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Título: Potenciales de ahorro en la generación de vapor en ...
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MINISTERIO DE EDUCACIÓN SUPERIOR UNIVERSIDAD DE PINAR DEL RÍO “HERMANOS SAÍZ MONTES DE OCA” FACULTAD DE CIENCIAS TÉCNICAS Centro de Estudio de Energía y Tecnologías Sostenibles Título: Potenciales de ahorro en la generación de vapor en la Empresa pasteurizadora de productos lácteos de Sandino. TESIS PRESENTADA EN OPCIÓN AL TÍTULO ACADÉMICO DE MASTER EN EFICIENCIA ENERGÉTICA. Aspirante: Ing . Misael Marimón Entenza. Pinar del Río 2012
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MINISTERIO DE EDUCACIÓN SUPERIOR UNIVERSIDAD DE PINAR DEL RÍO “HERMANOS SAÍZ MONTES DE OCA”
FACULTAD DE CIENCIAS TÉCNICAS Centro de Estudio de Energía y Tecnologías Sostenibles
Título: Potenciales de ahorro en la generación de vapor en la Empresa
pasteurizadora de productos lácteos de Sandino.
TESIS PRESENTADA EN OPCIÓN AL TÍTULO ACADÉMICO DE
MASTER EN EFICIENCIA ENERGÉTICA.
Aspirante: Ing. Misael Marimón Entenza.
Pinar del Río 2012
MINISTERIO DE EDUCACIÓN SUPERIOR UNIVERSIDAD DE PINAR DEL RÍO “HERMANOS SAÍZ MONTES DE OCA”
FACULTAD DE CIENCIAS TÉCNICAS Centro de Estudio de Energía y Tecnologías Sostenibles
Título: Potenciales de ahorro en la generación de vapor en la Empresa
pasteurizadora de productos lácteos de Sandino.
TESIS PRESENTADA EN OPCIÓN AL TÍTULO ACADÉMICO DE
MASTER EN EFICIENCIA ENERGÉTICA.
Aspirante: Ing. Misael Marimón Entenza. Tutor: Dr.C. Leonardo Aguiar Trujillo.
Pinar del Río 2012
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RESUMEN La empresa pasteurizadora de productos lácteos de Sandino debido al estado
tecnológico en que se encuentra y de no contar con equipos reguladores de flujo de
vapor, posee un deficiente trabajo de los generadores de vapor, fuera de los marcos
actuales de las instalaciones de vapor, por lo que con el presente trabajo se pretende
realizar propuestas tecnológicas que mejoren la eficiencia de la industria.
A partir de la determinación de la demanda de vapor de cada uno de los equipos
teniendo en cuenta los valores de presión y temperatura a que están sometidos en el
proceso, se diseñó la red de recuperación de condensados calculando las pérdidas de
carga por presión en dicho sistema. También se determinaron los principales
parámetros del intercambiador de calor para elevar la temperatura del agua de
alimentación que se introduce en la caldera, se calculó además, las pérdidas por falta
de aislamiento y, finalmente se analizó el impacto desde el punto de vista económico y
medio ambiental; asimismo, se determinaron las insuficiencias energéticas en la
generación de vapor para la elaboración de alimentos.
Como resultado se obtuvo una propuesta tecnológica que permite disminuir el índice de
consumo en la instalación, lo que implica un ahorro de 9.7 kg/h de fuel oil. Además se
recupera el condensado generado en la instalación, propiciando un ahorro de agua
tratada en el orden de 707 kg/h y con la propuesta de utilización de aislamiento térmico
en la red de vapor permitirá una disminución del flujo de combustible en 0.41 kg/h,
obteniéndose 750 kg/h al año de combustible no consumido.
Palabras claves: eficiencia, generadores de vapor, pérdidas, condensado
3
SUMMARY
The company of milky products of Sandino due to the technological conditions that is
and not to have devices regulators of flow, it possesses an efficiency of work of the
generators of steam outside of the marks of the current facilities of steam for those that it
seeks to be carried out technological proposals that improve the efficiency of the
industry with the work.
Starting from the determination of the demand of steam of each one of the devices
considering the values of pressure and temperature to that are subjected in the process,
the recovery net was designed of having condensed calculating the load losses for
pressure in this system. The main parameters of the interchanger of heat were also
determined the temperature of the feeding water that is introduced in the boiler, to rise it
is also calculated the losses by isolation lack and finally the impact of the economic and
half environmental point of view is analyzed, the energy inadequacies are determined in
the generation of steam for the elaboration of foods.
A technological proposal was obtained that allows diminishing the consumption index in
the installation, as a result what implies a saving of 9.7 kg/h of fuel oil. It also recovers
the condensed generated in the installation, causing a saving of water tried in the order
of 707 kg/h and with the proposal of use of thermal isolation in the net of steam would
allow a decrease of the flow of fuel in 0.41 kg/h, being obtained 750 kg/h to the year of
not consumed fuel.
Key words: efficiency, generators of steam, losses, condensed
4
ÍNDICE.
INTRODUCCIÓN .............................................................................................................7 1.1 Diseño de la investigación. ..10
1 REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA ......................................................................................12 1.1. Generadores de vapor. ..12 1.2. Regulaciones normativas alrededor de la generación de vapor. ..13 1.3. Agua como sustancia de trabajo. ..15 1.4. Las purgas. ..22 1.5. El control de la combustión. ..23 1.6. El aislamiento. ..24 1.7. Cálculo de la eficiencia en caldera. Método directo. ..26 1.8. Técnicas de ahorro energético. ..27
2. MATERIALES, MÉTODOS Y RESULTADOS ..................................................30 2.1. Descripción del sistema de generación de vapor y sus auxiliares. ..30 2.2 Caracterización energética del sistema de generación, transporte y uso
del vapor. ..30 2.3 Prueba de necesidad: ..31 2.4 Determinación del flujo de vapor en la instalación. ..32
2.4.1 Equipos consumidores de vapor. Línea de soya. .....................................33 2.4.1.1 Transportador tornillo sin fin................................................................33 2.4.1.2 Calentador de leche. Intercambiador de mezcla.................................35 2.4.1.3 Calentador de agua ...............................................................................36
2.4.2 Tachos para queso, helado y yogurt ..........................................................37 2.4.2.1 Tachos para yogurt de soya. Consumo de vapor que llega al tacho de cocción de yogurt de soya. En el arranque..................................................38 2.4.2.2 Tachos para yogurt natural.................................................................39 2.4.2.3 Tacho para queso. .................................................................................39 2.4.2.4 Tachos para helado. .............................................................................40 2.4.2.5 Tacho para sirope. ................................................................................41
2.4.3 Pasteurizador de leche. ...............................................................................41 2.5 Diámetros y longitudes de las tuberías a diseñar. ..42 2.6. Determinación de la pérdida de carga en la recuperación de
condensados. ..42 2.7. Cálculo de la altura de tanque que recepciona el condensado. ..43 2.8. Dimensiones del depósito ..47 2.9. Cálculo de los principales parámetros del intercambiador de calor para
elevar temperatura en el agua de alimentación. ..47 2.9.1. Cálculo de la temperatura de entrada al intercambiador de calor........47 2.9.2. Cálculo térmico del intercambiador. .......................................................48 2.9.3. Determinación del coeficiente total de transferencia de calor. ............53 2.9.4. Determinar el área de transferencia de calor. ........................................53
2.10. Determinación de la temperatura ambiente a utilizar. ..53 2.11. Cálculo de la eficiencia de la caldera. ..54
2.11.1. Cálculo del calor disponible. ...................................................................55 2.11.2. Cálculo del calor útil. ................................................................................56
5
2.11.3. Flujo de combustible consumido por el generador de vapor en un día normal de trabajo....................................................................................................58
2.12. Flujo de combustible consumido por el generador de vapor después de calentada el agua de alimentación. ..60
2.13. Pérdidas de calor en tuberías desnudas. ..61 2.14. Pérdidas de calor en tuberías aisladas. ..61 2.15. Efecto medioambiental. ..62
3. TRATAMIENTO DE LOS RESULTADOS ........................................................66 3.1 Flujo de vapor en la instalación. ..66 3.2 Influencia de la carga del generador en la variación de las pérdidas por
las paredes del mismo. ..66 3.3 Diámetro y longitudes de las tuberías para la red de recuperación de
condensado. ..67 3.4 Determinación de la pérdida de carga en la recuperación de
condensados. ..69 3.5 Altura del tanque que recepciona el condensado ..70 3.6. Dimensiones del depósito. ..70 3.7. Principales parámetros del intercambiador de calor para elevar la
temperatura en el agua de alimentación. ..71 3.8. Flujo de combustible consumido por el generador de vapor en un día
normal de trabajo. ..71 3.9. Eficiencia del generador de vapor. ..72 3.10. Flujo de combustible consumido por el generador de vapor calentando el
agua de alimentación. ..72 3.11. Pérdidas de calor en tuberías. ..73 3.12. Trampa de vapor seleccionada. ..73 3.13. Impacto Ambiental. ..74 3.14. Valoración económica de la propuesta. ..74
CONCLUSIONES...........................................................................................................78 RECOMENDACIONES. .................................................................................................79 BIBLIOGRAFÍA REFERENCIADA. ...............................................................................80 BIBLIOGRAFÍA CONSULTADA....................................................................................82 ANEXO ...........................................................................................................................84
6
INTRODUCCIÓN El ahorro de portadores energéticos se ha convertido en la vía más eficaz e inmediata
para disminuir los efectos negativos de la actual crisis energética.
Ahorrar energía no impone que debamos limitar el crecimiento económico. En particular,
ahorrar energía significa hacer de ella un uso más racional, en especial cuando su
generación se produce mediante la quema de combustibles fósiles que, como se sabe,
son recursos no renovables. Una de las ventajas de la práctica del ahorro de energía es
que esta actividad puede ser realizada por todos. (8)
Prácticamente toda la energía que el hombre puede obtener en la actualidad para su
utilidad posee por origen el sol, el núcleo atómico y la tierra.
A la humanidad solo le interesan las fuentes de energía que puedan controlarse, ser
usadas a discreción y almacenarse convenientemente. Las fuentes disponibles son
muchas pero no todas llevan los requisitos anteriores, al menos con los recursos
actuales de la técnica. (25)
El hombre se ve obligado a seleccionar las formas más convenientes en las que puede
obtener energía de la naturaleza, así como transformarlas en formas utilizables,
valiéndose de sistemas capaces de convertir un tipo de energía en otro, conjugando así
las condiciones de disponibilidad con las de utilización, entre estas formas están:
Los generadores de vapor, capaces de liberar en forma de energía térmica la energía
de los combustibles mediante su combustión y de transferirla al agua, generando
vapor. (5) El generador de vapor, como su nombre lo indica, tiene la función de producir vapor
para ser utilizado en la generación de potencia (Energía mecánica, eléctrica), en
procesos de calentamiento y ciclos de cogeneración (central azucarero). Hoy en día
este equipo es un elemento esencial en el funcionamiento de prácticamente todas las
empresas industriales. No erróneamente es que se ha llegado a plantear que el
generador de vapor es el corazón de toda industria moderna. Las empresas industriales
necesitan energía para su funcionamiento, generalmente, en su forma primaria, el calor,
o como electricidad. De ahí que siempre se requiera la presencia de generadores para
producir el vapor que suministrará el calor o que generará la energía eléctrica. (13)
7
En los generadores de vapor se utiliza el agua como sustancia de trabajo, ya que la
misma posee diferentes características que la hacen más utilizable, tales como: (24) Alta disponibilidad a bajo costo.
No es tóxica y no es altamente corrosiva en comparación con otras sustancias
como los ácidos y las bases.
Es químicamente estable a las temperaturas máximas del transformador de
energía.
Dándole tratamiento adecuado, no altera las superficies de transferencia.
Es un líquido que disminuye en volumen durante la condensación.
Esta forma de transformación de la energía es muy importante dentro de la actividad
industrial en nuestro país para la elaboración de alimentos y la generación de
electricidad entre otros, caracterizada por un alto consumo energético, y la necesidad
de medidas técnicas estrictas para no perder la energía, dentro de estas medidas por su
importancia vale la pena mencionar algunas como. (3)
Mejorar el aislamiento térmico.
Recuperación de calor de las purgas.
Capacitación del personal técnico y de operación.
Selección adecuada de la capacidad de las calderas.
Cuba, conciente de la crisis energética mundial, de la ecología y de las consecuencias
de la quema indiscriminada de combustibles fósiles, se ha erigido defensora de estos
conceptos y de un nuevo orden mundial en cuanto al uso de la energía.
No obstante, la llegada en los años noventa del período especial y la imposibilidad de
realizar inversiones por falta de recursos, han provocado deterioro y obsolescencia del
equipamiento además de retraso tecnológico en no pocas esferas de la industria.
A partir del 2006 se inicia en Cuba la Revolución Energética que ha venido a
profundizar en el estudio de las potencialidades de ahorro energético que aún existen.
El ministerio de economía y planificación hasta dicho año contó con un grupo de
auditores energéticos los cuales basaban su trabajo en la evaluación de los potenciales
de ahorro en los sistemas de generación de vapor, utilizando equipos de medición y
metodologías de cálculo, pero al constituirse las direcciones de fiscalización
subordinadas al MINBAS los mismos pasan al control de los combustibles y lubricantes
8
con otra óptica dejándose de realizar este tipo de actividad, hecho que influyó
negativamente en la fiscalización y control de los parámetros que rigen la eficiencia
energética de estos sistemas en el país.
Por su parte el municipio Sandino cuenta con un combinado lácteo, instalación que se
caracteriza según la ONE por ser la mayor consumidora de combustible en la actividad
de generación de vapor en el municipio, es por ello que se aplicará en esta instalación
una metodología para determinar el potencial de ahorro, mecanismo que permitirá
monitorear los principales parámetros de la instalación, además de aplicar mejoras en la
disciplina tecnológica.
De igual forma se distinguirán los principales problemas que afectan la eficiencia
energética desde el punto de vista del mantenimiento y del equipamiento, insertándose
este trabajo en dicha estrategia.
En casos como el de esta instalación, la solución a la obsolescencia tecnológica pasa,
necesariamente, por la ejecución de inversiones para las cuales en determinados
momentos no se cuenta con financiamiento.
