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Depósito Legal nº Z-2355-2005 Página 1 de 189

CURSO DE DISEÑO DE CALDERAS PIROTUBULARES

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

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


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

FRANCISCO LATRE DURSO Ingeniero Industrial


CURSO DE DISEÑO DE CALDERAS PIROTUBULARES

INDICE

1.- Objetivos

2.- Conceptos básicos

- Presión

Presión absoluta y relativa

- Temperatura

- Cambio de estado. Vaporización y condensación.

- Tipos de vapor de agua

- Volumen específico

- Calor específico

3.- Tipos de calderas

4.- Diseño térmico

- Tubo hogar

- Cámara trasera de hogar

- Primer haz tubular

- Segundo haz tubular

- Balance térmico final

- Pérdida de carga circuito gases

- Sobrecalentadores

- Economizadores

- Calderas de recuperación

Conducto de gases

Caldera

Economizador

5.- Diseño mecánico

- Calderas de pequeña producción

- Diseño complementario

- Válvula de salida de vapor

- Válvulas de cierre ida/retorno agua sobrecalentada 50

- Válvulas de seguridad


- Bombas de agua

- Purgas de lodos y vaciado

- Purga de sales

- Indicadores de nivel

- Control de nivel, presión y temperatura

- Limitadores de nivel, presión y temperatura

- Otros accesorios

- Alimentación continúa de agua

- Control por PLC

- Quemadores

Pulverización mecánica

Pulverización rotativa

7.- Reglamento español de aparatos a presión

- Documentación necesaria para legalizar una caldera

- Categoría

- Salas de calderas

- Revisiones anuales y periódicas

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

- Línea de agua. Acondicionamiento

Descalcificadores

Desmineralizadores

Desgasificadores

Dosificación de aditivos

Depósito de agua de alimentación

Tuberías de agua

- Línea de vapor. Colectores

- Purgas y drenajes. Tanque flash

- Línea de combustible

Gasóleo

Fuel-oil

Combustibles gaseosos


- Chimenea

La altura de las chimeneas en calderas según

O.M. sobre prevención de la contaminación

industrial

- Equipos complementarios

Productores de vapor

Acumuladores de vapor

- Sistemas de presurización de caldera g78

sobrecalentada

Dimensionado de los depósitos de expansión

9.- Líneas de distribución

- Vapor

Colector

Tubería

- Agua sobrecalentada

Bomba de circulación

Tubería

- Condensados

Ahorro de energía en la recuperación de

condensados


RELACION DE FIGURAS

Nº DESCRIPCION Apdo.

1 Cámara trasera de hogar (tipo húmedo) 4.2

2 Caldera de recuperación 4.6

3 Diferencia media logarítmica de temperaturas 4.9.2

4 Caldera de energía con entrada de gases frontal 4.9.2

5 Caldera de energía con entrada de gases axial 4.9.2

6 Diferencia Media logarítmica de temperaturas, en

economizadores

4.9.3

7 Economizador con precalentamiento de agua 4.9.3

8 Sección de cámara trasera de hogar 5

9 Distribución de tubos al trebolillo 5

10 Distribución de tubos circular 5

11 Sección transversal de caldera pirotubular 5

12 Líneas de expansión y alimentación 8.7

13 Esquema de instalación de caldera Agua sobrecalentada 8.7







20 Retorno de agua a depósito de alimentación 9.3.1

21 Alimentación directa de condensados 9.3.1


RELACION DE TABLAS

Nº CONTENIDO Apdo.

L % Pérdidas por radiación 4

ll Espesor de aislamiento en mm 4

lll Potencia calorífica inferior 4

lV Volúmenes de aire y gases 4

V Dimensiones mínimas del tubo hogar y temperatura Final

de gases

4.1

Vl Índice de relación volumen de gases/combustible 4.1

Vll Calores esp. De los gases en Kcal/Nm3xºC 4.1

Vlll Dimensionado de la cámara de hogar 4.2

lX Coeficiente De transmisión de calor por radiación 4.2

X Coeficiente K0 por convección (w = 1 Nm/s) 4.2

Xl Coeficiente K0 de convección para gas nat. 4.3

Xll Espesores de aislamiento en conductos 4.9.1

Xlll Pérdida de carga en conductos rectos 4.9.1

XlV Pérdida de carga en curvas 4.9.1

XV Valores relativos de K en función de di y w 4.9.2

XVl Valores relativos de Nt en función de di y w 4.9.2

XVll Valores relativos de Lc en función de di y w 4.9.2

XVlll Pérdida de carga 4.9.2

XlX Pérdida de carga en haz tubular 4.9.2

XX Longitud caldera 4.9.2

XXl Pérdida de carga en haz tubular 4.9.2

XXll Solubilidad del oxígeno en agua 8.1.3

XXlll Altura de chimenea 8.5.1

XXlV Alturas chimenea 8.5.1

XXV Aplicación de la fórmula (77) 8.5.1

XXVl Aplicación de la fórmula (79) 8.5.1


XXVll Viscosidad cinemática del vapor 9.1.2

XXVlll Longitudes equivalentes 9.1.2

XXlX Longitudes equivalentes 9.1.2

XXX Coeficiente 9.1.2

XXXl Velocidad de 1000 Kg/h de vapor saturado 9.1.2

XXXll Caudal de vapor saturado por 100 m y p = 0,2 Kg/cm2 9.1.2

XXXlll Peso específico del agua 9.2.1

XXXlV Viscosidad cinemática del agua 9.2.2

XXXV Caudal de condensados en l/h 9.3

XXXVl Retorno de condensados a depósito de alimentación 9.3.1

XXXVll Alimentación directa de condensados a caldera 9.3.1

XXXVlll Longitud del ala en U para absorción de dilataciones 9.3.1

XXXlX Distancia desde punto fijo en curvas a 90º 9.3.1

XL Espesor de aislamiento en tuberías 9.3.1

1.- OBJETIVOS

Este curso está orientado a la formación de técnicos, con una

formación de base adecuada, en el campo de las calderas de vapor y

agua sobrecalentada de potencias pequeñas y medias con el fin de

poder desarrollar un trabajo técnico, tanto en el diseño de la caldera

apropiada y su instalación y ofrecer la mejor imagen en cuanto a:

* Conocimientos técnicos

* Fiabilidad del equipo a las necesidades del cliente

* Seguridad en cuanto a las prestaciones del mismo


2.-CONCEPTO BASICOS

2.1.- PRESION

La presión es la fuerza ejercida por unidad de superficie. Una

presión de 5 Kg/cm2 indica que se ejerce una fuerza de 5 Kg sobre un

cm2. Si la superficie es de 10 cm2, la fuerza ejercida será de 5 x 10 = 50

Kg.

La unidad en el Sistema Internacional (SI) de presión es el Pascal

(Pa) que equivale a la fuerza aplicada sobre 1 m2 que comunica a una

masa de 1 Kg, la aceleración de 1 m por segundo cada segundo.

Como esta fuerza es de 1 N (Newton) podemos escribir 1 Pa = 1N/m2.

Este valor de presión no es práctico por lo que se utilizan las siguientes

unidades para expresar la presión:

bar: 1 bar = 100.000 Pa

Kg/cm2 1 Kg/cm2 = 98.000 Pa

mbar 1 mbar = 100 Pa

mmH2O 1 mm H2O = 10 Pa

2.1.1.- PRESION ABSOLUTA Y PRESION RELATIVA

La presión absoluta es la presión que realmente existe y presión

relativa es el valor de una determinada presión comparada con otra

presión. Normalmente, en el campo de las calderas el concepto de

presión relativa se refiere a la presión atmosférica y se mide por medio

de un manómetro, por lo que también se le puede llamar presión

manométrica.


Así pues, cuando el manómetro marca 0 quiere decir que la

presión real existente es la presión atmosférica existente, de forma que

la presión absoluta será siempre igual a la presión relativa

(manométrica) más la presión atmosférica existente que normalmente

supondremos igual a 1 bar.

2.2.- TEMPERATURA

La temperatura de un cuerpo es una medida del potencial

energético que tiene un cuerpo debido al calor del mismo.

Midiendo la temperatura que tiene un cuerpo conoceremos la

cantidad de calor que contiene aplicando la fórmula siguiente:

Q = M x Ce x t (1)

siendo:

Q = Cantidad de calor

M = Masa del cuerpo

Ce = Calor específico del cuerpo

t = Temperatura del cuerpo

Según sean las unidades de los diversos factores tendremos el

valor de Q expresado en una determinada unidad. Normalmente

expresamos M en Kg, t en ºC y Ce en Kcal/Kg.ºC, obteniendo Q en Kcal.

