CÁLCULO PARA DETERMINAR EL TAMAÑO...
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PRIMERA HOJPAGINA 2
INSTITUTO POLITECNICO NACIONALESCUELA SUPERIOR DE INGENIERIA MECANICA Y ELECTRICA
UNIDAD PROFESIONAL AZCAPOTZALCO
CÁLCULO PARA DETERMINAR EL TAMAÑO DELDRENAJE NORMAL ENTRE LOS CALENTADORES DEAGUA DE ALIMENTACIÓN NOS. 3 Y 2 Y DEEMERGENCIA ENTRE EL CALENTADOR NO. 3 Y ELCONDENSADOR PRINCIPAL A 100% Y 25% DECARGA CON SERVICIOS, PARA EL PROYECTO “RÍOESCONDIDO, UNIDADES 1, 2, 3, Y 4”, DE 300 MWCADA UNIDAD.
TESISQUE PARA OBTENER EL TITULO DE:
INGENIERO MECANICOPRESENTA
ROBERTO MARTÍNEZ MUÑIZ
México, d. f., a 30 de junio de 2008.
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AGRADECIMIENTOS:
AL INSTITUTO POLITECNICO NACIONAL (I.P.N.)PORQUE AL PERMITIRME ACCESAR A LA EDUCACION SUPERIOR ME CONCEDIOPERTENECER A UN GRUPO PRIVILEGIADO DENTRO DE LA EDUCACIONNACIONAL.
A LA ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERIA MECANICA Y ELECTRICA(E.S.I.M.E.)PORQUE ME REVISTIO EN SUS AULAS CON LOS CONOCIMIENTOSINDISPENSABLES PARA HACER FRENTE A, LOS EXIGENTES REQUERIMIENTOS DEUNA SOCIEDAD INDUSTRIAL EN PLENO DESARROLLO.
A LA COMISION FEDRAL DE ELECTRICIDAD (C.F.E.)PORQUE EN ELLA TUVE LA OPORTUNIDAD DE ENFRENTAR LOS RETOS QUE MEPERMITIERON AMPLIAR EL CONOCIMIENTO DE TECNOLOGIAS EXISTENTES ENEL DISEÑO DE CENTRALES TERMOELECTRICAS.
AL SINDICATO UNICO DE TRABAJADORES ELECTRISISTAS DE LA REPUBLICAMEXICANA (S.U.T.E.R.M.)PORQUE ATRAVES DE EL, ME HA PERMITIDO DURANTE 30 AÑOS VIVIR LAEXPERIENCIA LABORAL EN DIFERENTES ACTIVIDADES QUE ME HANPROPORCIONADO EXPERIENCIA.
AL ING. GERARDO IRVING ARJONAPOR SU HUMANISMO, COMPRENSION Y DON DE GENTE, QUIEN CON SUSCOMENTARIOS Y APOYO ME DEVOLVIO LA CONFIANZA EN MI MISMO, PARADEJAR ATRÁS LAS INSEGURIDADES QUE ME HAN AGOBIADO EN EL PASADO.
AL C. ING. ROBERTO AHUMADA TREJOPORQUE SIN SU APOYO ESTA TESIS NO SE HUBIERA CONVERTIDO EN UNAREALIDAD.
A MIS ESTIMADOS AMIGOS Y COMPAÑEROS DE TRABAJOC. LIC. JORGE EDUARDO LICEAGA PEREZ, C. DAVID JESUS CALDERON BASURTO,C. JOSE LUIS MAEDA GONZALEZ, Y AL C. JOSE IVAR GONZALEZ GONZALEZ POREL APOYO MATERIAL EN CUANTO AL DESARROLLO DE ESTA TESIS Y POR SUAMISTAD.
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DEDICO ESTA TESIS:
A MIS PADRESQUIENES ME HAN REGALADO EL SERSIN PRETENDER SUSTITUIR A LA DEIDAD,SIN ESPERAR NADA A CAMBIO Y SOLO DAR.GRACIAS POR SU INCONDICIONALIDAD.
A MI ESPOSA MARIA ELENAQUIEN TIENE MEMORIA DE MUJER;Y ELLA NO OLVIDA NI PERDONA.¡QUIEN CON ESE PERSONAL CARÁCTER!COMO GOTA QUE TALADRA LA ROCAASI HA LOGRADO SU META ALCANZAR.
A MIS QUERIDOS HIJOSGENARO, MIROSLAVA Y ROBERTO DANIELQUIENES CON SU AUTENTICO RESPETO FORTALEZA Y DEDICACIONME HAN HONRADO COMO PADRE POR LO QUE ESTOY MUY ORGULLOSO.
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SALMO 133
¡OH! QUE BUENO HABITAR LOS HERMANOS JUNTOS,COMO UN UNGÜENTO QUE BAJA POR LA CABEZA DEAARONPOR SUS BARBAS HASTA LA ORLA DE SUS VESTIDURASCOMO EL ROCIO DEL HERMONQUE BAJA POR LAS ALTURAS DEL SION.AHÍ, YAHVEH LA BENDICION DISPENSA.
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MEMORIA DE CÁLCULO PARA DETERMINAREL TAMAÑO DE LA LÍNEA DE DRENAJENORMAL ENTRE LOS CALENTADORES DEAGUA DE ALIMENTACIÓN No. 3 Y 2 DE BAJAPRESIÓN A 100% Y 25% DE CARGA CONSERVICIOS Y EL DRENAJE DE EMERGENCIAENTRE EL CALENTADOR No. 3 Y ELCONDENSADOR PRINCIPAL A 100% Y 25% DECARGA CON SERVICIOS, PARA EL PROYECTODE RÍO ESCONDIDO UNIDADES 1, 2, 3, Y 4, DE300 MW CADA UNA.
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INDICE
INCISO DESCRIPCIÓN HOJA No.
UNICO OBJETIVO. 5CAPITULO 1
1.1.0 CRITERIOS BÁSICOS DE DISEÑO. 6
1.2.0 CONSIDERACIONES Y DATOS. 7
1.3.0 CÓDIGOS Y NORMAS APLICABLES. 8
1.4.0 GENERALIDADES 9
CAPITULO 2
2.0.- SOLUCIÓN. 17
2.1.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL, 18ENTRE EL CALENTADOR No. 3 Y LA VÁLVULADE CONTROL A 100% Y 25% DE CARGA CONSERVICIOS.
2.2.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL 38ENTRE LA VÁLVULA DE CONTROL Y LA BOQUILLADE LLEGADA DEL CALENTADOR No. 2, A 100%DE CARGA CON SERVICIOS.
2.3. CÁLCULO DEL TAMAÑO DE LA LÍNEA DE 65DRENAJE DE EMERGENCIA A 100% Y 25% DECARGA CON SERVICIOS, EN EL TRAMOCORRESPONDIENTE DEL CALENTADOR No. 3 A LAVÁLVULA DE CONTROL.
2.4.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE DE 83EMERGENCIA ENTRE LA VÁLVULA DECONTROL Y EL CONDENSADOR A 100%DE CARGA CON SERVICIOS.
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INCISO DESCRIPCIÓN HOJA No.
CAPITULO 3
3.0.- SUMARIO DE RESULTADOS. 99
BIBLIOGRAFÍA. 100
ANEXOS.
A.- FIG. 1 VELOCIDADES RECOMENDADAS. 101
B.- FIG. 2, CHOKING PRESSURE VERSUS FLOW RATE. 102
C.- FIG. 3, GRAPHICAL SOLUTION OF EQUATION. 103
D.- FIG. 4, GRAPHICAL SOLUTION OF EQUATION. 104
E.- FIG. 5, PRESSURE RATIO VERSUS MACH NUMBER. 105
F.- FIG. 6, BALANCE TÉRMICO DE CALOR A V.T.A. 106CON SERVICIOS.
G.- FIG. 7, BALANCE TÉRMICO DE CALOR A 100% 107DE CARGA CON SERVICIOS.
H.- FIG. 8, BALANCE TÉRMICO DE CALOR A 25% 108DE CARGA CON SERVICIOS.
I.- FIG. 9, DIAGRAMA DE FLUJO. 109
J.- NOMENCLATURA 110
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UNICO. OBJETIVO.
EL OBJETIVO DE ESTOS CÁLCULOS ES EL DE OBTENER EL TAMAÑO DE LASLÍNEAS DE DRENAJE NORMAL Y DE EMERGENCIA DEL CALENTADOR DEAGUA DE ALIMENTACIÓN No. 3 DE BAJA PRESIÓN, ASÍ COMO LASCONDICIONES DE PRESIÓN PARA SELECCIONAR LAS VÁLVULAS DECONTROL PARA DICHAS LÍNEAS DE DRENAJE PARA EL PROYECTO RÍOESCONDIDO, UNIDADES 1, 2, 3 Y 4.
LA IMPORTANCIA DE ESTE ESTUDIO A DETALLE ESTRIBA EN LAPOSIBILIDAD DE QUE SE PRESENTEN FLUJOS EN DOS FASES (LIQUIDO-VAPOR) EN LAS LINEAS (TUBERIAS) DE DRENAJES, NORMALES Y DEEMERGENCIA DEL CALENTADOR DE BAJA PRESIÓN No. 3 DESPUES DE LAVALVULA DE CONTROL QUE PROVOCARIAN EVAPORACIONES SUBITAS(FLASHEO) QUE PONDRIAN EN RIESGO LA OPERACIÓN SATISFACTORIA DEDICHA VALVULA DE CONTROL.
ESTE ESTUDIO SE DESARROLLA A PARTIR DE LAS RECOMENDACIONESHECHAS POR LA COMPAÑIA DE INGENIERIA BECHTEL OVERSEASCORPORATION ASESORA DE LA COMISION FEDERAL DE ELECTRICIDAD YEN ESPECIAL, DEL ING. LIAO COAUTOR DEL ARTICULO CITADO EN ELINCISO 1.1.7 Y EN EL PUNTO 2 DE LA BIBLIOGRAFIA.
LOS RESULTADOS DE ESTE ESTUDIO DIERON COMO CONSECUENCIA LACOMPROBACION SATISFACTORIA DE LOS TAMAÑOS DE LAS LINEASINSTALADAS EN LA CENTRAL TERMOELECTRICA DE REFERENCIA.
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CAPITULO 1
CONSIDERACIONES TECNICAS
1.1.0.- CRITERIOS BÁSICOS DE DISEÑO.
1.1.1. LA INFORMACIÓN BÁSICA FUE OBTENIDA DEL BALANCE TÉRMICO A 100%Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS.
1.1.2.- LOS CÁLCULOS SE EFECTUARÁN A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOSPARA CADA DRENAJE.
1.1.3.- LOS FLUJOS DE DISEÑO DE DRENAJE NORMAL SE OBTUVIERON DE LOSBALANCES TÉRMICOS A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS.
1.1.4.- LOS FLUJOS DE DISEÑO DEL DRENAJE DE EMERGENCIA SE OBTENDRÁN DELOS BALANCES TÉRMICOS A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS, DEACUERDO A LA RECOMENDACIÓN DE INGENIERÍA No. 1, INCISO 3°, DEFECHA 3 DE AGOSTO DE 1978 DE LA COMISION FEDERAL DEELECTRICIDAD.
1.1.5. LAS BOQUILLAS DE DESCARGA Y LLEGADA DEL DRENAJE NORMAL SEDETERMINARÁN DE ACUERDO A LO INDICADO EN EL “HEAT EXCHANGEINSTITUTE, STANDARD FOR CLOSED FEEDWATER HEATERS”, COPY RIGHT1974, PÁG. 5, INCISO B-7.
1.1.6.- LA BOQUILLA DEL CONDENSADOR PARA LA LÍNEA DE DRENAJE DEEMERGENCIA SE DETERMINARÁ DE ACUERDO A LA RECOMENDACIÓN DEBECHTEL OVERSEAS CORPORATION, SEGÚN LA CUAL EL DIÁMETRONOMINAL DE LA BOQUILLA DEBE SER COMO MÍNIMO UN TAMAÑO MAYORQUE EL TAMAÑO NOMINAL SELECCIONADO PARA LA LÍNEA AGUASABAJO.
1.1.7. EL MÉTODO DE CÁLCULO APLICADO PARA DETERMINAR EL TAMAÑO DELAS LÍNEAS DE LOS DRENAJES ES SEGÚN RECOMENDACIÓN DE BECHTELOVERSEAS CORPORATION, EN MEMORANDO DEL 12 DE SEPTIEMBRE DE1978, DEL ING. B. ALEY, PARA EL ING. LUIS CARBAJAL M.
1.1.8. LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL SE CALCULA INDEPENDIENTE DE LA DEEMERGENCIA SEGÚN RECOMENDACIÓN DE ASME DE JULIO DE 1972,“RECOMENDED PRATICES FOR THE PREVENTION OF WATER DAMAGE TOSTEAM TURBINES USED FOR ELECTRIC POWER GENERATION” (ASMESTANDARDS No. TWDPS-1, PART-1 FOSSIL FUELED PLANTS, PÁGS. 6, 7 Y8.
1.1.9. LOS CÁLCULOS DE LAS REDUCCIONES Y AMPLIACIONES, SE EFECTUARÁNDE ACUERDO A LO INDICADO EN EL CRANE No. 410, EDICIÓN 1976,PÁGINAS 3-4 (RESISTENCE COEFFICIENT K, FOR SUDDEN AND GRADUAL
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CONTRACTION IN PIPE) Y PÁGINAS 3-5 (CHANGES IN RESISTENCECOEFFICIENT K, REQUIRED TO COMPENSATE FOR DIFFERENT PIPE I.D.) YPÁGINA A-26 (FORMULAS FOR CALCULATING K, FACTOR FOR VALVES AFITTINGS WITH REDUCED PORT).
1.1.10. LAS (L/D) DE LAS VÁLVULAS Y ACCESORIOS SE DETERMINARÁN SEGÚNLOS VALORES INDICADOS EN EL CRANE No. 410, EDICIÓN 1976, PÁGINAS A-27, A-28 Y A-29.
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1.2.0.-CONSIDERACIONES Y DATOS.
1.2.1.- LA CAÍDA DE PRESIÓN POR EL LADO DE LA CARCASA SE OBTUVO DE LAOFERTA DE FOSTER WHEELER, A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.
1.2.2.- LA CAÍDA DE PRESIÓN POR EL LADO DE LA CARCASA SE UTILIZA PARACALCULAR LA PRESIÓN EN LAS BOQUILLAS A LA DESCARGA DELDRENAJE NORMAL A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS.
1.2.3.- LA CAÍDA DE PRESIÓN POR EL LADO DE LA CARCASA A 25% DE CARGACON SERVICIOS PARA EL DRENAJE NORMAL SE CALCULARÁ UTILIZANDOLA INFORMACIÓN DE FOSTER WHEELER A 100% DE CARGA CON SERVICIOSY UNA DE LAS LEYES DE AFINIDAD.
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Q
Q
P
P
1.2.4.- LOS DRENAJES DE EMERGENCIA SE CALCULARÁN TOMANDO COMO BASELA TEMPERATURA DE SATURACIÓN DEL VAPOR INDICADA EN ELBALANCE TÉRMICO CORRESPONDIENTE.
1.2.5.- SE CONSIDERA QUE EL FACTOR DE FRICCIÓN (K) DE UNA REDUCCIÓN OAMPLIACIÓN CONCÉNTRICA ES IGUAL RESPECTIVAMENTE, PARA UNAREDUCCIÓN O AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA PARA LAS MISMASDIMENSIONES FÍSICAS.
1.2.6.- LA EQUIVALENCIA UTILIZADA ENTRE2cm
kgY psi, ES DE:
21
cm
kg= 14.2234 psi
1.2.7.- LA EQUIVALENCIA UTILIZADA ENTRE °C Y °F, ES DE:
1.8°F = 1 °C
1.2.8.- LA EQUIVALENCIA UTILIZADA ENTREkg
Kcal1Y
lbs
BTU, ES DE:
kg
Kcal1= 1.8
lbs
BTU
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1.3.0.-CÓDIGOS Y NORMAS APLICABLES.
