax Sarco, 2002), para ello se considera la presión de trabajo de las redes, la temperatura de trabajo y los tamaños de las conexiones. En la Tabla 38, se presentan los modelos de válvula a utilizar en la red de vapor y condensado respectivamente, por cada sector de consumo. Mientras que los detalles técnicos de las válvulas se encuentran en el Anexo 8(2.3) (Figura 82). Válvula Globo Área de consumo Modelo de válvula P. Max. Trabajo R E D D E V A P O R 1 Red Principal DCV1-DN80 bridas PN16 16 bar r 2 Esterilización DCV1-DN25 bridas PN16 16 bar r 3 Lavandería DCV1-DN25 bridas PN16 16 bar r 4 Alimentación DCV1-DN25 bridas PN16 16 bar r 5 Agua Caliente DCV1-DN25 bridas PN16 16 bar r 6 Calefacción DCV1-DN50 bridas PN16 16 bar r R E D D E C O N D E N - S A D O 1 Lavandería DCV1-DN20 bridas PN16 16 bar r 2 Alimentación DCV1-DN15 bridas PN16 16 bar r 3 Agua Caliente DCV1-DN15 bridas PN16 16 bar r 4 Calefacción DCV1-DN32 bridas PN16 16 bar r Tabla 38. Modelo válvula de retención de discos. 8.4.6.4. Selección válvulas reductora de presión Las válvulas de reducción de presión, tal como su nombre lo indica tienen la función de estabilizar o reducir la presión hasta el nivel en que el área de consumo la solicite. Se utiliza el catálogo Válvulas Reductoras de Presión Pilotadas (Spirax Sarco, 2004), el cual permite seleccionar las válvulas reductoras de presión a través de un gráfico que involucra la presión alta (bar), la presión baja a la que se quiere llegar (bar) y el la capacidad que se tiene (kgm/h). Tal grafico se encuentra en el Anexo 8(2.4) (Figura 83) en conjunto con las especificaciones técnicas de las válvulas a seleccionar. Se utilizarán tres estaciones reductoras de presión, las cuales serán para los consumos de esterilización, Lavandería y alimentación. Los modelos de válvulas a utilizar se presentan en la Tabla 39 a continuación. 72 Área de consumo Presión entrada (bar) Presión salida (bar) Capacidad (Kgv/h) Modelo de válvula Esterilización 7.79 5.52 320 DP17-DN20 bridas PN25 Lavandería 7.72 5.48 320 DP17-DN20 bridas PN25 Alimentación 7.89 4.57 300 DP17-DN20 bridas PN25 Tabla 39. Modelo de válvula reductora de presión. 8.4.6.5. Selección de válvulas de seguridad Las válvulas de seguridad son aquellas que permiten asegurar que el sistema no sufra daños debido a las sobrepresiones que se puedan generar. Debido a que se utilizan estaciones reductoras de presión para tres consumos, están se encuentran provistas de válvulas de seguridad, las cuales reaccionan en caso de que las válvulas reductoras de presión fallen. Para la selección de las válvulas de seguridad se tiene en cuenta que estas son accionadas una vez que la presión del vapor que atraviesa por ellas sea un 10 % mayor a la presión máxima de trabajo de los equipos de los consumos, evitando así que estos sea dañados debido a sobrepresiones. Utilizando el catálogo SV60 Válvulas de Seguridad (Spirax Sarco, 2002) se seleccionan los tipos de válvulas en base a la presión máxima de trabajo de los equipos, y las conexiones. En la Tabla 40, se muestran los modelos de válvulas seleccionados, mientras en que en el Anexo 8 (2.5) (Figura 84), se muestran las respectivas especificaciones. Área de consumo Presión tara (bar r) Capacidad (Kgv/h) Modelo de válvula Esterilización 5 795 SV604AS-DN20 entrada Lavandería 5 795 SV604AS-DN20 entrada Alimentación 4 660 SV604AS-DN20 entrada Tabla 40. Modelo de válvula de seguridad. 8.4.6.6. Selección Válvulas de control de temperatura Este tipo de válvula tiene la función de estabilizar temperatura que se requiere más adelante en el consumo. Como por ejemplo en intercambiadores de calor o tanques de almacenamiento donde se requiera tener alguna temperatura estable. Se utilizaran dos intercambiadores de calor, uno en la red de agua caliente y otro en la red de calefacción. Estos intercambiadores están provistos de válvulas controladoras de temperatura. Para la selección de las válvulas se utiliza el catálogo Controles de Temperatura Autoaccionados (Spirax Sarco, 2004), el cual en base a la aplicación, presiones, caudal 73 de vapor y conexiones recomienda las válvulas de temperatura presentadas en la Tabla 41, Mientras que en el Anexo 8 (2.6) (Figura 85) se encuentran mayores especificaciones de los tipos de válvulas seleccionados. Área de consumo Presión (bar r) Caída de Presión (bar) Capacidad (Kgv/h) Modelo de válvula Sistema de control Agua Caliente 6.72 0.05 280 KA43-DN40 con bridas PN40 SA121 Calefacción 6.77 0.11 1400 NS doble asiento- DN80 con bridas PN25 SA121 Tabla 41. Modelo de válvula de control de temperatura. 8.4.7. Selección de Filtro Generalmente las cañerías siempre tienen restos de sedimentos extraños, como los son metal de soldadura, incrustaciones de óxido, entre otros. Los cuales pueden dañar los accesorios de la red como válvulas o los propios equipos de los consumos. Utilizando la hoja técnica Filtros de acero Fundido CT (Spirax Sarco), la cual se encuentra en Anexo 8 (2.7) (Figura 86), Se identifica según los requerimientos de temperatura, presión y conexiones, los filtros indicados en la Tabla 42. Filtro Tipo Y Área de consumo Modelo de Filtro Conexión R E D D E V A P O R 1 Esterilización CT- 1 1/4 – Acero Fundido Para soldar SW 2 Lavandería CT- 1 1/4 – Acero Fundido Para soldar SW 3 Alimentación CT- 1 1/4 – Acero Fundido Para soldar SW 4 Agua Caliente CT- 1 1/4 – Acero Fundido Para soldar SW 5 Calefacción CT- 2 1/2 – Acero Fundido Para soldar SW R E D D E C O N D E N - S A D O 1 Lavandería CT- 1 – Acero Fundido Para soldar SW 2 Alimentación CT- 3/4 – Acero Fundido Para soldar SW 3 Agua Caliente CT- 3/4 – Acero Fundido Para soldar SW 4 Calefacción CT- 1 1/2 – Acero Fundido Para soldar SW Tabla 42. Filtros tipo Y. 8.4.8. Selección de instrumentos de medición de presión Para conocer la presión de trabajo en las redes se seleccionan manómetros de Spirax Sarco del tipo tubo de Bourdon de 100 (mm) de diámetro, con rangos de presión de 0-10 bar. Con conexión roscada BSP, y debe ser suministrado con sifón tipo R ó U con válvula. Como se muestra en Figura 27. 74 Figura 27. Manómetro de Boudon. En el Anexo 8 (2.8) (Figura 87) se presentan mayores características técnicas acerca de la selección de manómetros y los tamaños de las conexiones disponibles. 8.4.9. Cálculo y selección separador de gotas Un separador de gotas tiene la función de evacuar tanto el condensado que se genera en la red de vapor, como también la humedad suspendida en el propio vapor. Para dimensionar el separador de gotas se toma en cuenta el gráfico del Anexo 8 (2.9) (Figura 88), el cual relaciona la presión de la red de vapor, el caudal de vapor, el tamaño del separador y la velocidad del vapor. De allí se obtienen las siguientes dimensiones presentadas en la Tabla 43. Área de consumo Capacidad (kgv/h) Presión (Bar r) Tamaño sep. gotas Modelo sep. De gotas R E D D E V A P O R Esterilización 320 6.79 DN32 S2 conexión1 1/4 BSP Lavandería 320 6.72 DN32 S2 conexión1 1/4 BSP Alimentación 300 6.89 DN32 S2 conexión1 1/4 BSP Agua Caliente 280 6.72 DN32 S2 conexión1 1/4 BSP Calefacción 1400 6.77 DN65 S3 de DN65 Tabla 43. Modelo separador de gotas. 75 8.5. Diseño y cálculo de tanque de condensado Según el decreto supremo N°48 se de considerar los siguientes puntos para el sistema de alimentación de agua a la caldera: 1. Se prohíbe unir directamente el sistema de alimentación de agua de las calderas con la red de agua potable. 2. El extremo de descarga de las tuberías de alimentación estará dispuesto de tal forma que: (a) No pueda vaciarse el agua de la caldera más allá del nivel mínimo de agua en caso de falla de la válvula de retención. (b) El chorro de agua no esté dirigido hacia superficies que estén en contacto con los gases más calientes, ni dirigido hacia las uniones de las planchas del hogar. En casos necesarios se dispondrá de una plancha que desvié el chorro de agua. 3. La cañería de alimentación estará provista de una de retención ubicada Cerca de la caldera y la válvula de retención. 4. En las calderas que tengan una superficie de calefacción total de cinco Metros cuadrado o menos, el tubo de alimentación de agua tendrá 13 (mm) nominales, (1/2) de diámetro interior como mínimo. 5. En calderas con superficies de calefacción total superior a 5 (m2), el tubo de alimentación tendrá como mínimo de diámetro Inferior suficiente para permitir alimentar 1,25 veces su capacidad máxima de vaporización con una presión de alimentación de 1,25 veces su presión máxima de trabajo. 6. Cada caldera o conjunto de calderas dispondrá de dos o más medios de alimentación de agua. 8.5.1. Tanque de condensado de la caldera Del libro (Academia Hütte, 1926, pág. 79)79 se exige lo siguiente con respecto a la alimentación de la caldera “Cada uno de los aparatos alimentadores debe ser capaz de inyectar en la caldera el doble de cantidad de agua de la que evapora aquella normalmente”, luego para poder asegurar una alimentación continua de agua a la caldera se empleara un tanque de condensado que posea una capacidad por sobre la capacidad de la caldera, debido a esto se utiliza un coeficiente de seguridad de 2 veces la capacidad de la caldera, por lo tanto el volumen de la caldera es: 76 Sin embargo se debe considerar que el tanque debe ocupar a lo más un 80% de agua, por lo tanto el volumen del tanque es: 8.5.2. Norma para tanques de almacenamiento Un requerimiento empleado al principio del proyecto fue el verificar la resistencia mecánica del tanque de condensado, por lo tanto se empleó la normativa “ESTÁNDAR A.P.I. 650”, la cual es para tanques de almacenamiento a presión atmosférica o presiones internas que no excedan el peso del techo por unidad de área y una temperatura de operación no mayor a 93°C, y que no se usen para servicios de refrigeración. No se detallará en profundidad la aplicación de la norma, ya que no es un requisito del proyecto. 8.5.3. Soldadura en tanque de condensados En el código A.S.M.E., establece una serie de procedimientos de soldadura para las juntas, todo de acuerdo a la situación, además el operador, debe contar con un certificado que lo acredite como soldador calificado, ya que se necesita cierto tipo de soldadura que esté de acuerdo con la clasificación de ésta. 8.5.4. Entrada hombre y accesorios Existen ciertos requerimientos que se deben emplear en los tanques de almacenamiento, por ello a continuación se dan a conocer. 8.5.4.1. Entradas hombre verticales y horizontales Los tanques de almacenamiento debe contar con una entrada, donde ingrese el un hombre con el propósito de realizar limpieza o mantenimiento en el interior del tanque. 8.5.4.2. Venteos En el tanque de almacenamiento de debe contar con una boquilla, que permita la liberación de presión dentro del estanque al ser llenado o vaciado y debe ser instalada en la parte más alta del tanque, debe ser diseñada y calculada. 8.5.4.3. Drenaje y sumideros El tanque debe contar con una boquilla para el drenado de lodos y debe estar en el fondo del tanque, la cual debe llegar a un sumidero, aprovechando la gravedad. 77 8.5.4.4. Plataformas y pasillos según A.P.I. 650  Todos los componentes deberán ser metálicos.  El ancho mínimo del piso será de 610mm.  Todo el piso deberá ser de material antiderrapante.  La altura del barandal a partir del piso será de 1067mm.  La altura mínima del rodapié será de 76mm.  El máximo espacio entre el suelo y la parte inferior del espesor de la placa del pasillo será de 6.35mm.  La altura del barandal central será aproximadamente la mitad dela distancia desde lo alto del pasillo a la parte superior del barandal.  La distancia máxima entre los postes del barandal deberá ser de 1168mm.  La estructura completa tendrá que ser capaz de soportar una carga viva concentrada de 453 Kg., aplicada en cualquier dirección y en cualquier punto del barandal.  Los pasamanos estarán en ambos lados de la plataforma, y estarán interrumpidos donde sea necesario para un acceso. 8.5.4.5. Escaleras según A.P.I. 650  Todas las partes de la escalera serán metálicas.  El ángulo máximo entre las escaleras y una línea horizontal será de 50º.  El ancho mínimo de los peldaños será de 203mm. La elevación será uniforme a todo lo largo de la escalera.  Los peldaños deberán estar hechos de rejilla o material antiderrapante.  La parte superior de la reja deberá estar unida al pasamano de la plataforma sin margen y la altura, medida verticalmente desde el nivel del peldaño hasta el borde del mismo de 762 a 864mm.  La distancia máxima entre los postes de la rejilla medidos a lo largo de la elevación de 2,438mm.  La estructura completa será capaz de soportar una carga viva concentrada de 453 Kg., y la estructura del pasamano deberá ser capaz de soportar una carga de 90Kg., aplicada en cualquier dirección y punto del barandal.  Los pasamanos deberán estar colocados en ambos lados de las escaleras rectas; éstos serán colocados también en ambos lados de las escaleras circulares cuando el claro entre cuerpo-tanque y los largueros de la escalera excedan 203mm. 78 8.5.5. Altura del tanque de condensados La altura del tanque de condensado se asumió a 3 metros desde el suelo hasta el punto inferior del nivel del agua como se muestra en la Figura 28. Figura 28.Altura del tanque y nivel de agua. Esta altura fue sugerida y se asumida de 3 metros, en consecuencia más adelante se corroborará que la altura escogida es apta para que la bomba funcione de manera óptima. 8.5.6. Resultados de esfuerzos Se realizó en el software Creo/Elements 5.0, la simulación de todas las condiciones a las que se encuentran sometidos el tanque y la estructura soportante, con el propósito de obtener el esfuerzo von Mises, al cual se encuentran sometidos estos dos elementos. En los diseños de ingeniería, son diversos los requerimientos que se les exige a los materiales a utilizar, en consecuencia propiedades como la soldabilidad, trabajabilidad y resistencia a la corrosión hacen del acero inoxidable un material apropiado para la construcción de tanque de agua. El acero inoxidable seleccionado es el 316L, se caracterizan por poseer una considerable resistencia a la corrosión por su contenido de cromo, y la designación “L” es debido a su bajo contenido de carbono lo que equivale en una mayor soldabilidad. Información extraída de (Barros, 2007, págs. 21, 22). 8.5.6.1. Tanque de condensados 79 En la Figura 29, se aprecia el esfuerzo von Mises realizado con el software al tanque de condensados, el cual se confirma que el tanque resiste las condiciones. Figura 29. Resultados de esfuerzos von Misses en el tanque. Se puede ver que el esfuerzo von Mises es de: Se concluye que el tanque de condensados resiste las condiciones de trabajo a las cuales se encuentra sometido. 8.5.6.2. Estructura soportante Al igual que el tanque condensado, la estructura diseñada al realizar el análisis estático se comprueba que resiste a las condiciones expuestas como se ve en la Figura 30. 80 Figura 30. Resultados de esfuerzos von Misses de la estructura. El software entrego un esfuerzo von Misses: Por lo tanto resiste las condiciones a las que se encuentra sometido. 8.6. Ingreso del agua a la caldera En esta sección se selecciona la bomba que se requiere para poder ingresar el agua desde el tanque de condensado a la caldera, para ello influyen diversos factores que se deben tomar en cuenta, la idea es presentar lo que puede producir una mala selección de una bomba, y justificar la buena selección de ésta. 8.6.1. El fenómeno de cavitación en bombas La cavitación puede ser el principal problema en el bombeo de fluidos, este fenómeno no es un problema de la bomba, sin embargo esto es erróneo debido a que más bien es un problema de instalación que aparece solo en la bomba porque las condiciones han cambiado o porque desde un principio la bomba no se instaló correctamente. Cabe destacar que la cavitación se puede dar en cualquier tipo de bomba. Para detallar de mejor forma lo que es la cavitación, se puede definir como “formación de burbujas de vapor o de gas en el seno de un líquido, causadas por las variaciones de presión en este.” En una bomba existen dos zonas específicas donde se puede producir el fenómeno de cavitación. 