Además de la escala centígrada (ºC), disponemos de otras escalas

para medir la temperatura.

En la escala REAMUR, el valor de 100ºC corresponden

80ºR.

En la escala FARENHEIT el valor de 100ºC equivalen a

212ºF y el valor de 0ªC equivalen a 32ºF.


Con estos datos la equivalencia entre escalas termométricas será:

ºF = 1,8 x ºC + 32 = 2,25 x ºR + 32 (2)

ºR = 0,8 x ºC = 4/9 x(ºF -32) (3)

ºC = 1,25 x R = 5/9 x ( ºF � 32) (4)

2.3.- CAMBIO DE ESTADO. VAPORIZACION. CONDENSACION

La materia puede presentarse en tres formas de estado: sólido,

líquido y gaseoso. Para pasar de un estado a otro debe modificarse la

cantidad de calor del cuerpo aumentando o disminuyendo la energía

contenida en el mismo (entalpía).

Si a un líquido la aplicamos calor, aumentará de temperatura

(nivel de energía del cuerpo) hasta empezar su cambio de estado de

líquido a gaseoso que se denomina vaporización. Si el cambio es a la

inversa (de gaseoso a líquido) se llama condensación. Estos cambios de

estado se rigen por unas leyes que nos dicen que mientras se produce

un cambio de estado se mantiene la temperatura del cuerpo y que la

cantidad de calor absorbida o cedida es un valor constante para cada

cuerpo en las mismas condiciones.

Para el agua se tiene que el calor de vaporización a 100 ºC de 1

Kg es de 539,11 Kcal y que nos cederá en su condensación.

Si se cambia la presión a que se realiza el cambio de estado, el

calor necesario será distinto y la temperatura a que se realiza este

cambio será igualmente distinta, de forma que si se aumenta la presión


aumentará la temperatura de vaporización, llamada también

temperatura de saturación.

En la práctica, para conocer los valores de la temperatura de

vaporización y el calor de vaporización utilizaremos las Tablas existentes

que nos relacionan estos valores. Damos seguidamente unas fórmulas

aproximadas de estos valores:

Temperatura de saturación (Duperry):

ts = 100,48 x P1/4 (5) con P = bar abs.

Calor de vaporización (Regnault):

Qv = 2538,5 � 2,089 x t (6) con t en ºC

y Qv en Kj/kg

En todos los cuerpos existen unas condiciones de presión y

temperatura en que pueden coexistir los tres estados y que se denomina

punto triple. Para el agua este punto corresponde a los valores de 224,4

Kg/cm2 y 374,1 ºC.

2.4.- TIPOS DE VAPOR DE AGUA

Según sean las condiciones de presión/temperatura de proceso,

tendremos los siguientes tipos de vapor:

- Vapor saturado: cuando las condiciones de

presión/temperatura corresponden al punto de cambio de

estado, pudiendo coincidir en estas condiciones al agua y

vapor. El vapor saturado puede ser seco si en su seno no existe


agua en forma líquida, en caso contrario se denomina vapor

saturado húmedo.

El calor contenido en un Kg de vapor saturado húmedo

dependerá del contenido de humedad del mismo y será igual

a la suma del calor contenido en el porcentaje del vapor más

el calor contenido en el porcentaje del agua.

- Vapor sobrecalentado si el vapor tiene más temperatura que

la correspondiente al punto de saturación.

- Vapor recalentado es vapor procedente de un aparato

consumidor Ej. 1ª etapa de una turbina) y vuelve a ser

calentado.

- Vapor expansionado es el vapor que se obtiene al aumentar el

volumen de un vapor saturado manteniendo el calor

contenido en el mismo (Ej. El vapor que se obtiene tras su

paso por un sistema reductor de presión).

2.5.- VOLUMEN ESPECÍFICO

Se denomina volumen específico al volumen que ocupa una

unidad de masa del mismo. Normalmente se mide en m3/h, siendo

variable según sea la presión del vapor. El valor inverso se denomina

peso específico, medido en Kg/m3.


2.6.- CALOR ESPECÍFICO

En el Apdo. 2.2 aparece el concepto de calor específico que

corresponde al calor que hay que comunicar a una unidad de masa

para que su temperatura aumente un grado.

Utilizando el Sistema práctico, tenemos que para calentar 1 gr. de

agua de 14 a 15º C necesitamos aportar una cantidad de calor que

denominamos caloría. Normalmente utilizamos la Kilocaloría (Kcal) que

corresponde al calor necesario para 1 Kg.


Cada sustancia tiene un calor específico propio que depende de

las condiciones de presión y temperatura iniciales y finales que por

unidad de masa se obtiene al aplicar la fórmula Q/(t2 - t1) y que

denominamos calor específico medio.

En los gases debemos distinguir dos casos; si el aporte de calor se

realiza a volumen constante, tendremos el valor de calor específico a

volumen constante (Cv) y si se realiza a presión constante se tiene el

calor específico a presión constante (Cp).

Indicamos seguidamente una tabla de equivalencia entre los

valores más comunes de las unidades de calor.

1 Kcal 1000 cal

1 Th (termia) 1000 Kcal

1 Kw (kilowatio) 866 Kcal

1 CV (caballo vapor) 0,736 Kw

1 J (julio) 0,2389 cal

1 KJ (kilojulio) 0,2389 Kcal

3.- TIPOS DE CALDERAS

Una caldera es simplemente un aparato a presión en donde se

transforma la energía contenida en un combustible o de efluente

caliente en energía calorífica que mediante un fluido caloriportante se

envía a distintos puntos consumidores para su aprovechamiento

industrial.


Si el fluido utilizado es agua en forma de vapor, la caldera será de

vapor en sus variantes de vapor saturado o sobrecalentado, según sean

las condiciones requeridas por el aparato consumidor.

Si el fluido es agua en su fase líquida a temperatura superior a

110ºC, la caldera será de agua sobrecalentada.

Definidos anteriormente una serie de conceptos básicos, solo

debe recordarse que el vapor en su condición de saturado tiene una

temperatura que depende de la presión a la que se ha efectuado su

evaporación y que se puede obtener de las tablas de correspondencia

existentes. Si la temperatura es superior a la indicada a la condición de

saturado, el vapor estará en condiciones de sobresaturado.

En el caso de agua sobrecalentada, la temperatura de ésta será

igual o inferior a la correspondiente a la presión a que esté la misma.

El simple análisis de la definición de caldera permite comprender

que éstas se puedan clasificar de distintas maneras, atendiendo al

detalle principal de su diseño.

Si nos atendemos al tipo de aportación calorífica, tendremos

calderas para combustibles:

Sólidos

Líquidos

Gaseosos

Mixtos

Eléctrico

Gases calientes


Siempre que se utiliza un combustible deberemos disponer de un

hogar para la realización de la combustión. Este hogar podrá estar

situado en el interior de la caldera o ser exterior a la misma.

Una vez realizada la combustión, los gases calientes, una vez

finalizada la llama (≥ 1.000 ºC), deben recorrer todavía las superficies de

intercambio de calor de la caldera para poder recuperar el calor

latente en los mismos, mejorando en lo posible el aprovechamiento del

calor contenido originalmente en el combustible. Estas superficies de

intercambio de calor pueden ser de forma que los gases calientes

circulen por el interior de tubos bañados por el agua contenida en el

interior de la caldera (calderas pirotubulares o de tubos de humos) o

pueden circular por el exterior de tubos que en su interior circula el agua

de la caldera (calderas acuotubulares o de tubos de agua). En ciertas

calderas, las superficies de intercambio son de tipo mixto, es decir,

acuopirotubulares.

Si las calderas son de tipo eléctrico, las calderas no disponen de

hogar ni de superficie de transmisión de tipo tubular. El aporte de calor

eléctrico se realiza por medio de resistencias eléctricas sumergidas o en

el caso de calderas eléctricas de gran producción por medio de

electrodos sumergidos en el agua de la caldera que utilizan a ésta

como resistencia de paso y con ello su calentamiento.

Si la caldera es de recuperación de calor de los gases calientes

de un proceso industrial o escape de motores o turbinas de combustible

líquido o gaseoso, la caldera solo dispone de zona de intercambio de

calor de tipo tubular, ya sea piro o acuotubular.