1.3.1.- ASME STANDARD, JULIO 1972, No. TWDSP-1, PART-1, FOSSIL FUELEDPLANTS. “RECOMMENDED PRATICES FOR THE PREVENTION OF WATERDAMAGE TO STEAM TURBINES USED FOR ELECTRIC POWER GENERATION”.
1.3.2.- PUBLICATION ASME 76-WA/PWR-4, “ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS.
1.3.3.- TABLAS DE VAPOR ASME: STEAM TABLES PROPERTIES OF SATURED ANDSUPERHEATED STEAM, 1976.
1.3.4.- HEAT EXCHANGE INSTITUTE, STANDARD FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS, COPYRIGHT, 1974.
1.3.5.- CRANE No. 410, EDICIÓN 1976, “FLOW OF FLUIDS THROUG VALVES,FITTINGS AND PIPE”.
1.3.6.- CATALOGO WFF-69, DE GRINELL “WELDING FITTINGS AND FLANGES”.
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1.4.0.- GENERALIDADES
1.4.1.- LA GENERACIÓN DE ENERGÍA ELÉCTRICA, EN TÉRMINOS GENERALES,CONSISTE EN TRANSFORMAR ALGUNA CLASE DE ENERGÍA NO ELÉCTRICA,SEA ÉSTA QUÍMICA, TÉRMICA, MECÁNICA, LUMINOSA, ETC., EN ENERGÍAELÉCTRICA.
UNA CENTRAL GENERADORA DE ELECTRICIDAD ES UN INGENIOINDUSTRIAL CREADO POR EL HOMBRE DE PROPORCIONESS TALES QUESEA CAPAZ DE EJECUTAR ALGUNAS DE LAS TRANSFORMACIONESCITADAS, GENERANDO ELECTRICIDAD DE FORMA MASIVA,CONSTITUYENDO EL PRIMER ESCALÓN DEL SISTEMA DE SUMINISTROELÉCTRICO PARA SATISFACER LAS NECESIDADES PRIMARIAS Y DECOMFORT DEL SER HUMANO.
1.4.2.- TIPOS DE CENTRALES GENERADORAS.
SEGÚN HA EVOLUCIONADO LA HUMANIDAD, SE HAN DESARROLLADODIVERSAS INSTALACIONES DENOMINADAS CENTRALES ELÉCTRICASHASTA ALCANZAR EL NIVEL TECNOLÓGICO ACTUAL DONDEDEPENDIENDO DE LA FUENTE PRIMARIA DE ENERGÍA UTILIZADA LASCENTRALES GENERADORAS SE CLASIFICAN EN:
1.4.2.1.- HIDROELÉCTRICAS.
EN LAS CENTRALES HIDROELÉCTRICAS EL ELEMENTO GENERADOR ESTÁCONSTITUIDO POR UN ALTERNADOR, MOVIDO MEDIANTE UNA TURBINAHIDRÚLICA QUE APROVECHA LA ENEREGÍA POTENCIAL DEL AGUA DELOS RIOS, ALMACENADA EN PRESAS DISEÑADAS Y CONSTRUIDAS PARATAL FIN.
1.4.2.2.- TERMOELÉCTRICAS.
EN EL PROCESO GENERADOR DE ELECTRICIDAD A PARTIR DE CENTRALESTERMOELÉCTRICAS, EXISTE UNA CLASIFICACIÓN DE TIPOS DEGENERACIÓN, SEGÚN EL COMBUSTIBLE PRIMARIO UTILIZADO PARAGENERAR EL VAPOR O LOS GASES QUE MUEVEN LA TURBINA QUE HACEGIRAR EL GENERADOR ELÉCTRICO COMO SIGUE:
1.4.2.2.1.- CENTRALES TERMOELÉCTRICAS QUE UTILIZAN COMBUSTÓLEO COMOCOMBUSTIBLE PRIMARIO PARA UN GENERADOR DE VAPOR (CALDERA),PARA PRODUCIR EL VAPOR DE AGUA NECESARIO APROVECHANDO SUENERGÍA CINÉTICA AL ATRAVEZAR UNA TURBINA DE VAPOR PARA
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PRODUCIR EL MOVIMIENTO ROTATORIO QUE IMPULSA AL GENERADORELÉCTRICO QUE GENERA LA ELECTRICIDAD.
1.4.2.2.2.- CENTRALES TERMOELÉCTRICAS QUE UTILIZAN COMO COMBUSTIBLEPRIMARIO EL CARBÓN DE PIEDRA QUE AL SER QUEMADO EN EL HOGARDE UN GENERADOR DE VAPOR (CALDERA), PRODUCE EL VAPOR DE AGUAQUE ES USADO PARA MOVER LA TURBINA DE VAPOR COMO MÁQUINAMOTRÍZ QUE A SU VEZ IMPULSA EL GENERADOR ELÉCTRICO ACOPLADO,PRODUCIENDO LA ENERGÍA ELÉCTRICA.
1.4.2.2.3.- CENTRALES TERMOELÉCTRICAS CONVENCIONALES QUE UTILIZANCOMO COMBUSTIBLE PRIMARIO EL GAS NATURAL, QUEMÁNDOLODENTRO DEL HOGAR DEL GENERADOR DE VAPOR (CALDERA), PARATRANSFORMAR EL AGUA DE ALIMENTACIÓN EN VAPOR DE AGUA QUE ALEXPANSIONARSE EN LA TUBINA DE VAPOR, PRODUCE EL IMPULSONECESARIO PARA HACER GIRAR EL GENERADOR ELÉCTRICOPRODUCIÉNDO LA ELECTRICIDAD.
1.4.2.2.4.-LAS CENTRALES DE CICLO COMBINADO, SON AQUELLAS QUE UTILIZANCOMO COMBUSTIBLE PRIMARIO EL GAS NATURAL PARA MOVER UNAPRIMERA TURBINA. APROVECHANDO POSTERIORMENTE LOS GASES DECOMBUSTIÓN PRODUCIDOS EN LA TURBINA DE GAS PARA GENERARVAPOR DE AGUA DENTRO DE UN RECUPERADOR DE CALOR QUEALIMENTA A OTRA TUBINA DE VAPOR.
LA TURBINA DE GAS IMPULSA UN PRIMER GENERADOR ELÉCTRICO Y, LATURBINA DE VAPOR MUEVE UN SEGUNDO GENERADOR ELÉCTRICO QUETAMBIÉN GENERA ELECTRICIDAD
1.4.2.3.- GEOTERMOELÉCTRICAS
LAS CENTRALES GEOTERMOELÉCTICAS PARA PRODUCIR ELECTRICIDAD,UTILIZAN LA ENERGÍA DEL VAPOR DE AGUA QUE SE EXTRAE DELINTERIOR DE LA TIERRA Y QUE DEBIDAMENTE PREPARADO SE UTILIZAPARA EXPANDIRLO EN LA TURBINA DE VAPOR, HACIENDOLA GIRAR YQUE, ACOPLADA AL GENERADOR ELÉCTRICO, PRODUCE LAELECTRICIDAD.
1.4.2.4.- NUCLEAR.
UNA CENTRAL NUCLEOELÉCTRICA PARA PRODUCIR ELECTRICIDADAPROVECHA LA ENERGÍA DEL URANIO ENRIQUECIDO A TRAVÉS DE LA
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FISIÓN DEL ÁTOMO EN EL REACTOR NUCLEAR, EJEMPLO (HIRVIENTE) YUN TURBOGENERADOR. COMO EN LAGUNA VERDE.
1.4.2.5.- COMBUSTIÓN INTERNA.
UNA CENTRAL DE COMBUSTIÓN INTERNA GENERA ELECTRICIDADUTILIZANDO UN MOTOR DE COMBUSTIÓN, GENERALMENTE DIESEL, QUEPRODUCE EL MOVIMIENTO DEL GENERADOR ELÉCTRICO PARA GENERARELECTRICIDAD.
1.4.2.6.- CENTRALES EÓLICAS.
ESTAS CENTRALES GENERADORAS DE ELECTRICIDAD CONVIERTEN LAENERGÍA DEL VIENTO EN ENERGÍA ELÉCTRICA, MEDIANTE UNVENTILADOR DE VIENTO QUE HACE GIRAR UN GENERADOR DE ENERGÍA,EL CUAL ESTÁ BASADA EN EL APROVECHAMIENTO DE UN FLUJODINÁMICO DEL VIENTO CAMBIANTE Y CON DESPLAZAMIENTOHORIZONTAL. LA CANTIDAD DE ENERGÍA OBTENIDA ES PROPORCIONAL ALA VELOCIDAD DEL VIENTO, LO QUE MUESTRA LA IMPORTANCIA DE ESTEFACTOR.
UNA CENTRAL EÓLICA FISICAMENTE ESTÁ CONSTITUIDA POR UN CAMPOABIERTO SEMBRADO DE INUMERABLES ESTRUCTURAS VERTICALESLLAMADAS NACELLE O GONDOLAS ESVELTAS, LAS CUALES CUENTANCON HÉLICES ALINEADAS Y EN EL NÚMERO NECESARIO PARA LACANTIDAD DE ENERGÍA ELÉCTRICA REQUERIDA.
1.4.3.- CENTRAL TERMOELÉCTRICA JOSÉ LÓPEZ PORTILLO.
1.4.3.1.- ESTA CENTRAL TERMOELÉCTRICA, PROPIEDAD DE LA COMISIÓNFEDERAL DE ELECTRICIDAD, INICIALMENTE CONOCIDA DURANTE LAETAPA DE DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN CON EL NOMBRE DE “RÍOESCONDIDO”, ES EN REALIDAD UNA “CARBOELÉCTRICA”, CONSTRUIDA ENEL NORTE DEL ESTADO DE COAHUILA, ESTÁ LOCALIZADA A 27KILÓMETROS AL SUROESTE DE LA CIUDAD DE PIEDRAS NEGRAS,INMEDIATA A LA CARRETERA FEDERAL 57 MÉXICO-PIEDRAS NEGRAS; SUSCOORDENADAS GEOGRÁFICAS SON: LATITUD: 28° 28’; LONGITUD: 100°41’.EL SITIO ES ATRAVEZADO POR LA LINEA TRONCAL DEL FERROCARRILMONTERREY-MONCLOVA-PIEDRAS NEGRAS Y EL AEROPUERTO LOCALMÁS CERCANO SE ENCUENTRA A 26 KILÓMETROS DE LA CENTRALTERMOELÉCTRICA. LA ALTURA SOBRE EL NIVEL DEL MAR ES DE 305METROS.
LA PUESTA EN SERVICIO DE LA CARBOELÉCTRICA CONSTITUYÓ TODO UNHECHO HISTÓRICO PARA EL PAÍS: EL APROVECHAMIENTO DEL CARBÓN
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COMO COMBUSTIBLE PRIMARIO PARA LA GENERACIÓN MASIVA DEENERGÍA ELÉCTRICA.
EL UTILIZAR CARBÓN MINERAL NO COQUIZABLE SE INICIÓ EN EL PAÍS ENEL AÑO DE 1959 CUANDO SE CONSTRUYÓ LA PRIMERA PLANTATERMOELÉCTRICA EN NAVA, COAH., CON CAPACIDAD DE PRODUCCIÓN DE37,500 KW. COMO PLANTA PILOTO.
LA CENTRAL TERMOELÉCTRICA RÍO ESCONDIDO FUE DISEÑADA YCONSTRUIDA PARA UNA CAPACIDAD TOTAL DE 1,200 MW, EN CUATROUNIDADES DE 300 MW CADA UNA, DISEÑÁNDOSE AL MISMO TIEMPO Y PORPRIMERA VEZ EN MÉXICO Y, PARA LA C.F.E., LAS CUATRO UNIDADES.
ADEMÁS DE UTILIZAR COMO COMBUSTIBLE EL CARBÓN RELACIONADOCON LO MISMO, LA CENTRAL FUE DISEÑADA Y CONSTRUÍDA CON UNSISTEMA PARA ALMACENAMIENTO Y MANEJO DE CARBÓN:PRECIPITADORES ELECTROSTÁTICOS, UN GENERADOR DE VAPOR DEGRAN TAMAÑO Y PESO PARA CADA UNIDAD Y, FINALMENTE, EN LUGARDE TORRES DE ENFRIAMIENTO, SE CONSTRUYÓ UN GRAN LAGO(ESTANQUE) DE ENFRIAMIENTO DE 300 HECTÁREAS CON CAPACIDAD DE18 MILLONES DE METROS CÚBICOS.
1.4.4.- SISTEMA DE EXTRACCIÓN, DRENAJES Y VENTEOS DE BAJA PRESIÓN.
1.4.4.1.- FUNCIÓN DEL SISTEMA.
LA FUNCIÓN DEL SISTEMA ES SUMINISTRAR VAPOR DE LA TURBINA DEBAJA PRESIÓN A LOS CALENTADORES DEL SISTEMA DE AGUA DECONDENSADO CON EL FIN DE OBTENER UN CICLO RANKINEREGENERATIVO, USANDOSE ESTE VAPOR COMO MEDIO DECALENTAMIENTO DEL AGUA DE ALIMENTACIÓN DEL GENERADOR DEVAPOR Y DE ESTA MANERA INCREMENTAR LA EFICIENCIA DEL CICLO.
LAS OTRAS DOS FUNCIONES DE ESTE SISTEMA SON:
1.4.4.1.1.- DRENAR EN CASCADA EL VAPOR CONDENSADO EN LOSCALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN HASTAEL CONDENSADOR PRINCIPAL.
1.4.4.1.2.- PROVEER A LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN CONVENTEOS ADECUADOS TANTO PARA ARRANQUE COMO PARA OPERACIÓNNORMAL VENTEANDO INDEPENDIENTEMENTE, AL CONDENSADORPRINCIPAL.
1.4.4.2.- DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA.
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1.4.4.2.1.- EL SISTEMA SE INICIA EN LOS PUNTOS DE EXTRACCIÓN DE LA TURBINADE BAJA PRESIÓN, DE AHÍ VA A LOS CALENTADORES DE AGUA DEALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN NOS. 1, 2, 3 Y 4, DRENANDO LAOPERACIÓN NORMAL EN CASCADA DEL CALENTADOR DE MAYORPRESIÓN HASTA EL CALENTADOR NO. 2, DE AHÍ DRENA AL TANQUE DEVAPORIZACIÓN INSTANTÁNEA, DESPUÉS VA AL ENFRIADOR DE DRENES YPOSTERIORMENTE AL CONDENSADOR PRINCIPAL. EL CALENTADOR NO. 1DRENA AL ENFRIADOR DE DRENES Y DE AHÍ AL CONDENSADORPRINCIPAL. EN ARRANQUE Y EN CARGAS MENORES DEL 25%, ELCALENTADOR NO. 1 NO OPERA (EL GASTO ES CERO). EN OPERACIONES DEEMERGENCIA TODOS LOS CALENTADORES DRENAN INDIVIDUALMENTEAL CONDENSADOR PRINCIPAL, INCLUYENDO EL ENFRIADOR DE DRENES.
TODOS LOS CALENTADORES CUENTAN CON UNA ZONA INTEGRAL DESUBENFRIAMIENTO, A EXCEPCIÓN DE LOS CALENTADORES NO. 1 Y NO. 2LOS CUALES POR ESTAR EN EL CUELLO DEL CONDENSADOR PRINCIPAL YPOR SU PROXIMIDAD A LA TURBINA DE BAJA PRESIÓN PARA EVITARPOSIBLES DAÑOS POR INTRODUCCIÓN DE AGUA; SU ZONA DESUBENFRIAMIENTO (ENFRIADOR DE DRENES) ESTÁ SEPARADAFÍSICAMENTE, LEJOS DE LA TURBINA.