8.6.1.1. Cavitación en la tajamar de la voluta o de impulsión 81 Esta situación se produce cuando la altura de descarga es demasiado alta, desplazando el punto de trabajo hacia la izquierda y fuera de la curva de funcionamiento. La cavitación se localiza en el extremo del alabe del rodete y donde acaba la envolvente del cuerpo o tajamar como se ve en la Figura 31. Figura 31.Cavitación del cuerpo de la bomba. El líquido se “estira” debido al bajo caudal y a la alta presión diferencial en ambos lados de la tajamar. Al paso de los álabes, se forman y se colapsan burbujas continuamente. Entre un álabe y el siguiente, aparecen burbujas que permanecen en la tajamar hasta que el siguiente álabe la alcanza. Es entonces cuando se crea una presión suficiente que permite la implosión de la burbuja en el extremo del álabe. En la parte posterior del álabe ya se ha formado una nueva burbuja que permanece ahí hasta que impulsa el siguiente álabe. 8.6.1.2. Cavitación en el ojo del rodete o de aspiración Se produce cuando existe demasiado vacío que excede la presión del vapor del líquido bombeado. El líquido hierve y se separa del resto. Las bolsas de vacío aparecen en el centro del impulsor, que es la zona de más baja presión, y se desplazan hasta su implosión o colapso como se ve en la Figura 32. Figura 32. Cavitación en el ojo impulsor de la bomba. 82 Este tipo de cavitación la causa una altura de aspiración excesiva o bien, que el NPSH disponible de la instalación se vuelva insuficiente por aumento de la pérdida de carga en la succión de la bomba (obstrucciones parciales).La bomba no provoca ambas situaciones sino su entorno (instalación / aplicación). 8.6.2. NPSH disponible El (NPSH)A es un parámetro del sistema y básicamente indica que tanta succión se puede tolerar antes que la presión alcance la presión de saturación del líquido y de aquí nace el siguiente requerimiento: Para esto el NPSH disponible, el libro (citar libro de bombas) la define de la siguiente manera Ecuación 25. Dónde: Ps: Presión sobre la superficie del líquido (PSI). Pvp: Presión del vapor del líquido (PSI). : Densidad relativa del líquido a la temperatura de la bomba. hs: Carga estática en (ft). hft: Perdida por fricción en la tubería de succión en (ft). Figura 33. Esquema representativo del tanque. 83 En la Figura 33, se aprecia el esquema representativo de la situación a la cual está sometida la bomba, por lo tanto los datos conocidos hasta el momento para calcular el (NPSH)A son:  La presión atmosférica en la ciudad de linares que se encuentra a 165 metros sobre el nivel del mar es de 14.8 psi.  La presión del vapor del líquido a 70°C es de 4.52 psi.  La densidad relativa del líquido a la temperatura de la bomba es de 1.  La carga estática es la distancia desde el nivel de agua hasta el eje de la bomba y vale 13,42 ft  Finalmente queda por encontrar el valor de la perdida por fricción El caudal se define: Ecuación 26. Dónde: v: velocidad del fluido en (m/s). A: Área transversal del tubo en (m). Adecuando el problema a la situación se transforma en la siguiente formula, en donde el diámetro interno de la tubería de succión es: √ Ecuación 27. Dónde: Q: Caudal volumétrico en (m3/h). v: Velocidad del fluido en (m/s). Se utilizó el libro (nombre del libro) para calcular o estimar la velocidad que debe llevar el agua, desde un punto de vista económico y muestra la siguiente tabla: Flujo turbulento Tipo de fluido Velocidad razonable en ft/s Agua o liquido similar 3 - 10 Vapor de baja presión 50 – 100 Vapor de alta presión 100 - 200 Aire a presión normal 50 - 100 Tabla 44. Velocidades económicas para tuberías de acero calibrado. 84 Se optó por una velocidad de 5 ft/s para poder escoger el diámetro de la tubería, para ello se remplaza en la Ecuación 26. Datos:  Caudal de agua: Q = 3000 kg/h.  Velocidad del agua: v = 1.52 m/s. Lo que finalmente acomodando las unidades, arroja un diámetro interior de: El diámetro interior comercial más cercano a 26.4 mm es de 26.64 mm Tramo Caudal volumétrico (m3/h) Velocidad del agua (m/s) Diámetro min. Teórico de la cañería (m) Diámetro min comercial de la cañería (m) Diámetro nominal comercial de la cañería (pulg) Tanque - bomba 3 1.52 0.0264 0.02664 1” Tabla 45. Dimensiones cañería tramo tanque – bomba. Con el diámetro comercial se puede calcular la velocidad real del agua, la cual ocupando la misma Ecuación 27 equivale a: Posteriormente se realiza el cálculo del número de Reynolds para comprobar si el flujo es turbulento y afirmar que la velocidad que se estimó en la Tabla 44, cabe dentro de lo realizado, el número de Reynolds se calcula con la Ecuación 4, establecida anteriormente, por lo tanto se debe encontrar el valor de la viscosidad cinemática del agua a 70°C. ⁄ Entonces Reynolds equivale a: Siendo así un régimen turbulento. Posteriormente del catálogo (Aceros Otero, 2012), se obtiene el valor del coeficiente de rugosidad absoluta de la cañería que equivale a: Para luego así obtener el coeficiente de rugosidad relativa que se define de la siguiente manera: 85 Ecuación 28. Dónde: : Rugosidad relativa. : Rugosidad absoluta en (mm). D: Diámetro interno de la tubería en (mm). Entonces: Como se estableció desde un principio, se debe calcular las pérdidas de carga por fricción para poder encontrar en NPSH disponible, por lo tanto se utiliza el diagrama de moody en anexos (Figura 73) para calcular el factor de Darcy, lo que entre un valor de: Posteriormente se remplaza en la ecuación 6, que es la que entrega el valor de la perdida de carga por fricción, los datos que se tienen son:  El largo de la cañería es de 3 m.  El diámetro interno de la tubería es de 0.02664 m.  La velocidad del agua es de 1.5 m/s.  La gravedad es 9.81 m/s2.  El factor de Darcy es 0.0026 Las pérdidas por fricción son: Luego se calcula el NPSH disponible gracias a que se tienen todos los valores que intervienen en la ecuación xxx1x, entregando un valor de: Finalmente el NPSH disponible existente es de 11 metros, por lo tanto se deberá seleccionar una bomba que posea un NPSH requerido menor al disponible para evitar la cavitación. 86 8.6.3. NPSH requerido Para que una bomba funcione en forma satisfactoria o sea sin cavitación, se requiere cierta carga neta positiva de succión (NPSH)R. Se puede considerar como la carga mínima de líquido necesaria en la succión de la bomba para evitar la vaporización cuando funciona a un régimen dado. Los fabricantes la especifican con curvas de rendimiento que relacionan la (NPSH)R con la capacidad y velocidad de la bomba. Para que se asegure una alimentación de agua constante se abordara el punto del decreto supremo el cual dice que la presión que entrega la bomba debe ser superior en un 25% a la presión de trabajo, en consecuencia se debe seleccionar una bomba que entregué mayor presión que la presión misma de la caldera, como se muestra a continuación: Donde la presión manométrica de trabajo es de 7 kg/cm2, por lo tanto la presión de la bomba debe ser: ⁄ 8.6.4. Selección de la bomba Una vez establecidos los parámetros necesarios para la selección de la bomba, se prosigue a realizar esta operación. Para un caudal de 3000 lt/h la altura manométrica de la bomba debe ser igual o mayor a 8.75 kg/cm2, que en metros columna de agua equivale a: Y además el NPSH requerido debe ser menor al NPSH disponible, cumpliéndose estas 2 condiciones la bomba estaría dentro de los requerimientos de funcionamiento óptimo. De la página (nombre de la página) se seleccionó una bomba con las siguientes características: Marca Tipo Potencia Tipo motor Velocidad del motor Tipo Liquido Temperatura máxima. Material del cuerpo Altamira Multietapa 3 Eléctrico 3500 Agua 90° Acero inoxidable Tabla 46. Características de la bomba seleccionada. 87 Figura 34. Bomba Eléctrica Altamira T1, X30-15 (3HP). Según la curva característica de la bomba (ver anexo) para un caudal de 3000 lt/h, la altura manométrica máxima es de 140 m, entonces se cumple la primera condición como se muestra a continuación: Finalmente el NPSH requerido (bomba) (ver anexo6 Figura 74) arroja un valor de: Entonces se cumple la condición establecida anteriormente la exigía lo siguiente: Se concluye que finalmente la bomba cumple con las condiciones que se exigen para un funcionamiento óptimo de esta. 8.6.5. Conexión en paralelo de las bombas Para asegurar que la caldera siempre será abastecida con agua, se debe realizar una conexión de bombas en paralelo, ya que en caso de que falle una bomba, se cierra la válvula que da el paso de agua hacia ella, y se abre la válvula de la segunda bomba, para continuar con la inyección de agua, en la Figura 35, se aprecia la conexión en paralelo de las bombas centrifugas. 88 Válvula de bola Válvula de globo Bomba centrifuga Caldera Tanque de condensado Válvula de globo Válvula de bola Bomba centrifuga 3 m Retorno total Q=2310 kg/h Figura 35. Conexión en paralelo de las bombas. 8.7. Sistema de agua caliente sanitaria Es importante destacar que el sistema de agua caliente sanitaria es aquel que distribuye agua de consumo sometida a algún tratamiento de calentamiento, con el objetivo de reducir la potencia necesaria en la producción y al mismo tiempo obtener funcionamientos más homogéneos de instalación, básicamente lo que hace es utilizar el agua acumulada en las horas de mayor demanda del establecimiento, solicitándose una potencia inferior a la del sistema de producción. Se debe tener en cuenta los componentes básicos de las instalaciones de ACS los cuales son:  Intercambiadores  Depósitos  Válvulas de regulación  Bombas de circulación  Contadores  Tuberías  Aislamiento térmico 89 En la Figura 36, se aprecia las conexiones necesarias en un acumulador: Figura 36. Acumulador con serpentín. 8.7.1. Producción instantánea Para comenzar, desde un principio se estableció el consumo de vapor que se requiere por cada área, en esta parte se desarrollará un sistema de ACS, en el consumo equivale a 280 kgv/h, por lo tanto se debe comprobar si el sistema generador de vapor entrega la potencia para un consumo instantáneo de 550 litros/min. A continuación se calcula la entalpia, en donde se asume que entra vapor y sale agua del intercambiador de calor, para ello se debe considerar la presión de trabajo la cual es 8 kg/cm2, sin embargo existen pérdidas de carga regulares y singulares, las cuales fueron calculadas anteriormente, por lo tanto se considera la perdida de carga total desde la caldera hasta el manifold (Red principal), posteriormente también se considera la perdida de carga desde cuando comienza la distribución de vapor, hasta el área de consumo. A continuación se realizan los cálculos con el propósito de determinar si se satisface el consumo instantáneo, o se debe contar con un acumulador de agua sanitaria. Más adelante en los cálculos térmicos se define la Ecuación 56, por lo tanto se calculará el calor con el cual se dispone, entonces: 90 Para el vapor: A una presión de entrada La presión de entrada equivale a: ⁄ ⁄ Por lo tanto las tablas termodinámicas entregan una entalpia hg = 660.53 kcal/kg Para el agua: A una presión de entrada Pentrada = 7.73 kg/cm 2 la entalpia del agua es hf = 169.83 kcal/kg. Posteriormente se obtiene el calor disponible remplazando en la Ecuación 56 ⁄ ⁄ ⁄ Este calor es el que entrega el intercambiador de calor al agua que ingresa a 70°C y sale a 90°C como se ve en la Figura 37. Figura 37. Conexión del intercambiador con acumulador. Se calcula la masa de agua que se requiere para poder mantener esta diferencia de temperatura (20°C), con la Ecuación 29. ̇ 91 Ecuación 29. Dónde: ̇: Flujo másico de agua en (kg/h). cp: Calor especifico del agua en (kcal/kg°C) : Variación de temperatura en (°C). Asumiendo que el calor que entrega disipado por el intercambiador es igual al calor absorbido por la masa de agua se hace un balance de energía: Remplazando queda: ⁄ ̇ ⁄ ̇ Esta es la masa de agua que debe circular entre el intercambiador y el serpentín para mantener una diferencia de temperatura de 20°C, para encontrar el calor que entrega esta masa de agua a tal diferencia de temperatura se calcula con la Ecuación 56. Entalpia del agua a 90°C es 89.977 kcal/kg, y a 70°C es 69.927 kcal/kg, por lo tanto el calor es: ⁄ ⁄ Luego se emplea la Ecuación 29, para calcular la cantidad de agua que se puede calentar asumiendo que la temperatura que ingresa al acumulador es de 15°C, y la temperatura confort de salida de 42°C: El volumen de agua por hora que se puede calentar para una variación de temperatura de 27°C es de: ̇ ⁄ ⁄ ̇ ̇ ⁄ Suponiendo que 1 kg de agua es 1 litro de agua se asume: ̇ ⁄ 92 Considerando que a la hora de mayor demanda el consumo tiene una duración aproximada de 5 minutos: ⁄ Se compara con el consumo peak, equivalente a: ⁄ Entonces se puede concluir que los 280 kgv/h no satisfacen el consumo instantáneo, por lo tanto se seleccionará un acumulador con una capacidad aproximada de 2500 lt en adelante, finalmente se tomó la decisión utilizar un tanque de 3000 litros. 8.7.2. Selección del acumulador Una vez comprobado que se requiere de un acumulador de agua sanitaria para poder satisfacer el consumo instantáneo de agua caliente, por lo tanto se debe calcular el tiempo que se necesita mantener funcionando el intercambiador de calor para calentar un volumen de agua de 3000 litros, como se muestra a continuación: Ecuación 30. Remplazando se obtiene: ⁄ ⁄ Por lo tanto este es el tiempo de recuperación una vez terminado el tiempo de mayor demanda de agua caliente. En consecuencia una vez que el sistema deja de funcionar en su mayor demanda se debe esperar un periodo aproximado de 35 min para que el sistema de acumulado se recupere, por lo tanto se dispone de 3000 lt, más lo que se genera instantáneamente (lo que entrega el vapor) que es de 423.4 lt, se concluye que se cuenta con una capacidad de 3423.4 lt, lo cual cubre el requerimiento establecido del consumo instantáneo de 550 lt/min. Otro requerimiento era considerar un acumulado de 9000 lt/día, por lo tanto este requerimiento se cumple al suponer la siguiente situación: Si se consumen 2750 lt, el tiempo en que se recupera este volumen es de 35 min, según la Figura 38, esta situación ocurre 2 veces por día, por lo tanto habría una recuperación de 5500 lt/día, por otro lado restan 3500 lt, por esto el acumulado sumaria 9000lt/día. 93 Figura 38. Consumo de agua vs tiempo. De la imagen el color rojo oscuro representa la mayor demanda en un tiempo de 5 minutos 2 veces por día, el color azul representa el consumo durante todo el resto del dia. Por otro lado sabiendo que es un hospital y es de vital importancia mantener agua caliente, se debe considerar una probabilidad de que el acumulador falle lo que se traduciría en un gran problema ya que no existirá suministro de agua, por ello se recurre a la solución de ocupar más de un acumulador de agua caliente conectados en paralelo como se muestra a continuación. Figura 39. Acumuladores conectados en paralelo. 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 C o n su m o d e ag u a Tiempo (1 día) Consumo de agua vs tiempo 94 En consecuencia se seleccionaron del catálogo (O.M.B.), dos acumuladores con intercambiador fijo, de capacidad 1500 lt. Como se dijo anteriormente en caso de que falle un acumulador, va a seguir funcionando otro, y con esto se puede garantizar un 50% del suministro de agua caliente al hospital. Del catálogo se distinguen 3 series de acumuladores, sin entrar en mucho detalle se seleccionó un acumulador de serie TSF ya que estos trabajan con una presión máxima de 17 bar, y temperatura máxima de trabajo 100°C. 8.7.3. Características técnicas del acumulador Son fabricados con chapas de calidad y procesos automáticos de soldadura en atmosfera controlada. Tratamiento anticorrosivo interno con revestimiento de endurecimiento térmico con P.T.F.E. con aplicación electrostática y cocimiento en horno a temperatura aproximada de 200°C, barnizado externo en polvo. En virtud de la posición del serpentín en la parte inferior del acumulador, se mantiene a una temperatura de agua sanitaria que impide toda formación de bacterias, especialmente la “legionela”. 8.7.4. Composición del suministro Acumulador con intercambiador a espiral fijo, aislamiento en poliuretano rígido, acabado externo en PVC, con cremallera, protección anódica con control externo de desgaste, con brida para conexión de intercambiador suplementaria o inspección 300/380. Bajo demanda cuadro de mando y control. 