Otra forma de clasificar a una caldera es atenerse al circuito de

gases, si su recorrido se produce en sentido ascendente o descendente,

tendremos una caldera vertical. Si el recorrido se produce a un mismo

nivel, la caldera será de tipo horizontal.

De cuanto llevamos indicado, nos vamos a concentrar en las

calderas más comunes en la gama de producciones hasta las 30 T/h de

vapor y presiones hasta los 20 Kg/cm2 que son las calderas que utilizan

combustibles líquidos y/o gaseosos de hogar interior y de tipo

pirotubular. Estas calderas disponen de un hogar cilíndrico en donde se

produce la llama del combustible utilizado. Finalizada ésta, los gases

deben recorrer las superficies de transmisión de calor de tipo tubular,

por lo que es necesario disponer de una cámara de distribución a dicho

haz tubular. Según sea la forma de refrigeración de ésta cámara,

tendremos una nueva subclasificación de este tipo de calderas:

Cámara húmeda si la cámara está totalmente

sumergida en el agua de la caldera.

Cámara seca si salvo la placa tubular, el resto de las

paredes de la cámara no están refrigeradas por el agua

de la caldera.

Cámara semi seca si alguna de las paredes de la

cámara no está refrigerada por el agua de la caldera.


CALDERA PIROTUBULAR DE CAMARA HUMEDA

CALDERA PIROTUBULAR DE CAMARA SECA


CALDERA PIROTUBULAR DE CAMARA SEMISECA

Como elementos complementarios a la caldera propiamente

dicha tenemos los sobrecalentadores que son superficies de

intercambio de calor de tipo acuotubular, circuladas interiormente por

el vapor de la caldera y bañadas exteriormente por los gases de la

combustión. Estos sobrecalentadores se sitúan al final del hogar o al final

del primer haz tubular en función de la temperatura que deba alcanzar

el vapor. En el caso de sobrecalentadores situados al final del primer haz

tubular que presentan la ventaja de su durabilidad dada la

relativamente baja temperatura de los gases en esta zona, el

incremento máximo de temperatura a obtener en el vapor es de 30 a 50

ºC por encima de la temperatura de saturación del mismo. Este

incremento de temperatura puede ser superior si el sobrecalentador se

sitúa al final del hogar, pero en dicho caso dada la alta temperatura de


los gases en esta zona debe prestarse especial atención al tipo de

material empleado en el sobrecalentador, así como, en los periodos de

puesta en marcha de la caldera y/o demanda mínima de vapor en los

puntos de consumo.

Para recuperar parte del calor sensible de los gases antes de su

evacuación a la atmósfera, se instala al final del recorrido de los gases

por la caldera propiamente dicha un economizador, consistente en una

superficie de intercambio de calor de tipo acuotubular, circulada

interiormente por el agua de alimentación de la caldera en el caso de

calderas de vapor o por el agua de retorno en el caso de calderas de

agua sobrecalentada, antes de su entrada a la caldera y exteriormente

por los gases de la combustión antes de su evacuación a la atmósfera.

En el caso de economizadores debe prestarse especial atención a la

temperatura de salida de gases del economizador según sea el tipo de

combustible con el fin de evitar corrosiones por condensación de la

humedad de estos gases (punto de rocío).

Debemos destacar que con el fin de reducir las dimensiones del

economizador, dadas las bajas temperaturas de los gases y por lo tanto

su superficie de calefacción, se utilizan superficies de calefacción

extendidas (tubos de aletas) que si el combustible es gas natural estas

aletas pueden ser de aluminio, ya que el contenido de azufre del

gasóleo o fuel-oil impiden su uso en este tipo de combustibles por la

corrosión que sufriría el aluminio.

A confirmación del suministrador del economizador, como valores

orientativos de temperaturas de salida de gases del economizador

tenemos:

Gas natural...........120 a 150ºC


Gasóleo................160 a 170ºC con temperatura de agua

de alimentación mayor o igual a 80ºC

Fuel.oil.................180ºC con temperatura de agua de

alimentación mayor o igual a 125ºC

En el caso de economizadores en calderas utilizando fuel-oil

como combustible debe preverse un by-pass de gases directo a la

chimenea siempre que no se alcancen las temperaturas antes

indicadas (puesta en marcha) por el peligro de corrosión ácida por

condensación del vapor de agua contenido en los gases de la

combustión y consiguiente formación de ácido sulfúrico.

RENDIMIENTO

El primer cálculo que debemos realizar es obtener el rendimiento

de la caldera, fijada la temperatura de los gases a su salida a la

atmósfera para poder determinar el consumo de combustible.

El rendimiento de la caldera será igual 1- (h + r + y) (7) siendo:

h = Pérdidas por calor sensible de los gases en chimenea

r = Pérdidas por radiación

i = Pérdidas por inquemados

Para obtener el valor de h utilizamos el valor aproximado que da

la fórmula de SIEGERT:

h Kxt t

COh a

% ( )2

8

siendo:


h = % de pérdidas por calor sensible en los gases

th = temperatura de los gases en chimenea en ºC

ta = temperatura ambiente en ºC

%CO2 = % de contenido de CO2 + SO2 en los gases medido

en una solución de potasa caústica (Firyte)

K = coeficiente dependiente del combustible aplicado:

Fuel-oil K = 0,59

Gasóleo K = 0,58

Gas natural K = 0,47

Como valor de r tomaremos el indicado en la Norma UNE y que se

indica en la TABLA l. Este valor de r depende de los siguientes factores

de suma importancia:

- Espesor del aislamiento

- Tipo y densidad del mismo

- Superficies no aisladas

- Dimensiones de la caldera

En general, un cálculo exhaustivo de las pérdidas por radiación

daría unos valores inferiores entre un 0,8% a un 0,3% de los normalizados,

aunque para el diseñador lo mas importante es asegurar que la

temperatura de las partes aisladas no supere los 60ºC por protección del

personal encargado del mantenimiento de la caldera. En la TABLA II se

indican unos espesores recomendados de aislamiento en lana de roca

de una densidad de 70 Kg/m3.


SISTEMAS DE ALOJAMIENTO DE LOS SOBRECALENTADORES

SEGÚN TEMPERATURAS DE VAPOR SOBRECALENTADO

Hasta los 60ºC por encima de la temperatura de vapor saturado




4.- DISEÑO TERMICO

El proyectista de una caldera pirotubular, en el momento de

iniciar el diseño de un modelo adaptado a unas determinadas

condiciones de servicio, se plantea las siguientes bases de diseño:

- Producción y temperatura de servicio

- Tipo de combustible

- Temperatura de los gases a la salida de la caldera

- Consumo de combustible

Fijados estos datos, el siguiente paso a resolver, considerado

básico, es determinar la forma física del recorrido de los gases:

- Hogar de combustión

- Cámara trasera de hogar

- Haces tubulares


para que la caldera cumpla con los parámetros de base antes

indicados.

Las soluciones son múltiples, como demuestra la variedad de

modelos y fabricantes que existen en el mercado, ofreciendo cada uno,

una solución al tema planteado, con el convencimiento de que su

solución es la mejor.

TABLA l

% PERDIDAS POR RADIACION

POTENCIA NOMINAL DE LA CALDERA EN Termias

Tipo 500 1000 2000 5000 7500 10000 15000 20000

Cámara húmeda 1,4 1,2 1 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4

Cámara seca 1,6 1,4 1,2 1 1,9 0,8 0,7 0,6

TABLA II

ESPESOR DE AISLAMIENTO en mm

Presión en Kg/cm2

Prod. Termias <= 10 10 a 15 >15

< = 5000 80 100 120

< =9000 100 100 120

> 9000 120 120 120

En relación al valor de los inquemados y para los combustibles

fósiles de tipo líquido y gaseoso no los tomaremos en cuenta.


Conocido el valor del rendimiento de la caldera, el consumo de

combustible será:

B = Pv x (iv � ia)/PCI. (9)

siendo:

B = Consumo de combustible en Kg/h o Nm3/h

Pv = Producción de vapor en Kg/h

iv = Entalpía del vapor a la presión y temperatura de servicio

en Kcal/h

ia = Entalpía del agua de alimentación en Kcal/h

= Rendimiento de la caldera expresado en tanto por uno

PCI = Poder calorífico inferior del combustible en Kcal/Kg o

Kcal/Nm3

según la TABLA III

TABLA III

POTENCIA CALORIFICA INFERIOR

Fuel-oil 9600 Kcal/Kg

Gasóleo 10000 Kcal/Kg

Gas natural 9300 Kcal/Nm3

Propano 24300 Kcal/Nm3

Butano 31610 Kcal/Nm3

En el caso del gas natural, por ser un producto elaborado por las

plantas gasificadoras, su valor de PCI puede ser distinto del indicado.