EL DRENAJE DEL CALENTADOR NO. 2, EN EL TANQUE DE VAPORIZACIÓNINSTANTÁNEA SE DIVIDE EN DOS PARTES: LA FASE DE VAPOR ALCALENTADOR NO. 1 Y LA FASE LÍQUIDA AL ENFRIADOR DE DRENES.
EL SISTEMA ESTÁ COMPUESTO PRINCIPALMENTE POR LAS TUBERIAS DEEXTRACCIÓN DE VAPOR NOS. 1,2,3 Y 4, LAS TUBERIAS DE DRENAJES YVENTEOS, LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJAPRESIÓN, EL ENFRIADOR DE DRENES DEL CALENTADOR DE AGUA DEALIMENTACIÓN NO. 1, EL TANQUE DE VAPORACIÓN INSTANTÁNEA, ELEYECTOR PRINCIPAL (BANCO DE EYECTORES DE SERVICIO), EYECTOR DEARRANQUE, POSTCONDENSADOR E INTERCONDENSADOR,INSTRUMENTACIÓN, VÁLVULAS DE CONTROL, TRAMPAS DE VAPOR YSELLOS EN “U”, ASÍ COMO LAS PREVISIONES NECESARIAS PARA EVITARDAÑOS POR ENTRADA DE AGUA A LA TURBINA DE BAJA PRESIÓN DEACUERDO CON LA NORMA ASME-TOP-1 ÚLTIMA EDICIÓN (RECOMMENDEDPRACTICES FOR THE PREVENTION OF WATER TO STEAM TURBINES USEDPOR ELECTRICAL POWER GENERATION).
LOS CALENTADORE DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN NOS. 3Y 4 SON DE TUBOS EN “U”, TIPO HORIZONTAL. LOS CALENTADORES DEAGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN NOS. 1 Y 2, SON DEL TIPOHORIZONTAL Y TUBOS RECTOS Y VAN COLOCADOS EN EL CUELLO DELCONDENSADOR PRINCIPAL.
LA TUBERÍA DE VAPOR DE EXTRACCIÓN, ES DE TAMAÑO APROPIADOPARA CUMPLIR CON LA CAIDA DE PRESIÓN DE LA MISMA. LA TUBERÍA DELOS DRENAJES DE LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DEBAJA PRESIÓN NOS. 1, 2, 3 Y 4, ES DE TAMAÑO ADECUADO PARA PREVENIREVAPORACIÓN SÚBITA ANTES DE LAS VÁLVULAS DE CONTROL DE LOS
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DRENAJES, DE ACUERDO CON EL MÉTODO DE CÁLCULO INIDCADO EN LANORMA ASME-76-WA/pwr-4 (ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS).
EL SISTEMA DE EXTRACCIONES, DRENAJES Y VENTEOS DE BAJA PRESIÓNESTÁ DISEÑADO TOMANDO COMO BASE EL BALANCE TÉRMICO AL 100%DE CARGA CON SERVICIOS Y LAS RECOMENDACIONES DEL “HEATEXCHANGE INSTITUTE” (HEI), LAS NORMAS ASME-TPD-1, ÚLTIMA EDICIÓNY LA PUBLICACIÓN ASME-76-WA/pwr-4 (ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM FLOW CAPABILITY IN POWER PLANT DRAINSYSTEMS), LOS CRITERIOS DE DISEÑO MECÁNICO Y LAS NORMAS DEL“TUBULAR EXCHANGERS MANUFACTURERS ASSOCIATION (TEMA).
1.4.5.- BASES DE DISEÑO.
LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓNESTÁN DISEÑADOS DE ACUERDO A LAS RECOMENDACIONES DEL HEI YPARA QUE LA DIFERENCIA TERMINAL DE TEMPERATURA SEA DE 2.77°CY LA APROXIMACIÓN DE DRENAJES SEA DE 5.55 °C, A CONDICIONES DEDISEÑO.
CONDICIONES DE DISEÑO.
1.4.5.1.- PRESIÓN LADO CARCASA.
PRESIÓN MÁXIMA DE OPERACIÓN=PRESIÓN ABSOLUTA EN LA BOQUILLADE LA TURBINA CON EL BALANCE TÉRMICO A V.T.A., CON SERVICIOS Y 5%DE SOBREPRESIÓN.
PRESIÓN DE DISEÑO (1.15 X P MÁX. OP – P. ATM X 1.10, REDONDEANDO ALAS PRÓXIMAS SUPERIORES 100 KPA MAN. ESTA PRESIÓN DE DISEÑONUNCA DEBE SER MENOR A 350 KPA MAX.
1.4.5.2.- TEMPERATURA DE DISEÑO LADO CARCASA.
ESTAS TEMPERATURAS SE CALCULAN DE ACUERDO AL HEI ÚLTIMAEDICIÓN.
1.4.5.3.- CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN, NOS. 1,2, 3 Y 4.
LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN SONINTERCAMBIADORES DE CALOR DE SUPERFICIE DE TUBO Y CORASAHORIZONTALES, DONDE LOS CALENTADORES NOS. 1 Y 2 SON DE TUBOS
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RECTOS Y SE LOCALIZAN EN EL CUELLO DEL CONDENSADOR PRINCIPAL.LOS CALENTADORES NOS. 3 Y 4, SON CALENTADORES DE TUBOS EN “U”,DE DOS PASOS.
1.4.5.4.- CARACTERÍSTICAS FÍSICAS Y MATERIALES DE LOS CALENTADORES DEAGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN.
1.4.6.-CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACION.
1.4.6.1.- CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN NO. 1.
Fabricante SWECOMEX. S.A.Tipo Tubo y corasa.Geometría Cilíndrico horizontales, tubos rectos.Tamaño 1.27 m X13.2m X 713 m2
Materiales:Corasa Acero al carbón ASME SA 285Espejo Acero al carbón ASME SA 515Tubos Acero inoxidable ASME SA 249 T304Presión en :TubosCorasa
31.7 Kg/ cm2
3.5 Kg/ cm2 y vacío.
1.4.6.2.- CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN No. 2.
Fabricante SWECOMEX. S.A.Tipo Tubo y carcasa.Geometría Cilíndrico horizontales, tubos rectos.Tamaño 1.12 X13.16 X 670 m2
Materiales:Corasa Acero al carbón ASME SA 285Tubos Acero inoxidable ASME SA 249 T304Espejo Acero inoxidable ASME SA 285Presión en:TubosCorasa
31.7 Kg/ cm2
3.5 Kg/ cm2 y vacío
1.4.6.3.- CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN No. 3.
21
Fabricante FOSTER WHEELER LIMITEDTipo Tubo y corasa.Geometría Cilíndrico horizontales, tubos en “U”.Dimensión de Tubos De 19 mm, calibre 20 BWGTotal de Tubos 485 tubos en “U”Material:Corasa Acero al carbón ASME SA 285Espejo Acero al carbón ASME SA 515Tubos Acero inoxidable ASME SA 688 T304
1.4.6.4.- CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN No. 4.
Fabricante FOSTER WHEELER LIMITEDTipo Tubo y corasa.Geometría Cilíndrico horizontales, tubos en “U”.Dimensión de Tubos D.E. 19 mm, calibre 20 BWGTotal de Tubos 475 tubos en “U”Material:Corasa Acero al carbón ASME SA 285Espejo Acero al carbón ASME SA 515Tubos Acero inoxidable ASME SA 688 T304
22
CAPITULO 2
2.0 DESARROLLO Y SOLUCION.
ESTE CÁLCULO SE DESARROLLA PARA DETERMINAR EL TAMAÑO DE LASLÍNEAS DE DRENAJE NORMAL ENTRE LOS CALENTADORES DE AGUA DEALIMENTACION NO. 3 Y 2 DE BAJA PRESION A 100% Y 25 % DE CARGA CONSERVICIOS Y EL DRENAJE DE EMERGENCIA ENTRE EL CALENTADOR NO. 3 Y ELCONDENSADOR PRINCIPAL A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS.
CALENTADORNo 2
CALENTADORNo 3
DRENAJE DEL CALENTADOR No. 3 AL CALENTADOR No. 2
Co
nd
en
sa
do
rp
rin
cip
al
23
2.1.-CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL ENTRE EL CALENTADOR No. 3Y LA VÁLVULA DE CONTROL A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.
2.1.1.- CONDICIONES TERMODINÁMICAS.
2.1.1.1- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO (
V ).DEL BALANCE TERMICO A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.
DATOS:FLUÍDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA SUBENFRIADO.
ta = 104.5°C = 220.1°F
Pe = 2.082cm
kgabs
∆Pcal = 0.13 2cm
kg(DE OFERTA DE FOSTER WHEELER)
PRESIÓN A LA SALIDA DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3 (Pa)
Pa = Pe - ∆Pcal = 2.08-0.13 = 1.952cm
kgabs.
Pa = 1.952cm
kgabs = 27.735 psi abs
INTERPOLANDO:DE TABLAS DE VAPOR.
V = 0.01677224lbs
ft3
= 0.0010971kg
m3
2.1.1.2.- DENSIDAD ( ) Y ( R )
01677224.0
11
V
= 59.623ft
lbs(a 220.1 °F);
= 62.3713ft
lbs(a 60 °F)
DENSIDAD RELATIVA ( R )
24
DATOS:
= 59.623ft
lbs(a 220.1 °F)
= 62.3713ft
lbs(a 60 °F)
371.62
62.59R
956.0R
2.1.1.3.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD ( ).
DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG. 1-3.
DATOS:
ta = 104.5 °C = 220.1 °F
= 0.25 cp
2.1.1.4.- CÁLCULO DEL FLUJO DE CONDENSADO EN LITROS POR MINUTO (G).
DATOS:
W = 52,260hr
kg= 115,212.396
hr
lbs
V = 0.0010471kg
m3
V
1
302.955
0010471.0
1
m
kg
WV
V
W
WV
V
W
V =6002.955
1000620,52
G
G = 912.023min
lts
25
785.3
23.912G gpm
G = 240.96 gpm
2.1.2.- CÁLCULO DE LAS CONDICIONES NECESARIAS PARA DETERMINAR LACAÍDA DE PRESIÓN EN EL CAL No. 3 Y LA VÁLVULA DE CONTROL A 25% DECARGA CON SERVICIOS.
2.1.2.1.- CÁLCULO DE LA PRESIÓN EN LA BOQUILLA DE DESCARGA DELDRENAJE NORMAL DEL CAL No. 3.
DATOS:
P = 0.6042cm
kgabs (PRESIÓN DEL VAPOR DE EXTRACCIÓN A 25% DE CARGA
CON SERVICIOS)
∆P1 = 0.132cm
kg(CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DEL CAL No. 3 AL 100% DE
CARGA CON SERVICIOS SEGÚN OFERTA DE WHEELER)
W1 = Q1 = 52,260hr
kg(A 100% DE CARGA CON SERVICIOS)
W2 = Q2 = 11,880hr
kg(A 25% DE CARGA CON SERVICIOS)
22
21
2
1
Q
Q
P
P
∆P2 =2
1
221
Q
QP=
2
2
)260,52(
)880,11(13.0
P2 = 0.00672cm
kg
Pa = P - P2 = 0.604 – 0.0067
Pa = 0.59732cm
kgabs = 8.496 psi abs
2.1.2.2.- CÁLCULO DEL VÓLUMEN ESPECÍFICO (
V ) con (ta) DEL BALANCE TÉRMICOA 25% DE CARGA CON SERVICIOS
DATOS:
26
ta = 70.3 °C = 158.54 °F
Pa = 0.59732cm
kgabs = 8.496 psia
INTERPOLANDO
(
V ) = 0.0163862341lbs
ft3
= 0.001022986kg
m3
2.1.2.3.- CÁLCULO DE LA DENSIDAD ( ) Y DENSIDAD RELATIVA ( R )
V = 0.0163862341lbs
ft 3
DENSIDAD ( )
=
V
1=
0163862341.0
1= 61.03
3ft
lbs= 977.53
2m
kg
DENSIDAD RELATIVA ( R )
= 61.033ft
lbs(A 70.3 °C)
= 62.373ft
lbs(A 60° F )
R =371.62
03.61= 0.98
2.1.2.4.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD ( )
DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG. A-3
DATOS:
ta = 158.54 °F
= 0.4 cp
2.1.2.5.- CALCULO DEL FLUJO DE CONDENSADO EN LITROS POR MINUTO (G)
DATOS:
W = 11,880hr
kg= 26,190.65
hr
lbs
27
V = 0.001022986kg
m3
=001022986.0
1= 977.53
3m
kg;
=V
W
V =
W=
6053.977
100011880
= 202.55
min
lts
G =785.3
55.202
G = 53.51 gpm
2.1.3.-SELECCIONAR EL DIAMETRO DE LA BOQUILLA DE DESCARGA DELCALENTADOR No. 3.
DEL HEAT EXCHANGE INSTITUTE STANDARDS FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS, SECOND EDITION, COPYRIGHT 1974, PÁG. 5, INCISO B-7(b).
DATOS:
FLUIDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA SUB-ENFRIADO.
LA VELOCIDAD MÁXIMA CON LA CUAL SE DEBE SELECCIONAR LABOQUILLA PARA LAS CONDICIONES DE 100% DE CARGA CON SERVICIOS ESDE:
V = 4seg
ft(MÁXIMO)
28
SELECCIÓN DEL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA PARA EL CALENTADOR No.3,A 100% DE CARGA SON SERVICIOS
FORMA CFE-DID-020ALTERNATIVAS
DATOS: 4ӯ nom, CED. 80 6ӯ nom, CED. 401 2 3 4
Po = PRESIÓN DE TRABAJO =
P = PRESIÓN DE DISEÑO (Psig) =
T = TEMPERATURA DE DISEÑO (°F) = 220.1 220.1
Q = CAUDAL DE DISEÑO (gpm) = 240.96 240.96
W = CAUDAL DE DISEÑO (lb/hr) = 115,212.396 115,212.396
(°) = DENSIDAD (lb/pie3) = 59.62 59.62
(°)V = VÓLUMEN ESPECÍFICO (pie3/lb) = 0.01677224 0.01677224
(°)u = VISCOSIDAD (centipoises) = 0.25 0.25
v1 = VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg) =
(según criterios de diseño)VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADA
V=4ft/seg
CÁLCULOSI.- TAMAÑO
A1 = ÁREA SECCIÓN =1
04.0
v
W
(pulg2) = 19.32 38.64
A = ÁREA SECCIÓN REAL (pulg2) = 12.73 28.89
d = DIÁMETRO INTERIOR REAL (pulg) = 4.026 6.065
Do = DIÁMETRO EXTERIOR (pulg) = 4.500 6.625
V = VELOCIDAD REAL (pies/seg) = 6.072 2.676
II.- CAÍDA DE PRESIÓN
Re = NUM. DE REYNOLDS =du
W31.6=
(°) f = FACTOR DE FRICCIÓN =
∆P100 = CAÍDA DE PRESIÓN UNITARIA (psi/100)=
2
2
0668.0
)2000(Re.
1294.0
)2000(Re.
d
v
LAMINARREG
d
vf
TURBULENTOREG
LÍQUIDOS
DIÁMETRO SELECCIONADO PARA LABOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3
DB = 6”nom, CED. 40
GAS/VAPOR5
2000336.0
pd
fW
L1 = LONGITUD TUBERÍA RECTA (pies)
L2 = LONGITUD TUBERÍA EQUIV. ACCES (pies)
29
DRENAJE NORMAL DEL CALENTADOR N° 3
PLANO P-606-501
REVISIÓN A
1460
888
19568
3332
5932
5200
3362
2413
501-ø-HBI
EL.14.960
EL. 12.500Calentador No. 3
EL. 7.960
BOQUILLADE CAL N° 2
RED EX
EL. 7.875
EL. 9.360
N
30
2.1.4.-SELECCIONAR EL DIÁMETRO DE LA LÍNEA ENTRE LA BOQUILLA DELCALENTADOR NO. 3 Y LA VÁLVULA DE CONTROL.