No obstante se considera que deban realizarse los estudios técnicos y económicos de
la posible conveniencia de efectuar inversiones cuando exista la posibilidad, debiendo
contarse con proyectos específicos previamente confeccionados y estudiados. Este
deseo anima así la realización del presente trabajo. En caso de que se asuma la
necesidad de realizar inversiones debe:
Brindarse información a los decidores.
Brindar seguridades técnicas creíbles.
Documentar los parámetros de desempeño.
Poner ejemplos de soluciones similares en otros lugares exponiendo los
resultados que se alcanzan.
Contar con una guía que permita generalizar el trabajo.
Para ello deben estudiarse minuciosamente los parámetros de funcionamiento de la
actual instalación y luego calcular los que tendría si se aplicaran los cambios
tecnológicos que se propondrían. Ambos se abordarán en la tesis.
A partir de esos preceptos se desarrollará el trabajo que se plasmará en esta tesis.
Este permite distinguir, en primera instancia, el problema principal a resolver.
9
1.1 Diseño de la investigación. Problema: ¿Se podrá disminuir el índice de consumo de combustible a partir de los
potenciales de ahorro que no se explotan en la generación de vapor de la
Empresa pasteurizadora de productos lácteos de Sandino? Objeto de Estudio: Sistema de generación y distribución conducción de vapor en la
Empresa pasteurizadora de productos lácteos de Sandino.
Campo de acción: Redes de vapor, purgas, agua de alimentación, recuperación de
condensados.
Objetivo General: Realizar propuestas tecnológicas que contribuyan a la disminución
del índice de consumo de combustible a partir de la determinación de los
potenciales de ahorro en la generación de vapor de la Empresa pasteurizadora
de productos lácteos de Sandino.
Objetivos Específicos: Determinar la demanda de vapor en la instalación.
Obtener el diagnóstico de pérdidas de calor en el sistema de generación de
vapor de la entidad.
Realizar propuestas tecnológicas en las mejoras de la eficiencia y disminución
del índice de consumo de combustible.
Hipótesis: Si se logra determinar las demandas y requerimientos de vapor, además
de cuantificar el potencial de ahorro en el sistema de generación de vapor
entonces se podrá realizar una propuesta tecnológica para la disminución del
índice de consumo de combustible de la Empresa pasteurizadora de productos
lácteos de Sandino.
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Resultados Esperados: Monitorear y calcular el comportamiento de los índices de eficiencia y
parámetros de trabajo del sistema de generación de vapor.
Disminución del índice de consumo de combustible de la instalación.
Realizar propuestas concretas de la selección correcta del aislamiento.
MÉTODOS: Para la realización de la investigación se utilizarán métodos teóricos y
métodos empíricos.
Métodos teóricos:
• Histórico – Lógico: El uso de estos métodos permitirán la confección del
capítulo teórico que respaldará la realización de esta investigación ya que
posibilitará fundamentar los aspectos relacionados con los consumos de fuel oil,
comportamiento de parámetros en la generación de vapor y valores de las
producciones.
• Dialéctico: Se utilizará para develar las contradicciones existentes en el campo
investigado, utilizándose para desarrollar la investigación como energía que se
puede ahorrar.
• Hipotéticos – Deductivos: Permitirán correlacionar la propuesta de una
estrategia para disminuir el consumo de fuel oil.
Métodos Empíricos:
Se aplicarán las técnicas de la Observación científica.
Observación científica: A través de mediciones y observaciones en la práctica, así
como consulta de documentos especializados de la empresa objeto de estudio, se
calcularán los parámetros que implican ahorro de fuel oil.
11
1 REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA 1.1. Generadores de vapor. Los generadores de vapor son un conjunto de elementos y dispositivos que actúan
como un todo con el único fin de transformar la energía química del combustible en
energía térmica producto de la combustión, como gases de la combustión que evaporan
el agua y obtienen vapor de agua. (4)
Las calderas primitivas consistían en un gran recipiente lleno de agua que era calentado
por un fuego en su parte inferior. El gran volumen de agua en estado de ebullición
generaba fácilmente situaciones de gran riesgo al excederse la presión máxima
admisible.
Para aumentar la superficie de contacto gas-metal, y disminuir la cantidad de agua en
ebullición se crearon primero las calderas de tubos de fuego, en las que los gases de
combustión circulan por tubos inmersos en el agua. (28)
El próximo paso en el desarrollo fue la creación de las calderas acuotubulares, en las
que el agua circula por tubos que forman las paredes del hogar. De este modo se
maximiza la transferencia de calor y se minimiza el volumen de agua reduciendo el
riesgo de explosión.
El generador de vapor, como su nombre lo indica, tiene la función de producir vapor
para ser utilizado en la generación de energía mecánica, eléctrica y para la alimentación
a equipos de proceso. Hoy en día este equipo es un elemento esencial en el
funcionamiento de prácticamente todas las empresas industriales.
Los generadores de vapor modernos se fabrican en una amplia gama de tipos y
capacidades; existen desde pequeñas unidades con producciones de 0,3 t/h y
presiones menores que 1 MPa, hasta gigantescas instalaciones de 4 000 t/h de
producción y presiones del orden de los 26 MPa. En cuanto a la temperatura van desde
simples unidades de vapor saturado, hasta generadores de vapor sobrecalentado a
570 0C. Dada la diversidad de tipos, amplia gama de capacidades, y complejidad
técnica, es que para su correcta explotación se requiere un estudio profundo de su
funcionamiento, de los métodos de cálculo y de los procesos que tienen lugar en
ellos. (28)
12
No erróneamente se ha llegado a plantear que el generador de vapor es el corazón de
toda industria moderna.
Las empresas industriales necesitan energía para su funcionamiento, generalmente, en
su forma primaria, el calor, o como electricidad. De ahí que siempre se requiera la
presencia de generadores de vapor para producir el vapor que suministrará el calor o
que generará la energía eléctrica. (12)
1.2. Regulaciones normativas alrededor de la generación de vapor. Toda tarea técnica que se asuma en este campo debe estar precedida por el
reconocimiento de las normas que sobre el tema en cuestión se establecen.
Para determinar las propiedades del combustible fuel oil como el poder calórico, por
ciento de azufre, sedimentos, cenizas, viscosidad entre otras se trazan normas. (Ver
tabla 1)
Tabla 1. Normas que se tienen en cuenta en el análisis del combustible empleado en la
generación de vapor fuel oil por las cuales se rige Cupet. ( Ver anexo 13)
Ensayo Norma U/M Valor Condenatorio
Valor Calórico Superior ASTM D 440/4868 kcal/kg
Valor Calórico Inferior ASTM D 240/4868 kcal/kg 9500 Mínimo
Gravedad API ASTM D 1298 ºAPI 11 Mínimo
Gravedad específica 60º F ASTM D 287−92 0.9924 Máximo
Agua ASTM D 95−83 % v/v 1.5 Máximo
Azufre Total ASTMD129D1552D2622 % m/m 3.5 Máximo
Sedimentos totales ASTM D 4870 % m/m 0.15 Máximo
Res. Carbón Conradson ASTM D 189 % m/m 14 Máximo
Cenizas ASTM D 482 % m/m 0.1 Máximo
Viscosidad a 50 ºC ASTM D 445/D-88 cSt 650 Máximo
Punto de inflamación ASTM D 93−96 º C 60 Mínimo
Vanadio ASTM D-1548/5863 ppm 400 Máximo
Asfáltenos IP 143−90 % m/m 2/3 CC
Los estándares de la norma Internacional Sociedad Americana para Prueba y
Materiales (ASTM), por la se rigen los estados americanos y sirven como base para
13
más de 130 industrias variadas, manufactura, gestión y actividades de regulación.
ASTM International, provee estándares que son aceptados y usados en investigación y
desarrollo, prueba de productos, sistemas de calidad y transacciones comerciales
alrededor del mundo. (12) Las regulaciones sobre las emisiones contaminantes son distintas en cada país y en
ocasiones dentro de un mismo país las hay diferentes por regiones.
Por otro lado, hay países que tienen regulaciones mínimas y en algunos aún no existen.
El grado de restricción que se imponga mediante las regulaciones toma en cuenta
varios factores, entre otros: el deterioro ambiental existente, las condiciones
poblacionales, el hecho de que se trate de una instalación ya existente o que sea
nueva, el tipo de combustible, el modo de combustión y los compromisos
internacionales del país.
Las regulaciones se pueden establecer para ciertas condicionales, como son:
- Concentración máxima instantánea.
- Concentración máxima promedio para un cierto tiempo.
- Concentración a nivel de chimenea.
- Concentración a nivel de respiración del hombre.
- Cantidades totales máximas en un período de tiempo.
En el caso de Cuba la regulación de las emisiones está establecida en la NC TS-
803:2010 (23), en la que se dan los límites, abajo apuntados, para máxima
concentración admisible (CMA), como promedio diario, a la altura de la chimenea. (Ver
tabla 2)
Tabla 2. Emisiones máximas admisibles.
Categoría de la fuente Fuente Contaminantes
existentes nuevas Observaciones
SO2 5 5
NOX 700 320
PM 50 50
Caldera de
generación de
vapor. Fuel oil. PM10 40 40
Referido al 3%
O2 en gas seco.
Si se desea conocer sobre la construcción de salas de calderas se recomienda
consultar la norma cubana NC 19 - 05 - 03:87.
14
Teniendo en cuenta las regulaciones medio ambientales que influyen en la generación
de vapor se establecen las siguientes normas.
• Norma Cubana 19 - 01 - 04: 1980: “Ruido. Requisitos generales higiénicos
sanitarios”. ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• Norma Cubana 19 - 01 - 06: 1983: “Medición del ruido en lugares donde se
encuentran personas. Requisitos generales”. ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• Norma Cubana 19 - 01 - 10: 1983: “Ruido. Determinación de la potencia sonora.
Método de orientación”. ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• Norma Cubana 19 - 01 - 13: 1983: “Ruido. Determinación de la pérdida de la
audición. Método de medición”. ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• Norma Cubana 19 - 01 - 14: 1983: “Ruido. Método de medición en los puestos de
trabajo”. ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• NC 93-02-202: 87, “Límites, para máxima concentración admisible (CMA), como
promedio diario, a la altura de la chimenea”. ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• Norma Cubana 39: 1999: “Calidad del aire. Requisitos higiénico – sanitarios”.
ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• Norma Cubana 111: 2004: “Calidad del aire. Reglas para la vigilancia de la
calidad del aire en asentamientos humanos”. ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• Norma Cubana 26:2007: “Ruido en Zonas Habitables - Requisitos Higiénico
Sanitarios”. ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• Norma Cubana TS 803: 2010. “Calidad del aire. Emisiones máximas admisibles
de contaminantes a la atmósfera en fuentes fijas puntuales de instalaciones
generadoras de electricidad y vapor”. ONN. Ciudad de la Habana, Cuba.
• Las emisiones del material particulado originadas por combustión, se determinan
conforme a lo establecido en la norma ISO 9096/92.
1.3. Agua como sustancia de trabajo. El agua natural para generar vapor sin tratar, contiene disueltas sustancias en mayor o
menor cantidad, particularmente sales de sodio, calcio, magnesio, y hierro.
15
Tratamiento de agua: Son los diferentes procesos y procedimientos que se utilizan para
eliminar la dureza del agua, determinada por sales. Estas se descomponen mediante el
calor o por cambios de la presión y permiten el desprendimiento del anhídrido carbónico
disuelto, originando el desprendimiento del carbonato, formando la llamada incrustación
en las paredes de las tuberías, con lo cual, disminuye la transferencia de calor, se
obstruyen los conductos y se deterioran los equipos. (24)
Al disminuir la transferencia de calor, se reduce la capacidad del equipo y se incrementa
el consumo de energía por unidad de carga, al ser menos eficiente el intercambio
térmico. Este es uno de los problemas críticos que se presentan con un mal tratamiento
del agua.
En estado coloidal existe sílice y óxido de hierro. También contiene disueltos los gases
del aire. Si estas impurezas llegaran a la caldera producirían los siguientes efectos.
1. Formación de incrustaciones en las superficies de calefacción, que causan un
aumento de la resistencia al paso del calor y conducen a:
• Reducción de la capacidad de producción de la caldera.
• Una disminución de la refrigeración en los tubos, lo que da lugar a aumentos
locales de la temperatura, que pueden provocar la rotura de los mismos.
• Aumento del consumo de energía.
2. Desprendimiento de gases disueltos.
• Una reducción del coeficiente de transmisión en la película pared-gas-agua,
que provoca una disminución de la refrigeración de los tubos y también de la
capacidad de producción de la caldera.
• Corrosión por oxígeno.
3. Arrastre de sílice.
• Este efecto es particularmente pernicioso en calderas de alta presión ya que
se deposita en los álabes de las turbinas originando una reducción del
rendimiento de la misma.
Como se puede apreciar la utilización de agua de una calidad inapropiada provoca,
además de otros efectos que afectan la duración de la caldera y al mantenimiento, un
aumento del consumo de energía. (13)
16
El objetivo de todo tratamiento consiste en mejorar la seguridad de la caldera y su
rendimiento, reducir costes de operación, reducir reparaciones costosas, mantener altas
transferencias de calor y evitar corrosiones e incrustaciones. (14)
No obstante el agua de lluvia recolectada en los techos y la producida por la
condensación en los sistemas de frío, está libre de sales disueltas, evita la aparición de
incrustaciones en las superficies de intercambio. La única desventaja pudiera estar en la
mayor acidez que esta agua presenta con respecto a las superficiales o subterráneas.
Habría que monitorear esta condición y actuar en consecuencia si el PH estuviera por
debajo del deseado ya que esto tiene solución relativamente fácil sin gastos elevados.
En el área de generación de vapor de la mayoría de las empresas se encuentran
grandes potenciales de ahorro de agua y energía asociada dado fundamentalmente por
violaciones en tratamientos internos y externos de las calderas, deficientes
mantenimientos y operación en las plantas de tratamiento, condensados y otras
corrientes que no se recuperan, casi nula aplicación de lavados químicos a calderas,
existencia de salideros de agua y vapor y escaso conocimiento de los operadores de
tratamiento de agua.