Antes de entrar en el dimensionado de los diversos componentes de la

caldera, se debe calcular el volumen de aire de combustión necesario

y el volumen de gases obtenidos con la combustión del producto

combustible utilizado.

Para realizar estos cálculos debemos disponer de un análisis

cuantitativo del combustible y estimar el exceso de aire que se

necesitará en función del quemador que se escoja para equipar a la

caldera.

En la mayoría de los casos no se dispone de esta información por

lo que es recomendable utilizar los valores de la TABLA IV que para los

combustibles mas usuales se ha calculado los valores de los volúmenes

de aire y gases en función de unos análisis cuantitativos medios y unos

valores de exceso de aire típicos.

TABLA IV

VOLUMENES DE AIRE Y GASES

COMBUSTIBLE PCI n Va

Nm3/Kg(Nm3)

Vh

Nm3/Kg(Nm3)

Fuel-oil 9600 Kcal/Kg 1,2 12,192 12,688

Gasoleo 10000 Kcal/Kg 1,15 12,075 12,675

Gas Natural 9300 Kcal/Nm3 1,1 10,876 11,841

Propano 23380

Kcal/Nm3

1,1 26,191 28,191

Biogas(65%CH4) 5570 Kcal/Nm3 1,1 6,809 7,809


4.1.- TUBO HOGAR

Conocidos los valores de base anteriores, podemos pasar a la

primera fase de dimensionar el corazón de la caldera, es decir, el

espacio apropiado donde se debe desarrollar y completar la

combustión del combustible aportado, escogiendo el diámetro y

longitud del tubo hogar apropiado y siempre de dimensiones superiores

a la llama.

Para conocer estas dimensiones, que pueden variar en función

de:

Tipo de combustible

Modelo y fabricante del quemador

Contrapresión en el hogar

se debería en cada caso contactar con el fabricante del quemador. La

realidad es que normalmente no se diseña la caldera para un

determinado equipo de combustión, salvo en condiciones

excepcionales de una determinada aplicación, por lo que

escogeremos unas dimensiones de tubo hogar para que la caldera sea

lo mas universal posible tanto para el modelo de quemador como del

tipo de combustible.

Para resolver este primer punto del diseño, se parte de unas

dimensiones teóricas de llama, según DIN 4787 y DIN 4788 de:

D = =,17 B1/3,5 (10) L = 0,2B1/2 (11)

siendo:

B = Consumo del quemador en Kg/h del equivalente en

fuel-oil del combustible introducido


D = Diámetro de la llama en m

L = Longitud de la llama en m

y escogiendo unos valores de D y L ligeramente superiores.

(NOTA: Si se decidiese diseñar la caldera adaptada especialmente a un caso

determinado de combustible y quemador, el fabricante del mismo debería certificar

los valores de D y L recomendados, siempre que estos fueran inferiores a los valores

normalizados).

Una primera comprobación es calcular el volumen del hogar

obtenido, comprobando que cumple con las condiciones de la

recomendación alemana TA-LUFT para la reducción del NOx en los

gases:

- Carga específica <= 1.290.000 Kcal/m3 = 4Qi / D2L (12) - Densidad específica <= 7.200.00 Kcal/m2 = 4Qi / D2 (13)

siendo:

Qi = calor introducido en el hogar en Kcal/h ( BxPCI)

Definidos los valores de D y L del tubo hogar, aplicaremos la

fórmula 13 de UNE 9.300.3:

t tt x

QA C tr

r

i

r

( ) (273

273 14)4

siendo:

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


C = 4,1 para comb. Líquidos y 3,6 para gas

t = temperatura de los gases al final del hogar en ºC

Ar = Superficie de radiación:

Ar = DL + D2/4 (cámara húmeda) (15)

Ar = DL (cámara seca) (16)

Qi = Calor introducido en Kcal/h

que nos dará una relación, según sea el tipo de combustible, de las

dimensiones mínimas del tubo hogar con la cantidad de combustible

introducido y la temperatura de los gases al final del hogar. Como

temperatura de los gases al final del hogar, se procurará que no

sobrepase los 1100ºC.

Por medio de un sencillo programa informático se puede obtener

un listado que nos relacione estas variables y que ofrecemos en la TABLA

V.

TABLA V

DIMENSIONES MINIMAS TUBO HOGAR Y TEMPERATURA FINAL GASES

Qi

Kcal/h

D

m

L

m

Carga

espec.

Kcal/h.m3

Dens.

Especif.

Kcal/h.m2

Temperatura(GN)

ºC

Temperatura(FO)

ºC

96.000 0,38 0,70 1.209.863 846.904 835 825

192.000 0,45 1,00 1.207.832 1.207.832 876 867

288.000 0,50 1,20 1.222.930 1.467.516 904 896

384.000 0,53 1,40 1.243.889 1.741.445 923 916

480.000 0,55 1,60 1.263.357 2.021.372 936 930

576.000 0,58 1,70 1.283.063 2.181.207 951 946

672.000 0,60 1,85 1.285.362 2.377.919 960 955

768.000 0,63 1,95 1.264.084 2.464.963 968 963

864.000 0,65 2,10 1.240.504 2.605.058 971 966

960.000 0,66 2,20 1.276.119 2.807.461 982 978


1.248.000 0,71 2,45 1.287.248 3.153.757 1001 998

1.440.000 0,73 2,67 1.289.246 3.442.287 1008 1006

1.728.000 0,76 2,96 1.287.524 3.811.070 1018 1016

2.016.000 0,80 3,15 1.273.885 4.012.739 1027 1026

2.208.000 0,82 3,30 1.267.616 4.183.133 1032 1031

2.400.000 0,84 3,40 1.274.395 4.332.943 1039 1039

2.592.000 0,86 3,50 1.275.559 4.464.455 1045 1045

3.120.000 0,90 3,85 1.274.498 4.906.818 1056 1057

4.080.000 0,98 4,25 1.273.355 5.411.758 1075 1077

5.280.000 1,05 4,80 1.270.997 6.100.784 1091 1095

6.720.000 1,12 5,40 1.267.775 6.824.386 1106 1110

8.160.000 1,25 5,90 1.127.583 6.652.739 1104 1109

9.600.000 1,35 6,40 1.048.465 6.710.178 1105 1110

A partir de este punto, hemos de tener en cuenta el volumen

nominal de gases que va a recorrer la caldera que lógicamente va a

depender del tipo de combustible, del exceso de aire y de la cantidad

de combustible a quemar. Partimos que la cantidad de calor

introducido es idéntica, sea cual sea el combustible utilizado y tomando

como índice 1 el correspondiente al fuel, los volúmenes relativos de los

otros combustible se indican en la TABLA VI.

TABLA VI

INDICE DE RELACION ENTRE VOLUMENES DE GASES DEBAJO DE COMBUSTIBLE

COMBUSTIBLE INDICE

Fuel-oil 1,000

Gasóleo 0,960

Gas natural 0,963

Propano 0,912

Biogas (65% CH4) 1,060


Como volumen a considerar en el diseño de calderas

policombustible, mi propuesta es basar el diseño en el gas natural.

Otra base de datos necesaria para continuar con el diseño es la

correspondiente a los calores específicos medios de los gases a distintas

temperaturas, necesarios para establecer los balances térmicos

necesarios en las distintas partes de la caldera.

En la TABLA VII, se dan estos valores, desde 100ºC hasta los 1200ºC,

para los cinco combustibles escogidos, pudiéndose tomar valores

proporcionales para temperaturas intermedias.

Para fuel-oil, gasóleo y gas natural se han calculado estos valores

para el análisis químico estimado y para propano y biogas se han

calculado a partir de su composición química real.

Con los datos disponibles, podemos calcular el calor absorbido

por radiación en el hogar, el calor disponible al final del hogar, así

como, los flujos caloríficos medios y máximos.