DEL MÉTODO DE CÁLCULO RECOMENDADO PARA DETERMINAR ELTAMAÑO DE LAS LÍNEAS EN LOS DRENAJES DE LOS CALENTADORES,SEGÚN MEMORÁNDUM DE BECHTEL OVERSEAS CORPORATION, DEL 12, DESEPT. DE 1978, DEL ING. B. ALEY AL ING. LUIS CARBAJAL M.
EL RANGO DE VELOCIDADES PARA SELECCIONAR EL DIÁMETRO ES DE:
ENTRE 4 Y 7seg
ft(DEL CRANE HOJA 3-6)
EL DIÁMETRO SE DETERMINARÁ USANDO LA FORMA CFE-DID-020
31
FORMA CFE-DID-020
ALTERNATIVAS
100% CON SERVICIOS 25% CONSERVS.
DATOS: 5ӯ nom 4ӯ nom 3 1/2ӯnom
4ӯ nom
1 2 3 4Po = PRESIÓN DE TRABAJO =P = PRESIÓN DE DISEÑO (Psig) =T = TEMPERATURA DE DISEÑO (°F) = 220.1 220.1 220.1 158.54
Q = CAUDAL DE DISEÑO (gpm) = 240.96 240.96 240.96 53.51
W = CAUDAL DE DISEÑO (lb:/hr) = 115,212.396 115,212.396 115,212.396 26,190.65
(°)= DENSIDAD (lb/pie3) = 59.62 59.62 59.62 61.03
(°)V = VOLUMEN ESPECÍFICO (pie3/lb) = 0.0677224 0.0677224 0.01677224 0.016386234
(°)u = VISCOSIDAD (centipoises) = 0.25 0.25 0.25 0.40
v1 = VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg)=
(según criterios de diseño) VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADAV= 7ft/seg
VELOCIDAD MÍNIMA RECOMENDADAV= 4ft/seg
CÁLCULOSI.- TAMAÑO
A1 = ÁREA SECCIÓN =1
04.0
v
W
(pulg2) = 19.324 12.883 11.0425
A = ÁREA SECCIÓN REAL (pulg2) = 20.01 12.73 9.886 12.73
d = DIÁMETRO INTERIOR REAL (pulg) = 5.047 4.026 3.548 4.026
Do = DIÁMETRO EXTERIOR (pulg) = 5.563 4.500 4.000 4.500
V = VELOCIDAD REAL (pies/seg) = 3.862 6.072 7.818 1.348
II.- CAÍDA DE PRESIÓN00035.0
D00045.0
D0005.0
D00045.0
D
Re = NUM. DE REYNOLDS =du
W31.6 =576,176.12 722,295.3 819,605.66 102,622.33
(°) f = FACTOR DE FRICCIÓN = 0.0166 0.0170 0.0172 0.0185
∆P100 = CAÍDA DE PRESIÓN UNITARIA (psi/100)=
0.3784 1.2010 2.2859 0.06596
2
2
0668.0
)2000(Re.
1294.0
)2000(Re.
d
v
LAMINARREG
d
vf
TURBULENTOREG
LÍQUIDOS
DIÁMETRO SELECCIONADO PARA LA LINEA DELCAL. No. 3
DT = 4ӯ nom, CED. 40
GAS/VAPOR5
2000336.0
pd
fW
L1 = LONGITUD TUBERÍA RECTA (pies)L2 = LONGITUD TUBERÍA EQUIV. ACCES
(pies)
32
2.1.4.1.- SELECCIÓN DEL TAMAÑO DE LA VÁLVULA DE CONTROL.
DETERMINADOS EL TAMAÑO DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3 YEL DIÁMETRO DE LA LÍNEA ENTRE LA BOQUILLA DEL CAL. Y LA VÁLVULADE CONTROL, SELECCIONAR EL TAMAÑO DE LA MISMA.
SE SELECCIONARÁ POR PRINCIPIO, MENOR QUE EL TAMAÑO DE LA LÍNEA.
Dt = 4" nom (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)Dv = 2" nom (DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL)
2.1.4.1.1.- CÁLCULO DE LA LONGITUD EQUIVALENTES DE TUBERIA, VÁLVULA YACCESORIOS EN EL TRAMA CORRESPONDIENTE A LA BOQUILLA DEL CAL.Y LA VÁLVULA DE CONTROL.
2.1.4.1.1.1.- CÁLCULO DE LAD
LDE LA REDUCCIÓN CONCENTRÍCA CONECTADA
EN LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3.
tan="5.3
"0195.1= 0.2913
=2
1
d
d=
"065.6
"026.4= 0.66381 = ARC TAN (0.2913) = 16.24°
= 2 = 2x16.24° = 32.48°2 = 0.4406 < 45°
(1 - 2 ) = 0.5594 sen = 0.2797
4
2
2
)1(2
8.0
sen
K
4”ø nom
5½”
3½”
d2ø int = 6.025”
1.0195”
3 .5”
d1ø int = 4.026”
6” nom
33
5594.0)2797.0(8.02 K
1252.02 K
017.0
1252.0;
ft
K
D
Lft
D
LK
365.7D
L
2.1.4.1.1.2.- CÁLCULO DE LAD
LDE LA REDUCCIÓN DE 4” x 2”, CONECTADA
EN LA VÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL = 2”
48975.0"2
"9795.0tan
= ARC TAN (0.48975) = 26.093°
4
2
22
)1(5.0
sen
K = 2 = 2x26.093° = 52.186°
0695.0
6632.07369.05.02
K > 45°
516.32 K sen = 0.4398
;ftD
LK 5134.0
"026.4
"067.2
2
1 d
d
0.9795”
2”
2”ø n
4”
2”
4”ø n
d2
ø int = 4.026”
d1
ø int = 2.067”
34
017.0
516.3
ft
K
D
L260359.02
0695.04
7369.0)1( 2
6632.02
sen
82.206D
LVER ANEXO PÁG. SIG.
35
2.1.4.1.1.2.BIS.- CÁLCULO DE LAD
LDE LA REDUCCIÓN DE 4” x 3”, CONECTADA EN
LA VÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL = 3” ø
2815.0"2
"563.0tan
ARC TAN 722.15)2815.0( °
= 2 = 2x15.722° = 31.444°
45°
4
2
22
)1(5.0
sen
K sen = 0.2709701
2692.0
52055.04811.05.02
K 72032.0
"026.4
"9.2
2
1 d
d
46515.02 K 5189.02
ft
K
D
Lft
D
LK ; 2692.04
017.0
46515.0
D
L4811.0)1( 2
362.27D
L52055.0
2
sen
3”ø n
4”
2”
4”ø n
d2
ø int = 4.026”
d1
ø int = 2.9”
0.563”
2”
36
III.- LONGUITUD EQUIVALENTE TUBERÍASECCIÓN DE TUBERÍA DE CAL. No. 3 A VÁLVULA DE CONTROLVER ISOMÉTRICO HOJA 16 DE 88
(De acuerdo a lo indicado en el CRANE No. 210 Ed. 1976.)
ACCESORIOS
100% DE CARGA CONSERVICIOS
25% DE CARGA CONSERVICIOS
CASO 1 CASO 2DENOMINACIÓN No. L/D L/D TOT. L/D L/D TOT.1.- VÁLVULA DECOMPUERTA
1 8.0 8.0 8.0 8.0
2.- VÁLVULA DEGLOBO3.- VÁLVULA“CHECK”4.- CODO DE 90°
8 20 160.0 20 160.0
5.- CODO DE 45°
6.- REDUCCIÓN6" A 4"
1 7.365 7.365 7.365 7.365
7.- TEE
8.- ENTRADA ATUBERÍA
1 33.33 33.33 33.33 33.33
9.- SALIDA DETUBERÍA
10.- EXPANSIÓN
11.- REDUCCIÓNDE 4" 2"
1 206.82 206.82 206.82 206.82
SUMA TOTALL/D 415.52 415.52
L1=LONG. TUBERÍA RECTA(PIES)
236.057 134.22 134.22
L2=LONGITUDEQUIVALENTE
L/D x d 12
/ dDL 12
026.452.415
12
4.139
197.79
4.139
LT = LONGITUDEQUIVALENTETOTAL (PIES)
273.62 273.62
37
DE CALENTADOR No. 3 A CALENTADOR No.2CÁLCULOS 100% DE CARGA C/SERVS. 25% DE CARGA C/SERVS.
1 2 3 4L = LONGITUD TOTALEQUIVALENTE (pies)
273.62 273.62
A P=CAÍDA PR. TOTAL=P100 x L (psi)
1003.286 0.1805
III- ESPESOR DE PARED
(°°) S= ESFUERZO MAX. ADM. @ T(psi)(°°) E = EFICIENCIA SOLD.LONGITUDINAL(°°) A = ESPESOR ADICIONAL (pulg)
(°°) y = COEFICIENTE SEGÚNMATERIAL
tm = ESP. MIN. = PySE
DP o
2+A,
(pulg)
t1 = ESP. NECESARIO =875.0
tm,
(pulg)t = ESP. NORMAL MAS PRÓXIMOSUP. (pulg)
RESUMEN TUBERÍA ADOPTADA
DE CALENTADOR No. 3 A CALENTADOR No. 2
100% DE CARGA C/SERVS. 25% DE CARGA C/SERVS.MATERIALDIAM. EXTERIOR, (pulg) = 4.500 4.500ESPESOR, (pulg) ó SCH, No. =VELOCIDAD, (pies/seg) = 6.072 1.348CAÍDA DE PRESIÓN, (psi) = 3.286 0.1805
(°) VALORES SEGÚN “FLOW OF FLUIDS” CRANE TECHNICAL PAPER N° 410
(°°) VALORES SEGÚNANSI B31.10
38
100% DE CARGA CON SERVICIOS
2.1.4.2.- CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL, ASÍ COMO VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASELÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
Pa = 1.952cm
kgabs = 27.736 psi abs
∆P = 3.286 psi
S = 4.057 μ = 13.31 ft
94.0R
ta = 104.5 °C = 220.1 °F
P2 = Pa + S - ∆P
P2 = 27.736 + 286.330662.2
94.031.13
P2 = 29.874 psi abs
CALENTADORN° 3
S
Pa
P2 Pb
CALENTADOR
N° 239
P2 = 2.12cm
kgabs
40
2.1.4.3.- VERIFICAR SI EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LAVÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
P2 = 29.874 psi abs
ta = 104.52 °C = 220.1 ° F
CONDICIÓN
P2 > Pva = PRESIÓN DE VAPOR
DETERMINAR LA PRESIÓN DE VAPOR (Pva) A 220.1 ° FDE LAS TABLAS DE VAPOR ASME 1977INTERPOLANDO.
Pva = 17.22 psi abs
COMO P2 = 29.874 psi abs > Pva = 17.22 psi abs
DE LO ANTERIOR SE CONCLUYE QUE A LA ENTRADA DE LA VÁLVULAEXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO), POR LO CUAL, NO EXISTE RIESGO DEEVAPORACIÓN.
A 25% DE CARGA CON SERVICIOS
2.1.4.4.- CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL, Y VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) ALA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
Pa = 0.59732cm
kgabs = 8.496 psi abs
∆P = 0.1805 psi
S = 4.057 m = 13.31 ft
98.0R
ta = 70.3 °C = 158.54 °F
41
P2 = Pa + S - ∆P
P2 = 8.496 + 1805.030662.2
98.031.13
P2 = 13.97 psi abs
P2 = 0.98222cm
kgabs
CALENTADORN° 3
C
Pa
P2 P
S
ALENTADORN° 2
b
42
2.1.4.5.- DEL CALENTADOR No. 3 A LA VÁLVULA DE CONTROL, A 25% DE CARGACON SERVICIOS, VERIFICAR SI EXISTE UNA FASE A LA ENTRADA DE LAVÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
P2 = 13.97 psi abs
ta = 70.3 ° C = 158.54 °F
CONDICIÓN
P2 > Pva = PRESIÓN DE VAPOR
DETERMINAR LA PRESIÓN DE VAPOR A 15854 ° F(DE LAS TABLAS ASME 1977)
Pva = 4.5796 psi abs
P2 = 13.97 > 4.5796 psi abs
DE LO ANTERIOR SE CONCLUYE QUE A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL, EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO), POR LO CUAL, NO EXISTERIESGO DE EVAPORACIÓN.
43
2.2.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL ENTRE LA VÁLVULA DECONTROL Y LA BOQUILLA DE LLEGADA DEL CALENTADOR No. 2, A 100% DECARGA CON SERVICIOS.
2.2.1.-CÁLCULO DE LA BOQUILLA (DB) DEL CAL. No. 2. A 100% DE CARGA CONSERVICIOS.
2.2.1.1.- CALCULAR LA ENTALPIA Y EL VÓLUMEN ESPECÍFICO LÍQUIDO Y DEL
VAPOR A 1.12cm
kgabs.
P = 1.12cm
kgabs = 15.646 psi abs DE TABLAS DE VAPOR ASME 1974
INTERPOLANDO
P (psi abs) hL
lbs
Btuhv
lbs
Btu
lbs
ftV L
3
lbs
ftV V
3
646.0
0.5
0.15
646.15
0.20
1
'1
06.15
21.181´
27.196
x
x
´
2
'2
4.5
9.1150
3.1156
x
x
3
'3
000108.0
016726.0´
016834.0
x
x
4
'4
203.6
290.26´
087.20
x
x
hL = 183.156lbs
Btu
hv = 1151.598lbs
Btu
VL = 0.016739lbs
ft 3
DEL CALENTADOR N° 3
HL=104.6Kcal/Kg
CALENTADORN° 2
DB=?Pb=1.10Kg/m²abs
hL = ?hV = ?
LV
= ?
VV
= ?
44
Vv = 25.489lbs
ft 3
2.2.1.2.- CALCULAR EL PORCENTAJE DE CONDENSADO QUE SE EVAPORA.
DATOS:
HL= 104.6kg
Kcal= 188.28
lbs
Btu
hL = 183.156lbs
Btu
VL= 0.016739lbs
ft 3
V V = 25.489lbs
ft 3
hv = 1151.598lbs
Btu
HL = hL + χ hvL = hL + χ (hv – hL)
χ = L
LL
hhv
hH
=
156.183598.1151
156.18328.188
= 0.0052909
0.52909 % DE EVAPORACIÓN
CALCULAR EL VOLÚMEN ESPECÍFICO DE LA MEZCLA (
VM)
DATOS:
χ = 0.0052909
VL = 0.016739lbs
ft 3
Vv = 25.489lbs
ft 3
VM =
VL + χ (
Vv -
VL)
VM = 0.016739 + χ (25.489 – 0.016739)
VM = 0.1515102lbs
ft 3
45
DENSIDAD DE LA MEZCLA
DATOS:
VM = 0.1515102lbs
ft 3
M
M
V
1
1515102.0
1M = 6.6
3ft
lbs
3
6.6ft
lbsM
2.2.1.3.- SELECCIONAR EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CAL No. 2
CRITERIO:DEL HEAT EXCHANGE INSTITUTE STANDARD FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS SEGUNDA EDICIÓN, 1974 PÁG. 5, INCISO B-7C.