En las empresas cubanas se calcula que el potencial de ahorro de la energía asociada
al agua esta entre 5 – 15 %.(6)
El medio de trabajo de los generadores de vapor es el agua, generalmente se manejan
grandes volúmenes agua caliente y vapor, por lo cual el derrame de agua esta asociada
a una gran pérdida de energía calorífica. Para valorar mejoras se recomiendan los
principales medidas, que reducen el consumo de agua y el uso energía asociada. (16)
Valorar el tratamiento externo del agua
• Cumplimiento de los parámetros de calidad del agua a la salida y entrada de la
planta de tratamiento externo
• Control de Índices de consumo específico de productos químicos para el
tratamiento.
• Control de consumo específico de los equipos de tratamiento de agua
17
• Comparación de la capacidad útil de las resinas utilizadas en relación con su valor
inicial.
• Nivel de conocimiento de los operadores de tratamiento de agua
• Control de la calidad de agua durante los procesos de tratamiento.
• Cumplimiento de los planes de mantenimiento y operación de la planta
• Recuperar regenerantes y aguas de lavado.
Valorar el tratamiento interno del agua
• Cumplimiento de los parámetros de calidad del tratamiento interno del agua
• Cumplimiento del plan adecuado de purgas de la caldera
• Evaluación de salideros dentro de un generador de vapor
• Funcionamiento y mantenimiento adecuado del sistema de desareación
• Aprovechamiento de todos los condensados posibles y de no hacerlo saber sus
causas.
• Limpieza química de caldera cuando estas no cumplan con los parámetros de
incrustación establecidos.
Para evitar el uso de exponenciales negativas en el agua pura y las disoluciones
acuosas se utiliza el término de pH, que se define como el logaritmo del recíproco de la
concentración de hidronio. pH = - log [H3O+].
Entonces:
Si la [H3O+]=[ OH-] el pH=7 y la solución es neutra.
Si la [H3O+]>[ OH-] el pH<7 y la solución es ácida.
Si la [H3O+]<[ OH-] el pH>7 y la solución es alcalina.
El control del pH del agua es de gran importancia en numerosos sistemas, como por
ejemplo: el control de pH en los sistemas de generación de vapor y los sistemas de
enfriamiento con torres de enfriamiento, etc.
18
El agua disuelve una gran cantidad de sustancias debido a su polaridad, la cual aporta
la energía necesaria para el proceso de hidratación. La solubilidad de muchas depende
fuertemente de la temperatura y algunas presentan máximos en esta dependencia.
La dispersión del tipo iónica y molecular es la que presenta mayor variedad en sus
componentes y en las fuentes a partir de las cuales se forman. Las dimensiones de las
partículas son menos de 0,001 µm y no son capaces de depositarse por si misma. (16)
En la mayoría de los casos, en la composición de las aguas naturales se encuentran
presentes las siguientes impurezas moleculares e iónicas.
• Moléculas de ácidos débiles disueltas en el agua: Ácido carbónico, ácidos
orgánicos, etc.
• Sales procedentes de la neutralización de un ácido fuerte con una base fuerte o
viceversa: cianuro de sodio, citrato de sodio, bicarbonato de sodio, etc.
• Gases disueltos en el agua: Oxígeno, nitrógeno, dióxido de carbono, amoniaco,
sulfuro de hidrógeno, etc.
• Iones negativos: carbonatos, silicatos, fosfatos, etc.
• Iones positivos: calcio, magnesio, sodio, potasio, hierro, cobre, etc. ( ver tabla 3)
Tabla 3.Cantidades de calcio y magnesio en los diferentes tipos de agua.
Componentes
en mg/l.
Agua
cruda
Agua
clarificada
Agua
suavizada
Agua desmineralizada
Calcio 51,5 51,5 1,0 0
Magnesio 19,5 19,5 1,0 0
El método de tratamiento por intercambio iónico se basa en la capacidad que poseen
ciertas sustancias, llamadas ionitos, de variar el sentido deseado la composición iónica
del medio. Los ionitos pueden intercambiar cationes (cationitos) o aniones (anionitos),
en la actualidad hay numerosas firmas comerciales que fabrican diferentes tipos de
ionitos.
19
Para lograr el tratamiento del agua por intercambio iónico, se hace pasar esta a través
de una masa intercambiadora. Al cruzar por entre los granos del ionito, el agua
intercambia parte de los iones de los electrolitos disueltos en ella con una cantidad
equivalente de iones del ionito, por lo cual se cambia la composición iónica del agua y
del propio ionito.
El tratamiento del agua por los métodos de intercambio iónico se diferencia de los de
precipitación en el hecho de en que estos no se forman lodo y que no exigen la
dosificación permanente de reactivos químicos. Estos conducen a que las instalaciones
de tratamiento por intercambio iónico sean más sencillas, con menos volumen de
aparatos y se obtenga un efecto en el tratamiento superior a los obtenidos con los
métodos de precipitación.
La capacidad de los ionitos para el intercambio iónico se explica por su estructura
específica, que consiste en una red molecular sólida no soluble en agua, a la cual en
distintos lugares, tanto en la superficie como en su interior, están, unidos grupos
funcionales de átomos del ionito químicamente activos. Como resultado de la
disociación electrolítica del ionito, alrededor del núcleo no soluble en agua se forma
una atmósfera iónica, la cual es un espacio limitado alrededor de la molécula del ionito
en el que iones móviles y capaces de intercambiarse. El intercambio iónico permite
suavizar el agua (eliminación de calcio y magnesio) y desmineralizar el agua
(eliminación de los iones presentes). (14)
Suavización por intercambio iónico
La suavización por intercambio iónico se realiza por medio de sodio-cationización e
hidrógeno-cationización. La diferencia entre ambas se encuentra en que en la sodio-
cationización la sustancia regenerante es el cloruro de sodio y la hidrógeno-
cationización se realiza con ácido.
La suavización por intercambio de sodio es ampliamente usada en los generadores de
baja presión, que necesita eliminar los cationes que producen sustancias incrustantes
como el calcio y el magnesio. Durante el proceso, la dureza del agua es eliminada por el
intercambio catódico siguiente:
Ca2+ + 2NaR- Ca2+ + 2Na+
20
Mg2+ + 2NaR- Mg2+ + 2Na+
Como resultado de estas reacciones de intercambio los iones calcio y magnesio quedan
retenido en el filtro cationítico y el sodio pasa al agua, reduciéndose la dureza del agua
a cero prácticamente. La alcalinidad y la composición iónica permanecen constantes y
el contenido de sales aumenta en algo, ya que el sodio tiene un peso atómico
ligeramente superior a los iones intercambiados. (14)
La hidrógeno cationización se utiliza combinadola con la sodio-cationización o con las
resinas anionitas en el proceso de desmineralización, debido a que el H-cationizado
disminuye el pH, no se puede utilizar en los procesos independientemente.
Agua para la producción de vapor
Después de las aguas de enfriamiento este es el segundo gran consumo de agua en la
industria y el de mayor importancia por los tratamientos que requiere y por lo que estos
representan desde los siguientes puntos de vista:
• Costos por tratamientos especiales requeridos para evitar incrustaciones y
corrosión.
• Interrupciones a la producción o los servicios por fallas en el sistema.
Las aguas para la producción de vapor requieren tratamientos externos e internos que
en primera instancia están determinados por el fabricante del equipo, pero que de forma
general están sujetos a recomendaciones generales de acuerdo al tipo de equipo y a la
presión de operación.
Tratamiento externo
Depende generalmente de la presión de operación del sistema. (13)
• Caldera de baja presión
Para ella es suficiente alimentarla con agua suavizada (eliminación de las sales de
calcio y magnesio), esto puede ser por tratamiento con cal, cal soda o resinas de
intercambio iónico ciclo sódico. En la provincia de Cienfuegos hay decenas de calderas
de baja presión que utilizan como tratamiento externo de suavizamiento por intercambio
iónico.
21
Control de las incrustaciones en caldera.
Los tubos de las calderas por donde circulan agua y vapor no deben tener
incrustaciones mayores que 300 g/m2, sino se produce un gasto muy adicional de
combustible para producir este vapor. Si en los tubos de las calderas se obtienen estos
valores, lo cual se controla por análisis periódicos en los mantenimientos de los tubos
de las calderas, mediante análisis de pérdida de peso al quitarle la incrustación, se hace
necesario la realización de lavados químicos a las calderas en los mantenimientos
respectivos. Estos lavados químicos llevan los siguientes pasos
Eliminación de las capas incrustantes, principalmente los carbonatos utilizando ácido
clorhídrico entre 3 – 8 %. Este debe ser acompañado de un inhibidor de la corrosión del
acero entre 0.1- 0.3 %. Si las incrustaciones contienen cobre producto del arrastre en el
agua producto del paso del agua-vapor por sistemas como calentadores de agua, se
hace necesario añadirle al lavado elementos como tíourea, ácido cítrico etc., Si las
incrustaciones contienen sílice se añaden a este etapa de lavado elementos que la
disuelven a base de compuestos de fluor. (11)
1.4. Las purgas. Las purgas se encuentran entre las operaciones más importantes en la explotación de
una caldera, sea de baja o alta presión pero a menudo es descuidada o hecha
irracionalmente provocando las siguientes consecuencias.
• Purga excesiva.
El nivel de sólidos en la caldera se coloca por debajo del valor admisible. Esto no es
ningún inconveniente para el funcionamiento de la caldera. Sin embargo desde el
punto de vista energético es inadmisible porque se tendrían unas pérdidas de calor
superiores a las necesarias. (9)
• Purga menor de la necesaria.
La concentración de sólidos en la caldera aumenta con el consiguiente peligro de
arrastre de sales que darán lugar al aumento de las incrustaciones. (9)
Reducción de la capacidad de producción de la caldera, aumento local de la
temperatura de los tubos que pueden provocar roturas de los mismos por sobre
22
calentamiento, el aumento de la temperatura del agua disminuye la solubilidad
facilitando la corrosión por oxígeno. (13) En ambos casos se produce un incremento de consumo de energía; en el primer caso
con el agua caliente arrojada al drenaje y en el segundo, por la resistencia al paso del
calor .(9)
El agua que entra en la caldera contiene algunas impurezas a pesar del tratamiento que
se le hace. El vapor que sale de la caldera prácticamente no contiene impurezas. Eso
hace que a medida que pasa el tiempo el contenido de impurezas va aumentando y lo
haría hasta alcanzar valores inaceptables a menos que se extraiga agua del interior de
la caldera, continuamente o intermitentemente.(4)
1.5. El control de la combustión. En el proceso de combustión intervienen un combustible y un oxidante y se libera
energía.
Es una reacción química de alta velocidad y a elevada temperatura.
De otro modo es la unión rápida de un elemento o un compuesto que contenga oxígeno
que resulta en una producción de calor.
El proceso de combustión consiste en la oxidación de los constituyentes de un
combustible que pueden ser oxidados.
Combustión es un proceso químico en el cual un oxidante se une rápidamente con un
combustible para liberar energía almacenada como energía térmica, generalmente en
forma de gases a alta temperatura. (2)
El control de la combustión es el subsistema más importante de un generador de
vapor, cuya misión fundamental es la de controlar la entrada de combustible y la del aire
en la cámara de combustión en función de un índice de carga. Como función
secundaria, el sistema debe minimizar el consumo de combustible, llevando la entrada
de aire a un valor tal que evite la presencia en los gases de la combustión de:
• Gases combustibles inquemados.
• Humos
• Partículas y otros elementos origen de polución.
23
Así como obtener unas pérdidas mínimas por evasión de calor en los gases de la
combustión, cuya temperatura viene limitada sobretodo si posee azufre, y por lo tanto
solo se puede actuar sobre el exceso de aire de la combustión. (9)
La generación de vapor tiene lugar cuando se aporta calor al agua en estado líquido.
Este calor se obtiene normalmente de una combustión, que es una reacción entre un
combustible y el oxígeno.
Sin embargo, al observar la composición del aire, se ve que por cada volumen de
oxígeno se introducen en las condiciones teóricas 3,76 volúmenes de nitrógeno sin
poder evitarlo, que auque es un elemento inerte se roba parte de la energía química
liberada en la combustión para aumentar su temperatura.
Pasando a las condiciones reales, se observa que para conseguir una buena
combustión hay que introducir una cantidad mayor de oxígeno que permita una
combustión completa y sin inquemados. (9)
1.6. El aislamiento. El aislamiento además de ayudar a mantener la constancia de la distribución de
temperaturas de las paredes, con lo que se evita por la vía indirecta
dilataciones/contracciones térmicas no deseadas que podrían tener alguna influencia
nociva sobre la resistencia estructural, también persiguen los diferentes objetivos.
Disminuir el consumo de energía, reduciendo las pérdidas de calor a través de las
paredes.
• Impedir que las zonas accesibles del generador y conductores alcancen
temperaturas excesivas que pudieran provocar accidentes a los operadores.
• Contribuir a que el ambiente de trabajo en la sala de caderas sea soportable para
los operadores.
Analizando un conjunto de datos relacionados con el consumo de energía, para tratar
de definir exactamente las cantidades consumidas de los diferentes tipos de energía y
relacionarlas con otros parámetros que se consideren significativos, para determinar
como se reparte entre energía útil y pérdidas, y juzgar si este reparto es el más
apropiado. (9)
Se distinguen tres formas básicas de transmisión de calor: la conducción, la convección
y la radiación. Estos tres mecanismos se estudian y analizan frecuentemente por
24
separado, sin embargo, en la práctica muy comúnmente se presentan combinados o
con uno de ellos controlando de forma predominante. (15)
Los aislantes térmicos (vidrio, plástico, etc.) que requieren de una estructura porosa y
un gas atrapado en la misma, son también buenos aislantes eléctricos; en estos
materiales, la transferencia de calor puede tener lugar de diversas formas:
a) Conducción a través de la estructura sólida porosa o fibrosa
b) Conducción y/o convección a través del aire atrapado en los espacios vacíos
c) Radiación entre porciones de la estructura sólida, lo cual es especialmente
importante a temperaturas elevadas o en recintos vacíos
Radio crítico de una tubería aislada Si se comienza a agregar aislante a un tubo y se sigue agregando en capas sucesivas,
habrá un valor de espesor de aislante para el cual la pérdida de calor es máxima.