QFH = B x Vh x tFH x ce Kcal/h (17)

QR = B x PCI � QFH Kcal/h (18)

MED = QR/AR Kcal/h. m2 (19)

MAX = (0,7 + 0,25 L/D) x MED Kcal/h.m2 (20)

QH = MED x x D x L Kcal/h (21)

siendo :


QFH = Calor de los gases al final del hogar

B = Consumo de combustible (gas natural)

Vh = Volumen de gases de la combustión de 1 Nm3 de

combustible ( para gas natural = 11,841)

QR = Calor absorbido por radiación

ce = Calor específico medio de los gases en Kcal/ºCx Nm3

MED = Flujo medio de transmisión de calor

MAX = Flujo máximo de transmisión de calor

QH = Calor absorbido en el tubo hogar

El valor de MAX nos permite calcular el valor de la temperatura

máxima del metal del tubo hogar por aplicación de la fórmula 4 de UNE

9.300.3

tmax = ts + 15 + MAX ( e/K + 1/N)ºC (22)

siendo:

ts = Temperatura de saturación del vapor a la presión de

diseño de la caldera

e = espesor estimado del tubo hogar en mm

K = 38.700 Kcal x mm/m2 x ºC

N = 3440 Kcal/m2 x ºC

El valor de tmax no podrá superar los 420ºC para acero del tipo

A42RCI y los 450ºC para los tipos A47RCI y A52RCI. En todos los casos

debe tenderse a la reducción de los valores de MAX.


TABLA VII

CALORES ESPECIFICOS DE LOS GASES EN Kcal/Nm3 x ºC

ºC Fuel-oil Gasóleo Gas natural Propano Biogas

100 0,3275 0,3285 0,3260 0,3326 0,3321

200 0,3320 0,3330 0,3300 0,3360 0,3351

300 0,3365 0,3376 0,3350 0,3393 0,3381

400 0,3400 0,3410 0,3390 0,3426 0,3411

500 0,3450 0,3460 0,3441 0,3456 0,3440

600 0,3498 0,3508 0,3447 0,3486 0,3469

700 0,3539 0,3547 0,3518 0,3515 0,3495

800 0,3580 0,3588 0,3558 0,3546 0,3525

900 0,3620 0,3628 0,3600 0,3577 0,3556

1000 0,3665 0,3673 0,3646 0,3604 0,3582

1100 0,3700 0,3707 0,3678 0,3631 0,3610

1200 0,3738 0,3747 0,2718 0,3657 0,3636

Si por condicionantes del diseño, debemos reducir la temperatura

de los gases al final del tubo hogar, podemos actuar, ya sea,

aumentando el diámetro del tubo hogar o aumentando la longitud del

mismo o aumentando ambos valores a la vez. Un diseño más

económico se obtiene siempre estilizando la caldera, es decir,

aumentando la longitud antes que el diámetro del tubo hogar.

Esta necesidad de aumentar la longitud del tubo hogar por

encima de los valores de la longitud de llama, se presenta en calderas

de pequeña potencia, pues al necesitarse una determinada superficie

de calefacción por convección en el haz tubular y ser relativamente

bajo el número de tubos, la longitud debe ser aumentada, con lo que

conlleva a recalcular de nuevo la temperatura al final del tubo hogar y

el cálculo térmico realizado.


4.2.- CAMARA TRASERA DE HOGAR

Tras el tubo hogar, se sitúa una cámara, que en este estudio que

estamos realizando, hemos supuesto del tipo húmedo, necesaria para

poder realizar el giro de los gases para su posterior circulación por el haz

tubular.

En esta cámara la transmisión de calor se realiza por radiación,

pues su temperatura aún es suficientemente elevada para ser

considerada su radiación, así como por convección.

Según la FIG.1, se debe considerar en esta cámara, la superficie

de calefacción de las tres partes siguientes: Envolvente, placa trasera y

placa tubular, que por no saber sus dimensiones no podremos

cuantificar exactamente.

Las dimensiones de esta cámara dependerán del diseño

geométrico que hayamos escogido para la caldera, así como del

diámetro del tubo hogar, del número de tubos y su diámetro del haz

tubular, así como del caudal de gases que circula.

En primera aproximación debemos estimar unos ciertos valores

para cuantificar el calor absorbido en esta zona y poder conocer la

temperatura de entrada de los gases al haz tubular.

Para una cámara del tipo indicado en la FIG.1 recomendamos

tomar un diámetro y longitud de cámara de acuerdo con la TABLA VIII

que posteriormente ajustaremos, definido el haz tubular.


TABLA VIII

DIMENSIONADO DE LA CAMARA

DE HOGAR (DH = Diám. Hogar)

Producción vapor Kg/h Diámetro Longitud mm

P<= 1000 1,58 DH 400

1000< P<= 5000 1,52 DH 500

5000 < P<= 10000 1,48 DH 550

P> 10000 1,46 DH 600

Las superficies de calefacción a considerar son:

Envolvente: S1 = x DCH x LCH m2 (23)

Placa trasera: S2 = (D2CH � D2B) x /4 m2 (24)

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


siendo:

DCH = Diámetro interior de la cámara de hogar en m

DB = Diámetro exterior de la boca de acceso trasera en m

DTH = Diámetro exterior del tubo hogar en m

Nt = Número de tubos del haz tubular

dt = Diámetro exterior de los tubos del haz tubular en m

Como se ha dicho anteriormente la transmisión de calor se realiza

por radiación y convección y el coeficiente de transmisión global de

calor será:

K = Kc + Kr (26)

El valor de Kr puede ser tomado de la TABLA IX, con valores

proporcionales para temperaturas intermedias.

TABLA IX

COEFICIENTE DE TRANSMISION DE CALOR POR RADIACIÓN Kcal/m2,h.ºC

TEMPERATURA DE PARED ºC

Temperatura media ºC 160 180 200 220

700 11,4 11,7 12,0 12,2

800 14,4 14,8 15,1 15,4

900 16,1 16,5 16,9 17,3

1000 18,2 18,7 19,1 19,5

1100 20,4 20,9 21,3 21,8

1200 22,5 23,0 23,5 24,1


Para estimar el valor de Kc partiremos del valor conocido para una

determinada velocidad de gases en esta cámara, tomado como valor

de referencia, ya que la velocidad en esta cámara es variable desde el

valor que tiene a la salida del tubo hogar a la velocidad de entrada al

haz tubular. Como velocidad tipo a utilizar en el cálculo tomaremos el

valor de:

w = Vh / 3600 x DCH x LCH Nm/s (27)

Esta velocidad varía según tamaño de caldera de 0,4 hasta 2,4

Nm/s. Con esta hipótesis, podemos valorar el valor de Kc , dependiente

igualmente de la temperatura de los gases, aplicando los valores de K0

de la TABLA X, basados en el valor de w = 1 Nm/s, a la fórmula Kc = K0 x

w0,75. (28)

TABLA X

COEFICIENTE K0

POR CONVECCION

PARA w = 1 Nm/s

TEMPERATURA MEDIA ºC K0 Kcal/h.m2. ºC

700 3,9

800 4,5

900 4,8

1000 5,1

1100 5,3

1200 5,5

Como temperatura media entre la entrada y salida de los gases

de la cámara de hogar tomamos tFH � 50ºC, en primera aproximación.


El calor absorbido en cada una de las partes de la cámara de

hogar será:

ENVOLVENTE: Q1 = S1 x (Kr + Kc) x t Kcal/h (29)

PLACA TRASERA: Q2 = S2 x (Kr + Kc) x t + MED x D2TH x /4 Kcal/h (30)

PLACA TUBULAR: Q3 = S3 x (Kr + Kc) x t Kcal/h (31)

siendo t la diferencia media logarítmica de temperaturas entre los

gases a la entrada y salida de la cámara de hogar y la temperatura del

agua contenida en la caldera que será la correspondiente a la

temperatura de saturación a la presión de diseño.

El calor absorbido en la cámara de hogar será: QCH = Q1 + Q2 + Q3

(32) y el calor restante a la entrada del haz tubular QEHT1 = QFH � QCH

(33) que nos permite conocer la temperatura de los gases a la entrada

del haz tubular pues la entalpía de los mismos es tEHT1 x ce = QEHT1/VH

(34). En la TABLA VII deberemos encontrar una combinación de t y ce

que nos de el valor de la entalpía encontrado.

4.3.- PRIMER HAZ TUBULAR

La transmisión de calor en los haces tubulares de la caldera se

calcula solo por convección, pues aunque a la entrada del primer haz

(salida de la cámara de hogar) los gases están todavía a un

temperatura en que su radiación es un valor apreciable, no se

considera este valor que redunda en un diseño mas conservador,

quedando como seguro en el diseño global de la caldera, dada la

valoración aproximada que se toma en el cálculo del coeficiente de

transmisión de calor por convección.