CONDICIÓN
M
G
2
= 4000; G = MASA VELOCIDAD (2ftseg
lbs
)
M = DENSIDAD DE LA MEZCLA
DONDE G ≤ 250; G =A
W
DATOS:
W = 115,212.4hr
lbs= 32
seg
lbs
M = 6.63ft
lbs
PROBANDO CON DIÁMETROS DE 4", 6" Y 8", CED. 80
DIÁMETRO(ø nom, M )
ÁREAINTERNA
(ft2)
G =A
W
M
G
2
M
G
2
- 4000
4" 0.07986 400.7 24,327.35 + 20,327.35
6" 0.181 176.79 4,735.56 + 735.56
8" 0.3171 100.91 1,542.85 (-) 2,457.14
46
COMO LA MENOR DIFERENCIA DEM
G
2
- 4000, RESULTÓ DE 735.56, SE
CONCLUYE QUE EL DIÁMETRO PARA LA BOQUILLA DEL CAL. No. 2, DEBESER:
DB = 6 "Ø nom, CED.80
2.2.2- CÁLCULO DE LA LÍNEA ENTRE LA VÁLVULA DE CONTROL Y LA BOQUILLAEN EL CALENTADOR No. 2
DATOS:
Pa = 1.952cm
kgabs = 27.736 psia
ta = 104.5 °C = 220.1 °F
W = 52,260hr
kg= 115,212.4
hr
lbs= 32
seg
lbs
Pb = 1.12cm
kgabs = 15.65 psi abs
Pva = 17.22 psi abs
2.2.2.1.- CALCULAR LA PRESIÓN CRÍTICA (Pcv) EN EL ORIFICIO DE LA VÁLVULADE CONTROL.
DONDE Pcv = Ff (Pva) y Ff = 0.96 – 0.28Pc
Pva
Pc = 3,206.22pul
lbsabs (PARA AGUA)
Ff = 0.96 – 0.282.206,,3
22.17= 0.9395
Pcv = Ff (Pva) = 0.9395 x 17.22
Pcv = 16.178 psi abs
2.2.2.2.- DETERMINAR LOS COEFICIENTES DE FRICCIÓN (f) PARA EL DIÁMETRO DELA LÍNEA DE 4" Ø nom Y EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CAL. No.2, DE6" Ø nom.
DATOS:
DT = 4" Ø nom, CED 80 (DIÁMETRO DE LÍNEA)
47
DB = 6" Ø nom, CED 80 (DIÁMETRO DE BOQUILLA)
DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG. A-2 E (A TURBULENCIA TOTAL)
ft = 0.0164fB = 0.0152
2.2.2.3.- CALCULAR (A
W) ( 2ftseg
lbs
), PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL
CAL. No. 2
DATOS:
DB = 6" Ø nom, CED 80A
W=
181.0
32
A = 0.181 ft2
W = 32seg
lbs
A
W= 176.795 2ftseg
lbs
2.2.2.4.- DETERMINAR ( *4P )
DATOS:
A
W= 176.795 2ftseg
lbs
Pva = 17.22 psi abs
[ DE LA PUBLICACIÓN ASME “ANALYTICAL APROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS” HOJA 4, FIG. 2]
*4P = 6.4 psi abs
CONDICIONES:
SI *4P ≥ Pb (RESOLVER MÉTODO 1)
SI *4P < Pb (RESOLVER MÉTODO 2)
(6.4 psi abs < 15.65 psi abs)
COMO *4P < Pb, RESOLVER POR MÉTODO 2.
2.2.2.5.- SOLUCIÓN POR EL METODO 2:
2.2.2.5.1.- DETERMINAR EL VALOR DE ()
48
DATOS:
*4P = 6.4 psi abs DE LA FIG. No. 3, PAG. 4, DE LA PUBLICACIÓN (ASME)*
Pva = 17.22 psi abs
= 0.552.2.2.5.2.- CALCULAR (M4)
DATOS:
= 0.55
*4P = 6.4 psia
Pb = 15.65 psia
M4 =
1
111
2*42
Pb
P
M4 =
155.0
165.15
4.6155.01
22
M4 = 0.37
2.2.2.5.3.- CALCULAR K4
DATOS:
M4 = 0.37
= 0.55
24
24
24
24
4
2
112
1
2
11
M
MLn
M
MK
2
2
2
2
4
37.02
45.012
37.055.1
55.02
55.1
37.055.0
37.01LnK
K4 = 8.34852
49
2.2.2.5.4.- DETERMINAR LAS CONDICIONES BÁSICAS, SELECCIONANDO UNTAMAÑO DE LÍNEA.
CONSIDERANDO UN TAMAÑO DE 4”Ø nom, CED. 80:
DATOS:
D = 4ӯ nom, CED. 80
Di = 3.826”
A = 0.07986 ft2
2.2.2.5.5.- CALCULAR (K3), PARA VÁLVULA Y ACCESORIOS.
1.- AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA DE 2" A 4"
tan = 9435.02
887.1
= ARCTANG 0.9435 = 43.3348°
= <45°
2” nom
int = 1.939”
4”
2”
4” nom
d2
int= 5.761”
1.887”
2”
d1
6”
CALENTADOR No.2
4” 2”K 4” 4” n
DEL CALENTADOR No. 3
50
sen 3692.02
4
22
2
)1(2
6.2
sen
K 50679.0826.3
939.1
2
1
d
d
06596.0
5523.03692.06.22
K 25638.02
03759.82 K Ver 2.2.2.5.5 BIS. 06596.04
5523.0)1( 22
TRANSPORTANDO 2K A 6K ” (QUE ES EL COEFICIENTE DE PÉRDIDAS
REFERIDO AL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DE LLEGADA)
DATOS:
03759.82 K
"826.3"4 di
"761.5"6 di4
6
4
26
)"
"(
"
di
di
KK
4
12
KK
)761.5
826.3(
03759.8"6 K
32.41"6 K Ver 5.2.2.5.5.2 BIS.
2.2.2.5.5. BIS.- CALCULAR (K3), PARA VÁLVULA Y ACCESORIOS.
1.- AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA DE 4" x 3"
tan = 463.02
926.1
= ARCTANG 0.9435
3” nom
int = 2.9”
4” nom
d1 d2
int =3.826”
2”
0.926”
2”
4”
51
= 24.844° = <45°
Sen 2151.02
4
22
2
)1(2
6.2
sen
K 758.0826.3
9.2
2
1 d
d
33.0
181.02151.06.22
K 5745.02
3067.02 K 33.04
181.0)1( 22
TRANSPORTANDO A 2K A 6K ” (QUE ES EL COEFICIENTE DE PÉRDIDAS
REFERIDO AL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DE LLEGADA)
DATOS:
3067.02 K
"826.3"4 di
"761.5"6 di
4
6
4
26
)"
"(
"
di
di
KK
)761.5
826.3(
3067.0"6 K
577.1"6 K
2.- VÁLVULA DE COMPUERTA DE 4”
DATOS:
8D
L
fT = 0.0164
di4” = 3.826”
di6” = 5.761”
52
446
761.7
826.3
0164.08
"6
"4"
di
di
fD
L
KT
K6” = 0.6744
3.- TEE DE 4” Ø nom
DATOS:
60D
L
fT = 0.0164
di4” = 3.826”
di6” = 5.761
446
761.7
826.3
0164.060
"6
"4"
di
di
fD
L
KT
K6” = 5.0
4.- AMPLIACIÓN DE 4” A 6” (C0NCÉNTRICA)
tan = 27642.0"
213
9675.0
= ARCTANG (0.27642)
195.0
26644.03125.06.2)1(
26.2
4
22
2
senK =15.45232°
2x =30.90464
0.9675 ”0.9675 ”0.9675”
3.5”
5½”
4” nom
int = 3.826”
d1
3½”
6” nom
d2
int = 5.761”
53
Sen = 0.26644
66412.0761.5
"826.3
2
1 d
d
K2 = 1.1102 441.02
195.04
3125.0)1( 22
5.- TRAMO RECTO DE TUBERÍA DE 4” Ø nom
DATOS:
fT = 0.0164
L = 914 mm = 3 ft
D = 4” Ø nom
di4” = 3.826”
di6” = 5.761”
41.9
"12
"826.3
3
D
L
46
"6
"4"
di
di
fD
L
KT
46
761.5
826.3
0164.041.9"
K
K6 = 0.7933
2.2.2.5.6.- DETERMINAR 3K
1102.10.56744.032.41"63 KK
1.483 K
2.2.2.5.7.- CALCULAR (K)
54
1.483 K
34852.84 K
349.81.4843 KKK
449.56K
2.2.2.5.8.- DETERMINAR ( 3M )
DATOS: DE LA FIGURA No. 4, PÁG. 6, DE LA PUBLICACIÓN ASME
= 0.55
K=56.449
169.03 M
2.2.2.5.9.- DETERMINAR
*4
3
PP
DATOS:
169.03 M
= 0.55
23
3*4
3
2
112
11
MMP
P
2
*4
3
169.02
45.012
55.1
169.0
1
P
P
2259.5*4
3 P
P
2.2.2.5.10.- CALCULAR ( 3P )
DATOS:
2259.5*4
3 P
P2259.543 PP
P3 = 5.2259 x 6.4 = 33.4458 psi abs
P3= 33.4458 psi abs
CONDICIONES:
55
1- SI P3 < Pva y Pcv > P3, EL TAMAÑO ESCOGIDO ES CORRECTO;
2.- SI P3 > Pva, RECALCULAR POR MÉTODO 3;
COMO P3 = 33.4458 > Pva = 17.22 psia
POR LO TANTO: RESOLVER POR MÉTODO 3.
2.2.2.5.11.- MÉTODO 3
2.2.2.5.11.1.- CALCULAR CAÍDA DE PRESIÓN DESPUÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL Y P3.
2.2.2.5.11.1.1.- CALCULAR (Mx)
DATOS:
Pva = 17.22 psi abs
*4P = 6.4.psi abs
= 0.55
Mx =
1
11 42
Pva
P
Mx =
155.0
122.17
4.655.01
2
2
Mx = 0.33
2.2.2.5.11.1.2.- CALCULAR (Kx)
DATOS:
Mx = 0.33
= 0.55
56
2
2
2
2
2
112
1
2
11
Mx
MxLn
Mx
MxK X
2
2
2
2
33.02
45.012
33.055.1
55.02
55.1
33.055.0
33.1Ln
OK X
Kx = 11.4288
2.2.2.5.11.1.3.- CALCULAR (Kf)
DATOS:Kf = K3 + K4 - Kx
K3 = 48.1
K4 = 8.34852
Kx = 11.4288
Kf = 48.1 + 8.34852 - 11.4288
Kf = 45.0
2.2.2.5.11.1.4.- CALCULAR LA VELOCIDAD (Vf)
DATOS:
D = 6” nom
A = 0.181 ft2 ff VA
WV
2795.176
ftseg
lbs
A
W
fV = 0.01677lbs
ft 3
Vf = 176.795 x 0.016777
Vf = 2.96485seg
ft
2.2.2.5.11.1.5.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN LA ZONA DEL LÍQUIDO (Pf)
DATOS:
57
Kf = 45144
11
2
2
f
fff
Vg
VKP
Vf = 2.96485seg
ft
fV = 0.01677lbs
ft 3
14401677.02.322
96485.245 2
fP
Pf =2.54352 psi
3.2.2.5.11.2 CALCULAR LA PRESIÓN (P3)
DATOS:P3 = Pva +Pf
Pf =2.54352 psi
Pva = 17.22 psi abs
P3 =17.22 + 2.54356
P3 = 19.763 psi abs PRESIÓN A LA SALIDA DE LA VÁLVULA DE CONTROL
2.2.2.5.11.3CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL (ΔPcv)
DATOS:
P2 = 29.874 psi abs
P3 = 19.763 psi abs
ΔPcv = P2 – P3 =29.874-19.763
ΔPcv = 10.11 psi abs
P2
4” nom 4” nom
P3
Pcv
58
CAÍDA DE PRESIÓN EN LA VÁLVULA DE CONTROL
2.2.2.5.11.4.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL SISTEMA (∆PT)
DATOS:
Pa = 27. 736 psi abs
Pb = P4 = 15.65 psi abs
S = 13.31 ft
956.0R
430662.2P
SPaP R
T
65.1530662.2
956.031.13736.27
TP = 17.6024
∆PT = 17. 6024 psi CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA
CALCULAR EL 30% DE (∆PT) Y COMPROBAR
∆PT x 0.30 =17. 6024 x 0.3
∆PT x 0.3 = 5.2872 psi abs 30% DE LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL SISTEMA
COMPROBAR:
CONDICIÓN: ∆Pcv ≥ ∆PT x 0.3
∆Pcv = 10.11 psi abs > ∆PT x 0.3 = 5.2872 psi abs
COMO LA CONDICIÓN ANTERIOR SE CUMPLE, SE CONCLUYE QUE EL DIÁMETROSUPUESTO DE 4”Ø nom, ES EL CORRECTO.
CALENTADOR N° 3
Pa
CALENTADOR N° 2
4” nom 4” nom
6”
6”
S=13.31 ft
Pb= P4 = 15.65 psi abs
59
2.2.3.-CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL TRAMO ENTRE LA VÁLVULA DECONTROL Y EL CALENTADOR No.2 A 25% DE CARGA CON SERVICIOS.
DATOS:
Pa = 0.59732cm
kgabs = 8.496 psi abs
ta = 70.3°C = 158.54°F
W = 11,880hr
kg= 26,190.6 lbs/hr = 7.2752
seg
lbs
Pb = 0.3112cm
kga = 4.4235 psi abs
Pva = 4.5796 psi abs (DE HOJA 27-89, DE ESTE CÁLCULO)
2.2.3.1.- CALCULAR LA PRESIÓN CRÍTICA (Pcv), EN EL ORIFICIO DE LA VÁLVULADE CONTROL.
DONDE:
Pcv = FF x Pva y,
FF = 0.96 – 0.28Pc
Pva
Pc = 3,206.22pul
lbsabs (para agua)
FF = 0.96 – 0.28 94942.02.206,3
5796.4
Pcv = FF x Pva = 0.94942 x 4.5796
Pcv = 4.348 psi abs
2.2.3.2.- DETERMINAR LOS COEFICIENTES DE FRICCIÓN (f) PARA EL DIÁMETRODE LA LÍNEA DE 4” nom Y EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CAL. No. 2, DE 6” nom
DATOS:
DT = 4” nom, CED. 80 (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)
DB = 6” nom, CED. 80 (DIÁMETRO DE LA BOQUILLA)
DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG A-25 (A TURBULENCIA TOTAL)
fT = 0.0164
fB = 0.0152
60
2.2.3.3.- CALCULAR (A
W) ( 2ftseg
lbs
), PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL
CALENTADOR No. 2.
DATOS:
D = 6” nom, CED. 80
A = 0.181 ft2
181.0
2752.7
A
W
W = 7.2752seg
lbs
181.0
2752.7
A
W
21944.40
ftseg
lbs
A
W
2.2.3.4.- DETERMINAR (*4P )
DATOS:
21944.40
ftseg
lbs
A
W
Pva = 4.5796 psi abs
(*DE LA PUBLICACIÓN ASME “ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS” HOJA 4, FIG. 2).
*4P = 1.3 psi abs
Pb = 4.4235 psi abs
CONDICIONES:
SI *4P > Pb (RESOLVER MÉTODO 1)
SI *4P < Pb (RESOLVER MÉTODO 2)
COMO *4P < Pb, ENTONCES RESOLVER CON MÉTODO 2,
2.2.3.5.- SOLUCIÓN:
2.2.3.5.1.- DETERMINAR EL VALOR DE ()
DATOS:
61
*4P = 1.3 psi abs DE LA FIGURA No. 3 PÁG. 4 DE LA PUBLICACIÓN (ASME)
Pva = 4.5796 psi abs
= 0.62
2.2.3.5.2.- CALCULAR (M4)
DATOS:
= 0.62
1
111
2*42
4
Pb
P
M
*4P = 1.3 psi abs
Pb = 4.4235 psi abs
162.0
14235.4
3.1162.01
2
2
4
M
M4 = 0.26656
2.2.3.5.3.- CALCULAR (K4)
DATOS:
M4 = 0.26656
= 0.62
24
24
24
24
4
2
112
1
2
11
M
MLn
M
MK
2
2
2
2
4
26656.02
38.012
26656.062.1
62.02
62.1
26656.062.0
26656.01LnK
K4 = 17.3762
2.2.3.6.- DETERMINAR LAS CONDICIONES BÁSICAS, CONSIDERANDO ELDIÁMETRO DETERMINADO A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.