Este hecho se puede interpretar así: al aumentar el espesor aumenta también
proporcionalmente la superficie emisora, que está disipando el calor que llega a ella por
radiación y convección. Para espesores pequeños, la superficie es comparativamente
pequeña pero como el aislante deja pasar mucho calor, la temperatura de la superficie
es elevada y por lo tanto también lo será el coeficiente combinado. Al ir agregando
espesor, la cantidad de calor transmitida por el aislante por conducción disminuye en
relación inversa al espesor de aislante (y por ende al radio de la superficie externa) pero
la cantidad de calor disipada por la superficie aumenta en proporción directa al radio de
la superficie externa. Si se sigue aumentando el espesor, se llega a un valor tal que el
aislante no deja llegar a la superficie todo el calor que esta puede disipar, por lo tanto la
pérdida de calor disminuye. (16)
El calor se propaga por conducción cuando hay contacto directo entre el cuerpo caliente
y el frío, o cuando entre ambos existe un medio material continuo que adquiere
temperaturas intermedias. La propagación de calor por convección es debida al
movimiento de las partículas en un medio fluido. La radiación térmica es la propagación
del calor sin la intervención de partículas materiales y debida a la propagación de ondas
electromagnéticas, si solo hubiese conducción y convección, un cuerpo colocado en el
vacío estaría siempre a la misma temperatura. (30)
25
Teniendo en cuenta los precios de la energía y los efectos medioambientales del uso de
los combustibles fósiles se deriva la necesidad del ahorro de la energía, presente en las
últimas décadas, por lo que el ingeniero debe de estar al tanto de los procesos
irreversibles y entender que el diseño óptimo puede ser aquel que minimice la
generación de entropía a causa de la transferencia de calor y del flujo de fluidos, por lo
general existe un término medio entre los costos energéticos asociados al
funcionamiento del sistema y los costos de construcción del equipo, por lo que se ha
generado gran interés por el desarrollo de técnicas de análisis de redes de
intercambiadores de calor, algunas de ellas basadas en modelos matemáticos de
optimización. (7)
1.7. Cálculo de la eficiencia en caldera. Método directo. El método directo Un ciclo termodinámico es una secuencia de procesos que empieza y termina en el
mismo estado. Al final de un ciclo todas las propiedades tienen los mismos valores que
tenían al principio. (22) Las calderas: en ellas la energía de un combustible se transforma en calor para el
calentamiento de un fluido. (26) o donde el calor procedente de cualquier fuente de
energía se transforma en utilizable, en forma de energía térmica, a través de un medio
de transporte en fase líquida o vapor. (3)
Las calderas son los elementos donde el calor de la combustión, realizada en los
quemadores, se transmite al fluido caloportador de la instalación. (17)
En el método directo, la eficiencia se define como la relación de la energía
aprovechada respecto de la energía entregada, expresada como un porcentaje (20); la
energía aprovechada es la que produce el cambio de estado en el agua, y la entregada
se considera como la suma de la energía química del combustible más los créditos.
Se basa en relacionar directamente la producción del generador de vapor con el
consumo, y determinar la eficiencia como el porcentaje que representa el calor útil
(producción) del calor disponible (consumo). (4)
26
El método indirecto se usa por la sencillez de su fórmula, además de desconocer el
consumo de combustible; y puede ser tan preciso como los instrumentos instalados
para medir los diferentes parámetros no existentes en este caso. (28)
1.8. Técnicas de ahorro energético. Técnicas de ahorro energético en calderas de vapor. Los dos equipos de combustión de mayor uso en las instalaciones industriales,
comerciales y de servicios son las calderas de vapor y agua caliente (13). Estos son
usados para transferir energía de un combustible a un fluido que transporta calor a
diferentes temperaturas ya sea para ser usados en el proceso o para un calentamiento
en diferentes formas.
El transporte del fluido se hace normalmente por tuberías desde la caldera hasta el
punto de consumo, que es una clase de equipo térmico, y luego desde éste hasta la
caldera pero con un menor contenido energético. (19)
La experiencia ha demostrado que la gran mayoría de calderas trabajan con eficiencias
térmicas menores a la máxima alcanzable.
Por otro lado, en los sistemas de distribución de vapor o agua caliente, también se
presentan deficiencias que se traducen en pérdidas de energía que a su vez implican
mayor consumo de combustible en la caldera para compensar dichas pérdidas.
En un sistema de generación-distribución en conjunto, el uso ineficiente de la energía
puede significar un aprovechamiento tan bajo como del 30% de la energía aportada al
sistema por el combustible de la caldera (sistema de vapor), en lugar de un 70% como
podría ser en el caso de un sistema optimizado.
Por otro lado, la ineficiencia de las calderas y sistemas de distribución, además de
implicar mayor consumo de combustible, implican también un incremento proporcional
de las emisiones de gases de combustión. (7)
Los principales métodos para el incremento de la eficiencia energética y el ahorro de
energía en los sistemas de generación de vapor son los siguientes: Ahorro de Energía
en Sistemas de Vapor. (3)
• Selección adecuada de la capacidad de las calderas.
27
• Administración de las cargas en calderas que operan en paralelo.
• Reducción del número de calderas en operación.
• Almacenamiento y preparación adecuada del combustible.
• Manejo adecuado de la viscosidad del combustible (líquido).
• Ajuste de la combustión (optimización de la relación aire/combustible).
• Uso de aditivos en combustibles.
• Empleo de emulsiones agua - combustible.
• Uso de turbulizadores (calderas pirotubulares).
• Uso de quemadores de bajo exceso de aire.
• Reducción de potencia térmica del quemador (en calderas subcargadas).
• Control adecuado del régimen químico.
• Reducción del régimen de purgas, manteniendo normas de régimen químico.
• Control automático de las purgas.
• Recuperadores de calor de gases de salida. Economizadores y calentadores de
aire.
• Recuperación de calor de las purgas.
• Reducción de la presión de vapor en sistemas de calentamiento.
• Uso de controles automáticos de combustión y tiro.
• Mejorar el aislamiento térmico.
• Mantenimiento sistemático de quemadores.
• Limpieza adecuada de las superficies de calentamiento durante la operación.
• Optimización del periodo y tiempo del soplado.
• Capacitación del personal técnico y de operación.
• Realizar pruebas de eficiencia periódicamente.
• Recuperación de condensados.
28
Uno de los objetivos más importantes en un sistema de vapor es la recuperación y uso
de la energía sensible contenida en el condensado que sale de los procesos
tecnológicos. Esto puede lograrse alimentando la caldera con el condensado
recuperado.
Es evidente que mientras más caliente sea el agua de alimentación de la caldera menor
será la cantidad de combustible que se requiere para una determinada producción de
vapor. Pero además ofrece la ventaja de que si el condensado no se halla contaminado,
constituye un agua suavizada y su alimentación caliente a la caldera implica un ahorro
en su tratamiento e incluso, cuando éste no exista, reduce las incrustaciones en los
tubos de la caldera así como las pérdidas en la purga debido a la disminución de los
lodos y sedimentos. (7)
29
2. MATERIALES, MÉTODOS Y RESULTADOS 2.1. Descripción del sistema de generación de vapor y sus auxiliares. La caldera instalada en la unidad láctea de Sandino es del tipo pirotubular, no se
explota a plena capacidad, no existen referencias sobre su manual técnico o chapilla del
fabricante, presenta algunos escapes de vapor, roturas en tuberías y válvulas
destinadas al drenaje, la envoltura que protege el aislante térmico tiene remaches
sueltos, y se encuentra apuntalada con madera por algunos lugares, posee filtraciones
en el domo por donde fluyen las sales del agua; posee un quemador adaptado de
fabricación italiana modelo P 300 T/N, existen dos válvulas de seguridad, una está
sellada y la otra presenta problemas técnicos, la tubería del drenaje está ponchada, no
existe termómetro para la medición de la temperatura de los gases de escape.
En el tanque de alimentar agua a la caldera ocurren pérdidas significativas de agua y
energía al no tener un sistema que controle el llenado, que se realiza de forma manual.
No existen metros de Fuel Oil, agua y extracciones. Falta de aislamiento en tuberías de
vapor y sistemas calientes. No se están realizando análisis de gas con la sistematicidad
requerida pues no se cuenta con equipamiento para ello. Las boquillas de la caldera no
se calibran en el banco de pruebas con sistematicidad.
El sistema posee dos bombas de combustible, una se ubica en el depósito de recepción
y la otra en el depósito auxiliar, según los operarios de las calderas ambas tienen una
potencia de 2.5 kW, accionadas por motores eléctricos rebobinados, no se cuenta con
chapillas, las carcasas están contaminadas con fuel oil, la alimentación es a 220 V
trifásico. Se cuenta además con una electrobomba para suministrar el agua al interior
de la caldera con una potencia eléctrica de 4 kW, alimentada a 220 V trifásico, con
factor de potencia de 0.90, eficiencia de 88 %, y una velocidad de 3 540 rpm.
2.2 Caracterización energética del sistema de generación, transporte y uso del
vapor. El vapor generado en la caldera se suministra a tres líneas de productos y además al
proceso de limpieza que tiene lugar al terminar la producción, las tres líneas son:
• Producción de yogurt de soja.
30
• Producción de yogurt natural.
• Producción de helado.
Cada una posee en su proceso tecnológico diferente demandas de vapor,
encontrándose el proceso del helado a una distancia considerable de la caldera,
teniendo que viajar el vapor por tuberías desnudas, ocurriendo pérdidas en los
conductos; el proceso de limpieza consiste en hacer fluir el vapor por los conductos y
por los tachos.
Debido a la antigüedad de la instalación, la falta de aislamiento, los salideros de vapor
en tuberías y accesorios, se limita el funcionamiento de las otras líneas de forma
simultánea ya que la cantidad y las características del vapor demandado por la soja
limitan la generación necesaria para las otras producciones, perjudicando la calidad de
las mismas.
2.3 Prueba de necesidad: En la entidad no se cuenta con índices de consumo de diseño, pues la tecnología ha
variado a lo largo de los años, se utilizan a partir de estudios realizados que se
aproximan a los índices regidos por la Unión Láctea (tabla 4).
Tabla 4. Índices de consumo por actividad.
Actividades Fuel Oil. Índice de
consumo l/t
Leche Fluida 0.024
Otros Quesos 0.101
Yogurt 0.058
Yogurt de Soya 0.053
Helados 0.048
Otras Actividades 0.063
Generalmente las actividades a realizar con el consumo del vapor se hacen de forma
simultánea, con una sola caldera y la falta de equipos de medición por línea de
producción
31
Después de revisar los documentos primarios que rigen los consumos de portadores
energéticos (5073) y los de producción (901) se valora los índices de eficiencia del
Combinado Lácteo de Sandino donde aprecia un deterioro paulatino con el paso del
tiempo, además son más bajos con respecto a los que se logran en la misma instalación
ubicada en Pinar del Río.
Tabla 5. Parámetros de eficiencia.
2009 2010 2011
PARÁMETROS P. del
Río Sandino
P. del
Río Sandino
P. del
Río Sandino
FUEL OIL t 574.5 376.2 667.9 322.7 837.9 322.7
PRODUCCIÓN t 15656.4 6792.6 16018.3 5674.4 18896.9 5689.9
ÍNDICE DE CONSUMO 0.03669 0.05538 0.041 0.05686 0.04434 0.06026
Como puede observarse (tabla 5) el índice de consumo va deteriorándose. En este
resultado influyen la sobreexplotación, la no recuperación de condensados, las tuberías
sin aislamiento térmico, salideros, mala manipulación y el no aprovechamiento de
condiciones que permiten elevar la eficiencia, hace que haya índices deteriorados por
debajo de lo que realmente se podría lograr.
2.4 Determinación del flujo de vapor en la instalación. Es de interés para la explotación racional y energéticamente económica de los
generadores analizar la influencia de carga del generador de vapor sobre las pérdidas
en las paredes, pues ayuda a decidir una cuestión importante, ¿Qué es mejor utilizar un
generador a plena carga o varios a cargas parciales?
En el caso que se estudia se analizarán las implicaciones energéticas, pero no se
puede omitir que hay otros factores que pueden modificar el punto de vista energético
como, curva de consumo de vapor de la instalación, inercia de puestas en marchas y
paradas, seguridad de funcionamiento ante averías y paradas, problemas de
mantenimiento, etc.
32
Esta instalación cuenta con una línea de soya, dos tachos para la elaboración del yogurt
de soya, así como dos para la elaboración de yogurt natural, un tacho para elaborar
queso y un tacho para procesar el helado, un tacho para la elaboración de siropes,
además de estos consumos cuenta con el pasteurizador de leche, los demás consumos
se prestan a la limpieza de la instalación después de haber realizado las operaciones de
procesamiento de los alimentos.
2.4.1 Equipos consumidores de vapor. Línea de soya. Para el procesamiento de leche de soya, con destino a la producción de yogurt de soya
y quesos que se consumen en todos los municipios del territorio es necesario conocer
el flujo de vapor necesario para el funcionamiento de la línea, la cual cuenta con tres
procesos que utilizan vapor, el transportador de tornillo sin fin, el calentador de leche y
el calefactor de agua; a los mismos se les realizó un balance de energía y masa que se
describe a continuación.
2.4.1.1 Transportador tornillo sin fin. Para determinar el consumo de vapor en el transportador de tornillo sinfín (figura 1.)
Figura 1. Esquema del transportador de tornillo sin fin de la línea de soya.
33
Se conoce que:
El flujo de soya a la entrada hkgsm /380' =
El flujo de soya a la salida hkgsm /376" =
El flujo de agua a la salida hkgam /800" =
Calor específico de la soya 0./31.3 CkgkJCps =
Temperatura de entrada de la soya Cst º20' =
Temperatura de salida de la soya Cst º85" =
Temperatura de entrada del agua Cat º72' =
La presión de vapor saturado MPavP 20.0' = y la entalpía kgkJvh /23.2703' =
% ps. Porciento de pérdidas, este valor es el 1.5% de pérdidas que se producen en la
soya a la hora del lavado en el tornillo sinfín debido a la calidad del grano, o sea
cuerpos extraños, grano vano o cáscara.
Estos datos se seleccionan en función de la capacidad del sinfín para líneas de
soya de 4000 l/h en el manual de normas de la Unión Láctea.