El coeficiente K1 de convección en el haz tubular para gases

circulando por su interior, depende de la velocidad de los gases, el

diámetro interior de los tubos empleados, así como, de la naturaleza de

los mismos y relación entre la longitud del tubo y su diámetro.

En la TABLA XI se dan unos valores base de K0 para unas

determinadas temperaturas medias de los gases que nos permitirá

encontrar el valor de K1 en función de la velocidad de los gases y el

diámetro de tubo empleado.

Como temperatura media tomaremos la media de las

temperaturas entre la entrada y salida del haz tubular. En una primera

aproximación como temperatura de salida de los gases del haz tubular

pueden tomarse 450ºC, aunque después de realizar los primeros

cálculos debe realizarse el ajuste de nuevo y hacer el recálculo.

TABLA XI

COEFICIENTE K0 DE CONVECCIÓN PARA GAS NATURAL

TEMPERATURA MEDIA ºc K0 Kcal/h.m2.ºC

150 39,0

200 39,5

250 40,0

300 41,0

400 41,5

500 42,0

600 42,6

700 43,3

800 44,0


El valor de K1 será:

K1 = 0,09578 x K0 x w0,75/di0,25 (35)

siendo:

K1 = Coeficiente de transmisión de calor por

convección en Kcal/h.m2.ºC

K0 = Coeficiente según TABLA XI

w = Velocidad de los gases en Nm/s

di = Diámetro interior del tubo empleado en el haz

tubular en m

La velocidad de los gases será:

w = 4 x VH/3600 x x di2 x Nt1 Nm/s (36)

siendo:

Nt1 el número de tubos del haz tubular y la superficie de calefacción de

este haz tubular será:

SHT1 = Nt1 x x di x LHT1 m2 (37)

siendo:

LHT1 la longitud del primer haz tubular en m, que de acuerdo con el

diseño de caldera que hemos escogido es igual a la longitud del tubo

hogar.


El calor absorbido en el haz tubular será:

QHT1 = Kc x SHT1 x t Kcal/h (38)

siendo:

t la media logarítmica de la diferencia de temperaturas entre las

temperaturas de los gases de entrada y salida t la temperatura de

saturación del agua a la presión de diseño. Si t1 y t2 son las temperaturas

de entrada y salida de los gases y ts es la temperatura de saturación del

vapor el valor de t será:

tt tt tt t

s

s

1 2

1

2

39)ln

(

como que el valor de la temperatura t2 al final del haz es desconocida,

deberemos encontrar una combinación de Nt y di que nos de una

superficie de calefacción SHT1 que cumpla:

Calor inicial � Calor absorbido = Calor final del haz

Q1 � QHT1 = VH x t2 x ce (40)

La solución debe encontrarse por tanteo de t2 jugando con una

velocidad de gases entre los 6 y 14 Nm/s, diámetros de tubo entre 33,1

hasta 76,1 mm, teniendo en cuenta que el coeficiente de transmisión de

calor aumenta con la velocidad y disminuye con el aumento del

diámetro de los tubos, siendo recomendable escoger tubos de diámetro

pequeño para calderas de pequeña y mediana producción y

aumentar éste para calderas de mayor producción. Como temperatura


normal de los gases al final del primer haz tubular se pueden estimar de

425 a 475ºC.

En las calderas de pequeña producción, una longitud del tubo

hogar igual a la longitud de llama no será suficiente, debiéndose

aumentar para disponer de suficiente superficie de calefacción en este

primer haz.

4.4.- SEGUNDO HAZ TUBULAR

Al final del primer haz tubular se coloca una caja de gases para

obtener el giro de 180º de los gases para iniciar su recorrido por el 2º haz

tubular.

Esta caja debe estar convenientemente calorifugada para que la

pérdida de calor de los gases en la misma pueda ser considerada nula y

que la superficie exterior de la misma no sobrepase una temperatura de

40ºC superior a la ambiente. Bajo estas condiciones, podemos

considerar que la temperatura de los gases a la entrada del segundo

haz es la misma que la de salida del primer haz.

Empleamos el mismo método de cálculo que el indicado para el

primer haz, con la salvedad que ahora se conoce la temperatura de

entrada de los gases y la temperatura de salida de los gases que será

igual es la que se ha prefijado inicialmente como uno de los datos base

del diseño.

El calor absorbido en este haz será:

QHT2 = VH x ( t2 x ce2 � t3 x ce3) Kcal/h (41)

y la superficie de calefacción necesaria:


SHT2 = QHT2 / Kc x t m2 (42)

y el número de tubos: NT2 = SHT2 / x di x Lc (43) siendo Lc la longitud de

la caldera entre placas envolvente. Así pues, deberemos ajustar por

tanteo que todos estos parámetros ajusten para que se cumplan las

fórmulas anteriores.

4.5.- BALANCE TERMICO FINAL

Terminado el diseño térmico y cuadradas las diversas

temperaturas a lo largo del recorrido de los gases por la caldera,

podemos establecer un resumen del balance térmico de la caldera

similar al siguiente:

Presión de diseño =Pd Kg/cm2

Producción de vapor = Q Kg/h

Temperatura agua alimentación = Ta ºC

Calor producido por la caldera Qv = Q x (iv � ia) Kcal/h

Combustible

PCI

Rendimiento estimado = %

(1) Calor introducido en el hogar = Qv / Kcal/h

(2) Consumo de combustible = (1) / PCI

(3) Volumen de gases = (2) x V0 Nm3/h

(4) Temperatura Final tubo hogar = tFTH ºC

(5) Calor absorbido en tubo hogar = QTH Kcal/h

(6) Flujo calorífico medio = MED Kcal/h.m2

(7) Flujo calorífico máximo = MAX Kcal/h.m2

(8) Temperatura Máxima metal en tubo hogar = t MAX ºC

(9) Calor absorbido en cámara trasera = QCH Kcal/h


(10) Temperatura Entrada gases 1er haz tubular = QHT1

Kcal/h

(11) Número de tubos 1er haz tubular = N1

(12) Diámetro y espesor tubos = x e mm

(13) Velocidad gases 1er haz tubular = w1 Nm/s

(14) Temperatura salida 1er haz tubular = t2 ºC

(15) Calor absorbido 1er haz tubular = QHT1 Kcal/h

(16) Número de tubos 2º haz tubular = N2

(17) Diámetro y espesor tubos = x e mm

(18) Velocidad gases 2º haz tubular = w2 Nm/s

(19) Temperatura salida 2º haz tubular = t3 ºC

(20) Calor absorbido 2º haz tubular = QHT2 Kcal/h

(21) Pérdidas por radiación = (1) x r Kcal/h

(22) Calor gases salida caldera = (1) � (5 +9 + 15 + 20

+21) Kcal/h

(23) Rendimiento calculado =(1 � 21 � 22) / (1)

(24) Superficie de calefacción:

Tubo hogar = STH m2

Cámara hogar = SCH m2

1er haz tubular = SHT1 m2

2º haz tubular = SHT2 m2

Superficie total = STH + SCH + SHT1 + SHT2 m2

Esta superficie de calefacción, teniendo en cuenta que la Norma

UNE la define como toda superficie bañada por los gases calientes de

las paredes en contacto con el fluído a calentar, puede ser

incrementada con las zonas bañadas por los gases de las placas

tubulares de la envolvente de la caldera.


4.6.- PERDIDA DE CARGA CIRCUITO DE GASES

Finalizado el diseño térmico de la caldera, en que conocemos la

temperatura y velocidades de los gases en las distintas partes de la

misma, debemos calcular la pérdida de carga de circuito de gases,

comprobando que la misma es un valor aceptable, ya que de la

resistencia que ofrece la caldera a ser circulada por los gases de la

combustión, depende el consumo eléctrico del ventilador de aporte del

aire de combustión.

Según sea el diseño de la caldera y su circuito de gases,

calcularemos la pérdida de carga o contrapresión por la suma de

pérdidas de cada una de las partes en que dividiremos el estudio.

Tomando como base el diseño de una caldera pirotubular de

hogar interior, cámara de hogar húmeda y dos pasos tubulares,

calcularemos la pérdida de carga en:

Tubo hogar

Cámara trasera de hogar

1er Haz tubular

Caja de gases delantera

2º haz tubular

Caja de gases trasera

Entrada a chimenea

De cada una de estas partes conocemos:

Velocidad gases

Temperaturas de entrada y salida

Dividiremos los cálculos en los siguientes cálculos parciales:


Pérdida de carga a lo largo de un tubo

Tubo hogar

1er Haz tubular

2º haz tubular

Pérdida de carga por cambio de sentido

Cámara de hogar (180º)

Caja de gases delantera (180º)

Caja de gases trasera (90º)

Pérdida de carga por entrada o salida a un conducto

Seguidamente, indicamos el cálculo a realizar en cada una de

estas partes.