8.7.5. Acumulador de 1500 litros En la Tabla 47 y Figura 40 se muestran las características de un acumulador de 1500 litros Capacidad (Litros) D (mm.) H (mm.) Superficie de interc. mq TSF FL TSF Producción de agua (lts/h) TSF 1500 1.140 2380 6 380/300 7700 Tabla 47. Características del acumulador de 1500 litros. 95 Figura 40. Partes fundamentales del acumulador. 8.8. Calefacción recinto hospitalario Se mencionó anteriormente que unos de los requerimientos del cliente es la calefacción del recinto hospitalario y para satisfacer con esta necesidad, se dispone de un consumo máximo de ⁄ , los que se utilizarán en un intercambiador de calor con el fin de proporcionar agua caliente a ciertos radiadores marca Ocean, para que estos den calefacción al hospital y se logre una temperatura de confort. El grupo de trabajo deberá diseñar un intercambiador de calor para una red de radiadores de agua caliente marca Ocean. Estos radiadores poseen las siguientes condiciones de uso: Su presión de trabajo es de , las emisiones caloríficas señaladas son en base a una temperatura de entrada de 90ºC y una temperatura de salida de 70ºC, lo que supone una temperatura media de 80ºC en el interior del radiador. La temperatura ambiente se considera de 20ºC. Por lo tanto, se considera un salto térmico de 60ºC (80- 20). Datos extraídos: (Clima-Fall, 2011). 8.8.1. Diseño intercambiador de calor para calefacción Se procederá a diseñar un intercambiador de calor, luego de una intensa investigación el equipo de trabajo tomó la decisión de diseñar un intercambiador de casco y tubos como se muestra en la Figura 41, para realizar los cálculos se basaron en un documento publicado por la universidad nacional de Trujillo ubicada en Perú (Moncada Albitres, 2005). 96 Figura 41. Intercambiador de calor de casco y tubos (placa fija). 8.8.1.1. Propiedades físicas de los fluidos. La Tabla 48 expresa las características físicas del fluido, extraídas de: (Kreith & Bohn, 2001). Vapor saturado Liquido condensado Agua caliente -------------- ------------- ⁄ [ ⁄ ] ⁄ ⁄ [ ⁄ ] ⁄ ⁄ ----------------- ⁄ ⁄ Tabla 48. Propiedades físicas del H20 en distintas condiciones 8.8.1.2. Potencia térmica Se dispone de ⁄ para la calefacción del recinto hospitalario. El vapor antes de entrar al intercambiador de calor se encuentre a una presión de: [ ] Según Tablas termodinámicas (Cifuentes, 2011) la entalpia del vapor a una presión de ⁄ es: ⁄ La potencia térmica aportada por el vapor es: ̇ Considerando que todo el vapor entregado al intercambiador de calor se transforma en líquido condensado una vez que sale de éste. 97 Dónde: ̇ Flujo másico de vapor. ⁄ ̇ [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 8.8.1.3. Cantidad de agua a calentar. Para poder calcular el flujo de agua que debe calentar el IDC. Se considerará que el IDC tiene un rendimiento de 100%. Es decir que todo el calor entregado por el vapor es absorbido por el agua caliente. ̇ ̇ Mediante la Ecuación 31. se procedió a encontrar el flujo de agua que debe calentar el IDC. ̇ ̇ Ecuación 31. Donde: ̇ = Calor absorbido por el agua caliente. ⁄ ̇ = Flujo masico de agua en ⁄ = Calor especifico del agua. ⁄ = Diferencia de temperatura. ̇ ̇ [ ⁄ ] [ ⁄ ] [ ] ̇ ⁄ ⁄ [ ] 98 8.8.1.4. Temperatura media logarítmica ( ) Ecuación 32. Dónde: = Temperatura de entrada del vapor . = Temperatura de salida del vapor . = Temperatura de entrada del agua caliente . = Temperatura de salida del agua caliente . ( ) 8.8.1.5. Coeficiente de Transferencia de calor Se utilizará un coeficiente de transferencia global preliminar extraído de (Kreith & Bohn, 2001). ⁄ 8.8.1.6. Selección de los tubos. Los tubos del IDC serán de cobre del tipo L. Es un tipo de tuberías que se usa en instalaciones hidráulicas en condiciones severas de servicio y seguridad que la tipo “M”; ejemplo: en instalaciones de gases medicinales y combustibles, vapor, aire comprimido, en calefacción, refrigeración, tomas de agua domiciliarías, etc. Datos extraídos “Catalogo de tubería de cobres” (Nacobre, 2003). Característica Tubería Tipo “L” Temple Rígido Color de identificación Azul Grabado (bajo relieve) Sí Longitud del ramo 6.10 m Diámetros ¼” a 4” Tabla 49. Características de los tubos. 99 - Tamaño nominal: 1”. - Diámetro interior: - Diámetro Exterior: - Espesor: - Conductividad térmica a es: ⁄ El equipo de trabajo tomo la decisión que los tubos deben tener un largo de .  Curso de los fluidos. Lado del casco: Agua caliente. Lado de los tubos: Vapor de agua (condensación).  Distancia entre tubos. Como el fluido en el lado del casco es limpio se usará arreglo triangular:  Método de Kern. Supuesto. ⁄  Área Provisional. [ ⁄ ]  Número de tubos.  Diámetro del haz de tubos. ( ) ⁄ Ecuación 33. Dónde: = diámetro externo de los tubos. y = constantes empíricas. Como se mencionó anteriormente se usará un arreglo triangular y el IDC se diseñara de un paso por los tubos y uno por el casco. 100 Arreglo triangular. Nº de pasos 1 2 4 6 8 0.319 0.249 0.175 0.0743 0.0365 2.142 2.207 2.285 2.499 2.675 Tabla 50. Constantes para uso de la Ecuación 33. ( ) ⁄ ( ) ⁄ Se diseñará un IDC de tubo de placa fija y utilizando la Figura 42 es posible determinar el diámetro del casco. Figura 42.Espaciado entre el casco - haz de tubos. 101  Diámetro del casco. El diámetro del casco se deberá determinar a partir de tablas para diámetros estándar de tuberías. Luego de una investigación extensa se encontró un tubo que cumple con estas características mencionadas se muestra en la Tabla 51. Material Acero inoxidable (ASTM A312) SCH10 Diámetro nominal 12” Diámetro exterior 323.85 Espesor de pared 4.57 Peso teórico 36.02 Tabla 51.Características de la carcasa. 8.8.1.7. Coeficiente de película en el lado de los tubos. Se pondrá la suposición que el fluido entra por los tubos como vapor saturado entrega su calor y sale como liquido condensado como se muestra en la Figura 43. Figura 43.Modelos de flujo para la condensación de vapor en el interior de tubos horizontales. Dos modelos de flujo se utilizan para estimar el coeficiente de condensación promedio en el interior de tubos horizontales: el flujo estratificado Figura 44 (a) y el flujo anular Figura 44 (b), el modelo de flujo estratificado representa la condición limitante a bajas velocidades de condensado y vapor, y el modelo anular la condición a altas velocidades de vapor y condensado. Figura 44. Modelos de flujo de condensación. 102 Para determinar qué tipo de flujo se presenta, es necesario conocer la velocidad del vapor y liquido condensado dentro de los tubos del IDC. Se utilizara la Ecuación 34. y Ecuación 35. que se muestra a continuación: ̇ Ecuación 34. Dónde: = flujo volumétrico del fluido. ̇ = flujo másico del vapor. = densidad del fluido. Ecuación 35. Dónde: = flujo volumétrico del fluido. = área interior de los tubos. = velocidad del fluido.  Caso 1: Vapor ̇ ⁄ ⁄ [ ] [ ⁄ ] [ ] [ ]  Caso 2: Liquido condensado ̇ ⁄ ⁄ [ ] [ ⁄ ] [ ] [ ] Se puede observar que las velocidades en los extremos son bajas, por lo tanto se considerará el problema como un flujo estratificado y para calcular el coeficiente de condensación promedio se utilizará la Ecuación 36. 103 [ ] ⁄ Ecuación 36. Dónde: = coeficiente de condensación promedio. ⁄ = conductividad térmica del condensado. ⁄ = densidad del condensado. ⁄ = densidad del vapor. ⁄ = viscosidad del condensado. ⁄ = Carga de condensación. ⁄ ̇ Ecuación 37. Dónde: ̇ = Flujo másico de condensado. ⁄ = número de tubos. = diámetro interior de los tubos. ̇ [ ] [ ] [ ] ⁄ [ ] [ [ ] [ ] ] ⁄ [ ] 104 8.8.1.8. Coeficiente de película en el lado del casco Para calcular el coeficiente de convección se utilizará la Ecuación 38. ( ) ⁄ ( ) Ecuación 38. Seleccionando un espaciamiento entre pantallas de ⁄ . Distancia entre centros de tubos. Mediante la Ecuación 39., se calculó el área de sección transversal en el lado del casco. Ecuación 39.  Flujo de agua caliente que circula por la carcasa equivale a: ̇ [ ] [ ]  Velocidad másica del agua caliente equivale a: ̇ [ ]  Diámetro equivalente. ( )  El Reynolds equivale a:  Número de Prandtl equivale a: ⁄ ⁄ ⁄ 105 Se mencionó anteriormente que se utilizarán pantallas segmentadas al 25% y mediante la Figura 45, se obtuvo : Figura 45. Factor de transferencia de calor para el lugar del casco y pantallas segmentadas. ( ⁄ ) ⁄ [ ]  La conductividad térmica del cobre a es: ⁄ 8.8.1.9. Coeficiente global de transferencia de calor. Para realizar el cálculo del coeficiente final de transferencia de calor se realizará mediante la Ecuación 40. ( ̅̅ ̅⁄ ) ⁄ ( ̅ ⁄ ) Ecuación 40. 106 Dónde: = Coeficiente total de transferencia de calor global para diseño, ⁄ basado en el área unitaria de la superficie externa del tubo. ̅̅ ̅ Coeficiente promedio de transferencia de calor del fluido en el exterior del tubo. ⁄ ̅ Coeficiente promedio de transferencia de calor del fluido en el interior del tubo. ⁄ = Resistencia unitaria al ensuciamiento en la parte externa del tubo. ⁄ = Resistencia unitaria al ensuciamiento en el interior del tubo. ⁄ = Resistencia unitaria térmica del tubo. Basada en el área externa del tubo. ⁄ ⁄ =relación de los radios externo con el radio interno del tubo. ( ) ( ) ( ) [ ]  Área necesaria para la transferencia de calor. [ ⁄ ]  Área disponible.  Exceso. 107 Se observa que el exceso de area comprende a un 8.2 %, este es un aceptable debido a que en la literatura el ingeniero trabaja en base a un error del 5%. Asegurando que el intercambio de calor de va efectua a la perfección. 8.8.1.10. Caída de presión en el lado de los tubos. Para calcular la caida de presión dentro de los tubos, se considerara el caso de un solo tubo debido a que los tubos estan conectados en paralelo. Esto quiere decir que poseen la misma presion de entrada y los tubos poseen las mismas caracteristicas. Es dificil predecir la caida de presion en el lado de condensación ya que estan presente dos fases y la velocidad de la masa de vapor está cambiando a lo largo del condensador. El método que Kern sugiere tomar la caída de presión como un 50% del valor basado en las condiciones de entrada del vapor. Para calcular la caida de presion se utilizara la Ecuación 41. como se muestra a continuacion: [ ( ) ( ) ] Ecuación 41. Dónde: = Caída de presión en el lado de los tubos. ⁄ = Factor de fricción. = Número de pasos en el lado de los tubos. = Longitud de un tubo. = Diametro interior del tubo. = Densidad de entrada del fluido. ⁄ ⁄ = razon entre la viscosidad del fluido. ⁄ = Velocidad de entrada en los tubos. ⁄ Reynolds equivale a: 108 Para calcular el factor de fricción para los tubos se utilizará la Fig Nº..; para: Figura 46. Factor de fricción para tubos. [ ( ) ] [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 8.8.1.11. Caída de presión en el lado del casco. Se utilizó la Ecuación 42., para calcular la caída de presión que se origina en el casco. ( ) ( ) ( ) Ecuación 42. 109 Dónde: = Diámetro interior del casco. = diámetro equivalente de los tubos. = distancia entre pantallas. La velocidad lineal equivale a: ⁄ ⁄ [ ] Mediante la Figura 47, para Figura 47. Factor de fricción para el lugar del casco. Despreciando el término de corrección para la viscosidad, se tiene: ( ) ( ) [ ] [ ] [ ] [ ] [ ] 110 8.8.2. Aislación térmica del Intercambiador de calor Para finalizar con el diseño del intercambiador de calor es necesario seleccionar un aislante térmico y proceder la calcular el espesor necesario que debe poseer el aislante, con el fin de que las pérdidas en el IDC sean mínimas. 8.8.2.1. Selección Aislante térmico Se seleccionará el mismo aislante que se utilizará en la aislación térmica de las cañerías de vapor el cual posee las siguientes características:  Material aislante: Lana mineral.  Conductividad del material: k = 0,038 W/m°C.  Densidad media aparente: 80 kg/m3  Material no combustible (Certificado por el fabricante).  Punto de fusión: 1090 °C. 8.8.2.2. Pérdida de calor ocasionada por la carcasa Para comenzar con el cálculo es necesario obtener alguno datos de entrada, como se mencionó anteriormente el agua caliente dentro de la carcasa estará a una temperatura media de , el aire se considerará que se encuentra a una temperatura de confort de . La carcasa se considerará como un cilindro hueco con una longitud de , al cilindro se le realizo un corte transversal para poder realizar el cálculo. En la Figura 48, se representa las condiciones del problema: Figura 48. Perdida de calor por la carcasa. Dónde: = Radio interno de la carcasa. = Radio externo de la carcasa. 111 = Radio de la carcasa más el espesor del aislante. = temperatura agua caliente. = temperatura aire. = Conductividad térmica del acero inoxidable. ⁄ = Conductividad térmica lana mineral (aislante). ⁄ = Coeficiente de convección agua caliente. = Coeficiente de convección Aire. Para calcular la perdida de calor generada en el casco se utilizara la siguiente ecuación: Ecuación 43. Dónde: = Perdida de calor por la carcasa. = Largo de la carcasa. = temperatura agua caliente. = temperatura aire. = Resistencia térmica agua caliente. ⁄ = Resistencia térmica carcaza. ⁄ = Resistencia térmica aislante. ⁄ = Resistencia térmica del aire. ⁄  Resistencia térmica agua caliente. ̅ Ecuación 44. 112  Coeficiente de convección agua caliente. ̅ ̅̅ ̅̅ Ecuación 45. ̅̅ ̅̅ Ecuación 46. Dónde: = N° de Reynolds, el que debe estar entre 6000 < Re < 10 7. = N° de Prandtl, el cual debe estar entre 0,5 < Pr < 120. ⁄ ⁄ ⁄ ̅̅ ̅̅ ̅ [ ] [ ]  Resistencia térmica Carcasa. ⁄ [ ]  Resistencia térmica aislante. ⁄ [ ] 113  Resistencia térmica aire. ̅ Ecuación 47.  Coeficiente de convección natural aire. ̅ ̅̅ ̅̅ Ecuación 48. ̅̅ ̅̅ Ecuación 49. Dónde: Pr: N° de Prandtl, donde se debe cumplir que Pr > 0.5. GrD: N° de Grashof. 10 3 < GrD 114 [ ]  Calculo de la perdida de calor por la carcasa. 8.8.3. Pérdida de calor ocasionada por los cabezales Para calcular la pérdida de calor ocasionada por los cabezales se consideraran como dos cilindros huecos, donde por uno va ingresar el vapor saturado mientras que el por el otro va salir en forma de líquido condensado del IDC. Este vapor debido a que se va originar el fenómeno de condensación, se mantendrá a una temperatura constante de mientras que el aire como se mencionó anteriormente se encontrara una temperatura de . Este cilindro posee las mismas características que tenía la carcasa. Para comenzar con el cálculo se le realizó un corte trasversal a los cabezales para ver las variable que intervienen en él, esto se muestra en la siguiente figura. Figura 49. Perdida de calor por los cabezales. Dónde: = Radio interno de los cabezales. = Radio externo de los cabezales. = Radio de los cabezales más el espesor del aislante. 115 = temperatura vapor y liquido condensado. = temperatura aire. = Conductividad térmica del acero inoxidable. ⁄ = Conductividad térmica lana mineral (aislante). ⁄ = Coeficiente de convección vapor o liquido condensado. = Coeficiente de convección Aire. Para calcular la perdida de calor generada por los cabezales se utilizara la siguiente ecuación: Ecuación 51. Dónde: = Perdida de calor por los cabezales. = Largo de un cabezal. = temperatura vapor y liquido condensado. = temperatura aire. = Resistencia térmica vapor o liquido condensado. (Se considerará igual a 0 debido que es pequeña) = Resistencia térmica de los cabezales. ⁄ = Resistencia térmica aislante. ⁄ = Resistencia térmica del aire. ⁄  Calculo de la perdida de calor por los cabezales 116 Para seguir con el cálculo es necesario encontrar las pérdidas de calor que se generan en las tapas de los cabezales, estas son de forma circular con un espesor igual . El cálculo se realizara con la siguiente ecuación: Ecuación 52. [ ] [ ] [ ]  Calculo de la perdida de calor originada por las tapas de los cabezales. Por lo tanto la pérdida de calor total generando por los cabezales es: Una vez encontrado el calor que se pierde por la carcasa y por los cabezales se finalizó el cálculo determinando el calor total perdido en el IDC. ̇ 8.8.4. Rendimiento del Intercambiador de calor Para empezar con el cálculo del rendimiento del IDC, se realizó un volumen de control y aplicando un balance de energía al IDC con el fin determinar el calor real absorbido por el flujo de agua caliente: 117 ̇ ̇ ̇ ̇ Una vez encontrado el calor real absorbido por el flujo de agua caliente, se procedió a determinar rendimiento del IDC mediante la Ecuación 53. ̇ ̇ Ecuación 53. Por lo tanto el IDC de calor posee un rendimiento de 99.9% y el calor que se pierde en comparación al calor que es entregado es insignificante. 