Balance de masa.
ampssmvmamsm "%"''' ++=++
vmamam ''" +=
vmamam '"' −= (1)
psmsmsm ""' +=
Balance de energía.
pstCpspsmahamstCpssmahamvhvmstCpssm "**""*""**"'*''*''**' ++=++ (2)
Sustituyendo (1) en (2)
pstCpsmahamstCpssmahamstCpssmahvhvmpstCpsmahamstCpssmahvmamvhvmstCpssm
"*"*'*"'**'"*""**")''('"*"*"*""**"'*)'"('*''**'
+−−+=−++=−++
El flujo de vapor se obtiene por la expresión:
ahvhpstCpsmahahamstsmstsmCpsvm
''"*"*)'"(")'*'"*"('
−+−+−
=
En la cual:
ah" : Entalpía del agua a la salida del equipo. kgkcal /356
34
ah' : Entalpía del agua a la entrada del equipo. kgkcal /5.301
2.4.1.2 Calentador de leche. Intercambiador de mezcla. En la figura 2 se muestra el calentador de leche de soya.
Figura 2. Calentador de leche de soya.
Del manual de normas de la Unión Láctea para líneas de soya de 4000 l/h se conoce
que:
La presión del vapor saturado en el calentador de leche MPavP 39,0' = , la temperatura
y la entalpía . Cvt º145' = kgkJhv /01.2736=
Calor específico de la leche de soya CkgkJCpl 0/76.3=
EL flujo de grasas hkggm /3000' =
El flujo de leche a la entrada hkggmsmlm /3376'"' =+=
Resultados del balance en el calentador de leche.
Balance de masa.
lmmvlm "' =+
lmlmmv '" −= (3)
Balance de energía
ltCpllmhvmvltCpllm "**"*'**' =+ (4)
Sustituyendo 3 en 4
35
lmlmvmhkglm
hvltCplhvltCpllmlm
hvltCpllmhvltCpllmltCpllmhvlmlmltCpllm
'"'/3.3800"
)"*()'*('"
)"*(")'*('"**")'"('**'
−==
−−
=
−=−=−+
En la cual:
lt ' : Temperatura de entrada de la leche gruesa al equipo C072
lt" : Temperatura de salida de la leche gruesa al equipo C0145
2.4.1.3 Calentador de agua En la figura 3 se muestra un esquema simplificado del calentador de agua.
Figura 3. Calentador de agua.
Del calentador de agua se conoce que:
Entalpía del agua caliente a la salida kgkJach /5.301" =
Entalpía de agua caliente a la entrada kgkJach /5.188' =
Entalpía del vapor a 1kg/fcm2 la entrada kgkJvh /2674' =
hkggmamacm /3750''" =+=
Balance de masa.
36
acmacmmv "' =+
mvacmacm −= "' (5)
Balance de energía.
achacmachacmvhvm "*"'*''*' =+ (6)
Sustituyendo (5) en (6)
achacmachvmacmvhvm '*"')'"('*' =−+
Despejando vm'
achvh
achachacmvm''
)'"("'−
−=
2.4.2 Tachos para queso, helado y yogurt La instalación cuenta con 6 tachos ( Ver figura 4) para la elaboración de diferentes
productos dentro de los que se encuentran dos para yogurt de soya, dos para yogurt
natural, uno para helado y uno para la elaboración de queso, los mismos poseen
iguales características constructivas, variando en lo que refiere a producto a elaborar y
dimensiones, variando la capacidad por lo que la metodología de cálculo para la
obtención del flujo en los mismos será igual y se tendrán en cuenta solamente las
variables que varían, los datos que se reflejan a continuación son el resultado de
mediciones de los tachos y utilización del Software ChemicaLogic SteamTab
Companion, Versión 1.0, en función de los parámetros de trabajo de los tachos donde la
presión de trabajo de los mismos es de 1 kgf/cm2 .
37
Figura 4. Tacho para la cocción de los productos alimenticios.
2.4.2.1 Tachos para yogurt de soya. Consumo de vapor que llega al tacho de
cocción de yogurt de soya. En el arranque.
.int)( ercvvys hh
Qmη×−
= (7)
Donde:
⇒vysm Consumo de vapor en el arranque en kg/h.
⇒vh Entalpía del vapor 2706 kJ/kg.
⇒ch Entalpía del condensado 504.31 kJ/kg.
⇒.int erη Eficiencia del intercambiador de calor en 0.9 % (15)
⇒Q Calor necesario para llegar a la temperatura de trabajo en kJ/h.
Siendo:
)( ifpútil TTCVQ −×=
Donde:
⇒útilV Volumen útil 1295 kg.
⇒pC Calor específico 3.76 kJ/kgCO .
38
⇒iT Temperatura inicial 45 CO.
⇒fT Temperatura final 90 CO.
2.4.2.2 Tachos para yogurt natural.
.int)( ercvvys hh
Qmη×−
= (8)
Donde:
⇒vysm Consumo de vapor en el arranque en kg/h.
⇒vh Entalpía del vapor 2706 kJ/kg.
⇒ch Entalpía del condensado 504.31 kJ/kg.
⇒.int erη Eficiencia del intercambiador de calor en 0.9 %
⇒Q Calor necesario para llegar a la temperatura de trabajo en kJ/h.
Siendo:
)( ifpútil TTCVQ −×=
Donde:
⇒útilV Volumen útil 2649 kg.
⇒pC Calor específico de la leche 3.85 kJ/kgCO .
⇒iT Temperatura inicial del 25 CO.
⇒fT Temperatura final del 90 CO.
2.4.2.3 Tacho para queso.
.int)( ercvvys hh
Qmη×−
= (9)
Donde:
⇒vysm Consumo de vapor en el arranque en kg/h.
⇒vh Entalpía del vapor 2706 kJ/kg.
⇒ch Entalpía del condensado 504.31 kJ/kg.
⇒.int erη Eficiencia del intercambiador de calor en 0.9 %
39
⇒Q Calor necesario para llegar a la temperatura de trabajo en kJ/h.
Siendo:
)( ifpútil TTCVQ −×=
Donde:
⇒útilV Volumen útil 150 kg.
⇒pC Calor específico de la leche 3.85 kJ/kgCO .
⇒iT Temperatura inicial del 10 CO.
⇒fT Temperatura final del 90 CO.
2.4.2.4 Tachos para helado.
.int)( ercvvys hh
Qmη×−
= (10)
Donde:
⇒vysm Consumo de vapor en el arranque en kg/h.
⇒vh Entalpía del vapor 2706 kJ/kg.
⇒ch Entalpía del condensado 504.31 kJ/kg.
⇒.int erη Eficiencia del intercambiador de calor 0.9 %
⇒Q Calor necesario para llegar a la temperatura de trabajo en kJ/h.
Siendo:
)( ifpútil TTCVQ −×=
Donde:
⇒útilV Volumen útil 950 kg.
⇒pC Calor específico 3.85 kJ/kgCO .
⇒iT Temperatura inicial del 25 CO.
⇒fT Temperatura final del 90 CO.
40
2.4.2.5 Tacho para sirope.
.int)( ercvsir hh
Qmη×−
= (11)
Donde:
⇒vsrm Consumo de vapor en el arranque en kg/h.
⇒vh Entalpía del vapor 2706 kJ/kg.
⇒ch Entalpía del condensado 504.31 kJ/kg.
⇒.int erη Eficiencia del intercambiador de calor 0.9 %
⇒Q Calor necesario para llegar a la temperatura de trabajo en kJ/h.
Siendo:
)( ifpútil TTCVQ −×=
Donde:
⇒útilV Volumen útil 1324 kg.
⇒pC Calor específico 4.18 kJ/kgCO .
⇒iT Temperatura inicial del 25 CO.
⇒fT Temperatura final del 90 CO.
2.4.3 Pasteurizador de leche. Este equipo es un intercambiador de calor de placas donde se hace pasar la leche y el
agua, la leche entra a 10 0C y sale a 76 0C y el agua calentada realiza un ciclo de
recirculación entrando a una temperatura de 88 0C, calentándose al mezclarse con la
energía proveniente del vapor.
La característica constructiva de este equipo permitió medir la cantidad de condensado
así como su temperatura.
Resultando que consume 125 kg/h de vapor y el condensado lo expulsa a 88 0C.
En la instalación ocurren otros consumos pero no se realizan en forma paralela si no en
serie como es el caso de la limpieza de sistemas.
41
2.5 Diámetros y longitudes de las tuberías a diseñar. Para determinar el diámetro de las tuberías a utilizar en el diseño de la red de
recuperación de condensado se utilizaron los parámetros de presión de suministro,
descarga del condensado y el flujo de condensado nominal que es igual al flujo de
vapor obtenido en las ecuaciones 7,8,9,10,11 además el caudal en punta de trabajo
(valor pico), dado en el arranque donde se produce la mayor cantidad por lo que se
toma un coeficiente de CS=(2,5-3) veces del volumen de condensado generado en
operación normal (4).
El espesor se seleccionó en un catálogo de tubos de conducción ligera según (Normas
UNE 19043 ISO 65S/L II-BS 1387 S/L)
Las longitudes de las tuberías se determinaron experimentalmente midiendo la distancia
desde el consumidor de vapor hasta el depósito de agua.
En este caso se decidió elevar el tanque de condensado considerando los parámetros
de caudal, presión y velocidad, de este tanque hasta el otro depósito que se encuentra
en la sala de calderas.
2.6. Determinación de la pérdida de carga en la recuperación de condensados. Para la determinación de las pérdidas de carga en las tuberías de recuperación de
condensados se utilizará el anexo 3 el cual requiere el caudal de condensado y el
diámetro de la tubería, para de esta forma obtener la pérdida de presión por cada 100 m
de tubería. en este caso se evalúa la pérdida de carga del tacho del helado pues es el
más distante que está del depósito del condensado, considerando que si este vence las
pérdidas los demás tachos también por estar más cerca ya que la presión de trabajo es
igual para todos.
Desde el tacho del helado hasta el depósito de condensado existen 71.4 m de
diferentes caudales y diámetros, a cada uno se le calculan las pérdidas.
Tramo 1. Del tacho de helado a la ramificación 1(R1). (Ver anexo 9)
Distancia 41 m
Caudal 300 l
Diámetro de tubería en pulgadas 1
Pérdidas de carga en 100 m de tuberías 0.025 m=1”
42
100*arg )100(
arg
longaPcP long
ac==
2arg /0102.0
10041*025.0 cmkgP ac ==
Tramo 2. De la ramificación 1(R1) a la ramificación 2(R2)
Distancia 22 m
Caudal 1012 l
Diámetro de tubería en pulgadas 1
Pérdidas de carga en 100 m de tuberías 0.025
2arg /0022.0
10022*01.0 cmkgP ac ==
Tramo 3. De la ramificación 1 (R1) al tanque de condensado.
Distancia 8.4 m
Caudal 1767 l
Diámetro de tubería en pulgadas 2
Pérdidas de carga en 100 m de tuberías 0.025
2arg /0021.0
1004.8*025.0 cmkgP ac ==
Presión que ejerce la columna de líquido de condensado.
ghH **γ=
⇒γ Densidad del fluido a 900C = 0.965kg/dm3.
⇒h Altura 5 m.
⇒g Gravedad.
H=0.48 kg/cm2
2.7. Cálculo de la altura de tanque que recepciona el condensado. Se aplica la ecuación de Bernoulli para el esquema mostrado en el anexo 8
( )∑ −+++=++ bahHg
vg
pH
gv
gp
bb
g
ba
a
a
a
2*2* ρρ
⇒= ba pp Presión atmosférica.
⇒aρ Densidad de agua a 58,6 0 C =983 kg/m3.
43
⇒bρ Densidad de agua a 70 0 C =977 kg/m3.
⇒bH Es 0 por ser punto de referencia.
⇒av Es igual a 0 por considerarse en la superficie de un tanque.
( )⇒−∑ bah Pérdidas de a hasta b.
bvAQ *=
2
3
22 000625.0*
0006.0*4
*4
4* m
sm
dQ
dQ
AQvb πππ
====
smvb /2.1=
Resultando.
( )∑ −+−−= bahg
vg
pg
pH a
a
a
b
ba 2** ρρ
Cálculo del número de Reynolds hasta el intercambiador.
==υπ **
*4Re 2
dQ
6.43489/000000475.0*037.0*14.3
/00060.0*42
3
=smm
sm > 4000 implica régimen
turbulento.
Donde:
⇒2Q Caudal de trabajo 0.00060m3/s.
Cálculo del número de Reynolds en el intercambiador.
==υπ **
*4Re 2
edQ 89164
/000000415.0*021.0*14.3/00060.0*4
2
3
=smm
sm > 4000 implica régimen
turbulento.
=υ 0.000000415 m2/s Viscosidad cinemática del agua a 700 C
44
Cálculo del número de Reynolds después del intercambiador.
==υπ **
*4Re 2
dQ
74898/000000415.0*025.0*14.3
/00060.0*42
3
=smm
sm > 4000 implica régimen
turbulento.
Cálculo de pérdidas locales hasta el intercambiador de calor.
∑ = 2222 *QKh
Datos de accesorios utilizados.
Accesorios. Coeficientes de resistencia hidráulica.
Cantidad presente en la red.
Codo standard de 900 1.2 a 1.3 5
Válvula 1 a 2.5 1
Ensanchamiento 1 1
⇒l Largo de la tubería 36 m.
Factor de fricción. Para la obtención del factor de fricción se leyó directamente en el diagrama Moody
interceptando el valor del Reynolds con la rugosidad relativa dε de la tubería en metros.
f=0.038
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ +++= 4220.2 037.0*/8.9*
8*037.036*038.011*5.23.1*5
msmmmK
π2032149 s2/m5
∑ = 220.20.2 *QKh =2032149 s2/m5* (0.00060 m3/s)2
∑ = mh 73,00.2
Cálculo de pérdidas en el intercambiador de calor. ⇒l Largo de la tubería 1.7 m.
45
Factor de fricción. Para la obtención del factor de fricción se leyó directamente en el diagrama Moody
interceptando el valor del Reynolds 89164 con la rugosidad relativa dε de la tubería en
metros. 002.0⇒ε f= 0.034
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛= 4221.2 021.0*/8.9*
8*021.07.1*034.0
msmmmK
π425723 s2/m5
∑ = 21.21.21.2 *QKh =425723 s2/m5* (0.00061 m3/s)2
∑ = mh 15.01.2
Cálculo de pérdidas después del intercambiador de calor Datos de accesorios utilizados.