Pérdida de carga a lo largo de un tubo o conducto

Aplicamos la fórmula siguiente (1):

p xP

x t x wd xLe

0 0112 9,81

273273 44)

1 75

1 25, (,

,

siendo:

p = Pérdida de carga en mm H2O

Pe = Peso específico de los gases en Kg/Nm3

Fuel-oil 1 1,3122 Kg/Nm3

Fuel-oil 2 1,3175 Kg/Nm3

Gasóleo 1, 2996 Kg/Nm3


Gas natural 1,2437 Kg/Nm3

t = Temperatura media entre la entrada y salida de los

gases en ºC


d = Diámetro hidraúlico del conducto en m

Para un tubo d = Diámetro interior

Para un conducto de sección rectangular d = 4S/ siendo S

la sección en m2 y U el perímetro en m.

Pérdida de carga por cambio de sentido

Aplicamos la fórmula siguiente (2):

pP

x w te

2 9,81273

2732 (45)

siendo:

= Coeficiente que depende de los grados del giro

Para 180º = 2

Para 90º =1,5

El problema de este cálculo radica en que la velocidad tanto en

la cámara de hogar como en las cajas es variable. Como regla

práctica se aconseja tomar como velocidad para realizar el cálculo, la

velocidad correspondiente a la sección transversal media.

Pérdida de carga de entrada y salida

Cada vez que cambiamos de zona:


De tubo hogar a cámara de hogar

De cámara de hogar a haz tubular

De haz tubular a cámara de gases

Etc.

Se produce un cambio de velocidad de los gases de mas a

menos o al revés que produce una pérdida de carga que se calcula de

acuerdo con la siguiente fórmula (3):

pP x t

x x x w we

( )

( )273

2 9,81 273 22

12 (46)

siendo:

w2 y w1 = las velocidades de entrada y salida en Nm/s

Debe notarse que si los gases se ralentizan se produce una

depresión y si los gases se aceleran se produce un pérdida de carga

positiva.

Como ejemplo de cálculo presentamos un caso práctico de una

caldera quemando gas natural (Pe = 1,2437 Kg/Nm3)

PARTE w Nm/s tºC t mediaºC L m P mm H2O

Tubo hogar 1,85 1100 1600 2,811 0,15

Entrada c. hogar 1,85 1100 -0,29

Cámara hogar 1,56 985 985 1,25x0,5 1,42

Entrada 1er haz

tub.

10,47 870 28,47

1er haz tubular 10,47 870 645 2,811 41,65

Salida 1er haz tub. 10,47 420 -16,97


Cámara del.gases 2,037 420 420 1,6x0,3 1,33

Entrada 2ºhaz tub. 13,401 420 28,23

2º haz tub. 13,401 420 385 3,442 56,30

Salida 2º haz tub. 13,401 250 -21,61

Cámara trasera 1,278 250 250 1,7x0,45 0,29

Chimenea 8,853 250 375

mm

-

Entrada chimenea 8,853 250 250 375

mm

9,32

Pérdida de carga total 128,39

4.7.- SOBRECALENTADORES

Según sea el gradiente de temperatura sobre el valor de

saturación el sobrecalentador deberá colocarse, como se ha dicho

anteriormente, en la cámara de hogar si la diferencia supera los 50ºC o

en la caja de gases delantera para diferencias inferiores.

El sobrecalentador siempre es de diseño acuotubular, es decir,

con el vapor a sobrecalentar circulando por el interior de los tubos y los

gases circulando por el exterior.

Para realizar el cálculo de la superficie de calefacción necesaria,

debe contarse previamente con un diseño gráfico del espacio que

disponemos para estudiar el recorrido tanto de los gases como del

vapor mas apropiado y poder calcular la velocidad de los gases, como

factor mas importante para el cálculo del valor del coeficiente de

transferencia de calor, así como de la velocidad del vapor en el interior

del serpentín, procurando que la pérdida de carga en el circuito del

vapor sea un valor aceptable (10 al 15% del vapor de la presión de


servicio), recordando que la presión del vapor en el interior de la

caldera será igual al valor de la presión del vapor a la salida del

sobrecalentador incrementada con el valor de la pérdida de carga en

el circuito de vapor en el mismo.

El primer cálculo a realizar es conocer la cantidad de calor que

debe transmitirse de los gases al sobrecalentador para alcanzar el

grado de sobrecalentamiento preciso en las condiciones de diseño.

Teniendo en cuenta que el vapor a la salida de la caldera posee

una determinada cantidad de agua de arrastre en su seno (Título),

aplicaremos la fórmula siguiente:

Q = M x (isc � is) x tit + M x (isc � ia) x (1 � tit) (47)

siendo:

Q = Cantidad de calor necesario en el sobrecalentador en

Kcal/h

M = Producción de vapor de la caldera en Kg/h

isc = Entalpía del vapor sobrecalentado a la presión y

temperatura nominales en Kcal/Kg.ºC

is = Entalpía del vapor saturado a la salida de la caldera en

Kcal/Kg.ºC

ia = Entalpía del agua en las condiciones de presión a la

salida de la caldera en Kcal/Kg.ºC

tit = Título del vapor a la salida de la caldera en tanto por

uno. Para la realización de este cálculo puede

tomarse tit = 0,985

Conocida esta cantidad de vapor y sabiendo la temperatura de

los gases a la entrada del sobrecalentador, debe calcularse la


temperatura de salida de los gases después del sobrecalentador. Para

este cálculo s puede seguirse este sistema:

Calor entrada : Vg x tg x ce Kcal/h (48)

Sobrecalentador El valor de Q antes calculado

Calor salida gases Qs = Diferencia de los calores anteriores

Entalpía de los gases a la salida = Qs / Vg = tgs x ce (49)

Mediante la TABLA VII encontraremos un valor de t y c que nos

satisfaga la igualdad.

Conocido los valores de las temperaturas de entrada y salida de

gases y las temperaturas de entrada y salida del vapor, estamos en

condiciones de encontrar la temperatura media logarítmica que debe

aplicarse a la antes utilizada fórmula de Sc = Q/K x t.

El diseño del sobrecalentador procuraremos que sea siempre a

contracorriente, en direcciones cruzadas y con posibilidad, siempre que

sea posible, de poderse vaciar. El cálculo de K depende de varios

factores, entre los que destacamos: velocidad de los gases, diámetro

de los tubos, calor específico de los gases, conductibilidad de los gases,

ángulo de incidencia de los gases con los tubos que forman el serpentín,

distribución de los tubos (regular o tresbolillo),y número de filas del

serpentín que atraviesan los gases.

Para el tipo de gases que estamos utilizando, este valor depende

principalmente de la velocidad de los gases y el diámetro del tubo del

serpentín, con una relación del tipo K = f(w0,61 / de0,39 ) (50). Para una

distribución de tubos regular con paso entre tubos de 0,125de +12 mm

en horizontal y 3di mm en vertical, para tubo de 33,7 x 2,6 mm,

velocidad de 6 Nm/s y temperaturas entre 400 y 600ºC el valor de K es

aproximadamente de 60 Kcal/h.m2. ºC.


Si el sobrecalentador está situado al final del tubo hogar, con

temperaturas de gases alrededor de los 1000ºC, el valor de K será la

suma del coeficiente de transmisión por convección, del orden del 15%

superior al antes indicado, incrementado con el coeficiente de

radiación como se indicó en la parte dedicada al diseño de la cámara

de hogar.

Conocida la superficie de calefacción, sabremos los m de tubo

que debe tener el sobrecalentador y por lo tanto su diseño, teniendo en

cuenta que la velocidad del vapor sobrecalentado no sobrepase la

velocidad de 30 m/s. Finalizado el diseño del sobrecalentador, debe

calcularse la pérdida de carga del vapor en su recorrido por el

sobrecalentador, comprobando que la misma no supere la pérdida de

carga máxima prevista que suele estar entre 1 a 2 Kg/cm2.