8.8.5. Modelo intercambiador de calor Se diseñó un modelo del intercambiador de calor en el software Creo/Elements 5.0, se muestra en la Figura 50. Figura 50. Modelo del intercambiador de calor. Fuente: Creo/Elements 5.0. 118 Como se muestra en la figura, sé diseño un intercambiador de calor de tubos y carcasa, es un IDC de placa fija de un paso por los tubos y uno por la carcasa. Posee 43 tubos de cobre por los cuales se realiza la transferencia de calor y va estar cubierto por un aislante térmico con el fin de que las pérdidas de calor se han insignificantes y el calor entregado por la caldera se ha aprovechado al 100 %. 8.8.6. Área de calefacción Para determinar el área de calefacción del hospital. Se hará el supuesto, que el calor absorbido mediante el intercambiador de calor es igual al calor generado por los radiadores, debido a que se desconocen las longitudes de intercambiador hacia los radiadores. 8.8.6.1. Balance de energía. Como se mencionó anteriormente el recinto hospitalario deberá estar a una temperatura confort de y para mantener una temperatura constante dentro del hospital. Las pérdidas de calor ocasionadas por las paredes del hospital deben ser igual al calor generado por los radiadores. ̇ ̇ Mediante estos supuestos es posible calcular la superficie de calefacción máxima que debe poseer el recinto hospitalario con la Ecuación 54. ̇ ̇ Ecuación 54. Dónde: ̇ ̇ (Se utilizara una carga térmica de ⁄ .) Arrojando un valor igual a: ̇ ̇ [ ⁄ ] [ ⁄ ] Por lo tanto la superficie de calefacción que debe poseer el hospital, no debe ser mayor a . Para mantener una temperatura constante de con un consumo máximo de ⁄ para el área de calefacción. 119 9. CÁLCULO TÉRMICO Para poder continuar con el diseño de la caldera, se utilizará el Manual de Instalaciones Térmicas (Paredes Cinfuentes, 1980), ya que aquí se expone una metodología útil y sencilla para el diseño térmico de una caldera, ya que existen valores difíciles de encontrar por otros medios. Cabe destacar que el grupo de trabajo se enfoca en el cálculo térmico mientras este no afecte al cálculo de redes de vapor. 9.1. Cálculo del hogar 9.1.1. Consumo de combustible (Cc) El consumo de combustible se define como: Ecuación 55. Dónde: Q: Energía a entregar en (kcal/hr). n: Rendimiento de la caldera. Pcip.b.s.: Poder calorífico a presión constante en base seca (kcal/kgcomb). Por lo tanto lo primero que se necesita es obtener el calor que se debe suministrar para satisfacer los consumos y se calcula con la siguiente formula: ̇ Ecuación 56. Dónde: ṁ: Flujo másico de vapor en (kgv/h). ∆h: Variación de entalpia en (kcal/kg). Por lo tanto se debe encontrar la entalpia del vapor y la del agua, además se conoce la presión de trabajo siendo esta P = 7.0 kg/cm2, sin embargo esta presión es manométrica, por lo tanto se debe sumar la presión atmosférica para conocer la presión absoluta. La temperatura de entrada del agua debe estar en un rango de 60°C hasta 80°C, ya que si es inferior a 60°C, se debe emplear más calor para evaporar el agua, y si es mayor a 80° el agua se evapora de inmediato. Por lo tanto se decidió utilizar una 120 temperatura de 70°C, luego se emplean las tablas termodinámicas para poder encontrar la entalpia del fluido y del gas. Para el vapor: A una presión de entrada de P = 8.0 kg/cm2, la entalpia del gas es hg = 660.95 kcal/kg. Para el agua: A una temperatura de T = 70°C la entalpia del agua es hf = 69.927 kcal/kg. La producción de vapor necesaria para abastecer las dependencias es de 3000 kgv/hr, por lo tanto se remplaza en la Ecuación 56, donde se obtiene el calor necesario y arroja un valor: Considerando un rendimiento esperado de la caldera de un 70% y además se conoce el poder calorífico del chip de un Pcip.b.s = 3800 kcal/kg se remplaza en la Ecuación 55. 9.1.2. Volumen mínimo de la cámara de combustión Para poder encontrar el volumen de la cámara de combustión se debe considerar tres factores: “El tipo de hogar, combustible y la potencia calorífica”. Para ello se emplea la siguiente formula: Ecuación 57. Dónde: FSC: Factor de sobrecarga (adimensional). n: Rendimiento de la caldera (adimensional). Qv: Carga calórica de la cámara de combustión en (kcal/hm 3). Considerando que el flujo de entrada del combustible es de forma mecánica y a su vez la parrilla posee un sistema que dosifica el material, se puede asegurar que se tiene un mayor control sobre el proceso de ingreso del material dentro de la cámara de combustión. Por otro lado se debe destacar que el material posee un porcentaje de humedad bastante alto, por lo tanto el factor de sobrecarga se estimó en: 121 Por otro lado, un valor muy complejo de encontrar es la carga calórica del combustible (Qv), utilizando la ayuda de expertos en el tema, se dio la siguiente información: El valor de la intensidad del fuego depende del hogar, por lo tanto:  Si el combustible es quemado en un hogar seco, la carga calórica varía aproximadamente entre Qv = [90000 kcal/hm 3 – 107000 kcal/hm3)].  Si el combustible es quemado en un hogar húmedo, la carga calórica es aproximadamente Qv = 220000 kcal/hm 3 y si el chip se encuentra demasiado húmedo el Qv = 190000 kcal/hm 3. Por lo tanto se tomó la decisión de diseñar un ante-hogar seco con ladrillos refractarios, ya que este sistema permite una adecuada combustión debido a que posee características especiales por ser un material cerámico. El ante-hogar estará directamente conectado con el hogar de la caldera, por lo tanto se deben distribuir los volúmenes lo que a su vez afectará la intensidad del fuego. Para la distribución del volumen del hogar y ante-hogar se tomó como referencia en un 60% para el ante-hogar y de un 40% para el hogar. La carga calorífica queda de la siguiente manera: ⁄ ⁄ ⁄ Una vez identificados todos los valores requeridos para calcular el volumen mínimo del hogar se procede a remplazar en la Ecuación 57. Como se dijo anteriormente el ante-hogar tendrá un 60% del volumen total, y el 40% restante será para el hogar: 9.1.3. Ciclo de carga de combustible Se estimará el tiempo en el que tolva debe descargar el chip, en base al consumo de combustible y la densidad de este. La densidad del Eucalipus Globulus se obtuvo teniendo en cuenta que el chip está en base seca, por lo tanto se utiliza directamente la densidad de la madera, según (Olmos, 2005), se realizó un estudio de la densidad del Eucaliptus Globulus con distintas edades, el estudio arrojo que para un árbol que vive más de 10 años (rango de edad utilizada para el chip) es aproximadamente de: 122 ⁄ Por lo tanto se puede calcular el caudal de combustible que se debe realizar en cada descarga: Ecuación 58. Dónde: Cc: Consumo de combustible en (kg/h). Ρeg: Densidad del eucaliptus globulus en (kg/m 3). Por lo tanto si se remplaza arroja un valor de: ⁄ ⁄ ⁄ 9.2. Características del ante-hogar El punto (9.1.2) se menciona la decisión del equipo de trabajo de implementar un ante-hogar, esto con el fin de minimizar el volumen de la caldera y el espesor de las planchas para su posterior construcción. Como se describió anteriormente, el ante-hogar es seco con ladrillos refractarios, por las propiedades del material cerámico como aislantes térmico. Además se agrega lana mineral, para evitar pérdida de calor, bajo el cálculo se tiene que el espesor es de 79 (mm). La estructura exterior es de ladrillo estructural. La parrilla diseñada es una combinación entre una inclinada más una horizontal, el diseño está basado en (Academia Hütte, 1926) y (Paredes Cinfuentes, 1980). La Figura 51, muestra la disposición de cada material en el ante-hogar. 123 Figura 51. Ante-hogar y sus componentes (corte transversal). El dimensionamiento de la pared de aislante de lana mineral, además de las características de los materiales de construcción del ante-hogar se encuentra en el ANEXO 12 9.3. Análisis de combustión En los siguientes cálculos se dará a conocer la cantidad mínima de oxígeno y dióxido de carbono necesario para la combustión, con el fin de obtener una combustión perfecta ya que genera beneficios de rendimiento (menores pérdidas de energía) y reducción de la contaminación que se genera. También se determinará los coeficientes de los componentes de la combustión y presiones parciales de los elementos. Las diversas ecuaciones están extraídas y definidas en (Paredes Cinfuentes, 1980). 124 9.3.1. Construcción del diagrama de Ostwald El diagrama de Ostwald facilita una relación entre el aire teórico y aire real utilizado, el cual permite obtener la cantidad de oxígeno y dióxido de carbono en la combustión. Para construir el diagrama de Ostwald se debe conocer la composición química del combustible, que en este caso corresponde al chip de madera extraído de (Pulp & Paper Resource & Information Site, 2013). Composición química de la madera utilizada para chip Carbono 0.5 Hidrogeno 0.065 Oxigeno 0.42 Nitrógeno 0.005 Ceniza 0.0095 Azufre 0.0005 Tabla 52. Composición química del chip de madera. A continuación se define la nomenclatura a utilizar. Símbolo Elemento C Carbono H Hidrogeno O Oxígeno N Nitrógeno S Azufre Tabla 53. Simbología de los elementos químicos de la madera. 9.3.2. Cálculo de aire teórico En este caso se considera combustión ideal ( , para obtener los valores de oxígeno y dióxido de carbono. Para poder realizar el cálculo del aire teórico se emplea la ecuación de aire teórico que se define a continuación: ( ) ( ) 125 Ecuación 59. Dónde: CO2: Dióxido de carbono. CO: Monóxido de carbono. O2: Oxigeno. K1: Se define a continuación. K2: Se define a continuación. ( ) Con los valores de la Tabla 52 se calcula los coeficientes K1 y K2, lo que arroja los siguientes valores: A continuación se genera las intersecciones de la recta que representa al aire teórico con los ejes cartesianos utilizando la Ecuación 59. , la cual considera . Se considera al eje de las abscisas como cantidad de y al eje de las ordenadas como cantidad de . Para: Se obtiene: Para: Se obtiene: Luego se procede a tabular y graficar los puntos anteriores como se muestra en la Tabla 54. 126 Tabla 54. Intersección con los ejes cartesianos para aire teórico. La ecuación de la recta del aire teórico es como se aprecia en la Figura 52. Figura 52. Para aire teórico CO2 vs O2. 9.3.3. Cálculo del aire real Ahora se procederá a encontrar la recta del aire real donde será necesario considerar un exceso de aire del 20%. Se emplea la Ecuación 60 para el cálculo del aire real como se muestra a continuación: Ecuación 60. Dónde: CO2: Dióxido de carbono. CO: Monóxido de carbono. O2: Oxigeno. K1: Definida anteriormente. K2: Definida anteriormente. i: Exceso de aire. ast: se define a continuación. y = -0.9433x + 0.1982 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 C O 2 O2 Aire teórico 127 Remplazando los valores se procede a calcular ast como se muestra anteriormente y el exceso de aire se define a partir de lo que se encuentra en (Paredes Cinfuentes, 1980), donde para combustibles de con alto porcentaje de humedad se debe escoger un valor sobre un 55%. A continuación se genera las intersecciones de la recta que representa al aire real con los ejes cartesianos utilizando la Ecuación 60. Para: Se obtiene: Para: Se obtiene: Luego se procede a tabular y graficar los puntos anteriores como se muestra en Tabla 55. Tabla 55. Intersección con los ejes cartesianos para aire real. La ecuación de la recta del aire real es como se aprecia en la Figura 53. 128 Figura 53. Para aire real CO2 vs O2. Posteriormente se resuelve la intersección de las rectas para encontrar las concentraciones volumétricas de los componentes de la combustión como se ve en la Figura 54. Figura 54. Intersección de las ecuaciones de aire. Se utilizan las ecuaciones de la recta correspondientes al aire teórico y al aire real, para luego resolver simultáneamente y llegar al siguiente resultado: y = -2.3002x + 0.3002 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 C O 2 O2 Aire real 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 C O 2 O2 Intersección del rectas Aire real Aire teórico 129 Componentes de la combustión O2 0.07522 CO2 0.12722 CO 0 Tabla 56. Componentes de la combustión. También se calculó los coeficientes de los componentes de la combustión de la siguiente manera, (se utilizará para los cálculos de radiación). ( ) ( ) ( ) Donde aquí se aprecian fracciones molares de los componentes de los humos secos. Posteriormente los valores obtenidos son los siguientes: Componentes de combustión X 0.04169 Y 0 Z 0.02462 a 0.06947 Tabla 57. Componentes de combustión. El exceso de aire en fracción decimal queda representado a continuación: Ecuación 61. Por lo tanto: 130 9.3.4. Presión parcial de los humos Se debe encontrar las presiones parciales del dióxido de carbono y del agua ya que son de interés para los cálculos de radiación. El cálculo de la presión parcial se realiza con la Ecuación 62, como se muestra a continuación: Ecuación 62. Dónde: Pi: Presión parcial del componente i. ni/nt: Fracción del componente en moles. Pt: Presión total (presión atmosférica). Para el dióxido de carbono se calcula con la presión parcial con la Ecuación 63. ( ) ( ) Ecuación 63. Dónde: w: Porcentaje de humedad del chip. C: Carbono. S: Azufre. H: Hidrogeno. CO2: Dióxido de carbono. Pt: Presión total. Considerando w = 120 % (humedad), arroja un valor de: Y para el caso del agua se obtiene ( ) ( ) Con las variables definidas anteriormente se obtiene una presión parcial del agua igual a: 131 Estos valores y , son necesarios para el cálculo de la emisividad que se hará más adelante. 9.4. Cálculo de radiación en el hogar Posterior a la combustión del chip en el ante-hogar, los humos calientes pasan al hogar en donde entregan calor. En el hogar, el calor liberado por conducción y convección son despreciables respecto al calor por radiación. (Paredes Cinfuentes, 1980) El calor por radiación del hogar, aportará energía en la generación de vapor del recinto hospitalario. Para encontrar el calor por radiación, se realizará un análisis termodinámico de la situación. Se hará un volumen de control (V.C) sobre el hogar (cilindro abierto), al cual se aplicará la primera ley de la termodinámica (balance de energía). ∑ ̇ ∑ ̇ Ecuación 64. Figura 55. VC sobre el hogar de la caldera. A continuación se definirá detalladamente cada flujo de calor que entra/sale del volumen de control (Figura 55). Ecuación 65 y Ecuación 66. 132  Energía que entra al V.C. El calor que ingresa al V.C (Figura 55) corresponde al calor entregado por la combustión del chip junto con el calor que lleva el chip y el aire a una determinada temperatura. ∑ ̇ ⏟ ∫ ⏟ ∫ ⏟ Ecuación 65. Dónde: nc: Rendimiento de la combustión (adimensional). Pcip.b.s.: Poder calorífico a presión constante en base seca en (kcal/kg). r: Relación aire combustible. t1: Temperatura de entrada del chip en (°C) t2: Temperatura de entrada del aire en (°C) Cp CHIP: Calor especifico del chip en (J/kg °K) Cp AIRE: Calor especifico del aire en (J/kg °K)  Energía que sale del V.C. Para la salida del V.C (Figura 55) se contempla el calor liberado mediante radiación además del calor que llevan los gases calientes. ∑ ̇ ⏟ ∑ ⏟ Ecuación 66. Dónde: R: Calor por radiación en (kcal). Cc: Consumo de combustible en (kg/h). : Moles de cada gas producto de la combustión en (mol). 133 cgases Calor especifico de los gases en (J/kg K°). Por lo tanto, aplicando el balance de energía anteriormente definido Ecuación 64 , se llega a la siguiente expresión: ∫ ∫ ∑ Ecuación 67. Los valores conocidos son los siguientes: nc = 0.94 %. Pcip.bs = 3800 kcal/kg. Cc: 666.57 kg/h. Al remplazar los valores conocidos, la Ecuación 67, queda así: ⁄ ⁄ ∑ ⁄ ⁄ ∑ Para poder encontrar el calor por radiación se emplea el método de Mullikin, (Paredes Cinfuentes, 1980) el cual se define por la Ecuación 68: [[ ] [ ] ] Ecuación 68. Dónde: K: Coeficiente de los factores de emisión de diferentes superficies. (Adimensional). Co: Constante de Stefan-Boltzmann en (kcal/hm 2°K). Sr: Superficie receptora efectiva de absorción unitaria y la temperatura absoluta en contacto con el agua (m2). 