Accesorios. Coeficientes de
resistencia hidráulica. Cantidad presente en
la red.
Codo standard de 900 1.2 a 1.3 2
Ensanchamiento 1 1
Válvula 1 a 2.5 1
Estrechamiento. 0.5 a 1.0 1
⇒l Largo de la tubería 3.5 m.
Factor de fricción. Para la obtención del factor de fricción se leyó directamente en el diagrama Moody
interceptando el valor del Reynolds 74898 con la rugosidad relativa dε de la tubería en
metros. f= 0.033
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ++++= 4222.2 025.0*/8.9*
8*025.05.3*033.01113.1*2
msmmmK
π1954228 s2/m5
∑ = 22.2 * SS QKh =1954228 s2/m5* (0.00060 m3/s)2
∑ = mh 77.02.2
46
2.8. Dimensiones del depósito Las dimensiones del depósito se determinaron convirtiendo el flujo de vapor obtenido en
la ecuación (1) a flujo volumétrico, durante un tiempo de 1h para el llenado del depósito,
más un 20 % del volumen generado como factor de seguridad (16).
El radio del depósito se predetermina a 0,55 m teniendo en cuenta la cobertura de
espacio del lugar escogido para su ubicación, despejando en la ecuación de volumen de
un cilindro se puede determinar la longitud del mismo, para lo cual se establece la
siguiente expresión:
⇒×= hAV Bc Volumen de un cilindro (recipiente). (12)
Donde:
⇒cV Volumen obtenido según el flujo de vapor calculado en la ecuación (1), más un 20
% como factor de seguridad 0.99 . 3m
⇒h Longitud del depósito en m.
⇒BA Área de la base de un cilindro m. 2rAB ×= π
⇒r Radio del depósito 0,75 m.
⇒π Constante.
mm
mhBAcV 04.1
55.0*99.0
2
3
===π (13)
2.9. Cálculo de los principales parámetros del intercambiador de calor para elevar temperatura en el agua de alimentación.
Este equipo de transferencia de calor se clasifica dentro de los de tubo y coraza, posee
una entrada de agua proveniente del tanque de consumo, la cual trasiega a gravedad
con un caudal de 2160 kg/h, los fluidos dentro del mismo circulan contra corriente, se
consideró la tubería de amoníaco a la salida del compresor para colocar el
intercambiador.
2.9.1. Cálculo de la temperatura de entrada al intercambiador de calor. En el tanque de alimentación de la caldera se une el agua proveniente de la
recuperación de los condensados y el agua de aportación necesaria para completar el
47
caudal que necesita la caldera, con estas temperaturas y los flujos se realiza un balance
de masa y energía, todo este proceso ocurre a presión atmosférica.
TAPRC mmm =+
Donde:
⇒RCm Flujo de la recuperación de condensados 833.8 kg/h
⇒APm Flujo del agua de aportación 644.7 kg/h
⇒Tm Flujo total generado1495.9 kg/h
Sustituyendo:
hkghkghkgmmm APRCT /1.662/8.833/9.1495 =−==−
TTAPAPRCRC imimim *** =+
Donde:
⇒RCi Entalpía del agua de la recuperación de condensados a 85 0C 356.04 kJ/kg
⇒APi Entalpía del agua de aportación a 24.5 0C 102.82 kJ/kg.
⇒Ti Entalpía del agua en el tanque de alimentación.
Sustituyendo:
TihkgkgkJhkgkgkJhkg */9.1495/82.102*/1.662/04.356*/8.833 =+
kgkJiT /39.245= Esta entalpía corresponde al agua con 58.6 0C a presión atmosférica.
2.9.2. Cálculo térmico del intercambiador. Como al cuerpo del intercambiador entra el fluido frío (ver anexo 1) entonces las
pérdidas al exterior suceden como el resultado del calor que el fluido caliente transfiere
al fluido frío por lo que la ecuación de balance térmico se plantea de la siguiente
manera.
CEDABS Q
Q=
η
Donde:
( )OHOHOHABS iiGQ222
'" −×=
η =0.95 (18)
Siendo:
48
⇒OHG2
: Flujo másico =0.60 kg/s (Flujo hacia el tanque de suministro a la caldera)
( ) )'"('"22222 OHOHOHOHOH TTCpii −×=−
⇒OHT2
" Temperatura del agua a la salida 70 0C.
⇒OHT2
' Temperatura del agua a la entrada 58.6 0C.
⇒OHCp2
Calor específico del agua a la temperatura media en kJ/(kg oC.
222
'"OHOH
mTTT −=
La temperatura media 64.3 0C y el calor específico a esta temperatura es
4.18 kJ/(kg oC).
Sustituyendo:
=ABSQ 30.094 kW
tFkQCED Δ××=
Donde:
k : Coeficiente de transferencia de calor por convección en W / m2 0C.
F : Área de transferencia de calor en m2.
tΔ : Diferencia de temperatura media entre los fluidos a lo largo de la superficie de
calentamiento.
Para determinar el diferencial de temperatura se emplea la figura 5 en función del valor
de la temperatura de los fluidos que intervienen (agua y amoniaco) a la entrada y a la
salida del intercambiador que se propone.
49
Temperatura (ºC)
m (kg/h)
Figura 5 Diferencial de temperatura en el intercambiador de calor.
La expresión para el cálculo del diferencial de temperatura es:
menor
mayor
menormayor
tt
Ln
ttt
Δ
ΔΔ−Δ
=Δ
Calculando:
( ) CLn
Ct °=°−
=Δ 62,58
4.2130
4.2130
Determinación del coeficiente de transferencia de calor.
∑ ++=
201
111
αλδ
α A
K
Cmw °∗2/
Determinar los coeficientes peliculares de los fluidos.
Conversión forzada (amoniaco)
50
amoniaco1α R-717 para estas condiciones (vapores de amoniaco) oscila entre
2000 -5000 =2326.1- 5815.2 (15) Chmkcal 02/ CmW 02/
Conversión forzada (Agua)
AGagua ∗∗∫= ω
Donde:
⇒aguaG Caudal de agua 0.60 kg/s =0.00060 m3/s
⇒∫ Densidad del agua 980.5 kg/m3.
⇒ω Velocidad del fluido m/s
⇒A Área de la sección. (Ver figura 6)
21
22 ** rrA ππ −=
Figura 6. Sección transversal del intercambiador de calor.
=A 0.0015 m2
23 0015.0*/5.980/60.0
mmkgskg
AGagua =∗∫
=ω
=ω 0.40 m/s
Cálculo del Reynolds
51
νω ed∗
=Re
⇒−
=d
dDde
22
Diámetro equivalente, en los de corte anular, en caso de transferencia
térmica solamente a través de la superficie del tubo interior. (15)
mmmm
mmmmde 05.2195
95105 22
⇒−
=
⇒ν Viscosidad cinemática 0.445*10-6m2/s (21)
smmsmde
/10445,0021,0/40.0Re 26−∗
∗=
∗=
νω
41088.1 ∗=eR El flujo es turbulento ya que el líquido adquiere este comportamiento
cuando Re (15) 10000≥25,0
43,08,0
PrPr
PrRe021,0 ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛∗∗∗=
p
fNu (26)
25,0
43,08.04
21,298.255.2)1088.1(021,0 ⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛∗∗∗∗=Nu
=Nu 57.7 ( )
aguadNu e
.2
λα ∗
=
⇒aguaλ Conductividad térmica del agua 0.663 W/m*0C
mCmW
dNu
e 021,0/663.07.57
2°∗∗
=∗
=λα
CmW °∗= 22 /6.1821α
52
2.9.3. Determinación del coeficiente total de transferencia de calor.
∑ ++=
21
111
αλδ
α A
K
Donde:
⇒δ Espesor de la tubería 0.004 m2.
⇒Aλ Coeficiente de conductividad térmica del acero de la tubería 50.4 W/(m0 C)
. CmW
CmWCmWm
CmW
K °∗=
⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡
++= 2
02002
/9.946
/6.18211
/2.50004,0
*/1.23261
1
El coeficiente total de transferencia de calor resultante en la ecuación anterior coincide
con el rango expuesto para agua y amoniaco de 778.5-1568.6 W/m2 0C (15).
2.9.4. Determinar el área de transferencia de calor.
2002 54.0
62.58*/9.94630094 m
CCmWW
tKQF
tFKQ
ced ==Δ∗
=
Δ∗∗=
2.9.5. Determinar la longitud del intercambiador.
mm
md
Fl
dlF
8.1095,0*14,3
51.0 2
==∗
=
∗=
π
π
2.10. Determinación de la temperatura ambiente a utilizar. El comportamiento de las temperaturas durante todo el año no es igual por lo que se
utilizó la media aritmética de los promedios de todos los meses de año, esta información
fue registrada en la estación meteorológica de Isabel Rubio, ubicada en el mismo
municipio donde se encuentra la industria analizada.
Este comportamiento se tabula en la (tabla 3)
53
Tabla 3. Temperaturas promedio mensuales.
Mes Temperatura promedio 0C
Enero 20.3
Febrero 19,5
Marzo 21.9
Abril 24.5
Mayo 26.3
Junio 27.7
Julio 27.4
Agosto 27.8
Septiembre 27.5
Octubre 26.3
Noviembre 23.7
Diciembre 21.7
Promedio 24,5
2.11. Cálculo de la eficiencia de la caldera. El balance directo consiste en medir una serie de parámetros directamente en el
generador de vapor, conociendo el consumo de combustible se decide emplear este
método:
d
uc Q
Q=η
⇒cη Eficiencia de la caldera en %.
⇒uQ Calor útil (kJ/h).
⇒dQ Calor disponible (kJ/h).
54
2.11.1. Cálculo del calor disponible. El calor disponible es el calor total que se pone a disposición del generador de vapor
para ser transferido a la sustancia de trabajo, es la suma del calor específico de
combustión del combustible, más el calor de las fuentes exteriores.
Avafcd QQQVCIQ +++=
Donde:
⇒dQ Calor disponible (kJ/kg)
⇒VCL Valor calórico inferior del combustible (kJ/kg)
⇒fcQ Calor producto al calentamiento del combustible (kJ/kg)
⇒vaQ Calor introducido con el vapor de atomización (kJ/kg)
⇒AQ Calor producto al calentamiento del aire (kJ/kg)
Simplificándose a:
fcd QVCIQ +=
Pues:
0=AQ Pues el aire se toma directo de la atmósfera.
0=VAQ
Entonces:
VCI= 9 500 kcal/kg = 39 774.6 kJ/kg valor calórico del combustible.
cpfc tCQ *=
⇒ct Temperatura del combustible suministrado al horno, °C
⇒pC Calor específico del combustible, kJ/kg°C
pC Para combustibles líquidos o fuel oil es:
op TC *0025.0738.1 +=
CC op 150*0025.0738.1 +=
55
CkgkJC op /113.2=
CCkgkJQ oofc 150*/113.2=
kgkJQfc /95,316=
Quedando:
fcd QVCIQ += = kgkJkgkJkgkJ /55,40091/95,316/6.39774 =+
2.11.2. Cálculo del calor útil. El calor útil es la cantidad de energía que se entrega a la sustancia de trabajo (agua) en
todo su recorrido por el interior de la caldera y por los demás dispositivos que se
colocan con este fin ya sea economizador, sobrecalentador o recalentador.
Se procede a determinar el calor útil
Biim
Biim
Biim
BiimQ aapprrrecaaSATSATaaSCSC
U
)(*)(*)(*)( ´´´ −+
−+
−+
−=
Donde:
⇒B Consumo de combustible.
⇒scm Flujo de vapor que va al sobrecalentador en kg/h.
⇒pm Flujo de purgas en kg/h.
⇒SATm Flujo de vapor saturado 1495.9 kg/h.
⇒recm Flujo de vapor que va al recalentador en kg/h.
⇒aai Entalpía del agua de la alimentación de la caldera en kJ/kg (a temperatura
ambiente).
⇒SCi Entalpía del vapor sobrecalentado en kJ/kg
⇒SATi Entalpía del vapor saturado en kJ/kg
⇒pi Entalpía de pulgas en kJ/kg
⇒ri Entalpía del vapor recalentado en kJ/kg
Simplificándose a:
56
Biim
Biim
Q aappaaSATSATU
)(*)(* −+
−=
Pues no hay gasto de vapor sobrecalentado, ni hay gasto de vapor que va al
recalentador.
Determinando el flujo de purgas.
⇒pm (kg/h) flujo de purga. Se determinó mediante una medición en un recipiente,
abriendo la válvula de extracción de fondo durante 30 segundos como se hace
generalmente, estas extracciones se realizan cuatro veces al día, obteniéndose un
volumen ocupado en el recipiente de 0,049 m3 de flujo, luego se multiplica por la
densidad equivalente a 900,57 kg/m3 a la presión de trabajo de la caldera (7.35 bar). El
resultado de la multiplicación se divide entre las horas de trabajo de la caldera (13.26 h),
obteniendo así el flujo de purga en (kg/h) como se muestra a continuación.
t
dp h
Vm
δ×=
Donde:
⇒dV Volumen drenado en m3.
⇒δ Densidad del flujo de purgas kg/m3.
⇒th Horas de trabajo de la caldera en un día.
3.13=pm kg/h
⇒pi La entalpía de purga se determinó en función de la presión de trabajo de la
caldera (7.3bar)
⇒pi 705.63 kJ/kg
Determinando la entalpía del agua de alimentación:
aai : depende de la temperatura del agua de alimentación y de su condición de estado
natural.
Conociendo que el agua de alimentación llega al generador de vapor desde el medio
ambiente, tiene una temperatura de 24.5 0C.
⇒aai 104.92 kJ/kg
Determinando la entalpía del vapor saturado.
57
Conociendo la presión del vapor saturado (7.3bar) se determinó la entalpía del mismo
2764.8 kJ/kg ⇒SATi
2.11.3. Flujo de combustible consumido por el generador de vapor en un día
normal de trabajo. Como el consumo de combustible era desconocido fue necesario determinarlo, ya que
no existe un flujómetro instalado, con ayuda del aforo del tanque de consumo de
combustible, se realizaron las mediciones antes y después de las operaciones,( ver
tabla 6) conociendo los niveles del fluido antes y después de trabajar la caldera, en el
período de tiempo de trabajo del quemador (Ver tabla 7), por la diferencia de alturas se
determina el volumen (V) y con la densidad del fluido (δ) se halla el flujo.
tq
c
hV
Bδ×
= (14)
Donde:
⇒cV Volumen del combustible medido en el tanque en m3.