DATOS:
D = 4” nom Céd. 80
62
Di = 3.826”
A = 0.7986 ft2
6”
CALENTADOR No.2
4” 2”K 4” 4” nom
DEL CALENTADOR No. 3
63
2.2.3.6.1.- CALCULAR (K)
DATOS:
K3 = 48.1 (DE CAL. A 100% DE CARGA CON SERVICIOS, PÁG. 41 DE 89)
K4 = 17.3762
K = K3 + K4 = 48.1 + 17.3762
K = 65.4762
2.2.3.6.2.-. DETERMINAR (M3)
DATOS:
= 0.62
K = 65.4762
DE LA FIG. No. 4, PÁG. 6 DE LA PUBLICACIÓN (ASME)
M3 = 0.1494
2.2.3.6.3.- DETERMINAR
*
4
3
P
P
DATOS:
M3 = 0.1494
= 0.62
23
3*4
3
2
112
11
MMP
P
2
*4
3
1494.02
38.012
62.1
1494.0
1
P
P
037.6*
4
3 P
P
2.2.3.6.4.- CALCULAR (P3)
64
DATOS:
037.6*
4
3 P
P
*4P = 1.3
P3 =*4P (6.037)
P3 = 1.3 x 6.037
P3 = 7.8481 psi abs
CONDICIONES:
1.- SI P3 < Pva y Pcv > P3 EL TAMAÑO ESCOGIDO ES CORRECTO
2.- SI P3 > Pva, RECALCULAR POR MÉTODO 3.
COMO P3 = 7.8781 > Pva = 4.5796 psi abs
RECALCULAR POR MÉTODO 3.
2.2.3.7.- MÉTODO 3.
2.2.3.7.1.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN DESPUÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL Y P3
2.2.3.7.1.1.- CALCULAR (Mx)
DATOS:
Pva = 4.5796 psia
P4 = 1.3 psia
= 0.62
1
111
242
Pva
P
Mx
162.0
15796.4
3.1162.01
22
Mx
Mx = 0.2573
65
2.2.3.7.1.2.- CALCULAR (Kx)
DATOS:
Mx = 0.2573
= 0.62
2
2
2
2
2
112
1
2
11
Mx
MxLn
Mx
MxKx
2
2
2
2
2573.02
38.012
2573.062.1
62.02
62.1
2573.062.0
2573.01LnKx
Kx = 18.9439
2.2.3.7.1.3.- CALCULAR (Kf)
DATOS:
K3 = 48.1
K4 = 17.3762
Kx = 18.9439
Kf = K3 + K4 – Kx
Kf = 48.1+17.3762– 8.9439
Kf = 46.5323
2.2.3.7.1.4.- CALCULAR LA VELOCIDAD (Vf)
DATOS:
D = 6ӯ nom
A = 0.181 ft2
21944.40 ftseg
lbs
A
W
lbs
ftfV
3
016386.0
66
Vf = fVA
W
Vf = 40.1944 x 0.016386
Vf = 0.6584seg
ft
2.2.3.7.1.5.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN LA ZONA DEL LÍQUIDO ( Pf )
DATOS:
Kf = 46.5323
Vf = 0.6584seg
ft
016386.0fV
144
11
2
2
fVg
VfKfPf
1440163862341.02.322
6584.05323.46
2
Pf
13274.0Pf psi abs
2.2.3.7.2.- CALCULAR LA PRESIÓN (P3)
DATOS:
∆Pf = 0.013274 psi
Pva = 4. 5796 psi abs
P3 = Pva + ∆Pf
P3 = 4. 5796 + 0.013274
P3 = 4.71234 psi abs
2.2.3.7.3.- CALCULAR LA CAÍDA A TRAVÉS DE LA VÁLVULA DE CONTROL (∆Pcv)
DATOS:
67
P2 = 13.97 psi abs
P3 = 4.71234 psi abs
∆Pcv = P2 - P3
∆Pcv = 13.97 – 4.71234
∆Pcv = 9.258 psi abs
2.2.3.7.4.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL SISTEMA Pt
DATOS:
Pa = 8.496 psi abs
Pb = P4 = 4.4235 psi abs
S = 13.54 ft
R = 0.98
430662.2
PS
PaP RT
4235.430662.2
98.054.13496.8
TP
8251.9 TP psi abs CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA
CALCULAR EL 30 % DE ( TP ) Y COMPROBAR
TP x 0.3 = 9.8251x0.3
TP x0.3 = 2.94753 psi abs 30% DE LA CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL
SISTEMACOMPROBAR
CONDICIÓN:
P2
4” nom 4” nom
P3
Pcv
CALENTADOR N° 3
Pa = 8.691 psi abs
CALENTADOR N° 2
4” nom 4” nom
6”
6”
S=13.31 ft
Pb= P4 = 4.4235 psi abs
68
Pcv TP x0.3
Pcv = 9.258> TP x0.3 = 2.94753 psi abs
COMO LA CONDICIÓN ANTERIOR SE CUMPLE, SE CONCLUYE QUE ELDIÁMETRO 4”Ø nom, ES TAMBIÉN ADECUADO PARA 25% DE CARGA CONSERVICIOS.
2.3.- CÁLCULO DEL TAMAÑO DE LA LÍNEA DE DRENAJE DE EMERGENCIA A 100%Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS, EN EL TRAMO CORRESPONDIENTE DELCALENTADOR No. 3 A LA VÁLVULA DE CONTROL.
Co
nd
en
sa
do
rp
rin
cip
al
Calentador No. 3
Drenaje de emergencia entre el calentadorNo. 3 y el Condensador
69
2.3.1.- CONDICIONES TERMODINÁMICAS.
2.3.1.1.- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO, DENSIDAD, DENSIDADRELATIVA, VISCOSIDAD Y FLUJO A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.
2.3.1.1.1.- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO V
DATOS:
FLUÍDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA (SATURADO)
ta = 120.9 °C = 249.62 °F
Pa = 2.082cm
kgabs. = 29.585 psi abs
DE TABLAS DE VAPOR ASME 1967
INTERPOLANDO
62.1
0.4
0.248
62.249
0.252
F
X
X
000032.0
016990.0
017022.0
X =0.4
62.1000032.0
X = 0.00001296
V = 0.017002lbs
ft3
2.3.1.1.2.- DENSIDAD ( ) y ( R )
DATOS:
V = 0.017002lbs
ft3
017002.0
11
V
381661.58
ft
lbs
70
DENSIDAD RELATIVA ( R )
DATOS:
381661.58
ft
lbs (A 249.62 °F)
3371.62
ft
lbs (60 °F)
371.62
8166.58R
R = 0.943012
2.3.1.1.3.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD (µ)
DATOS:
FLUÍDO = CONDENSADO SATURADO
ta = 120.9 °C = 249.62 °F
µ = 0.21 cp
2.3.1.1.4.- FLUJO DE CONDENSADO EN LITROS POR MINUTO (G)
DATOS:
W = 52,260hr
kg= 115,212.4
hr
lbs
= 58.816613ft
lbs
60313.358166.58
2046.21000260,52
G
G = 924.514min
lts
785.3
514.924G
G = 249.26 gpm
71
2.3.1.2.- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO, DENSIDAD, DENSIDADRELATIVA, VISCOSIDAD Y FLUJO DE CONDENSADO A 25% DE CARGA CONSERVICIOS.
2.3.1.2.1.- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO (V )
DATOS:
FLUÍDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA (SATURADO)
Ta = 85.6 °C = 186.08 °F
Pa = 0.6042cm
kg= 8.590934 psi abs
DE TABLAS DE VAPOR ASME 1962
INTERPOLANDO
(t) (V )188.0 0.016559186.08 X186.0 0.165472.0 0.0000120.08 X
0.2
08.0000012.0 X
X = 0.00000048
V = 0.016547lbs
ft3
2.3.1.2.2.- DENSIDAD ( ) y ( R )
DATOS:
V = 0.016547lbs
ft3
016547.0
1
3434.60
ft
lbs
DENSIDAD RELATIVA ( R )
72
DATOS:
3434.60
ft
lbs (A 186.08 °F)
3371.62
ft
lbs (60 °F)
371.62
434.60R
R = 0.9689
2.3.1.1.3.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD (μ)
DATOS:
FLUÍDO = CONDENSADO SATURADO
ta = 85.6 °C = 186.08 °F
μ = 0.3 cp
2.3.1.1.4.- FLUJO DE CONDENSADO EN LITROS POR MINUTO (G)
DATOS:
W = 11,880hr
kg= 26,190.65
hr
lbs
lbs
ft 3
434.60
60313.35434.60
2046.21000880,11
G
G = 204.54min
lts
785.3
54.204G
G = 54.04 gpm
2.3.2.- SELECCIONAR EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3
73
DEL HEAT EXCHANGE INSTITUTE, STANDARD FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS, SECOND EDITION, COPYRIGHT 1974, PÁG. 5, INCISO B-7 (b)
DATOS:
FLUÍDO: LÍQUIDO SATURADO.
LA VELOCIDAD MÁXIMA CON LA CUAL SE DEBE SELECCIONAR LABOQUILLA PARA LAS CONDICIONES DE 100% DE CARGA CON SERVICIOS ESDE:
MÁXIMOseg
ftV 2
EL DIÁMETRO SE DETERMINARÁ USANDO LA FORMA CFE-DID-020
74
FORMA CFE-DID-020
ALTERNATIVAS
100% DE CARGA CON SERVICIOSDATOS: 4ӯ nom 6ӯ nom 8ӯ nom
1 2 3 4Po = PRESIÓN DE TRABAJO =
P = PRESIÓN DE DISEÑO (Psig) =
T = TEMPERATURA DE DISEÑO (°F) = 249.62 249.62 249.62Q = CAUDAL DE DISEÑO (gpm) = 244.26 244.26 244.26W = CAUDAL DE DISEÑO (lb:/hr) = 115,212.4 115,212.4 115,212.4(°)P = DENSIDAD (lb/pie3) = 58.81661 58.81661 58.81661(°)V = VOLUMEN ESPECÍFICO (pie3/lb) = 0.017002 0.017002 0.017002(°)u = VISCOSIDAD (centipoises) = 0.21 0.21 0.21v1 = VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg) =
(según. 4M – 1300) VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADAV= 2ft/seg
CÁLCULOSI.- TAMAÑO
A1 = ÁREA SECCIÓN =1
04.0
pv
W(pulg2) =
A = ÁREA SECCIÓN REAL (pulg2) = 12.73 28.89 50.03d = DIÁMETRO INTERIOR REAL (pulg) = 4.026 6.065 7.981Do = DIÁMETRO EXTERIOR (pulg) = 4.500 6.625 8.625V = VELOCIDAD REAL (pies/seg) = 6.155 2.712 1.566II.- CAÍDA DE PRESIÓN
Re = NUM. DE REYNOLDS =du
W31.6 =
(°) f = FACTOR DE FRICCIÓN =
∆P100 = CAÍDA DE PRESIÓN UNITARIA (psi/100)=
2
2
0668.0
)2000(Re.
1294.0
)2000(Re.
d
v
LAMINARREG
d
vf
TURBULENTOREG
LÍQUIDOS
DIÁMETRO SELECCIONADO PARA LABOQUILLA DEL CAL. No. 3
DB = 8ӯ nom, CED. 40
GAS/VAPOR5
2000336.0
pd
fW
L1 = LONGITUD TUBERÍA RECTA (pies)
L2 = LONGITUD TUBERÍA EQUIV. ACCES (pies)
75
11000
EL71.645
70
7
1000
707
7360
1900
331810038 12000
152
43164
864
5290
EL
1.473
BOQUILLA DEL
CALENTADOR NO. 3467
502--H
BI
1850
CO
ND
EN
SA
DO
R
45
°
84
9
600600
EL
16.0
29
2777
EL4791
45
°PH
11000
EL71.645
70
7
1000
707
7360
1900
331810038 12000
152
43164
864
5290
EL
1.473
BOQUILLA DEL
CALENTADOR NO. 3467
502--H
BI
1850
CO
ND
EN
SA
DO
R
45
°
84
9
600600
EL
16.0
29
2777
EL4791
45
°PH
76
2.3.3.-SELECCIONAR EL DIÁMETRO DE LA LÍNEA DE DRENAJE DE EMERGENCIA,ENTRE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3 Y LA VÁLVULA DE CONTROL.
EL MÉTODO DE CÁLCULO RECOMENDADO PARA DETERMINAR ELTAMAÑO EN LAS LÍNEAS DE LOS DRENAJES DE LOS CALENTADORES,SEGÚN MEMORANDUM DE BECHTEL OVERSEAS CORPORATION DEL 12 DESEPTIEMBRE DE 1978, DEL ING. B. ALEY AL ING. LUIS CARBAJAL M.
EL RANGO DE VELOCIDADES PARA SELECCIONAR EL DIÁMETRO ES DE:
ENTRE 4 Y 7seg
ft
77
FORMA CFE-DID-020
ALTERNATIVAS
100% C/SERVICIOS 25%C/SERVS
DATOS: 5ӯ nom 4ӯ nom 3 1/2ӯnom
4ӯ nom
1 2 3 4Po = PRESIÓN DE TRABAJO =
P = PRESIÓN DE DISEÑO (Psig) =
T = TEMPERATURA DE DISEÑO (°F) = 249.62 249.62 249.62 186.08Q = CAUDAL DE DISEÑO (gpm) = 244.26 244.26 244.26 54.04W = CAUDAL DE DISEÑO (lb:/hr) = 115,212.4 115,212.4 115,212.4 26,190.65(°)P = DENSIDAD (lb/pie3) = 58.81661 58.81661 58.81661 60.434(°)V = VOLUMEN ESPECÍFICO (pie3/lb) = 0.017002 0.017002 0.017002 0.016542(°)u = VISCOSIDAD (centipoises) = 0.21 0.21 0.21 0.3v1 = VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg) =
(según. 4M – 1300) VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADAV= 7ft/seg
VELOCIDAD MÍNIMA RECOMENDADAV= 4ft/seg
CÁLCULOSI.- TAMAÑO
A1 = ÁREA SECCIÓN =1
04.0
pv
W(pulg2) =
A = ÁREA SECCIÓN REAL (pulg2) = 20.01 12.73 9.886 12.73d = DIÁMETRO INTERIOR REAL (pulg) = 5.047 4.026 3.548 4.026Do = DIÁMETRO EXTERIOR (pulg) = 5.563 4.500 4.000 4.500V = VELOCIDAD REAL (pies/seg) = 3.916 6.155 7.926 1.362
II.- CAÍDA DE PRESIÓN00035.0
D00045.0
D0005.0
D00045.0
D
Re = NUM. DE REYNOLDS =du
W31.6= 685,924 859,875 975,721.06 136,830
(°) f = FACTOR DE FRICCIÓN = 0.0170 0.0172 0.019∆P100 = CAÍDA DE PRESIÓN UNITARIA (psi/100)= 1.2175 2.3178602 0.0685
2
2
0668.0
)2000(Re.
1294.0
)2000(Re.
d
v
LAMINARREG
d
vf
TURBULENTOREG
LÍQUIDOS
DIÁMETRO SELECCIONADO ES:
DT = 4ӯ nom, CED. 40
GAS/VAPOR5
2000336.0
pd
fW
L1 = LONGITUD TUBERÍA RECTA (pies)
L2 = LONGITUD TUBERÍA EQUIV. ACCES (pies)
78
2.3.4.- SELECCIÓN DEL TAMAÑO DE LA VÁLVULA DE CONTROL.