134 Td: Temperatura absoluta de las paredes del hogar en (°C). Ff: Factor que depende del porcentaje de la superficie de la cámara de combustión que está en contacto con el agua y del tipo de combustible. El método Mullikin supone lo siguiente: K=1 Te=Tg (Temperatura gases del hogar) Asumiendo que los dos errores se compensan mutuamente. Se procede a calcular Sr el cual se define en la Ecuación 69. ∑ Ecuación 69. Dónde: Sp: Superficie del hogar en contacto con el agua en (m 2) Fa =Coeficiente de reducción que contempla la disposición de los tubos. Fc =Coeficiente de reducción que contempla la conductividad de la pared. Fs =Coeficiente de reducción que contempla la capa de hollín en los tubos. Remplazando en la Ecuación 68 se obtiene: {[ ] [ ] } Por lo tanto se realizará el cálculo de los factores Sp, Fa, Fc, Fs y Ff. 9.4.1. Cálculo Sp Se define la superficie del hogar en contacto con el agua (Sp), como: 135 Dónde: r: Radio del hogar L: Largo de hogar Estos valores están establecidos y son equivalentes a: r = 0.77 m L = 5.5 m Lo cual arroja el valor siguiente: 9.4.2. Cálculo del coeficiente de reducción que contempla la disposición de los tubos (Fa). Luego se calcula Fa, del cual se obtiene de la Figura 56, donde identifica la posición de los tubos: Figura 56. Coeficiente Fa Se seleccionó la forma A, ya que minimiza el espacio asignado a los tubos además de una menor reducción de la radiación respecto a las otras disposiciones. . 136 Para entrar al grafico se debe conocer la distancia de centro a centro de cada tubo, de la figura se puede ver que: Dónde: t: Distancia de centro a centro de cada tubo. d: Diámetro de la tubería. El diámetro de la tubería se estableció anteriormente, siendo este un valor de 110.7 mm, por lo tanto: Por lo tanto se puede encontrar el valor de Fa el cual es: 9.4.3. Cálculo del coeficiente de reducción que contempla la conductividad de la pared (Fc). Para encontrar Fc se considera la Tabla 58 que se muestra a continuación: Se escogió el valor correspondiente a tubos descubiertos, ya que estos permiten una mayor transferencia de calor al agua que se vaporizará. Valores del factor Fc Situación Valor Tubos descubiertos 1 Tubos con aletas 0.95 Tubos recubiertos de bloques desnudos o aletas laterales 0.7 Tubos recubiertos con bloques refractarios o cubierto completamente con aletas 0.25 a 0.4 Tabla 58. Factor Fc Por lo tanto se considera un tubo descubierto y el valor es: 137 9.4.4. Cálculo del coeficiente de reducción que contempla la capa de hollín en los tubos (Fs). Se escoge el valor de para una capa de ceniza de 10 mm, a partir de la experiencia de los docentes a cargo del proyecto, este valor se muestra en la Tabla 59. Valores del factor Fs Capa de ceniza en el interior de los tubos Valor 2 a 3 mm 0.95 10 mm 0.8 20 mm 0.6 Tabla 59. Factor Fs Por lo tanto el valor es de: 9.4.5. Cálculo del factor que depende del porcentaje de la superficie de la cámara de combustión que está en contacto con el agua y del tipo de combustible (Ff). Para encontrar el valor de Ff se debe ingresar la figura como se muestra a continuación: 138 Figura 57.Factor Ff El grafico relaciona el Ff, versus Sp/St, donde se desconoce del valor de St , calculándose con la siguiente formula: Dónde: A = Área transversal del hogar. El área transversal del hogar es: Lo que arroja un valor: Por lo tanto se encuentra el siguiente valor: El valor de Ff es: 9.4.6. Cálculo temperatura de los gases del hogar Finalmente se requiere el valor de la temperatura gases del hogar ( ) generada por los gases calientes provenientes de la combustión. 139 Ya que se debe obtener vapor saturado de la caldera a una presión de trabajo de 8.0 kg/cm2 lo que significa una temperatura de 169.8°C, a la cual se agregan 50°C (por recomendación de expertos). Por lo tanto la temperatura en las paredes del hogar ( ) es de 492.95°K. Luego se remplaza en la Ecuación 68 los valores obtenidos anteriormente: {[ ] [ ] } {[ ] } Luego se remplaza lo anteriormente realizado en la Ecuación 67. {[ ] } ∑ Si se reordena la ecuación anterior se obtiene lo siguiente: {[ ] } ∑ En función del calor sensible de los gases (lado derecho), se representa igualdad anterior de esta forma: ∑ ∑ Debido a que cada lado de la ecuación es dependiente de la temperatura, se procederá a iterar hasta que se cumpla la igualdad o se obtenga un valor pequeño, y aquella temperatura será la temperatura de los gases en el hogar. En la Tabla 60. Calculo de temperatura en el hogar 1. , se muestra un extracto de la hoja de cálculo de Microsoft Excel, en la cual se desarrolla el cálculo del calor sensible de los gases de combustión y el valor tabulado a partir de la composición química del chip (Ver Tabla 86). Temperatura (°C) R (kcal/h) R/Cc (kcal/kg) ∑ ∑ Diferencia 680 720310.7296 1080.622785 2491.377215 2325 166 690 753384.6257 1130.240824 2441.759176 2362 80 700 787504.9031 1181.428662 2390.571338 2399 -8 140 710 822693.4023 1234.219065 2337.780935 2437 -99 Tabla 60. Calculo de temperatura en el hogar 1. Luego se procede a realizar una interpolación lineal mediante una serie en Microsoft Excel entre 690°C y 700°C, ya que es ahí donde la diferencia del calor sensible de los gases cambia de signo. En la Tabla 61. Calculo de temperatura en el hogar 2. , se puede apreciar el valor exacto de la temperatura de los gases. Temperatura (°C) R (kcal/h) R/Cc (kcal/kg) ∑ ∑ Diferencia 699 784045.1675 1176.238306 2395.76169 2395.058834 1 699.5 785773.7014 1178.831483 2393.16852 2396.895542 -4 Tabla 61. Calculo de temperatura en el hogar 2. Por lo tanto la temperatura promedio de los gases es de 699 °C lo que arroja un calor por radiación dentro del hogar equivalente a: Esta cantidad de calor corresponde al 44.21 % del necesario para abastecer al reciento por lo que aún falta generar , a partir del calor sensible de los gases restante que es , esto se hará por medio de tubos de humos, los cuales entregarán está energía al agua circundante en la caldera. 9.5. Cálculo del primer paso de tubos A continuación se realizaran los cálculos con respecto al calor que entregan los tubos con humos al agua dentro de la caldera. En este punto se considerarán los calores entregados por radiación y convección. El calor por conducción es despreciable frente al calor por radiación y convección. 9.5.1. Calor por radiación Se define el calor por radiación en la Ecuación 70. ([ ] [ ] ) Ecuación 70. 141 Dónde: ε: Coeficiente de emisividad de la pared. (Adimensional) SC: Superficie total por donde irradia calor. (m2) C0: Constante de Steffan – Boltzmann. (Kcal/hm 2°K) Tmg: Temperatura media de los gases. (°C) Ts: Temperatura superficie de los tubos. (°C) εmg,Tmg: Emisividad del gas a temperatura media de los gases Tmg. (Adimensional) εs,Ts: Emisividad del gas a temperatura en superficie Ts. (Adimensional) El coeficiente de emisividad se considera como ε = 0.9 por recomendaciones de expertos en el tema. La temperatura superficial de los tubos es equivalente a la temperatura de las paredes del hogar por lo tanto Td = Ts, siendo así Ts = 219.8 °C. 9.5.2. Cálculo de superficie de calefacción (SC). Se debe conocer la superficie por la cual es libera el calor desde los tubos hacia el agua, por cual la superficie de calefacción considera el perímetro total. La expresión de lo anterior es: Ecuación 71. Dónde: di: Diámetro interno. Ltubos: Largo de los tubos. Ntubos: Número de tubos. Los valores conocidos son los siguientes: di = 0.1071 m Ltubos = 5 m Reemplazando estos valores en la Ecuación 71., queda de la siguiente manera: 142 9.5.3. Cálculo de la emisividad de los gases Ecuación 72. Dónde: : Emisividad total de un gas a una temperatura T. : Factor de corrección de presión para la emisividad de H2O. : Emisividad del H2O a una presión total de 1 atm. : Factor de corrección de presión para la emisividad de CO2. : Emisividad del CO2 a una presión total de 1 atm. : Valor de corrección Todos los valores anteriores son adimensionales. El valor de corrección ( ), se hará cero por el alto nivel de aproximación. Como se aprecia en la Ecuación 72., la emisividad debe ser calculada para la temperatura media de los gases (Tmg) y la temperatura superficial de los tubos (Ts) este último valor será constante en la ecuación, pero sin embargo el primero cambiará en cada iteración. De la manera explicada anteriormente se precisa que se digitalizarán las gráficas respectivas utilizando el software Engauge 4.1 y se obtendrán las funciones correspondientes mediante una interpolación bicúbica por su alto nivel de precisión mediante el software Mathcad Prime 2.0. Para , con los siguientes valores de entrada (determinados anteriormente) =219.8 °C =0.1 atm =0.23 atm =0.09 m Entonces se obtiene la siguiente emisividad 143 Reemplazando los valores calculados en la Ecuación 70., se llega a ([ ] [ ] ) ([ ] ) 9.5.4. Calor por convección Se define el calor por convección en la Ecuación 73. Ecuación 73. Dónde: = Factor de propiedad de los gases (Adimensional). = Velocidad de los gases (m/s). Las demás variables ya son conocidas 9.5.5. Cálculo de La velocidad de los gases se define en la Ecuación 74. Ecuación 74. Dónde: : Caudal de los humos. (m 3/s) : Área transversal total de los tubos (m 2) A continuación se define el área transversal total (las variables ya son conocidas con anterioridad) Ecuación 75. 144 El caudal de los humos ( ) se define como: Ecuación 76. Dónde: : Cantidad de moles de los componentes del combustible El resto de las variables ya son conocidas. Además se define de la siguiente manera: ( ) ( ) ( ) Ecuación 77. Reemplazando lo calculado en la Tabla 57, en la Ecuación 77., se obtiene. El coeficiente , es función de , por lo cual se dejará sin calcular por el momento y se interpolará en el software Mathcad Prime 2.0 para ser utilizado en cada temperatura. Reemplazando lo calculado anteriormente en la Ecuación 74., se obtiene: Ahora se procederá a reemplazar en la Ecuación 73.. ( ( ) ) ( ( ) ) Como vemos el calor por convección queda en función de los número de tubos y de la temperatura media de los gases, al igual que el calor por radiación. 145 Para realizar el cálculo correspondiente al primer paso, se utilizará el mismo criterio utilizado para encontrar la temperatura del hogar (diferencia mínima de entalpías), para lo cual se aplicara un volumen de control a un tubo que simule al total de tubos del primer paso. Figura 58. V.C sobre los tubos de humos. En la Figura 58 se aprecia que los humos tienen una determinada temperatura de entrada y una temperatura de salida del paso . En los extremos los humos se caracterizan por llevar un determinado calor sensible o entalpía. Aplicando la primera ley de la termodinámica se llega a la Ecuación 78. Ecuación 78. Dónde: : Entalpía a la que salen los humos del VC. : Entalpía a la que entran los humos del VC. ̇ : Calor absorbido durante el paso por el VC. Como se dijo anteriormente, en el paso por los tubos, solo se cuenta con radiación y convección como métodos de transferencia de calor, por lo que la Ecuación 78., queda: 146 Al igual que el cálculo de la temperatura de los gases en el hogar, el calor sensible en los extremos es función de la temperatura de entrada y salida del paso, respectivamente. Así, que cambiarán continuamente. Como se conoce la temperatura de los gases en el hogar, se asumirá una expansión de los gases antes de entrar al primer paso, lo que trae una disminución de temperatura que se entenderá de 10 °C, por lo tanto la temperatura de entrada al primer paso es de 699 °C. Al tener las ecuaciones ya definidas se debe comenzar con el proceso iterativo, en el cual se buscará una diferencia mínima entre el , y la expresión del lado derecho. Las variables de entrada son las siguientes , , , y , por lo cual al menos cuatro de estas deben ser establecidas antes de comenzar a iterar los cálculos. La será fija como se dijo anteriormente y tendrá un valor de 699 °C al igual que la que será 219.8 °C. , se definirá como el promedio entre la y , por lo que se deba libre el . Se realizó un algoritmo en Mathcad Prime 2.0 el cual permitirá determinar la , a partir un número de tubos fijos mediante la asignación de valores a desde una temperatura mínimamente inferior a hasta la que la diferencia de entalpías sea menor. A continuación se presenta la última iteración. 147 ( ) 9.5.6. Cálculo de rendimiento Se define el , en la Ecuación 79. Ecuación 79. El , considerando el primer paso de tubos y el hogar corresponde a: Y la diferencia entre el calor requerido por el reciento (Ecuación 56.) y el calor neto considerando un rendimiento de la combustión de un 94% se muestra a continuación. Con lo anterior, se puede decir que el primer paso de tubos de la caldera, permite llegar al consumo requerido por el hospital además de sobrepasarlo en caso de futuras modificaciones a los diversos consumos. El rendimiento es el siguiente: Ecuación 80. Donde las variables son conocidas de antemano, por lo que el rendimiento es el siguiente: 148 9.6 Diseño mecánico de la cubierta del hogar y de la caldera Posterior al diseño térmico de la caldera (Ver sección 9.4), se debe dimensionar y verificar si la cubiertas que existen en la caldera soportan desde el punto de vista de la mecánica de sólidos. Se utilizarán las indicaciones que entrega el (ASME, 2010), ya que la ASME es una de la referente mundiales en la normalización de temas afines a la Ingeniería Mecánica. Para estos elementos se utilizará planchas de acero ASME/ASTM A515, las cuales están destinadas principalmente para la fabricación de calderas y otros recipientes a presión soldados que tienen temperaturas de servicio medias y superiores. 9.6.1 Cálculo de espesor de plancha ante-hogar La situación para este caso, es un recipiente bajo una presión externa, la cual será la del agua que se dispone en la caldera. Este cálculo se basa en (ASME, 2004)(Parte D)  Definición de símbolos a utilizar: A: Factor determinado en base al cociente Do/t. B: Factor determinado en base al material al utilizar, se encuentra. Do: Diámetro exterior del cilindro. E: Módulo de elasticidad del material de diseño a la temperatura de diseño del material. L: Largo total del cilindro. P: Presión externa de diseño. Pa: Máxima presión externa calculada para el recipiente. t: Espesor mínimo requerido para la plancha. En primer lugar se determina el Módulo elástico a la temperatura de diseño del material, se considera la temperatura del agua a vaporizarse que es de 169 °C aproximadamente. Este dato se extrae del (ASME, 2004, pág. 696)(Parte D),. Para un material no paramagnético en base a Ni-Cr-Mo, tal como el acero ASTM A515 , correspondiente al grupo B, a la temperatura dada se obtiene un E=181 GPa. 149 El cociente Do/t, es el siguiente: Do= 1.44 m (Determinado en el cálculo de la radiación en el ante-hogar) t = 8 mm (Dado por el grupo de diseño). Por lo cual, se debe seguir el procedimiento detallado de (ASME, 2010, pág. 22) Se pide determinar el cociente L/ Do, conociendo el Do y el L (que es 5.5 m) desde el cálculo térmico de la caldera. Ahora se procede a encontrar el valor del coeficiente A, en función del tipo de material, esto se encuentra en la figura G (ASME, 2004, pág. 707)(Parte D) el cual pide ingresar los dos cocientes calculados con anterioridad, encontrándose un valor de A igual a 0.001. Con este valor de A tan pequeño, no es posible encontrar un valor de B en la tabla NFU-7 de (ASME, 2004, pág. 732)(Parte D) correspondiente al material utilizado, por lo cual se utiliza la siguiente fórmula para encontrar el Pa: ( ) Ecuación 81. Con los datos explicados anteriormente se llega al valor de 15.98 kg/cm2, el cual es bastante superior a la presión de trabajo (7 kg/cm2) por cual deja una holgura respecto al valor de presión que se puede alcanzar. Esto último es debido a que con valores anteriores se obtienen presiones inferiores a la de trabajo de la caldera. 9.6.2 Cálculo de espesor de plancha de la caldera. En este caso, que es un recipiente con presión interna, se utiliza como referencia de cálculo la siguiente norma (ASME, 2010) (ASME, 2004).  Definición de simbología a utilizar 150 Ew= Eficiencia de la soldadura. (Utilizar UW-12) Pi= Presión de diseño interno Ri= Radio interno del cilindro S= Esfuerzo de trabajo tc= Espesor mínimo Como el acero a utilizar es el ASTM A515, el esfuerzo de fluencia mínimo es de 260 MPa, lo cual sumado a un coeficiente de seguridad igual a 2, determina un esfuerzo de trabajo de 130 MPa. Para determinar la eficiencia de la soldadura (Ew), se debe recurrir a la tabla UW- 12, en la página 117 de 2010 (ASME, 2010), en la cual para juntas a tope realizadas por doble soldadura u otro medio se recomienda un Ew igual a 0.7. Al utilizar como base del cálculo el esfuerzo circunferencial (más conservador), se utilizará la siguiente expresión: Ecuación 82. Utilizando los siguientes valores: Pi= 7 kg/cm 2 Ri= 3.2 m Ew= 0.7 S= 130 MPa Se obtiene un espesor de 19.32 mm, acercándolo a un valor comercial de 20 mm, el cual a criterio de los clientes se considera adecuado para la caldera que se diseña. 