⇒δ Densidad del combustible 850 en kg/m3.
⇒tqh Horas de trabajo del quemador.
Tabla 6. En esta tabla se muestra una sección del aforo del tanque 1 de combustible.
Altura del combustible en (cm) Volumen en (m 3 )
131 inicialmente 12.054
128.6 Finalmente 11.372
Diferencia 0.682
58
Tabla 7. En esta tabla se muestra el tiempo de trabajo del quemador en un día normal.
1 día normal de trabajo de la caldera = 4:30 AM A 4:56 PM
Horario Minutos
4:30 AM a 5:32 AM 62
6:11 AM a 6:22 AM 11
6:43 AM a 6:55 AM 12
7:14 AM a 7:23 AM 9
8:20 AM a 8:32 AM 12
8:41 AM a 8:52 AM 11
9:24 AM a 9:32 AM 8
10:31 AM a 10:41 AM 10
11:15 AM a 11:23 AM 8
11:42 AM a 11:54 AM 12
12:20 AM a 12:33 AM 13
1:02 PM a 1:16 PM 14
1:28 PM a 1:38 PM 10
1:56 PM a 2:06 PM 10
2:29 PM a 2:38 PM 9
2:45 PM a 2:56 PM 11
3:15 PM a 3:22 PM 7
3:53 PM a 4:04 PM 12
4:45 PM a 4:56 PM 11
Total de tiempo trabajado
por el quemador en (h) 4.2
hkgB /138=
Calculando el calor útil.
Biim
Biim
Q aappaaSATSATU
)(*)( −+
−=
kgQU /8.28890=
59
Calculando la eficiencia bruta, se tiene:
72.055,40091
8.28890===
kgkJkgkJ
d
Uη
2.12. Flujo de combustible consumido por el generador de vapor después de calentada el agua de alimentación.
Después de haber calentado el agua en el intercambiador se procede al cálculo del flujo
de combustible para así saber el ahorro que se logra. Calculando el flujo de combustible.
)(*)(*)(
d
aappaaSATSAT
Qiimiim
Bη
−+−=
Donde:
⇒B Consumo de combustible.
⇒pm Flujo de purgas 13.3 kg/h. Resultado del análisis de epígrafe 2.9.2
⇒pi La entalpía de purga se determinó en función de la presión de trabajo de la
caldera (7.3bar)
⇒pi 705.63 kJ/kg
⇒SATm Flujo de vapor saturado 1495.9 kg/h.
⇒aai Depende de la temperatura del agua de alimentación después de circular por el
intercambiador. Conociendo que el agua de alimentación se calienta hasta 70 0C llega
al generador de vapor con una entalpía de:
⇒aai 293.11 kJ/kg
⇒SATi Conociendo la presión del vapor saturado (7.3bar) se determinó la entalpía del
mismo 2764.8 kJ/kg ⇒SATi
⇒η Eficiencia de la caldera 0.72
⇒dQ 40091,5 kJ/kg
60
=B 128.3 kg/h
2.13. Pérdidas de calor en tuberías desnudas. Para la determinación de las pérdidas de calor en tuberías desnudas se midió el largo y
diámetro de las tuberías en metro y la diferencia de la temperatura ambiente y la del
fluido (ver tabla 8).Temperatura a utilizar es de 24.5 0C.
Tabla 8. Parámetros de la red de condensado.
Diferencia de
temperatura 0C
Diámetros
interior (mm) Longitud (m)
88 100.2 149,5
33 65
Pérdidas para el diámetro de 88 mm
longitudtiempofactorPP calorcalor *** 25=
mhhmkcalPcalor 2.100*6*025.1*/600=
kJkcalPcalor 88454369738 ==
Pérdidas para el diámetro de 33 mm
longitudtiempofactorPP calorcalor *** 25=
mhhmkcalPcalor 65*6*025.1*/260=
kJkcalPcalor 24864103935 ==
2.14. Pérdidas de calor en tuberías aisladas. Para la determinación de las pérdidas de calor en tuberías aisladas (ver anexo 7) lo cual
requiere del diámetro de las tuberías en milímetro, temperatura del fluido y la del medio
ambiente, espesor del calorifugado y coeficiente de conductividad térmica, con estos
elementos se obtiene a - coeficiente del aislamiento y b - diferencia de temperatura
efectiva (ºC)
D interior = 88 mm. (15)
Espesor del aislamiento = 20 mm.
61
Lana de roca. Coeficiente de Conductividad Térmica (λ ) = 0,040 kcal/h*m* ºC
a = 0.83 coeficiente que depende del tipo de aislamiento
b = 76 ºC diferencia de temperatura efectiva entre el fluido caliente
kJkcalmhhmkcalLPQhmkcalP
PbaP
calor
calor
calor
3.9072379232.100*6*/08.63/08.63
76*83.0
1 ===∗===
∗=
D interior = 33 mm.
Espesor del aislamiento = 20 mm.
Lana de roca. Coeficiente de Conductividad Térmica (λ ) = 0,040 kcal/h*m* ºC
a = 0.38 coeficiente que depende del tipo de aislamiento
b = 89 ºC diferencia de temperatura efectiva entre el fluido caliente
kJkcalmhhmkcalLPQhmkcalP
hmkcalPbaP
calor
calor
calor
5.31531318265*6*/8,33/33
/89*38.0
2 ===∗===
∗=
2.15. Efecto medioambiental. En el caso de las calderas el efecto contaminante resultante de su operación se puede
constatar por el volumen de gases formado durante la combustión; el combustible
utilizado por la caldera en cuestión es fuel oil, la composición química del mismo se
puede observar en la tabla 9.
62
Tabla 9. Composición química del Fuel oil en porciento.
Fuente: Manual de eficiencia energética en la industria.
Cálculo del aire teórico:
21.00VVa =
Donde:
0V : Volumen de oxígeno.
aV : Volumen de aire teórico.
100*429.1
100*7.0
100*59.5
100*866.10
OSHCV −++=
1000*429.1
1007.2*7.0
1007.9*59.5
1006.84*866.10 −++=V
kgNmV
3
0 158.2= Volumen de oxígeno.
kgNmkg
Nm
V a
3
3
28.1021.0
158.2== Volumen de aire teórico para un kilogramo de
combustible.
63
Cálculo del volumen de gases formado utilizando la composición del fuel oil #1 de la figura anterior.
aOHNROg VVVVV *)1(222
−+++= α
Donde:
2ROV : Volumen teórico de carbono y azufre.
2NV : Volumen teórico de nitrógeno.
OHV2
: Volumen teórico del vapor de agua.
aV*)1( −α : Aire en exceso
Para combustibles líquidos:
[ ] [ ]kgmSCVRO
3
5975.1100/)7.2*375.06.84(*866.1100/)*375.0(*866.12
=+=+=
kgmNVV aN
3
2 1292.80.1*008.028.10*79.0*008.0*79.02
=+=+=
ataOH GVWHV *24.1*0327.0*0124.0*111.02
+++=
Siendo para quemadores industriales ecombustiblvaporat kgkgG /)0.11.0( −=
kgmV OH
3
6715.20.1*24.128.10*0327.05.1*0124.07.9*111.02
=+++=
α : Coeficiente de exceso de aire. Para combustibles líquidos α = 1,05 – 1,15
kgmV g
3
4262.1328.10*1.06715.21292.85975.1 =+++=
Dentro del volumen total de gases formado existen componentes que no se consideran
contaminantes como es el agua en forma de vapor y el aire que se introduce en exceso,
resultando y los componentes que contribuyen a la formación de: 2ROV2NV
64
• Óxidos de azufre (SO2, SO3).
• Monóxido de carbono (CO).
• Óxidos de nitrógeno (NOx).
• Partículas.
• Compuestos orgánicos volátiles.
• El dióxido de carbono (CO2), efecto sobre la capa de ozono.
kgmV gc
3
7267.91292.85975.1 =+= Por cada kg de combustible
65
3. TRATAMIENTO DE LOS RESULTADOS Se valora, en este capítulo, los resultados prácticos y teóricos que se han obtenido del
estudio del sistema actual, tiempo en que se han conocido los datos energéticos de los
últimos años. Se valoran además los resultados que se alcanzarían de adoptarse los
cambios tecnológicos que se proponen.
El esquema tecnológico de la propuesta que en este trabajo se hace aparece en el (Ver
anexo 10).
3.1 Flujo de vapor en la instalación. Para el correcto funcionamiento de la instalación de vapor de la empresa
Pasteurizadora de Productos Lácteos de Sandino es necesario suministrar vapor a los
diferentes consumidores (Ver tabla 10), para ello se realizó el balance de energía y
masa para cada consumidor de vapor, se calculó según las fórmulas y parámetros
reflejados en el epígrafe 2.4
En la tabla (10) se muestran los resultados del flujo de vapor que brinda la instalación.
Línea de vapor Flujo de vapor kg/h
Línea de soya
Línea de yogurt de soya
Línea de yogurt natural
Línea de queso
Helado
Sirope
Pasteurizador de leche
644.7
110.9
334.5
23
119.8
181.1
125
Total 1539
Como se puede observar el flujo total de la instalación es de 1477.9 kg/h la capacidad
de generación de la caldera es de 4000 kg/h aspecto que influye en la eficiencia del
funcionamiento de la misma.
3.2 Influencia de la carga del generador en la variación de las pérdidas por las
paredes del mismo.
66
La temperatura en las paredes exteriores del generador de vapor varía poco con la
carga lo que implica que el valor absoluto de las pérdidas está muy poco influenciado
por el consumo de vapor, lo que quiere decir que proporcionalmente la relación entre las
pérdidas de calor por las paredes aumenta cuando disminuye la carga del generador y
en consecuencia, el empeoramiento del rendimiento del mismo, en el anexo 11 se
muestra una figura que permite definir el por ciento de pérdidas por las paredes del
generador de vapor en función de la carga. El resultado anterior es la base para esta
determinación donde se traza una línea horizontal por el valor de la capacidad del
generador 4 t/h hasta que corte la línea de carga parcial en este caso 36 % obteniendo
un valor del 12.5 % de pérdidas por las paredes, cuando para esta carga está normado
que se comporten entre 5 % y 9 %.
3.3 Diámetro y longitudes de las tuberías para la red de recuperación de condensado.
Los resultados anteriores son la base para la determinación del diámetro de las tuberías
para la red de recuperación de condensado, el cual se obtuvo en la tabla de
condensado ,(ver anexo 4 ) explicado en el epígrafe 2.5 donde entramos con la presión
al término de la línea de condensado (1 bar) presión atmosférica y la presión del equipo
(2 bar pues la tabla refiere que es absoluta) obteniendo un valor de 12.6 el cual es
multiplicado por un factor relacionado con el flujo másico del condensado se obtiene el
diámetro. (Ver tabla 11)
67
Tabla 11. Valores obtenidos del diámetro de la tubería de recuperación de condensado.
Línea de condensado Caudal
(pico)kg/h Factor
Valor de tabla
Diámetro (mm)
Diámetro (pulgadas)
Línea de yogurt de soya
Línea de yogurt natural
Línea de queso
Helado
Elaboración de sirope
1
2
3
249,75
755
52,5
300
410
712.25
1012
1767
1,5
2,7
1
1,7
2
2,62
3.21
4
12,6
12,6
12,6
12,6
12,6
12,6
12,6
12.6
18.9
34.02
12,6
21,42
25,2
33
40
50,4
¾
1 ½
½
1
1
1 ½
2
2
Los diámetros de las tuberías para la recuperación de condensados oscilan de ½ hasta
2 pulgadas. Para diseñar la red se consideró el mismo itinerario que existe en la
empresa, ya que las condiciones constructivas de la instalación no permiten que se
tome un tramo más recto. El material que se propone es el hierro fundido por su
propiedad de ser más resistente a la corrosión, aunque también se pueden utilizar
tuberías de acero al carbono, los espesores de la tubería propuesta, fueron
seleccionados para tubos de conducción serie ligera según (Normas UNE 19043 ISO 65
S/L II – BS 1387 S/L).Anexo 2 (Ver tabla 12)
68
Tabla 12. Espesores de las tuberías de condensado.
Línea de vapor Diámetro (pulgadas)
Longitud (m)
Espesores (mm)
Masa en kg/m
Línea de yogurt de soya
Línea de yogurt natural
Línea de queso
Helado
Elaboración de sirope
1
2
3
¾
1 ½
½
1
1
1 ½
2
2
4
4
12,4
41
4
8.4
22
8,4
2,3
2,9
2
2,6
2,6
2,9
2,9
2,9
1,38
3.23
0.95
1,98
1,98
3.23
8.08
4,08
De forma general se necesitan 100,2 m de tubería de hierro fundido por sus
propiedades y características anticorrosivas y antioxidantes.
3.4 Determinación de la pérdida de carga en la recuperación de condensados. Para la determinación de las pérdidas de carga en las tuberías de recuperación de
condensados se utilizó el anexo 3 con la metodología explicada en el epígrafe 2.6, a
continuación se muestran los resultados en la tabla 13.
Tabla 13. Pérdidas de carga por cada 100 m de tuberías.
Tramo Distancia
(m) Caudal l/h
Diámetros
pulgadas
Pérdidas
kg/cm2 por
cada 100 m
Pérdidas
kg/cm2
1 41 300 1 0.025 0.0102
2 22 1012 2 0.01 0.0022
3 8.4 1767 2 0.025 0.0021
4 Pérdida por la columna de líquido (condensado) 0.4800
Total 0.49 kg/cm2
Como se pueden observar las pérdidas de presión desde el tacho de helado hasta el
depósito de condensados es de 0.49 kg/cm2 y la presión de trabajo del tacho es de
69
1 kgf/cm2, lo que indica que la presión de trabajo del tacho puede vencer las pérdidas
de todo el recorrido del condensado hasta el depósito de condensado y este a su vez es
el tacho más alejado del depósito, por lo que los demás tachos pueden vencer las
pérdidas de presión.
3.5 Altura del tanque que recepciona el condensado Después de haber aplicado Bernoulli entre los puntos A y B (Ver anexo 8) se obtiene
una gama de pérdidas en la red reflejada en la tabla 14.