DETERMINANDO EL TAMAÑO DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3 YEL DIÁMETRO DE LA LÍNEA ENTRE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR Y LAVÁLVULA DE CONTROL, SELECCIONAR EL TAMAÑO DE LA MISMA.
SE SELECCIONARÁ POR PRINCIPIO, MENOR QUE EL TAMAÑO DE LA LÍNEA.
DT = 4”Ø nom (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)
DV = 3”Ø (DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL)
2.3.4.1.- CÁLCULO DE LA LONGITUD EQUIVALENTE DE LA TUBERÍA, VÁLVULA, YACCESORIOS EN EL TRAMO CORRESPONDIENTE A LA BOQUILLA DELCALENTADOR No. 3 Y LA VÁLVULA DE CONTROL.
2.3.4.1.1.- CÁLCULO DE LA (L/D) DE LA REDUCCIÓN CONCÉNTRICA CONECTADAEN LA BOQUILA DEL CALENTADOR No. 3.
494375.0"4
"9775.1tan
306.26)494375.0( ARCTANG °
Ø 61.522
Ø > 45°
sen 4432.0
50445.0"981.7
"026.4
2
1 d
d
665714.0sen
2545.02
7455.01
6”
4” nom
4”
8” nom
d2
int 7.981"
1.9775”
4”
1.9775”
4”
d1
int = 4.026”
79
4
2
22
15.0
sen
K
665714.07455.05.02 K
K2 = 0.2482
TfD
LK ;
017.0
2482.0
Tf
K
D
L
6.14D
L
2.3.4.1.2.- CÁLCULO DE LA (L/D) DE LA REDUCCIÓN DE 4”x3”, CONECTADA ENLA VÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL = 3”Ø nom
2395.0"2
"479.0tan
47.13)2395.0( ARCTANG
Ø 94.2647.132
Ø < 45°
sen 233.0
762.0"026.4
"068.3
2
1 d
d
5806.02
4”
3” nom
2”
4” nom
d2
int 4.026"
0.479”
2”
d1
int = 3.068”
80
3371.04
4194.01 2
4
2
2
12
8.0
sen
K
3371.0
4194.0233.08.02
K
K2 = 0.2319
TfD
LK ;
017.0
2319.0
Tf
K
D
L
64.13D
L
81
III.- LONGUITUD EQUIVALENTE TUBERÍA
SECCIÓN DE TUBERÍA DE CAL. No. 3 A VÁLVULA DE CONTROLVER ISOMÉTRICO HOJA DE
ACCESORIOS
CASO 1 CASO 2DENOMINACIÓN No. L/D L/D TOT. L/D L/D TOT.1.- VÁLVULA DECOMPUERTA
1 8.0 8.0 8.0 8.0
2.- VÁLVULA DEGLOBO3.- VÁLVULA“CHECK”4.- CODO DE 90° 10 20 200.0 20 200.0
5.- CODO DE 45° 1 16 16.0 16 16.0
6.- REDUCCIÓN8" A 4"
1 14.6 14.6 14.6 14.6
7.- TEE
8.- ENTRADA ATUBERÍA
1 35.72 35.72 35.72 35.72
9.- SALIDA DETUBERÍA10.- EXPANSIÓN
11.- REDUCCIÓNDE 4" 3"
1 13.64 13.64 13.64 13.64
SUMA TOTALL/D
287.96 287.96
L1=LONG. TUBERÍA RECTA(PIES)
154.97 154.97
L2=LONG. EQ. PORACC. ; L/D x d 12
/ dDL =
12
"026.496.287 = 96.61 96.61
LT=
LONG. EQUIVALENTETOTAL (PIES)
251.58 251.58
82
CÁLCULOS100% DE CARGA C/SERVS. 25% DE CARGA C/SERVS.
1 2 3 4L = LONGITUD TOTALEQUIVALENTE (pies)
251.58 251.58
A P=CAÍDA PR. TOTAL= 3.06 0.172
III- ESPESOR DE PARED
(°°) S= ESFUERZO MAX. ADM. @T (psi)(°°) E = EFICIENCIA SOLD.LONGITUDINAL(°°) A = ESPESOR ADICIONAL(pulg)(°°) y = COEFICIENTE SEGÚNMATERIAL
tm = ESP. MIN. = PySE
DP o
2+A,
(pulg)
t1 = ESP. NECESARIO =875.0
tm,
(pulg)t = ESP. NORMAL MÁS PRÓXIMOSUP. (pulg)
RESUMEN TUBERÍA ADOPTADA
100% DE CARGA C/SERVS. 25% DE CARGA C/SERVS.
MATERIAL
DIAM. EXTERIOR, (pulg) = 4.500 4.500ESPESOR, (pulg) ó SCH, No. =
VELOCIDAD, (pies/seg) = 6.155 1.362CAÍDA DE PRESIÓN, (psi) = 3.06 0.172
(°) VALORES SEGÚN “FLOW OF FLUIDS” CRANE TECHNICAL PAPER N° 410
(°°) VALORES SEGÚNANSI B 31.10
83
100% CARGA CON SERVICIOS
2.3.5.-CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROLASÍ COMO VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LAENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
Pa = 2.082cm
kgabs = 29.585 psia
ta = 120.9 °C = 249.62 °F
R = 0.943
S = 10.639 m = 34.9 ft
∆P = 3.06 psi abs
P2 = Pa + S - ∆P
06.330662.2
943.09.34585.292
P
79.402 P psi abs PRESIÓN A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL
abscm
kgP
22 868.2
CO
ND
EN
SA
DO
RP
RIN
CIP
ALCALENTADOR No. 3
Pa = 29.585 psi abs
S
P2
8”
84
A 100% DE CARGA CON SERVICIOS
2.3.6.-VERIFICAR SI EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LAVÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
P2 = 40.79 psi abs
ta = 120.9 °C = 249.62 °F
Pva = 2.082cm
kgabs = 29.585 psia
CONDICIÓN:
P2 > Pva = PRESIÓN DE VAPOR
P2 = 40.79 psi abs > Pva = 29.585 psi abs
DE LO ANTERIOR SE CONCLUYE QUE A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDA) POR LO CUAL NO EXISTERIESGO DE EVAPORACIÓN.
A 25% DE CARGA CON SERVICIOS
2.3.7.- CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROLASÍ COMO VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LAENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
Pa = 0.6042cm
kgabs = 8.590934 psi abs
Ta = 85.6 °C = 186.08 °F
R = 0.9689
S = 10.639 M = 34.9 ft
∆P = 0.172 psi abs
85
P2 = Pa + S - ∆P
172.030662.2
9689.09.34590934.82
P
078.232 P psi abs
abscm
kgP
22 623.1
A 25% DE CARGA CON SERVICIOS
2.3.8.-VERIFICAR SI EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LAVÁLVULA DE CONTROL.
DATOS:
P2 = 23.081 psi abs
ta = 85.6 °C = 186.08 °F
Pva = 0.6042cm
kgabs = 8.590934 psi abs
CONDICIÓN:
P2 > Pva = PRESIÓN DE VAPOR
P2 = 23.078 psi abs > Pva = 8.590934 psi abs
CO
ND
EN
SA
DO
RP
RIN
CIP
ALCALENTADOR No. 3
Pa = 8.590934 psi abs
S
P2
8”
86
DE LO ANTERIOR SE CONCLUYE QUE A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDA) POR LO CUAL NO EXISTERIESGO DE EVAPORACIÓN.
2.4.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE DE EMERGENCIA ENTRE LA VÁLVULADE CONTROL Y EL CONDENSADOR A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.
2.4.1.- CÁLCULO DE LA LÍNEA ENTRE LA SALIDA DE LA VÁLVULA DE CONTROL YEL CONDENSADOR.
DATOS:
Pa= 2.082cm
kgabs = 29.585 psi abs
ta = 120.9 °C = 249.62 °F
Pva = 29.585 psi abs
W = 52,260hr
kg= 115,212.4
hr
lbs= 32.0
seg
lbs
Pb = 0.0952cm
kgabs = 1.351 psi abs
2.4.1.1.- CALCULAR LA PRESIÓN CRÍTICA (Pcv) EN EL ORIFICIO DE LA VÁLVULADE CONTROL.
DONDE Pcv = FF Pva y,
FF = 0.96-0.23Pc
Pva
Pc = 3,206.2 psi abs (PARA AGUA)
FF = 0.96 – 0.282.206,3
535.29
FF = 0.9331
Pcv = FF Pva = 0.9331 x 29.585
Pcv = 27.606 psi abs
2.4.1.2.- SELECCIÓN DEL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CONDENSADOR.CONOCIDO EL TAMAÑO DE LA LÍNEA ANTES DE LA VÁLVULA DE
CONTROL.
87
DT = 4 "Ø nom, CED.40
ESCOGER EL MISMO DIÁMETRO POR PRINCIPIO PARA LA LÍNEA ENTRE LAVÁLVULA DE CONTROL Y EL CONDENSADOR.
DT = 4 "Ø nom, CED.80.
EN BASE A LO ANTERIOR, EL DIÁMETRO, DE LA BOQUILLA DELCONDENSADOR, DEBE SER SEGÚN SOLUCIÓN DE BECHTEL, COMO MÍNIMO,UN TAMAÑO MAYOR QUE EL TAMAÑO ESCOGIDO PARA LA LÍNEA ENTRELA VÁLVULA DE CONTROL Y EL CONDENSADOR.
POR TANTO DB = 6 "Ø nom, CED.80
2.4.1.3.- DETERMINAR, LOS COEFICIENTES DE FRICCIÓN (f) PARA EL DIÁMETRODE LA LÍNEA DE 4 "Ø nom Y EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DELCONDENSADOR PRINCIPAL.
DATOS:
DT = 4 "Ø nom, CED.80 (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)
DB = 6 "Ø nom, CED.80 (DIÁMETRO DE LA BOQUILLA)
DEL CRANE No. 410, Ed. 1976, PÁG. A-25 (A TURBULENCIA TOTAL)
fT = 0.0164;
fB = 0.015
2.4.1.4.- CALCULAR (A
W) ( 2ftseg
lbs
) PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL
CONDENSADOR.
DATOS:
DB = 6 "Ø nom , CED.80
A = 0.181 ft2
W = 320.0seg
lbs
A
W=
181.0
32
88
A
W= 176.8
segft
lbs
2
2.4.1.5.- DETERMINAR (*4P )
DATOS:
W/A= 176.8segft
lbs
2
Pva = 29.585 psi abs
*[ DE LA PUBLICACIÓN ASME ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS, HOJA 4, FIG. 2].
*4P = 7.4 psi abs
CONDICIONES:
SI*4P ≥ Pb (RESOLVER MÉTODO 1)
SI*4P < Pb (RESOLVER MÉTODO 2)
COMO *4P > Pb, ENTONCES RESOLVER POR MÉTODO 1.
2.4.1.6.- SOLUCIÓN
2.4.1.6.1.- DETERMINAR EL VALOR DE ()
DATOS:
*4P = 7.4 psi abs
Pva = 29.585 psi abs
= 0.655
2.4.1.6.2.- DETERMINADAS LAS CONDICIONES BÁSICAS, CALCULANDO CON ELTAMAÑO DE LÍNEA SELECCIONADO.
CONSIDERANDO UN TAMAÑO DE 4 "Ø nom, CED.80.
DATOS:
89
D = 4 "Ø nom, CED.80
Di = 3.826"
A = 0.07986 ft2
TAMAÑO DE BOQUILLA DEL CONDENSADOR
DATOS:
D = 6 "Ø nom, CED.80
Di = 5.761"
A = 0.181 ft2
4” nom
0.959
CO
ND
EN
SA
DO
RP
RIN
CIP
AL
6” nom
4” nom
5½”
2.791
1.8501.900
0.941
LT = 2.499 m = 8.2
90
2.4.1.6.3.- CALCULAR K3 PARA VÁLVULAS, ACCESORIOS Y TUBERÍA RECTA.
1.- AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA DE 3 " A 4 " Ønom
DATOS:
K2 = 0.321 (DEL CÁLCULO ENTRE CAL. No. 3 A CONDENSADOR HOJA No.68)
fT = 0.0164 (DEL CRANE 410, ED. 1976, CON DIÁMETRO DE 4 " Ø)
K2 =D
LfT
D
L=
Tf
K2 =0164.0
321.0
D
L= 19.573
2.- VÁLVULA DE COMPUERTA DE 4 " Ønom
DATOS:
D
L= 8 (DEL CRANE 410, ED. 1976)
3.- TUBERÍA RECTA
DATOS:
L = 8.2 ft
Di = 3.826 " = 0.31883 ft
D
L=
31883.0
2.8
D
L= 25.72
4.- CODOS A 45°
DATOS:
D
L= 16 (DEL CRANE 410, ED. 1976)
91
DOS CODOS
D
L= 16 x 2
D
L= 32
5.- AMPLIACIÓN CONCÉNTRICA DE 4 " A 6 "
DATOS:
K2 = 1.11 (DEL CÁLCULO DE DRENAJES ENTRE CAL. No. 3 y CAL. No. 2 HOJA36 DE 90)
K2 = K3
K3 = 1.11
2.4.1.6.4.- CALCULAR (D
L)
D
L= 19.573 + 8 +25.72+32
D
L= 85.293
2.4.1.6.5.- TRANSPORTAR A (K3)
DATOS:
D
L= 85.293
K3 = 1.11
fT = 0.0164
dT = 3.826 "
dB = 5.761"
K3 = K3’ + K3”
92
K3"=
4)(
)(
B
T
T
d
dD
Lf
K3" =
4)"761.5
"826.3(
293.8590164.0
K3" = 7.19
K3 = K3+ K3"
K3 = 1.11 + 7.19
K3 = 8.3
2.4.1.6.6.- DETERMINAR (M3) DE LA FIG. No.4, PÁG 6, DE LA PUBLICACIÓN ASME.
DATOS:
= 0.655
K3 = 8.3
M3 = 0.3465
2.4.1.6.7.- CALCULAR ( *4
3
P
P)
DATOS:
M3 = 0.3465
= 0.655
653.2*
4
3 P
P
33
*4
3
)2
1(12
11
MMP
P
2
*4
3
)3465.0)(2
345.0(12
655.1
3465.0
1
P
P
93
2.4.1.6.8.- CALCULAR (P3)
DATOS:
653.2*
4
3 P
P
P3 = 2.653 x *4P = 2.653 x 7.4
*4P = 7.4 psi abs
P3 = 19.6322 psi abs
CONDICIÓN:
SI Pcv > P3, EL DIMENSIONAMIENTO DE LA LÍNEA ES CORRECTO.
Pcv = 27.606 psi abs > P3 = 19.6322 psi abs
POR LO ANTERIOR E INICIALMENTE, EL TAMAÑO SELECCIONADO PARA LALÍNEA ES CORRECTO.
2.4.1.6.9.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL (Δ Pcv)
DATOS:
P2 = 40.79 psi abs
P3 = 19.6322 psi abs
Δ Pcv = P2 - P3
Δ Pcv = 40.79-19.6322
Δ Pcv = 21.158 psi abs
P2 P3
Pcv
94
2.4.1.6.10.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN (Δ PT) EN EL SISTEMA
DATOS:
Pa = 2.082cm
kgabs = 29.585 psi abs
P4 = *4P = 7.4 psi abs
S = 10.639 m = 34.9ft
R = 0.943
ΔPT = Pa + S – P4
ΔPT = 29.585 + 4.730662.2
943.09.34
ΔPT = 36.453 psi abs CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA
CALCULAR EL 30% DE (ΔPT)
DATOS:
ΔPT = 36.453 psi abs
(30%) ΔPT = 36.453 3.0
(30%) ΔPT = 10.936 psi abs
POR CIENTO DE LA (Δ Pcv)
CO
ND
EN
SA
DO
RP
RIN
CIP
ALCALENTADOR No. 3
Pa = 29.585 psi abs
S
3
8”
4” nom 4” nom
6” boquilla
95
%04.58100453.36
58.21100
TP
Pcv
CONDICIÓN
3.0 TPPcv
psiaPPcv T 936.103.0158.21
COMO LA CONDICIÓN ANTERIOR SE CUMPLE, SE CONCLUYE QUE ELDIÁMETRO SUPUESTO DE 4" ES ADECUADO.