151 9.7 Química de la combustión Cálculos basadas en (Gaffert, 1954) Composición química de la madera utilizada para chip en kg/kg de combustible Carbono 0.5 Hidrogeno 0.065 Oxigeno 0.42 Nitrógeno 0.005 Ceniza 0.0095 Azufre 0.0005 Tabla 62. Composición química de chip de madera. Reacciones de combustión Las cuales determinan una cantidad de oxígeno teórico necesario, que se determina de la siguiente manera: Ecuación 83. Siendo los único elementos que reaccionan el Carbón, Hidrógeno y el Azufre. Realizando el cálculo anterior se obtiene la Tabla 63. Reactivo Peso molecular (g/mol) Reacción Peso molecular (g/mol) Oxígeno teórico necesario (kg/kg de comb.) C 12 CO2 32 1.33 H2 2 H2O 16 0.52 S 32 SO2 32 0.00 Tabla 63.Oxigeno teórico necesario. También el agua entrega una cierta cantidad de oxígeno, a la cual se le quita la cantidad de oxígeno que entrega el combustible. 152 Ecuación 84. Ahora se debe calcular la cantidad de oxígeno externo total aportada por los elementos de la Tabla 62 y el agua que fue calculado anteriormente. Ecuación 85. Como el Nitrógeno es un elemento inerte y no afecta a la reacción, se debe calcular el oxígeno asociado al aire por el Nitrógeno, considerando al aire con una composición de 76.8 % de Nitrógeno y un 23.2 % de Oxígeno. Ecuación 86. En este punto se debe sumar la cantidad de oxígeno asociado al Nitrógeno y el oxígeno total externo necesitado por la reacciones de combustión. Ecuación 87. A lo anterior, si se contempla el exceso de aire definido anteriormente (55 %), se obtiene: Ecuación 88. 9.7.1 Volumen de los gases en diversos puntos de interés 153 En los cálculos que se realizarán con posterioridad, es necesario conocer datos acerca del volumen y la densidad de los gases a diversas temperaturas, es por ello que se requiere conocer una forma de obtener el volumen o densidad del gas en función de una temperatura dada para lo cual se utiliza la ecuación de Avogadro y la expansión volumétrica. Anterior a esto, se debe determinar las concentraciones de los diversos componentes de los gases de la combustión.  Concentración de los componentes de la combustión: Caso CO2 Es la suma del Oxígeno teórico aportado por el compuesto y el Carbono del chip. Ecuación 89. Caso H2 Es la suma del Oxígeno teórico aportado por el Hidrógeno y el Hidrógeno del chip. Ecuación 90. Caso S Es la suma de Oxígeno aportado por el Dióxido de Azufre y el Azufre aportado por el chip. Ecuación 91. Caso Nitrógeno de combustible Caso Nitrógeno del exterior 154 9.7.2 Cálculo de volumen inicial de los diversos productos de la combustión Se transformará la cantidad inicial de los productos de la reacción que se encuentra en kg/ kg de combustible, en volumen mediante la ley de Avogadro.  Ley de Avogadro "En iguales condiciones de presión y temperatura las densidades relativas de los cuerpos gaseosos son proporcionales a sus pesos atómicos. " En otras palabras establece que un mol de una sustancia gaseosa tiene siempre el mismo volumen, este volumen es de 22.4 L/mol, este se conoce como volumen molar de un gas. Por lo que el volumen se determinará de la siguiente manera: Ecuación 92. Donde es igual a 22.4 L/mol. Esta constante implica condiciones estándares de temperatura y presión (0°C y 1 atm). Componente combustión Peso molecular (kg/mol) Cantidad (kg/kg de combustible) Volumen inicial (L/kg de combustible) CO2 0.044 1.83 933.33 H2 0.018 0.59 728 S 0.064 0.00 0.35 N2 0.028 4.75 3798.54 Tabla 64. Volumen inicial. El volumen inicial del exceso de aire se calculará a partir de la definición de densidad. Ecuación 93. Donde m corresponde a la masa de la sustancia y V su volumen. Como se busca conocer la cantidad inicial del volumen del exceso de aire a condiciones estándares, se utiliza una densidad igual a 1.292⋅10-3 kg/L. Por lo que el volumen se determinará de la siguiente manera. 155 Lo que finalmente resulta en: Resumen de volúmenes iniciales Componente combustión V0 (L/kg de combustible) CO2 933.33 H2 728 S 0.35 N2 3798.54 Exceso de aire 2627.07 Total 8087.29 Tabla 65. Volúmenes iniciales de cada componente. Ya determinados los volúmenes iniciales de cada componente de la combustión, se puede determinar el volumen de los gases a diversas temperaturas considerando la ecuación de expansión volumétrica. Ecuación de expansión volumétrica: Ecuación 94. Dónde: Vt: Volumen del aire a la temperatura T en L/kg de comb. V0: Volumen inicial del aire en condiciones ideales en L/kg de comb. : Factor de expansión volumétrica, que es igual a 273-1⋅K-1. T: Temperatura de los gases en K Temperaturas de interés °C K Hogar o de lo gases en el hogar 698.94 972.09 Entrada primer paso 688.94 962.09 Media de los gases 451.94 752.09 Salida primer paso 214.94 488.09 Tabla 66. Temperaturas en puntos de interes. 156 Se detallará el procedimiento de cálculo para la primera temperatura de la Tabla 66. Para las temperaturas posteriores se calcularán mediante un algoritmo en el software Mathcad Prime 2.0. Para las otras temperaturas se obtiene los siguientes resultados Volumen (L/kg de comb.) Volumen (m3/kg de comb.) Hogar o de lo gases en el hogar 28796.98 28.79 Entrada primer paso 28500.74 28.50 Media de los gases 21479.91 21.47 Salida primer paso 14459.07 14.45 Tabla 67.Volúmenes en las distintas temperaturas. Posteriormente se puede calcular el caudal volumétrico que se utilizará en la determinación de la densidad de los gases, para cada caso de la siguiente manera:  Caudal volumétrico Ecuación 95. Dónde: Qvolumétrico: Caudal volumétrico en m 3/s VT: Volumen del aire a la temperatura T en m 3/kg de comb. CC: Consumo de combustible en kg/s, que fue definido anteriormente como 666.57 kg/h o 0.19 kg/s. En el caso de la temperatura del hogar se obtiene lo siguiente: Para las demás temperaturas se obtiene el caudal volumétrico 157 Lugar Volumen (m3/kg de comb.) Volumen (m3/s) Hogar o de lo gases en el hogar 28.79 5.33 Entrada primer paso 28.50 5.28 Media de los gases 21.47 3.98 Salida primer paso 14.45 2.68 Tabla 68. Caudal en los distintos puntos. 9.7.2.1 Cálculo de la variación de la densidad de los gases. Cálculos basados en (AENOR, 2004) Ecuación 96. Dónde: ρm: Densidad de los humos en kg/m 3 a una temperatura Tm PL: Presión atmosférica en Pa. (101325 Pa). R: Constante de los gases para los humos en J/kg⋅K. Tm: Temperatura dada. Se define R, de la siguiente manera Ecuación 97. Dónde: RL: Constante gaseosa del aire (288 J/kg⋅K) fr: Coeficiente de cálculo de constante gaseosa para los humos (- 0.0014). : Contenido máximo de dióxido de carbono en los humos secos como porcentaje. 9.7.2.2 Cálculo del contenido máximo de CO2 Sabiendo que es constante para cualquier temperatura, ya que solamente depende de la cantidad inicial de los componentes de la combustión, se calcula de la siguiente manera. 158 Como se demostró, está cantidad es independiente de la temperatura por lo cual su valor en función de las concentraciones iniciales es de 12.68. Si se continúa con el valor de R, se obtiene que: Por lo que para la temperatura del hogar, resulta la siguiente densidad de los gases. Ecuación 98. ( ) Para las demás temperaturas consideradas anteriormente, se expresa su densidad en la Tabla 69. Densidad (kg/ m3) Hogar o de lo gases en el hogar 0.37 Entrada primer paso 0.37 Media de los gases 0.49 Salida primer paso 0.73 Tabla 69. Densidad en los puntos de interés. 159 9.8 Separador de partículas La separación de partículas consiste en la eliminación o recogida de los sólidos o líquidos de los gases provenientes de la combustión con el propósito principal de evitar riesgos y peligros para la salud, especialmente al considerar que el producto a desarrollar se ubica en un recinto hospitalario. Para la selección y posterior diseño del separador de partículas se utilizó como referencia (Perry, 1966) y (Brunner Thomas, 2005). Figura 59. Distribución del tamaño de las partículas en la combustión. El tamaño de las partículas que se producen de la combustión del chip de madera, se encuentra entre un rango de 10 µm y 100 µm, según estudios de (Brunner Thomas, 2005), el eje de la abscisas está expresado en µm y el de las ordenadas está en mg/N⋅m3, que es una unidad de medida de contaminantes en humo símil a las partículas por millón (ppm). Entre los equipos que se utilizan en la separación de partículas del rango antes mencionado se encuentran: separadores centrífugos y separadores de choque. (Ver tabla en (Perry, 1966, pág. 1593) ). Sin embargo lo primeros tienen un costo y mantención altos, por lo cual se optan por un ciclón, que es tipo más común de separador de choque. Por el rango de las partículas, es preferible utilizar un ciclón de alta capacidad (tamaño de partículas mayores a 20 µm), finalmente se decide utilizar un tipo de ciclón de Stairmand. 160 Características de los ciclones de alta capacidad Dimensión Nomenclatura Tipo de ciclón (Stairmand). Diámetro del ciclón Dc/Dc a Altura de entrada a/ Dc 0.75 Ancho de entrada b/ Dc 0.375 Altura de salida S/ Dc 0.875 Diámetro de salida Ds/ Dc 0.75 Altura parte cilíndrica h/ Dc 1.5 Altura parte cónica z/ Dc 2.5 Altura total del ciclón H/ Dc 4.0 Diámetro salida partículas B/ Dc 0.375 Factor de configuración G 29.79 Número cabezas de velocidad NH 8.0 Número de vórtices N 3.7 Tabla 70. Características de los ciclones de alta capacidad. Posteriormente se determinarán características extras del ciclón  Temperatura media del ciclón  Volumen, caudal volumétrico y densidad de los gases en el ciclón (Utilizando el algoritmo señalado anteriormente en sección 9.6). Se debe asignar una velocidad al ciclón que esté por sobre los 15 m/s y por debajo de los 27.4 m/s (Bahamondes Santos, 2008), el equipo de trabajo decide utilizar una velocidad de 20 m/s. 9.8.1. Cálculo del diámetro del ciclón Como es conocido el caudal y la velocidad de entrada del ciclón, se puede determinar el área de la entrada (rectangular), con el fin de conocer el diámetro y así poder determinar el resto de dimensiones del ciclón. Ecuación 99. 161 De la Tabla 70, se conoce las relaciones para altura y el ancho del área de entrada Conocida ya el área se procede a determinar el diámetro del ciclón: √ Ecuación 100. Con el diámetro ya calculado se determinará el resto dimensiones como se muestra en la Tabla 71. Figura 60. Dimensiones del ciclón. 162 Dimensión Valor Dc 0.68 m a 0.51 m b 0.25 m S 0.59 m Ds 0.51 m h 1.01 m Z 1.69 m H 2.7 m B 0.25 m G 29.79 NH 8 N 3.7 Tabla 71. Dimensiones del ciclón. 9.8.2. Cálculo de la eficacia del ciclón Primeramente se debe comprobar que no existe resuspensión de las partículas, ya que esto impediría utilizar las relaciones expuestas en Tabla 70. Cálculo de la velocidad equivalente W √ Ecuación 101. Dónde: ρP: Densidad de la partícula en kg/m 3. ρ: Densidad del gas portador en kg/m3. µ: Viscosidad del gas portador kg/m⋅s Para una ρP de 548 kg/m 3 y una µ igual a 2.36⋅10-5 N⋅s/m2, se obtiene una velocidad equivalente W igual a 0.66 m/s. 9.8.3. Cálculo velocidad de saltación Esta velocidad explica en parte por qué la eficiencia del ciclón descendía cuando la velocidad de entrada aumentaba, está se calcula de la siguiente manera: ( ) √ Ecuación 102. 163 Donde todas las variables ya son conocidas y se obtiene el siguiente valor de velocidad de saltación: Para comprobar finalmente si existe resuspensión del material se debe comprobar la siguiente relación: En este caso se obtiene Por lo que se puede calcular la eficiencia del ciclón como se indica en (Bahamondes Santos, 2008). 9.8.4. Exponente del vórtice Relaciona la velocidad tangencial y el radio de giro de un movimiento en forma de vórtice. Se calcula de la siguiente manera: ( ) ( ) Ecuación 103. Obteniéndose como resultado: 9.8.5. Cálculo tiempo de relajación El tiempo de relajación consiste en el tiempo necesario para que la partícula alcance la velocidad terminal de caída. Este depende del tamaño de la partícula a remover, por lo que se tabulará su resultado. Esta variable permite calcular la eficacia de remoción. Ecuación 104. Dónde: Ti: Tiempo de relajación en segundos ρP: Densidad de la partícula a separar en kg/m 3 164 µ: Viscosidad dinámica de los humos a la temperatura media del ciclón (194.94 °C) DP: Tamaño de partícula en m. 9.8.6. Cálculo de la eficacia de remoción Mediante la siguiente expresión se obtiene la eficacia de remoción para cada tamaño de partícula sólida del gas, las variables ya son conocidas. ( ( ) ( ) ) Ecuación 105. Tabla 72. Tiempo de relajación y eficacia de remoción. En conclusión como la partícula incombustible tiene una densidad de 548 kg/m3, no se debe corregir la eficiencia ya que el valor de la densidad es menor a 2000 kg/m3. 9.8.7. Ciclón diseñado Una vez concluidos los cálculos se procede a mostrar el modelo representativo final del ciclón realizado en el software Ansys R14.5, como se muestra en la siguiente imagen. Tamaño de partícula (µm) Tiempo de relajación (s) Eficacia de remoción (%) 20 0.00046 69 30 0.00104 78 40 0.00185 84 50 0.00288 87 60 0.00415 90 70 0.00565 92 80 0.00738 94 90 0.00934 95 100 0.01153 96 110 0.01153 96 165 Figura 61. Modelo del ciclón. 9.9. Chimenea La chimenea permite el escape seguro y limpio de los gases calientes que proviene de la caldera que ya han pasado por ciclón. Las características de la caldera se tomarán en base a la (AENOR, 2004) y el cálculo de esta se basará en (Gaffert, 1954) y (Perry, 1966). 9.9.1. Análisis de tiro En (Gaffert, 1954), se encuentra una manera de calcular el tiro natural que proporciona la chimenea en función de su altura y las temperaturas de diseño. Este tiro natural posteriormente se comparará con las pérdidas de los diversos ductos de camino a la chimenea para determinar el uso de tiro forzado. 166 9.9.1.1. Análisis de tiro natural ( ) Ecuación 106. Dónde: D: Tiro natural de la chimenea en kgf/m2. H: Altura de la chimenea en m. Tinterior: Temperatura a la entrada en la chimenea en K. Texterior: Temperatura exterior del aire circundante de la chimenea en K. Considerando que según la licitación que origina al proyecto, la altura del recinto hospitalario es de aproximadamente de 23 metros y según el decreto supremo N°48 (Chile, 1984) la altura de la chimenea debe ser 1 metro mayor a cualquier edificio en un radio de 10 m, siendo el único edificio en el radio el mismo hospital. Finalmente se asume una altura de 24 metros. Se tomará una Tinterior de 293.15 K y una Texterior de 458.09 K. Finalmente se obtiene un tiro de: Ahora se debe calcular las pérdidas que se generan en los diversos ductos, para lo cual se debe separar estas en singulares y regulares. Las pérdidas singulares se calcularán en base a lo que se encuentra en (Perry, 1966) y las regulares en base a una ecuación utilizada por una empresa experta en el tema, dicha ecuación se encuentra en (Gaffert, 1954). 9.9.1.2. Pérdidas regulares En (Gaffert, 1954), se encuentra la siguiente relación para calcular las pérdidas regulares. Ecuación 107. Dónde: ΔP: Pérdida de presión en kgf/m2. F: Coeficiente que depende del tipo de material utilizado en los ductos, 1 Para conductos de acero y 1.2 para conductos de ladrillo. 167 L: Longitud del ducto en m. ρ: Densidad del gas en kg/m3. d: Diámetro del tubo en mm. v: Velocidad del fluido en m/s. µ: Viscosidad dinámica del gas en kg/dm⋅s. De las propiedades, la densidad del gas se conoce y se itera a partir de lo determinado anteriormente, de la viscosidad dinámica se considerará de un valor similar a la del aire según lo indicado en (Gaffert, 1954) y se interpolará mediante una spline cúbica en Mathcad Prime 2.0, con el fin de obtener una función de viscosidad dinámica para su evaluación constante. La velocidad en los puntos que esta se desconoce, se determinará a partir de una recomendación de la (AENOR, 2004), en cual se establece un rango de velocidad del fluido para recintos hospitalario donde la máxima es de 15 m/s y este será el valor escogido por el equipo de trabajo. Mediante la asignación de la velocidad (en los puntos señalados anteriormente) y el caudal se establece que el diámetro de los ductos secundarios tales como uniones entre componentes, entre otros. En los casos en donde es diámetro es conocido la velocidad se determina directamente por el caudal. Ya determinada la manera de cual se procederá en el cálculo de las pérdidas regulares, estás se muestran en la Tabla 73. F L (m) d (mm) T (K) ΔP (kgf/m2) 3 1 0.3 610.3 800 0.00003 5 1 5.5 1440 698.94 0.00001 8 1 5 396.27 451.94 0.00368 10 1 0.3 471.8 204.94 0.00006 13 1 0.3 464.34 189.94 0.00006 15 1 24 461.82 184.94 0.00500 Tabla 73.Perdidas de carga regular en la chimenea. 