Tabla 14. Pérdidas presentes en la red.
Tramo 1 Tramo 2 Tramo 3 Total
Reynolds 43489 89164 74898
Σh 0,73 m 0,15 m 0,77 m 1,69 m
0.13m g
vg
pg
p a
a
a
b
b
2**−−
ρρ
Para colocar el tanque de recepción de condensado se necesita superar 4.07 m ya que
desde el punto B a la superficie existen 2,25 m.
3.6. Dimensiones del depósito. Las dimensiones del depósito se determinaron mediante las ecuaciones (12) y (13) del
epígrafe 2.8 donde se estableció que el diámetro es de 1.10 m resultando una altura de
1.04 (Ver tabla 15).
Tabla 15: Dimensiones del depósito.
Diámetro (m) Longitud (m) Volumen (m3)
1.10 1.04 0.99
Este depósito se diseñó para ser colocado en el departamento donde se pasteuriza la
leche.
70
3.7. Principales parámetros del intercambiador de calor para elevar la temperatura en el agua de alimentación.
El cálculo de la longitud del calentador de agua que alimenta la caldera se basó en el
primer principio de la termodinámica aplicado al calentador de agua que se quiere
instalar, teniendo en cuenta los parámetros y magnitudes que se muestran en la
tabla 16.
Tabla 16. Parámetros obtenidos en el intercambiador de calor.
Parámetros Magnitud Resultados
QABS por el agua
Coeficiente de transferencia
de calor por convección en
W / m2 0C
Área de transferencia
Largo del intercambiador
GH2O=0.60 kg/s
CpH2O=4.18 kJ/(kg oC)
T¨H2O=700C
T´H2O=58.60C
Tm H20=64.30C
α1=2326.1 w/m2 0 C
α2 =1821.6 w/m2 0 C
λ= 50.4 W/m*0C
δ= 0.004 m
&T= 58.62 0C
d= 0.095 m
30.09kW
k=946.9 W/m2 0C
F= 0.54 m2
L=1.8 m
Para lograr una transferencia de calor de 30.09 kW con una superficie de intercambio
de 0.54 m2 el largo del intercambiador debe de ser de 1.8 m.
3.8. Flujo de combustible consumido por el generador de vapor en un día normal de trabajo.
Después de haber tomado el tiempo de trabajo del quemador en un día normal de
trabajo del generador de vapor y el consumo de combustible, se obtiene el flujo de
71
combustible consumido reflejado en la ecuación (14) como se muestra en el epígrafe
2.11 por lo que se puede concluir que el flujo de combustible es de 138 kg/h
3.9. Eficiencia del generador de vapor. Es necesario señalar que las calderas de vapor modernas presentan altas eficiencias en
la generación de vapor. En la caldera objeto de estudio no es así. La misma es tipo
pirotubular, horizontal, de procedencia del antiguo campo socialista, con capacidad de
generación de vapor de 4000 kg/h. Aunque en este generador de vapor no se utiliza
calentamiento del aire se realiza el tratamiento químico del agua para evitar la
deposición de óxidos y la corrosión que son elementos que también contribuyen a la
eficiencia del funcionamiento del generador. El tratamiento es adecuado en tanto se
utiliza un sistema con resinas intercambiadoras catiónicas del tipo Amberlita, marca
Culligan, una vez saturadas estas resinas, se practica un tratamiento de limpieza con
cloruro de sodio, utilizando el método de contra lavado, lo que posibilita la reutilización
de las resinas. El cálculo de la eficiencia del generador de vapor se realizó por el método directo, en la
siguiente tabla se muestra el resultado del cálculo de la eficiencia. (ver tabla 17)
Tabla 17.Eficiencia de la caldera.
Calor útil (kJ/kg) Calor disponible (kJ/kg) Eficiencia η %
28890.8 40091,55 0.72
La caldera analizada posee un bajo índice de eficiencia 0.72 % provocado
principalmente por el deterioro del aislamiento en la misma, poseer incrustaciones y la
subutilización de la capacidad.
3.10. Flujo de combustible consumido por el generador de vapor calentando el
agua de alimentación. Después de haber calentado el agua de alimentación en el intercambiador de calor de
hasta 70 0C adquiere una entalpía de 188.19 kJ/kg lo que implica dejar de consumir 9.7
kg/h de fuel oil. (Ver tabla 18)
72
Tabla 18. Combustible dejado de consumir en una h de trabajo.
Consumo antes de
calentar el agua kg/h
Consumo después de
calentar el agua kg/h Diferencia kg/h
138 128.3 9.7
3.11. Pérdidas de calor en tuberías. Como se explica en el epígrafe 2.14 existen pérdidas de calor por aislamiento de
tuberías lo que implica un sobre consumo de combustible por esta razón cuestión que
se muestra en la tabla 19.
Tabla 19. Pérdidas por aislamiento.
Diámetros (mm) Pérdidas de calor
en tuberías aisladas. kJ
Pérdidas de calor en tuberías
desnudas. kJ Diferencia en kJ
88 9072.3 88454 79381.7 33 3153.5 24864 21710.5
Total 12225.8 113318 1101092.2
Tabla 20. Combustible que se consume por la no insolación de tuberías.
Diferencia en kJ Valor calórico del combustible kJ/kg
kg de combustible
en 6 h de trabajo
Al año kg
101092.2 39 774.6 2.5 750
Como se puede observar (Ver tabla 20) por el no aislamiento térmico de las tuberías
se consumen 2.5 kg de combustible en una jornada de trabajo por la no insolación de
tuberías, reflejándose en 750 kg de combustible al año.
3.12. Trampa de vapor seleccionada. La trampa de vapor seleccionada es de cubeta invertida con un modelo de purga de aire
adentro, esta trampa fue seleccionada por sus características ya que su temperatura de
descarga es la del vapor, su resistencia a los golpes de ariete es buena y su respuesta
73
a cambios de carga también, además posee resistencia al calentamiento ambiente que
coincide con las condiciones de trabajo del sistema estudiado.
3.13. Impacto Ambiental. La contaminación puede definirse como cualquier modificación indeseable del ambiente,
causada por la introducción a este de agentes físicos, químicos o biológicos
(contaminantes) en cantidades superiores a las naturales, que resulta nociva para la
salud humana, daña los recursos naturales o altera el equilibrio ecológico. (27).
La contaminación ambiental se produce como consecuencia de la emisión de
sustancias tóxicas. Puede surgir a partir de ciertas manifestaciones de la naturaleza
(fuentes naturales) o bien debido a los diferentes procesos productivos del hombre
(fuentes antropogénicas) que conforman las actividades de la vida diaria.
En este caso solo con el calentamiento del agua de condensado se deja de emitir al
ambiente en un año 176884.5 m3 de sustancias contaminantes.
3.14. Valoración económica de la propuesta. Existen muchos métodos para la evaluación de proyectos. Los más confiables y exactos
son los que toman en consideración la variación del valor del dinero en el tiempo, al
analizar los beneficios y costos esperados durante la vida útil del equipamiento (10).
Uno de esos métodos es el cálculo del Período de Recuperación de la Inversión
(PRI).Es el tiempo en que se recupera la inversión inicial para una tasa de descuento D.
Se calcula como el momento para el cual el Valor Presente Neto (VPN) se hace cero.
PRI Fci VPN = 0 = - K0 + Σ ----------- I = 1 (1 + D) Donde: VPN: Valor Presente Neto.
Ko: Inversión inicial.
Fci: Flujo de caja en el año i.
PRI: Período de Recuperación de la Inversión.
D: Tasa de descuento real utilizada.
74
Tradicionalmente el PRI se calcula como la Inversión Inicial sobre los ingresos
esperados por año, sin tener en cuenta el valor del dinero en el tiempo o costo el uso
del capital inicial. Por esta vía el valor que se obtiene es inferior, pero aproximado, al
real y generalmente se denomina ¨ Período Simple de Recuperación de la Inversión ¨.
(10).
PRI= Ko / IE Donde:
Ko: Inversión de equipamiento, accesorios y materiales.
IE: Ingresos esperados.
La inversión inicial tiene en cuenta los costos de adquisición de los equipos y
materiales principales sin tener en cuenta pequeños costos adicionales. El cálculo se
realiza llevando todos los gastos a CUC aunque no todo es divisa convertible.
Se toman como base de cálculo los precios a los que hoy la Alastor presta sus
servicios. También se usan las ofertas de bombas, tuberías y accesorios hidráulicos
hechas por Cuba hidráulica.
Se analizó el costo de la inversión considerando el precio de las tuberías y accesorios
que se necesitan para el diseño de la red de recuperación de condensado. Se
determinó el consumo de combustible para la generación de vapor y el ahorro de
combustible que se produce debido a la recuperación del condensado. En la tabla 20
se muestran datos de costo.
75
Tabla 20. Costos de los materiales.
Equipos y materiales U/MPrecio
unitario(CUC) Cantidad Total
Tubos de 6m de longitud de diámetro 1/2”. 1 16.0 2.06 32.96
Tubos de 6m de longitud de diámetro 3/4”. 1 19.6 34.7 13.72
Tubos de 6m de longitud de diámetro 1” 1 21.9 15 328.5
Tubos de 6m de longitud de diámetro 11/2”. 1 34.6 3.5 121.1
Tubos de 6m de longitud de diámetro 2”. 1 39.6 4.4 174.24
Codos de 900 de diámetro 1/2”. 1 0,32 1 0.32
Codos de 900 de diámetro 1” 1 0.34 14 4,76
Codos de 900 de diámetro 2” 1 0.38 2 0.76
Uniones para los tubos de diámetro 1/2”. 1 2 2 4
Uniones para los tubos de diámetro 1” 1 2 7 14
Uniones para los tubos de diámetro 11/2”. 1 5 3 15
Uniones para los tubos de diámetro 2” 1 5 4 20
Válvulas de seguridad 1 303 7 2121
Válvulas 1/2” 1 10.56 1 10.56
Válvulas 3/4” 1 15.84 3 47.52
Válvulas 1” 1 50.16 2 100.32
Válvulas 11/2” 1 71.28 1 71.28
Aislamiento ( lana de roca) 11/4” m 5.74 65.1 189.42
Aislamiento ( lana de roca) 4” m 18.72 100.2 1875.7
Trampas de vapor de 1500 kg/h 1 332,64 2 665.28
Trampas de vapor de 200 kg/h 1 219,12 5 1095,6
Tanque de acero 1 1976.78 1 1976.78
Total 9548.94
76
Para asumir cualquier valor adicional que se agregue a los costos y que no fueron
tomados en cuenta entre los valores principales agregamos a este valor un 30%.
Costo total corregido: $ 12413.62
Ingresos esperados: Para la determinación de los ingresos esperados solo se tiene en cuenta el ahorro neto
de dinero debido a la disminución de las compras de combustible para la generación de
vapor, considerando el costo del combustible que es de 0,45 CUC por litro a precio de
empresa (ver tabla 21).
Tabla 21. Ingresos esperados.
Propuesta
Ahorro de
combustible
kg/h
Horas al
día
Días al
año
Combustible
ahorrado en
el año
Precio
unitario
CUC
Importe
CUC
Calentamiento
del agua de
alimentación.
9.7 6 300 17460 0.45 7857
Aislamiento de
tuberías. 0.41 6 300 750 0.45 337.5
Total 8194.5
Por tanto el sistema propuesto ahorraría 8194.5 CUC/año. Se toma como Ingresos Esperados:
IE = 8194.5
Por tanto:
Período de Recuperación de la Inversión:
PRI = 1.6 años
77
CONCLUSIONES. Una vez estudiado el sistema de generación de vapor actual podemos concluir que en:
1. Calentamiento del agua que alimenta la caldera.
• Esta solución disminuye el consumo de combustible en 9.7 kg/h
2. Recuperación de los condensados.
• Se recupera el condensado generado en la instalación y lo incorpora al
proceso ahorrando agua tratada en el orden de 707 kg/h
• Se reducen las purgas en caldera de 13.5 kg/h a 7.04 kg/h.
• Al eliminar el condensado generado en los equipos se favorece la
transferencia de calor.
3. La insolación de la red de transportar el vapor.
• Permitiría la disminución del volumen de combustible en 0.41 kg/h
incidiendo en 750 kg/h al año.
De manera general se obtendría:
Un ahorro de fuel oil al año en el orden de las 18.21 t
Un ahorro económico al país por disminución de consumo de fuel oil: 8194.5 CUC/año.
Aporta una disminución de las emisión de sustancias contaminantes de: 176884.5 m3 al
año.
La inversión se recuperaría en 1.6 años.
78
RECOMENDACIONES.
• Instalar la red la red de recuperación de condensado en la Empresa de productos
lácteos de Sandino.
• Colocar los aislamientos seleccionados en la red de vapor de Empresa de
productos lácteos de Sandino.
• Instalar el intercambiador de calor seleccionado en la Empresa de productos
lácteos de Sandino
79
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83
ANEXO Anexo 1. Intercambiador de calor para elevar la temperatura del água que ingresa a la caldera.
84
85
Anexo 2. Norma UNE 190433ISO 65S/L II-BS1387S/L Serie ligera.
Anexo 3. Perdidas de carga en kg/cm2 por cada 100 m de tubería para agua.
86
Anexo 4. Factor para obtener el diámetro de la tubería de condensado
87
88
nexo 5. de calor (kcal/hm) en tuberías desnudas.
APerdidas
89
Anexo 6. Presión de vapor y densidad para el agua a diferentes temperaturas.
Temperatura (0C) Pv ( Kgf/cm2) γ (Kgf/m3)
15 0.0174 999
20 0.0238 998
25 0.0322 997
30 0.0429 996
35 0.0572 994
40 0.0750 992
45 0.0974 990
50 0.1255 988
55 0.1602 986
60 0.2028 983
90
Anexo 7. Coeficientes para determinar pérdidas en tuberías aisladas.
Anexo 8. Red hidráulica del tanque de condensado al tanque de consumo de la caldera.
91
Anexo 9. Red de condensado de la instalación.
92
93
eneración de vapor de la instalación.
Anexo 10.Esquema propuesto en el sistema de g
94
Anexo 11. Valores de pérdida por las paredes en los generadores de vapor.
95
Anexo 12. Factor de fricción en función de Reynolds y la rugosidad relativa.
Anexo 13. Certifico de calidad elaborado por Cupet.
96