2.4.2.-CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL TRAMO ENTRE LA VÁLVULA DECONTROL Y EL CONDENSADOR, A 25% DE CARGA CON SERVICIOS.
DATOS:
Pa = 0.6042cm
kgabs = 8.5909 psi abs
ta = 85.6 °C = 186.08 °F
W = 11,880hr
kg= 26,190.65 28.7
hr
lbs
seg
lbs
Pb = 0.0952cm
kgabs = 1.35 psi abs
Pva = 0.6042cm
kgabs = 8.5909 psi abs
2.4.2.1.- CALCULAR LA PRESIÓN CRÍTICA (Pcv), EN EL ORIFICIO DE LA VÁLVULADE CONTROL.
DONDE Pcv = FF Pva y,
Pc
PvaFF 28.096.0
apul
lbsPc
22.206,3 bs (PARA AGUA)
9455.02.206,3
5909.828.096.0 FF
5909.89455.0 PvaFPcv F
96
psiPcv 123.8 abs
2.4.2.2.- DETERMINAR LOS COEFICIENTES DE FRICCIÓN (f) PARA EL DIÁMETRO DELA LÍNEA DE 4"Ø nom Y EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DELCONDENSADOR PRINCIPAL.
DATOS:
(DEL CRANE No.410, Ed.1976, PÁG. A-25)
DT = 4 "Ø nom, CED.80 (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)
DB = 6 "Ø nom, CED.80 (DIÁMETRO DE LA BOQUILLA (A TURBULENCIA TOTAL)
0164.0Tf 015.0Bf
CALCULAR (A
W) (
2ftseg
lbs
) PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL
CONDENSADOR.
DATOS:
D = 6 "Ø nom, CED.80
Di = 5.761"
A = 0.181 ft2
W = 7.28seg
lbs
181.0
28.7
A
W
2221.40
ftseg
lbs
A
W
2.4.2.3.- DETERMINAR (P4*)
DATOS:
221.40A
W2ftseg
lbs
Pva = 8.5909 psi abs
97
* [ DE LA PUBLICACIÓN ASME ANALYTICAL APRROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS, HOJA 4, FIG. 2].
*4P = 1.8 psi abs
CONDICIÓN:
SI *4P ≥ Pb (RESOLVER MÉTODO 1)
SI *4P < Pb (RESOLVER MÉTODO 2)
COMO *4P > Pb, ENTONCES RESOLVER POR MÉTODO 1.
2.4.2.4.- SOLUCIÓN
2.4.2.4.1.- DETERMINAR EL VALOR DE ()
DATOS:DE LA FIG. No. 3 DE PUBLICACIÓN ASME
*4P = 1.8 psi abs
Pva = 8.5909 psi abs
= 0.7
2.4.2.4.2.- DETERMINAR LAS CONDICIONES BÁSICAS Y CON EL TAMAÑO DELÍNEA, CALCULAR P3 Pcv, Y TP .
DATOS:
DT = 4 "Ø nom, CED.80 (TAMAÑO DE LÍNEA DE CÁLCULO A 100%)
Di = 3.826"
A= 0.07986 ft2
TAMAÑO DE LA BOQUILLA DEL CONDENSADOR.
DATOS:
DB = 6 "Ø nom, CED.80 (DE CÁLCULO A 100%)
Di = 5.761"
98
A= 0.181 ft2
4” nom
CO
ND
EN
SA
DO
RP
RIN
CIP
AL
6” nom
4” nom
2.79
LT = 2.499 m = 8.2 ft
3” 4”
4”
99
2.4.2.4.2.1.- DETERMINAR K3 PARA LA VÁLVULA, ACCESORIOS Y TUBERÍA RECTA.
(DEL CÁLCULO A 100% DE CARGA CON SERVICIOS)HOJA 77 DE 97 DE LA FIG. 4, DE PUBLICACIÓN ASME
K3 = 8.3
2.4.2.4.2.2.- DETERMINAR (M3)
(DE LA FIGURA 4 DE PUBLICACIÓN ASME)
DATOS:
= 0.7
K3 = 8.3
M3 = 0.3374
2.4.2.4.2.3.- CALCULAR
*
4
3
P
P
DATOS:
= 0.7
M3 = 0.3374
23
3*4
3
2
112
11
MMP
P
7562.2*
4
3 P
P
2.4.2.4.2.4.- CALCULAR (P3)
DATOS:
7562.2*
4
3 P
P
*43 7562.2 PP
2
*4
3
)3374.0)(2
3.0(12
7.1
3374.0
1
P
P
100
psiP 8.1*4 abs
8.17562.23 P
psiP 96.43 abs
SI Pcv > P3, EL DIMENSIONAMIENTO DE LA LÍNEA ES CORRECTO
Pcv = 8.123 psi abs > P3 = 4.96 psi abs
POR LO ANTERIOR E INICIALMENTE, EL TAMAÑO SELECCIONADOPARA LA LÍNEA ES CORRECTO.
2.4.2.4.2.5.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL (Δ Pcv)
DATOS:
P2 = 23.078 psi abs
P3 = 4.96 psi abs
Δ Pcv = P2 - P3
Δ Pcv = 23.078 – 4.96
Δ Pcv = 18.118 psi abs
2.4.2.4.2.6.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN (Δ PT) EN EL SISTEMA
DATOS:
Pa = 8.5909 psi abs
P4 = *4P = 1.8 psi abs
P2 P3
Pcv
101
S = 34.9 ft
R = 0.9689
Δ PT = Pa + S – *4P
8.130662.2
9689.09.345909.8
TP
psiPT 451.21 abs CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA.
CALCULAR EL 30% DE TP
DATOS:
TP = 21.451 psi abs
(30%) TP = 21.451 3.0
(30%) TP = 6.4353 psi abs
CALCULAR EL PORCIENTO DE LA CAÍDA DE PRESIÓN EN LA VÁLVULA DECONTROL CON RESPECTO A LA CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA( TP )
%46.84451.21
100118.18100
TP
Pcv
CO
ND
EN
SA
DO
RP
RIN
CIP
ALCALENTADOR No. 3
Pa = 8.590934 psi abs
S
8”
4” nom 4” nom
6” nom
102
CONDICIÓN:
3.0 TPPcv
psiPcv 118.18 abs psiPT 4353.63.0 abs
COMO LA CONDICIÓN ANTERIOR SE CUMPLE, SE CONCLUYE QUE ELDIÁMETRO, ES TAMBIÉN ADECUADO PARA 25% DE CARGA CON SERVICIOS
103
CAPITULO 33.0 SUMARIO DE RESULTADOS
25
%D
EC
AR
GA
26
190
.65
18
6.0
8
8.5
909
8.5
909
23
.078
6 4 1.8
1.8
4.9
6
18
.118
21
.451
LÍN
EA
DE
DR
EN
AJE
EN
TR
EV
ÁL
VU
LA
DE
CO
NT
RO
LY
EL
CO
ND
EN
SA
DO
R
DR
EN
AJE
DE
EM
ER
GE
NC
IA
10
0%
DE
CA
RG
A
11
521
2.3
9
24
9.6
2
29
.585
29
.585
40
.79
6 4 7.4
7.4
19
.632
2
21
.158
36
.453
25
%D
EC
AR
GA
26
190
.65
15
8.5
4
8.4
96
4.5
796
13
.97
6 4 1.3
4.4
235
4.7
123
4
9.2
58
9.8
251
LÍN
EA
DE
DR
EN
AJE
EN
TR
EL
AV
ÁL
VU
LA
DE
CO
NT
RO
LY
EL
CA
LE
NT
AD
OR
No
.2
DR
EN
AJE
NO
RM
AL
10
0%
DE
CA
RG
A
11
521
2.3
9
22
0.1
27
.736
17
.22
29
.874
6 4 6.4
15
.65
19
.763
10
.11
17
.602
4
25
%D
EC
AR
GA
26
190
.65
18
6.0
8
8.5
909
8.5
909
23
.078
8 4
DR
EN
AJE
DE
EM
ER
GE
NC
IA
10
0%
DE
CA
RG
A
11
521
2.3
9
24
9.6
2
29
.585
29
.585
40
.79
8 4
25
%D
EC
AR
GA
26
190
.65
15
8.5
4
8.4
96
4.5
796
13
.97
6 4
LÍN
EA
SD
ED
RE
NA
JE
LÍN
EA
SD
ED
RE
NA
JES
EN
TR
EE
LC
AL
EN
TA
DO
RN
o.
3Y
LA
VÁ
LV
UL
AD
EC
ON
TR
OL
DR
EN
AJE
NO
RM
AL
10
0%
DE
CA
RG
A
11
521
2.3
9
22
0.1
27
.734
17
.22
29
.874
6 4
UNIDADES
lbs/
hr
°F
Psi
abs
Psi
abs
Psi
abs
n
om
pu
lg
n
om
pu
lg
Psi
abs
Psi
abs
Psi
abs
Psi
Psi
6.0
SU
MA
RIO
DE
RE
SU
LT
AD
OS
CO
NC
EP
TO
FL
UJO
ta Pa
Pva
P2
Diá
met
rod
ela
bo
qu
illa
Diá
met
rod
ela
lín
ea
P4*
Pb
P3
P
cv
P
T
104
BIBLIOGRAFÍA
1. ASME STANDARD, JULIO 1972, No. TWDSP-1, PART-1, FOSSIL FUELEDPLANTS. “RECOMMENDED PRATICES FOR THE PREVENTION OFWATER DAMAGE TO STEAM TURBINES USED FOR ELECTRIC POWERGENERATION”.
2. PUBLICATION ASME 76-WA/PWR-4, “ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWERPLANT DRAIN SYSTEMS.
3. TABLAS DE VAPOR ASME: STEAM TABLES PROPERTIES OF SATUREDAND SUPERHEATED STEAM, 1976.
4. HEAT EXCHANGE INSTITUTE, STANDARD FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS, COPYRIGHT, 1974.
5. CRANE No. 410, EDICIÓN 1976, “FLOW OF FLUIDS THROUG VALVES,FITTINGS AND PIPE”.
6. CATALOGO WFF-69, DE GRINELL “WELDING FITTINGS AND FLANGES”.
105
ANEXO A
VELOCIDADES RECOMENDADAS
DIAMETRO INTERIOR DE LA TUBERIA - MM
2.5 50 76 10125
4228
203
178
127 152 508 1016 1270762 1524
75
60
45
30
20
15
109
6
5
4
3
2.0
1.5
1.0
0.5
1 2 8
9
1074 5 63 20 30 40 50 60
DIAMETRO INTERIOR DE LA TUBERIA - PULGADAS
VE
LO
CID
AD
–P
IES
/S
EG
UN
DO
VE
LO
CID
AD
–M
ET
RO
S/S
EG
UN
DO
300
250
200
150
10090807060
50
40
30
20
15
109876
5
4
3
2
1
VAPOR SOBRECALENTADO
VAPOR SATURADO > 175 Kpa (25 PSIG)
VAPOR HUMEDO > 175 Kpa (25 PSIG)(CON TUBERIA DE ACERO DE ALEACIONVER PARRAFO 4, F)
VAPOR SATURADO > 175 Kpa (25 PSIG)
VAPOR HUMEDO > 175 Kpa (25 PSIG)(CON TUBERIA DE ACERO AL CARBONVER PARRAFO 4, F)
AIRE COMPRIMIDO
DESCARGA BOMBA DE ALIMENTACION
DESCARGA BOMBA DE CONDENSADO
DESCARGA DE AGUA PARA SERVICIOS GENERALES
DESCARGAACEIT
ECOMBUSTIB
LENo 2
SUCCION DE AGUA PARA SERVICIOS GENERALES
SUCCION
ACEIT
ECO
MBUSTIB
LENo
2
DESCARGA DE AGUADE CIRCULACION
ANEXO A
106
ANEXO_B
ANEXO B
107
ANEXO_C
)2...()( 2 bcbva
a PPPPPV
SP
ANEXO C
108
ANEXO_D
)13....(
2
11(
)1(
2
11
23
2
23
23
23
M
MLn
M
M
D
fLKg
ANEXO D
109
ANEXO_E
ANEXO E
110
ANEXO FANEXO FANEXO F
111
ANEXO GANEXO G
112
ANEXO_H
ANEXO H
113
ANEXO I
AN
EX
OI
DIA
GR
AM
AD
EF
LU
JO
AN
EX
OI
DIA
GR
AM
AD
EF
LU
JO
114
ANEXO J
NOMENCLATURA
A . ÁREA DE SECCIÓN TRANSVERSAL, ft2 (m2).D. DIÁMETRO INTERIOR, ft (m).f. FACTOR DE FRICCIÓN.FF FACTOR DE LA RELACIÓN DE LA PRESIÓN CRÍTICA DEL LÍQUIDO.g CONSTANTE GRAVITACIONAL.h. ENTALPIA BTU/lbm (j/g).S. PRESIÓN ESTÁTICA, ft (m).J. EQUIVALENTE MECÁNICO DE CALOR.K. PARÁMETRO DE FRICCIÓN = fL/D.L. LONGITUD EQUIVALENTE, ft (m).M. NÚMERO DE MACH.P. PRESIÓN, lbf/ft2 abs (Kpa abs).p. PRESIÓN, lbf/in2 abs (Kpa abs).Pb. PRESIÓN EN EL SISTEMA B, lbf/in2 abs (Kpa abs).Pc. PRESIÓN CRÍTICA, 3206 lbf/in2 abs (22,105 KPa abs) PARA AGUAPcv. PRESIÓN EN LA VENA CONTRACTA DE LA VÁLVULA DE PRESIÓN.
*P PRESIÓN DE SOFOCACIÓN (CHOKING PRESSURE), lbf/in2 (Kpa).Pc. PRESIÓN DIFERENCIAL ENTRE TUBERÍA PRESIÓN CRÍTICA Y PRESIÓN EN
SISTEMA B, lbf/ft2 (Kpa).Pi. PÉRDIDAS DE PRESIÓN EN LA LÍNEA HASTA LA VÁLVULA DE CONTROL,
lbf/ft2 (Kpa).Pv. CAÍDA DE PRESIÓN EN LA VÁLVULA DE CONTROL, lbf/ft2 (Kpa).Po. CAÍDA DE PRESIÓN EN LA LÍNEA DESPUÉS DE LA VÁLVULA, INCLUYENDO
VARACIÓN EN LA CARGA POR VELOCIDAD, lbf/ft2 (Kpa).t. TEMPERATURA, GRADOS F (K).s. ENTROPÍA, BTU/lbm-°F (J/g-k).W. FLUJO MÁSICO, lbm/sec (kg/sec).x. CALIDAD.. EXPONENTE PSEUDO-ISENTRÓPICO. . DENSIDAD, lbm/ft3 (kg/m3).
V VÓLUMEN ESPECÍFICO ft3/kg (m3/kg) =
1.
DIFERENCIA.
SUBÍNDICES.
a. CONDICIÓN EN SISTEMA A.f. PROPIEDADES DEL LÍQUIDO SATURADO.R. RELATIVO.2. CONDICIÓN DE ESTADO 2.3. CONDICIÓN DE ESTADO 3.4. CONDICIÓN DE ESTADO 4.