9.9.1.3. Pérdidas singulares Las pérdidas singulares son debido a diversos accesorios, secciones no rectas, ensanchamientos y contracciones que se encuentran en escape de los gases desde la 168 caldera. Se utilizará en libro (Perry, 1966) en donde relaciones que siendo para líquidos presentan buenos resultados para gases a velocidades moderadas (bajo 100 m/s). A continuación se presenta la fórmula de Fanning para las pérdidas singulares: Ecuación 108. Dónde: K: Factor de Fanning, se específica para cada singularidad V sección menor: Velocidad de la sección de menor área en m/s. gc: Factor de conversión, su valor es de 9.806 kg⋅m/ kgf⋅s 2 Posteriormente se realiza el cálculo del factor “K” a lo largo de chimenea  El “K” para ensanchamiento de sección o salida se define de la siguiente manera: ( ) Ecuación 109. Dónde: S2: Área de sección mayor S1: Área de sección menor  El “K” para contracción o entrada se define de la siguiente manera: Para S2/ S1 < 0.715 ( ) Ecuación 110. 169 Dónde: S2: Área de sección menor. S1: Área de sección mayor. Para S2/ S1 > 0.715 ( ) Ecuación 111. Dónde: S2: Área de sección menor. S1: Área de sección mayor.  El “K” para el ciclón (Interior) se calcula de la siguiente manera: Donde el NH, es el número de cabezas de vórtice, que está dado por cada tipo de ciclón. Su valor es de 8. La velocidad en cada caso ya se determinó con anterioridad, y el algoritmo desarrollado en Mathcad Prime 2.0 ocupará la de menor área. Con esto se determinará las pérdidas de carga singular. K ΔP (kgf/m2) 2 0.5 2.5683 4 0.71 4.43497 6 0.83 0.1265 7 0.5 17.37139 9 0.9 15.86165 11 0.51 4.40362 12 8 124.85 14 1 8.97045 16 1 8.96941 Tabla 74. Pérdidas de carga singulares. Finalmente sumando las pérdidas de carga regulares y singulares se llega a la pérdida de carga total. 170 Al restar este valor del tiro natural que entrega la chimenea se obtiene el tiro suficiente para expulsar los gases de la combustión a la atmosfera. El valor negativo nos indica que se debe realizar el proceso con la ayuda de un ventilador de tiro forzado. 9.9.2. Características del ventilador de tiro forzado A continuación se detallarán las características del ventilador que se seleccionará de SODECA. Se considerará un exceso de temperatura de 50°C, según lo considerado en la (AENOR, 2004). Características Valor Caudal 10032.87 m3/hr Temperatura de entrada 234.94 °C Presión estática 1781.1 mm c.a Tabla 75.Capacidades del ventilador. Se selecciona un Extractor centrífugo serie CJTCR/R, modelo 2271 con las siguientes características. Ventilador: • Envolvente en chapa de acero • Turbina con álabes a reacción, en chapa de acero de gran robustez, con pintura anticalórica • Homologación según norma EN-12101-3-2002, con certificación Nº: 0370-CPD-0401 Motor: • Motores clase F, con rodamientos a bolas, protección IP55 • Trifásicos 230/400V.-50Hz.(hasta 5,5CV.) y 400/690V.-50Hz.(potencias superiores a 5,5CV.) • Temperatura máxima del aire a transportar: Servicio S1 -20ºC+ 250ºC en continuo, Servicio S2 200ºC/2h, 300ºC/2h y 400ºC/2h Acabado: • Anticorrosivo en resina de poliester, polimerizada a 190ºC., previo desengrase alcalino y pretratamiento libre de fosfatos • Anticorrosivo en chapa de acero galvanizado 171 Curva característica del ventilador 9.9.3. Aislación chimenea Para la determinación del aislante de la chimenea, se debe esquematizar las diversas regiones que existen en un corte transversal de la chimenea. Posterior a esto se realizan diversas suposiciones y se continúa con la determinación de la resistencia térmica. Para finalizar se determina el aislante de la chimenea mediante un algoritmo en Mathcad Prime 2.0 considerando una temperatura ambiente de 20 °C y la temperatura exterior de la chimenea de 70 °C. Figura 62. Corte transversal para cálculo de aislante en la chimenea 172 9.9.3.1. Situación simplificada Se desprecian las chapas de acero ya que estas tienen espesores despreciables frente al del aislante y su conductividad térmica es bastante alta. Figura 63. Corte transversal para cálculo simplificado de aislante de chimenea. 9.9.3.2. Determinación del coeficiente convectivo exterior. Para este caso se utilizará las relaciones que se encuentra en el (Kreith & Bohn, 2001, pág. 305) para convección natural alrededor de un cilindro vertical (chimenea). Datos: Temperaturas Valor Texterna chimenea 70 Tambiente 20 Tpelícula 45 Tabla 76. Temperaturas presentes en la situación. 9.9.3.3. Propiedades de la temperatura de película Datos Valor Densidad 1.07 kg/m3 Viscosidad 0.0000193 kg/m⋅s Coeficiente de expansión térmica 0.00319 K-1 Largo del cilindro 24 m Prandt 0.71 Coeficiente de conductividad térmica 0.0265 W/m⋅K Tabla 77. Propiedades de la temperatura de película. Se calcula el Rayleigth para este caso obteniéndose el siguiente resultado. 173 ( ) Ecuación 112. Siendo este valor correspondiente a un flujo turbulento, para lo cual en (Kreith & Bohn, 2001) se encuentra la siguiente relación para el Nusselt. Ecuación 113. Por la definición del número de Nusselt se puede despejar el coeficiente convectivo exterior por la siguiente expresión: Ecuación 114. Por lo que se obtiene un valor de: 9.9.4. Cálculo coeficiente convectivo interior (Gases) En este caso se utilizará las expresiones para convección forzada en el interior de cilindros que se encuentran en la página (Kreith & Bohn, 2001, pág. 387). Para el cálculo de las propiedades tales como conductividad térmica, N° de Prandt y viscosidad cinemática se calculan las fracciones volumétricas de los componentes de los gases. Con las fracciones volumétricas se procede a calcular las propiedades antes mencionadas a partir de las propiedades para cada componente que se encuentran en los anexos del libro (Kreith & Bohn, 2001). Componente Fracción CO2 0.12 H2O 0.09 N2 0.47 Exceso de aire 0.32 Tabla 78. Fracciones volumétricas de los componentes de los gases. 174 Propiedad Valor Conductividad térmica 0.04 W/m⋅K Número de Prandt (Pr) 0.72 Viscosidad cinemática 2.43⋅10 -5 N⋅s/m2 Tabla 79. Propiedades para cada componente. La correlación Dittus – Boetter para enfriamiento (que es caso) expresa el Nusselt de la siguiente manera. ̅̅ ̅̅ Ecuación 115. Para valores de ReD entre 6000 y 10 7, y valores de Pr entre 0.5 y 120. El número de Reynolds se determina de la siguiente manera. Ecuación 116. Donde las variables y sus valores son conocidos del cálculo del tiro de la chimenea, por cual se obtiene un Re igual a 2.23⋅105, por lo que la ecuaciónXX se pude utilizar. El Nusselt tiene un valor igual a 397, y como se realizó en el segmento anterior el coeficiente convectivo se determina de igual manera obteniéndose el siguiente valor: 9.9.5. Coeficiente de conductividad térmica del aislante Se escogió a partir del productor VOLCAN S.A el producto AISLANGLASS (Lana de vidrio) con una conductividad igual a 0.038 W/m⋅K. Para encontrar el espesor de aislante mínimo se igual la transferencia de calor entre el exterior de la chimenea y el aire ambiente con la transferencia de calor entre el exterior de la chimenea y el interior de esta (gases de combustión). Se desarrolló un algoritmo en Mathcad Prime 2.0 que comprara la diferencias entre las transferencias de calor antes mencionada y entrega el valor del espesor del aislante cuando esta diferencia es mínima. En base a lo anterior se obtiene un espesor de 15 mm, sin embargo el producto Rollo AislanRoll el cual será utilizado por sus propiedades tiene un espesor mínimo de 25 175 mm. Para el espesor de 25 mm la temperatura que se obtiene finalmente en el exterior de la chimenea es de 43.21 °C. 9.9.6. Aislación caldera Para la caldera se tiene el siguiente corte transversal con sus respectivos materiales. Figura 64. Corte transversal para cálculo de aislante de caldera. Simplificando las chapas de acero por su alta conductividad térmica frente a las otras existentes se obtiene la siguiente situación: Figura 65. Corte transversal para cálculo simplificado de aislante de caldera. 9.9.6.1. Calculo coeficiente convectivo exterior. Para la caldera se debe calcular el coeficiente convectivo para un cilindro horizontal con convección natural. Se utilizarán las relaciones dadas en (Diaz, 2003, pág. 13). (AENOR, 2004) 176 Temperatura Valor Texterna chimenea 70 Tambiente 20 Tpelícula 45 Tabla 80. Temperaturas presentes en la expresión. Datos Valor Densidad 1.07 kg/m3 Viscosidad 0.0000193 kg/m⋅s Coeficiente de expansión térmica 0.00319 K-1 Diámetro del cilindro 5.1 m Número de Prandt 0.71 Coeficiente de conductividad térmica 0.0265 W/m⋅K Calor específico a presión constante 1014 J/m⋅K Tabla 81. Propiedades de la temperatura de película. El Rayleigth para los datos anteriores es el siguiente 4.56⋅1011, lo que indica un flujo turbulento, para el cual la relación es la siguiente: √ Ecuación 117. En dónde la diferencia de temperaturas anterior se refiriere entre el exterior de la caldera y el aire atmosférico. Para lo cual se obtiene: 9.9.6.2. Cálculo coeficiente convectivo interior (vapor). Este caso es bastante similar para el que se desarrolló en la parte anterior, sin embargo existe una diferencia para el exponente del número de Prandt en la correlación de Dittus- Boetter. ̅̅ ̅̅ Ecuación 118. Bajo las mismas condiciones que en el apartado de la aislación de la chimenea. 177  Las propiedades para calcular el número de Reynolds son las siguientes. Datos Valor Temperatura 169.8 °C Densidad 0.4902 kg/m3 Viscosidad 15.25⋅10-6 N⋅s /m2 Conductividad térmica 0.0299 W/m⋅K Prandt 1.010 Coeficiente de conductividad térmica 0.0265 W/m⋅K Tabla 82. Propiedades de la temperatura película. Por lo que se obtiene un número de Reynolds de 2.46⋅10-6, el cual permite obtener el Nusselt de la relación antes descrita. Este tiene un valor de 2992.74. Ya conocido el Nusselt se obtiene un valor de coeficiente convectivo igual a Se utilizará el mismo aislante que la chimenea por criterios económicos. Utilizando el mismo procedimiento desarrollado en la sección de la aislación del aislante, se obtiene un espesor de 12.2 mm, sin embargo para el menor espesor de aislante comercial disponible en el mercado (25 mm) se obtiene una temperatura externa de la chimenea de 40.03 °C. 9.10. Accesorios y componentes de la caldera Con el propósito de garantizar un buen funcionamiento de la caldera a continuación se especifican los accesorios que debe llevar la caldera. 9.10.1. Indicadores de nivel de agua En necesario y un requerimiento mantener cierto nivel de agua en una caldera por medidas de seguridad, por ello se debe tener un mínimo aceptable para el correcto funcionamiento, entonces se deben instalar controles de nivel de nivel. Todo sistema tiene que estar conformado por 2 sistemas indicadores de nivel, el primero de ellos es de observación directa del agua del tipo de vidrio y el otro puede ser formado por un conjunto de 3 grifos o llaves de prueba, las cuales deben ir conectadas directamente a en el interior de la caldera. Las conexiones de agua desde la caldera a estos indicadores de nivel estarán provistas de una pieza en cruz para facilitar su limpieza. 178 Se seleccionó un indicador de nivel de la empresa FITTINGS Y VÁLVULAS LTDA. Con el sistema McDonell, su función desconectar el quemador al bajar el nivel de agua y acciona una alarma de bajo nivel. Las características son mostradas a continuación:  Mantiene el nivel del agua constante a cualquier presión en calderas de vapor de cualquier capacidad,  Columna de agua con tomas integrales de vidrio de nivel e instalaciones tri- cock  Comprende interruptor n°5  Sistema de repulsión magnética elimina necesidad de fuelle  Conexión a proceso 1. 1/4" NPT  Máxima presión 250 psi (17.6 kg/cm2 ) Figura 66. Dimensiones del indicador de nivel. 9.10.2. Manómetro Las calderas deben estar provistas con un manómetro el cual su función es entregar la presión manométrica de la caldera para que el operador sepa si el funcionamiento de ésta es el correcto. Se seleccionó un manómetro de la Figura 87, con las siguientes condiciones: 179 Manómetro Spirax Sarco de 3/8” con rango de presión 0 – 16 bar y conexión roscada BSP. 9.10.3. Válvula de seguridad La caldera debe contar con una o más válvulas de seguridad las cuales deben ir conectadas directamente a la cámara de vapor y deben ser válvulas graduadas ya que al momento que la caldera aumente en un 5% de su presión máxima de trabajo debe comenzar la evacuación del vapor, y posteriormente esta debe cerrarse cuando la presión no haya disminuido en más de un 5% de su presión de trabajo. Finalmente se seleccionó una válvula de (Spirax Sarco, 2002), con una presión de descarga de 12 bar y una capacidad de escape del vapor de 4118 kg/h. 9.10.4. Termómetro Otro requerimiento importante es que la caldera debe llevar un termómetro, el cual indique al operador la temperatura a la cual se está generando vapor. En la Figura 90, se aprecia un documento técnico para la selección del termómetro. La caldera trabaja con una temperatura de 169°C por lo tanto se seleccionó un termómetro de la empresa Vignola en el catálogo (Vignola, 2006) con las siguientes características:  Dial 63 mm  Bulbo 6mm diámetro  Caja de acero inoxidable 316  Conector deslizable de ½” NPI  Rango de operación 0 a 200°C Figura 67. Termómetro seleccionado. 180 9.10.5. Válvula de purga Para realizar el purgado en la caldera se seleccionó una válvula de purga de fondo del Anexo 11 (ver Figura 91) con las siguientes características:  Spirax Sarco ABV 40 de DN40 con bridas ANSI150. 9.11. Análisis componentes de la caldera con Creo/Elements 5.0 La necesidad de corroborar un buen diseño, es vital realizar un análisis que compruebe que la caldera es capaz de soportar las condiciones a las que se someterá en su vida útil por ello el equipo de trabajo tomo la decisión de realizar un análisis estático para comprobar que los componentes de la caldera están bajo los límites de fluencia del material. A continuación se presentan los análisis realizados por separado a cada parte la caldera. 9.11.1. Análisis hogar de la caldera Se realizó una simulación de condiciones a las cuales se encuentra sometido el hogar, considerando la presión de prueba la cual es bastante mayor a la de trabajo, como se puede apreciar el esfuerzo von Misses que arrojo el análisis, no supera el esfuerzo de fluencia del material, siendo así el hogar no sufrirá deformaciones y se asegura un funcionamiento óptimo durante su vida útil. Ver Figura 68. Figura 68. Esfuerzo von Misses en el hogar. En base a los resultados el esfuerzo von Misses es de . 181 9.11.2. Análisis a la cubierta de la caldera Al igual que el análisis realizado al hogar, la cubierta también se encuentra sometida a una presión bastante significativa, por lo tanto en la Figura 69, se comprueba que el cilindro de la caldera, soporta las condiciones a las que se encuentra sometido. Figura 69. Esfuerzo von Misses de la cubierta. 9.11.3. Análisis a tubos dentro de la caldera Los tubos también son una parte fundamental de la caldera, por ello debe soportar las condiciones de uso que se encuentran sometidos, en la Figura 70, se aprecia que las tuberías no exceden la fluencia del material, por lo que se corrobora el buen diseño. Figura 70. Esfuerzo von Misses en los tubos. 182 9.12. Ensamble final de la caldera Finalmente se llegó a un modelo completo de la caldera, en donde todas sus piezas y componentes fueron ensambladas en forma lógica, por medio del software Creo/Elements 5.0, se realizó el ensamble de la figxx. Como se muestra a continuación. Figura 71. Ensamble final de caldera escocesa diseñada. A continuación en la fig xx se presenta la caldera con un corte transversal en su eje, con el propósito de poder visualizar de mejor manera la composición de ésta, los colores fueron dados solo para la diferenciación de los componentes. Figura 72. Corte transversal (Interior de la caldera escocesa). 183 10. CONCLUSIÓN Dentro de los establecimientos hospitalarios es indispensable contar con el suministro de vapor para cada área que lo requiera. Para ello el equipo logro trabajar en el diseño de una planta generadora de vapor a base de chip con 120 % de humedad. A pesar de que se obtuvo un diseño con un 75 % de eficiencia, se considera que este combustible no es el indicado para abastecer una caldera ubicada en un recinto hospitalario, ya que se requiere de grandes volúmenes de combustibles, lo que dificulta el almacenamiento de este. Por otra parte el estudio detallado de las pérdidas energéticas que se pueden generar en el diseño de un generador son considerables, el equipo de trabajo logró desarrollar de manera eficiente técnicas que permiten minimizar estas pérdidas y a la vez disminuir los costos en el diseño en general del proyecto. Un aspecto importante dentro del proyecto es el suministro que se le debe proporcionar al hospital para calefaccionar sus dependencias. Para ello se diseñó un intercambiador de calor aplicando los conocimientos basados en las termo-ciencias que conlleva este proyecto. La variedad de accesorios e implementación que existe en el mercado hoy en día exigen al proyectista informarse y ser capaz de seleccionar de manera adecuada los componentes involucrados en el diseño del generador de vapor. Hoy en día el ingeniero proyectista debe dar prioridad a la distribución de la energía y no enfocarse demasiado en el diseño del generador, ya que actualmente existen empresas dedicadas a la comercialización de calderas adecuándose a cada situación. Al finalizar este proyecto se puede apreciar que existe una amplia gama de sistemas generadores de vapor, los cuales son ocupados a lo largo de todo el mundo como fuente primaria de generación de energía, sin embargo cada día los recursos disminuyen considerablemente, y ha obligado a ir innovando en el uso de combustibles, por ello no todos los sistemas de generación de energía cumplen con los requerimientos esperados. Finalmente se puede destacar que lo aprendido dentro del módulo es de vital importancia para la formación de un ingeniero civil mecánico, debido a que esta rama es fundamental dentro de las industrias, no obstante la aplicación de los conocimientos que se adquirieron sirven para poder desempeñarse en cualquier rubro dentro de la temática, siendo así un pilar elemental. 184 11. BIBLIOGRAFÍA (EREN), E. R. (2011). Manual Técnico "Diseño y cálculo de redes de vapor". I. Sorles. LEÓN. Academia Hütte. (1926). Manual del ingeniero. Berlín: Gustavo Gili. Aceros Otero. (2012). 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Catálogo técnico soluciones de aislamiento industrial. Santiago, Región Metropolitana, Chile. 187 12. ANEXOS Anexo 1. Tabla termodinámica para vapor saturado. Tabla 83. Características para el vapor saturado. 4 Anexo 2. Características de las tuberías. Área de consumo Dimensión comercial de cañería [Pulg] Información técnica Diámetro interior [mm] Espesor de pared [mm] Coeficiente de rugosidad absoluta [mm] Red principal 3 ½ SCH 40 90,12 5,74 0,045 Esterilización 1 ¼ SCH 40 35,08 3,56 0,045 Lavandería 1 ¼ SCH 40 35,08 3,56 0,045 Alimentación 1 ¼ SCH 40 35,08 3,56 0,045 Agua Caliente 1 ¼ SCH 40 35,08 3,56 0,045 Calefacción 2 ½ SCH 40 62,68 5,16 0,045 Tabla 84. Características de las tuberías. Fuente: (Aceros Otero, 2012). 4 Extraído de la siguiente página: http://www.frro.utn.edu.ar/repositorio/catedras/quimica/3_anio/integracion3/Tablas_de_vapor_de_a gua.pdf 188 Anexo 3. Diagrama de Moody Figura 73. Diagrama de Moody. Anexo 4. Factores de pérdida de carga singulares. Tabla 85. Factores de pérdida de carga singulares 5 5 Fuente: ((EREN), 2011) 189 Anexo 5. Entalpía química de chip de madera con la composición utilizada. Calculada a partir de la siguiente fórmula (Paredes Cinfuentes, 1980): ∑ ( ) ( ) ( ) Entalpía química de los gases Temperatura (°C) N2 O2 H2O CO2 SO2 ∑ 200 1400 1430 1620 1930 2031 1'683'088 210 1471 1505 1705 2039 2143.3 1'771'608 220 1542 1580 1790 2148 2255.6 1'860'128 230 1613 1655 1875 2257 2367.9 1'948'648 240 1684 1730 1960 2366 2480.2 2'037'168 250 1755 1805 2045 2475 2592.5 2'125'688 260 1826 1880 2130 2584 2704.8 2'214'208 270 1897 1955 2215 2693 2817.1 2'302'728 280 1968 2030 2300 2802 2929.4 2'391'248 290 2039 2105 2385 2911 3041.7 2'479'768 300 2110 2180 2470 3020 3154 2'568'288 310 2183 2257 2557 3134 3271.1 2'659'058 320 2256 2334 2644 3248 3388.2 2'749'827 330 2329 2411 2731 3362 3505.3 2'840'597 340 2402 2488 2818 3476 3622.4 2'931'366 350 2475 2565 2905 3590 3739.5 3'022'135 360 2548 2642 2992 3704 3856.6 3'112'905 370 2621 2719 3079 3818 3973.7 3'203'674 380 2694 2796 3166 3932 4090.8 3'294'444 390 2767 2873 3253 4046 4207.9 3'385'213 400 2840 2950 3340 4160 4325 3'475'983 410 2914 3030 3430 4282 4446.9 3'569'827 420 2988 3110 3520 4404 4568.8 3'663'671 430 3062 3190 3610 4526 4690.7 3'757'515 440 3136 3270 3700 4648 4812.6 3'851'359 450 3210 3350 3790 4770 4934.5 3'945'203 460 3284 3430 3880 4892 5056.4 4'039'047 470 3358 3510 3970 5014 5178.3 4'132'891 480 3432 3590 4060 5136 5300.2 4'226'735 490 3506 3670 4150 5258 5422.1 4'320'579 500 3580 3750 4240 5380 5544 4'414'423 510 3655 3831 4332 5504 5669.4 4'510'359 520 3730 3912 4424 5628 5794.8 4'606'296 530 3805 3993 4516 5752 5920.2 4'702'233 540 3880 4074 4608 5876 6045.6 4'798'170 550 3955 4155 4700 6000 6171 4'894'107 190 560 4030 4236 4792 6124 6296.4 4'990'044 570 4105 4317 4884 6248 6421.8 5'085'981 580 4180 4398 4976 6372 6547.2 5'181'918 590 4255 4479 5068 6496 6672.6 5'277'855 600 4330 4560 5160 6620 6798 5'373'792 610 4406 4642 5256 6748 6924.9 5'473'479 620 4482 4724 5352 6876 7051.8 5'573'165 630 4558 4806 5448 7004 7178.7 5'672'852 640 4634 4888 5544 7132 7305.6 5'772'539 650 4710 4970 5640 7260 7432.5 5'872'226 660 4786 5052 5736 7388 7559.4 5'971'913 670 4862 5134 5832 7516 7686.3 6'071'599 680 4938 5216 5928 7644 7813.2 6'171'286 690 5014 5298 6024 7772 7940.1 6'270'973 700 5090 5380 6120 7900 8067 6'370'660 710 5169 5464 6219 8030 8197.7 6'473'494 720 5248 5548 6318 8160 8328.4 6'576'329 730 5327 5632 6417 8290 8459.1 6'679'164 740 5406 5716 6516 8420 8589.8 6'781'999 750 5485 5800 6615 8550 8720.5 6'884'833 760 5564 5884 6714 8680 8851.2 6'987'668 770 5643 5968 6813 8810 8981.9 7'090'503 780 5722 6052 6912 8940 9112.6 7'193'337 790 5801 6136 7011 9070 9243.3 7'296'172 800 5880 6220 7110 9200 9374 7'399'007 810 5960 6304 7213 9333 9504.6 7'505'485 820 6040 6388 7316 9466 9635.2 7'611'963 830 6120 6472 7419 9599 9765.8 7'718'441 840 6200 6556 7522 9732 9896.4 7'824'919 850 6280 6640 7625 9865 10027 7'931'397 860 6360 6724 7728 9998 10157.6 8'037'875 870 6440 6808 7831 10131 10288.2 8'144'353 880 6520 6892 7934 10264 10418.8 8'250'831 890 6600 6976 8037 10397 10549.4 8'357'309 900 6680 7060 8140 10530 10680 8'463'788 Tabla 86. Entalpía química de los gases a temperaturas de interés 191 Anexo 6. Curva característica de la bomba Figura 74. Curva característica de la bomba. 192 Anexo 7. Dimensionamiento de cañerías de red de condensado.(1) Figura 75. Red de condensado área esterilización. Figura 76. Red de condensado área lavandería. 193 Figura 77. Red de condensado área agua caliente. Figura 78. Red de condensado área alimentación. 194 Figura 79.Red de condensado área de calefacción. 195 Anexo 8: Tablas de selección de componentes (2) 2.1) Especificaciones de selección para Válvula de Esfera. Figura 80. Selección válvulas de esfera. 196 2.2) Especificaciones y selección Válvula de Globo. Figura 81. Selección válvulas de globo. 197 2.3) Especificaciones y Selección Válvula de Retención. Figura 82. Selección válvulas de reducción. 198 2.4) Especificaciones y selección de válvula reductora de presión. Figura 83. Selección válvula reductora de presión. 199 2.5) Especificaciones y Selección de Válvula de Seguridad. Figura 84. Selección válvulas de seguridad. 200 2.6) Especificaciones y Selección de Válvula de Control de Temperatura. Figura 85. Selección válvulas de control de temperatura. 201 2.7) Selección de Filtro. Figura 86. Selección del filtro. 202 2.8) Selección de Manómetros. Figura 87. Selección de manómetros. 203 2.9) Selección y especificaciones del Separador de Gotas. Figura 88. Selección de separador de gotas. 204 Anexo 9. Cañerías para red de condensado Figura 89. Cañerías para red de condensado. 205 Anexo 10. Selección de termómetros Figura 90. Termómetros Spirax Sarco. 206 Anexo 11. Selección válvula de purga Figura 91. Válvula de purga. 207 Anexo 12. Espesor Ante-hogar Cálculo espesor aislante. [( ) ( )] Datos necesarios: [ ] [ ] [ ] Al reemplazar los datos se obtiene: 1. ÍNDICE 1.1. Índice general 1.2. Índice de figuras 1.3. Índice de tablas 2. INTRODUCCIÓN 3. PROBLEMA DE DISEÑO Y OBJETIVOS 3.1. Problema 3.2. Definición del Problema 3.3. Objetivos 3.3.1. Objetivo general 3.3.2. Objetivos específicos 3.4. Fronteras del proyecto 3.5. Alcances del proyecto 4. PLANIFICACION DE PROYECTO 5. DEFINICIÓN DEL PRODUCTO 5.1. Método matriz QFD (Quality Function Deployment) 5.2. Clientes involucrados 5.3. Requerimientos y especificaciones de ingeniería 5.4. Matriz QFD 6. CONSIDERACIONES DE DISEÑO 6.1. Agua para calderas 6.2. Problemas causados por las impurezas del agua 6.3. Características de la calidad del agua según Decreto Supremo N 48 6.4. Características del agua de Linares 6.5. Tratamiento recomendado según Asociación chilena de seguridad (ACHS) 7. GENERACIÓN DE CONCEPTOS 7.1. Descomposición funcional 7.2. Tipo de caldera a diseñar 8. REDES DE VAPOR 8.1. Diagrama Lay-Out 8.2. Distribución de vapor hacia las áreas de consumo 8.2.1. Dimensionamiento de la red 8.2.2. Cálculo de pérdida de carga en red de vapor 8.2.2.1. Pérdidas de carga regulares 8.2.2.2. Pérdidas de carga singulares. 8.3. Aislación térmica de las cañerías 8.3.1. Selección de material aislante. 8.3.1.1. Cálculo de pérdidas de calor. 8.3.1.2. Relación entre el porcentaje de ahorro energético, perdida calor y el espesor del material aislante. 8.3.1.3. Cálculo de espesor del aislante desde el punto de vista económico. 8.3.2. Dilatación en las cañerías de la red de vapor 8.3.3. Soportes de las cañerías en la red de vapor 8.3.4. Distancia entre soportes de las cañerías 8.3.5. Accesorios de dilatación 8.3.6. Configuración de accesorios en la red de vapor 8.3.6.1. Red Principal 8.3.6.2. Esterilización 8.3.6.3. Lavandería 8.3.6.4. Alimentación 8.3.6.5. Agua Caliente 8.3.6.6. Calefacción 8.4. Red de Condensado. 8.4.1. Cantidad de condesado generado 8.4.2. Dimensionamiento de la red de condesado 8.4.3. Perdida de carga en la red de condensado 8.4.4. Aislante de la red de condensado 8.4.5. Cálculo y selección de Componentes de la red de vapor y condensado 8.4.5.1. Cálculo y selección de trampas de vapor 8.4.6. Selección de Válvulas 8.4.6.1. Selección Válvulas de Cierre 8.4.6.2. Selección Válvulas de estrangulación de flujo 8.4.6.3. Selección Válvulas de Retención 8.4.6.4. Selección válvulas reductora de presión 8.4.6.5. Selección de válvulas de seguridad 8.4.6.6. Selección Válvulas de control de temperatura 8.4.7. Selección de Filtro 8.4.8. Selección de instrumentos de medición de presión 8.4.9. Cálculo y selección separador de gotas 8.5. Diseño y cálculo de tanque de condensado 8.5.1. Tanque de condensado de la caldera 8.5.2. Norma para tanques de almacenamiento 8.5.3. Soldadura en tanque de condensados 8.5.4. Entrada hombre y accesorios 8.5.4.1. Entradas hombre verticales y horizontales 8.5.4.2. Venteos 8.5.4.3. Drenaje y sumideros 8.5.4.4. Plataformas y pasillos según A.P.I. 650 8.5.4.5. Escaleras según A.P.I. 650 8.5.5. Altura del tanque de condensados 8.5.6. Resultados de esfuerzos 8.5.6.1. Tanque de condensados 8.5.6.2. Estructura soportante 8.6. Ingreso del agua a la caldera 8.6.1. El fenómeno de cavitación en bombas 8.6.1.1. Cavitación en la tajamar de la voluta o de impulsión 8.6.1.2. Cavitación en el ojo del rodete o de aspiración 8.6.2. NPSH disponible 8.6.3. NPSH requerido 8.6.4. Selección de la bomba 8.6.5. Conexión en paralelo de las bombas 8.7. Sistema de agua caliente sanitaria 8.7.1. Producción instantánea 8.7.2. Selección del acumulador 8.7.3. Características técnicas del acumulador 8.7.4. Composición del suministro 8.7.5. Acumulador de 1500 litros 8.8. Calefacción recinto hospitalario 8.8.1. Diseño intercambiador de calor para calefacción 8.8.1.1. Propiedades físicas de los fluidos. 8.8.1.2. Potencia térmica 8.8.1.3. Cantidad de agua a calentar. 8.8.1.4. Temperatura media logarítmica 8.8.1.5. Coeficiente de Transferencia de calor 8.8.1.6. Selección de los tubos. 8.8.1.7. Coeficiente de película en el lado de los tubos. 8.8.1.8. Coeficiente de película en el lado del casco 8.8.1.9. Coeficiente global de transferencia de calor. 8.8.1.10. Caída de presión en el lado de los tubos. 8.8.1.11. Caída de presión en el lado del casco. 8.8.2. Aislación térmica del Intercambiador de calor 8.8.2.1. Selección Aislante térmico 8.8.2.2. Pérdida de calor ocasionada por la carcasa 8.8.3. Pérdida de calor ocasionada por los cabezales 8.8.4. Rendimiento del Intercambiador de calor 8.8.5. Modelo intercambiador de calor 8.8.6. Área de calefacción 8.8.6.1. Balance de energía. 9. CÁLCULO TÉRMICO 9.1. Cálculo del hogar 9.1.1. Consumo de combustible (Cc) 9.1.2. Volumen mínimo de la cámara de combustión 9.1.3. Ciclo de carga de combustible 9.2. Características del ante-hogar 9.3. Análisis de combustión 9.3.1. Construcción del diagrama de Ostwald 9.3.2. Cálculo de aire teórico 9.3.3. Cálculo del aire real 9.3.4. Presión parcial de los humos 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 9.1. 9.2. 9.3. 9.4. Cálculo de radiación en el hogar 9.4.1. Cálculo Sp 9.4.2. Cálculo del coeficiente de reducción que contempla la disposición de los tubos (Fa). 9.4.3. Cálculo del coeficiente de reducción que contempla la conductividad de la pared (Fc). 9.4.4. Cálculo del coeficiente de reducción que contempla la capa de hollín en los tubos (Fs). 9.4.5. Cálculo del factor que depende del porcentaje de la superficie de la cámara de combustión que está en contacto con el agua y del tipo de combustible (Ff). 9.4.6. Cálculo temperatura de los gases del hogar 9.5. Cálculo del primer paso de tubos 9.5.1. Calor por radiación 9.5.2. Cálculo de superficie de calefacción (SC). 9.5.3. Cálculo de la emisividad de los gases 9.5.4. Calor por convección 9.5.5. Cálculo de 𝛚 9.5.6. Cálculo de rendimiento 9. 9.5 9.6 Diseño mecánico de la cubierta del hogar y de la caldera 9.6.1 Cálculo de espesor de plancha ante-hogar 9.6.2 Cálculo de espesor de plancha de la caldera. 9.7 Química de la combustión 9.7.1 Volumen de los gases en diversos puntos de interés 9.7.2 Cálculo de volumen inicial de los diversos productos de la combustión 9.7.2.1 Cálculo de la variación de la densidad de los gases. 9.7.2.2 Cálculo del contenido máximo de CO2 9.8 Separador de partículas 9. 9.1. 9.2. 9.3. 9.4. 9.5. 9.6. 9.7. 9.8. 9.8.1. Cálculo del diámetro del ciclón 9.8.2. Cálculo de la eficacia del ciclón 9.8.3. Cálculo velocidad de saltación 9.8.4. Exponente del vórtice 9.8.5. Cálculo tiempo de relajación 9.8.6. Cálculo de la eficacia de remoción 9.8.7. Ciclón diseñado 9.9. Chimenea 9.9.1. Análisis de tiro 9.9.1.1. Análisis de tiro natural 9.9.1.2. Pérdidas regulares 9.9.1.3. Pérdidas singulares 9.9.2. Características del ventilador de tiro forzado 9.9.3. Aislación chimenea 9.9.3.1. Situación simplificada 9.9.3.2. Determinación del coeficiente convectivo exterior. 9.9.3.3. Propiedades de la temperatura de película 9.9.4. Cálculo coeficiente convectivo interior (Gases) 9.9.5. Coeficiente de conductividad térmica del aislante 9.9.6. Aislación caldera 9.9.6.1. Calculo coeficiente convectivo exterior. 9.9.6.2. Cálculo coeficiente convectivo interior (vapor). 9.10. Accesorios y componentes de la caldera 9.10.1. Indicadores de nivel de agua 9.10.2. Manómetro 9.10.3. Válvula de seguridad 9.10.4. Termómetro 9.10.5. Válvula de purga 9.11. Análisis componentes de la caldera con Creo/Elements 5.0 9.11.1. Análisis hogar de la caldera 9.11.2. Análisis a la cubierta de la caldera 9.11.3. Análisis a tubos dentro de la caldera 9.12. Ensamble final de la caldera 10. CONCLUSIÓN 11. BIBLIOGRAFÍA 12. ANEXOS