Si se desease un sistema de control de la temperatura del vapor

sobrecalentado, teniendo en cuenta de que para condiciones de

servicio inferiores a las nominales la temperatura del vapor

sobrecalentado tiende a ser superior a la de las condiciones nominales,

debemos diseñar el sobrecalentador en dos etapas con un sistema de

inyección de agua o vapor saturado entre la primera y segunda etapa

controlado por un regulador PIC y una sonda de temperatura a la salida

del vapor sobrecalentado.

Atención especial debe darse a los colectores de entrada y salida

del vapor para que su diámetro no nos produzca problemas de

distribución de vapor a los distintos serpentines conectados al mismo.

Como regla práctica propongo que el colector tenga un 50% mas de

sección que la de todos los tubos conectados al mismo (entradas y

salidas).


4.8.- ECONOMIZADORES

Para mejorar el rendimiento de la caldera, aprovechando al

máximo el calor sensible de los gases, antes de su evacuación a la

atmósfera, podemos instalar un economizador a la salida de gases de la

caldera, que normalmente, en este tipo de calderas es un equipo

adicional y no forma parte integrada de la caldera propiamente dicha.

Los economizadores son normalmente de tipo acuotubular fabricados

con tubo de acero liso oleteado, pudiendo ser estas aletas de acero o

aluminio, teniendo en cuenta que este material solo puede emplearse si

los gases están exentos de SO2 (gas natural, propano, etc.) o la

temperatura no supera los 300ºC.

Para diseñar un economizador debemos conocer los siguientes

datos de partida:

o Temperatura de entrada y salida de gases

o Temperatura de agua de alimentación

o Tipo y caudal de gases

o Producción de vapor de la caldera con el economizador

instalado.

La temperatura de entrada de gases al economizador es igual a

la temperatura de salida de gases de la caldera.

La temperatura de salida de gases del economizador, es un dato

a fijar en las condiciones de diseño teniendo en cuenta la naturaleza de

los gases, con el fin evitar el peligro de corrosión por punto de rocío

debido a la condensación del agua contenida en los gases y el SO2 de

los mismos con el resultado final de formación de SO4H2.


Si los gases provienen de la combustión del fuel-oil es

recomendable no descender de los 180ºC, como temperatura de salida

de gases en condiciones nominales de servicio, recomendando que la

temperatura de entrada de agua al economizador no sea inferior a los

130ºC. Si el combustible empleado es gasóleo podemos tomar como

temperatura de salida de gases 170ºC con temperatura de agua de

alimentación no inferior a los 100ºC. Si el combustible es gas natural,

propano, etc. La temperatura de salida de gases puede ser tan baja

como se quiera, como así mismo la temperatura del agua de

alimentación, teniendo en cuenta de que el material del economizador

deberá ser de inoxidable si la temperatura del agua es inferior a los 75ºC

o la temperatura de los gases desciende de los 120ºC en condiciones

nominales de diseño. Como que la decisión de instalar un

economizador depende de la amortización del mismo en función de los

ahorros obtenidos, en general como temperatura de salida de gases

mínima tomaremos de 140 a 150ºC y 75ºC como temperatura mínima

del agua de alimentación.

Si el agua de alimentación tiene una temperatura inferior a la que

es necesaria, como se ha indicado antes, el mejor sistema es realizar su

precalentamiento mediante un intercambiador vapor/agua antes de la

entrada de la misma al economizador, retornando los condensados al

depósito de alimentación.

Para evitar la instalación de este sistema de precalentamiento,

algunos fabricantes disponen de una superficie de intercambio formada

por un serpentín colocada el la cámara de vapor de la caldera. Esta

solución económicamente muy favorable, tiene el inconveniente de

limitar el acceso al interior de la caldera con los inconvenientes

derivados en los trabajos de inspección, limpieza y mantenimiento.


El caudal de agua que debe circular por el economizador es el

que corresponde a la producción de vapor con el economizador

instalado incrementado con el caudal de agua de la purga continua.

Normalmente este valor lo desconoce el diseñador, salvo que la unidad

vaya destinada a una instalación determinada, por lo que en general

no se tiene en cuenta.

Como se ha dicho un economizador aumenta el rendimiento de

la caldera por lo que el consumo de combustible es inferior al

correspondiente a la producción de la caldera nominal de la caldera

sin economizador. Pero en ciertos casos las condiciones de diseño

imponen que se mantenga el consumo nominal de combustible de la

caldera sin economizador y se aumente la producción de vapor en la

proporción del aumento de rendimiento.

Conocidos todos estos datos, podemos establecer los cálculos a

realizar:

La temperatura de salida de agua del economizador (siempre

inferior a la temperatura de saturación a la presión de servicio, para

evitar la formación de vapor) será:

t1 = t0 + 0,98 x Vg x (tg1 x ce1 � tg2 x ce2)/M (51)

siendo:

t1 = Temperatura de salida del agua en ºC

t0 = Temperatura de entrada de agua en ºC

Vg = Volumen de gases en Nm3/h

tg1 = Temperatura de los gases a la entrada en ºC

ce1 = Calor específico de los gases a la entrada en

Kcal/Nm3.ºC


tg2 = Temperatura de los gases a la salida en ºC

ce2 = Calor específico de los gases a la salida en

Kcal/Nm3.ºC

M = Caudal de agua en Kg/h

El coeficiente de 0,98 se toma en previsión de las pérdidas por

radiación de las paredes del economizador.

Conocidos estos valores podremos calcular el valor de la

temperatura media logarítmica, teniendo en cuenta de que

diseñaremos el economizador a contracorriente y colocado siempre

vertical, con el fin de facilitar su vaciado, y aplicaremos la clásica

fórmula de la transmisión de calor por convección para encontrar el

valor de la superficie de calefacción:

Sc = M x (t1 � t2)/K x t (52)

la única dificultad que presenta la aplicación de esta fórmula es

determinar el correcto valor de K que para economizadores de tubo liso

podemos seguir el método indicado para el diseño del sobrecalentador,

pero si el tubo es aleteado la dificultad es superior por los diferentes tipos

de superficies extendidas, ya que este valor, además de depender

principalmente de la velocidad de los gases depende del tipo de aleta,

dimensiones de la misma y del tubo al que va unida, además del paso

entre aletas.

Finalmente debe indicarse que para evitar problemas de corrosión

principalmente cuando el combustible que utiliza la caldera es el fuel-

oil, en los momentos de puesta en marcha o circunstancias de baja

temperatura de agua de alimentación, se debe diseñar el

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


funcionamiento automático mediante una sonda de temperatura a la

salida de gases del economizador.

4.9.- CALDERAS DE RECUPERACION

Dentro de los diversos tipos de calderas, con diseño apropiado,

para la recuperación de calor de los gases calientes de escape de los

equipos generadores utilizando un combustible fósil (líquido o gaseoso)

están las calderas pirotubulares con un haz tubular, normalmente de un

solo paso, sumergido en agua, ya sea para producir vapor, agua caliente

o sobrecalentada.

El diseño de la caldera, debe realizarse conjuntamente con la

instalación general del sistema, cuya representación esquemática se

indica en la FIG. 2

El conjunto de la instalación debe cumplir con una serie de

condiciones, según sea el tipo de generador de gases calientes y el tipo

de combustible empleado.


1.-La pérdida de carga del sistema no debe ser superior a 150 mm

en el caso de emplear motores diesel y de 250 mm en el caso de

turbinas.

2.-La temperatura de salida de gases a la atmósfera debe ser la

menor posible, con el fin de recuperar el máximo posible del calor de los

gases de escape, así pues, normalmente estas instalaciones incorporan

economizadores, por lo que debe procurarse que la temperatura de los

gases no sea inferior al punto de rocío de los mismos, con el fin de evitar

condensaciones.

NOTA: En determinados casos, pueden diseñarse, con el uso de materiales

especiales, economizadores a condensación.

3.-La �approach temperatura� (diferencia de temperatura entre la

temperatura de saturación y la temperatura de salida del agua del

economizador) debe ser mayor que 0 y cuanto mayor sea, mas seguridad

habrá de no producirse vapor a baja carga.

4.-El valor del �pinch point� (diferencia entre la temperatura de

salida de los gases de la caldera y la temperatura de saturación) tiene

una especial importancia en la cantidad de calor recuperado en la

caldera y relativamente una menor superficie de calefacción a un mayor

valor del �pinch point�, con necesidad de una mayor recuperación de

calor en el economizador.

4.9.1.- CONDUCTO DE GASES

A mayor velocidad de gases tenemos una sección mas reducida

que abaratará su coste y correlativamente la correspondiente válvula de

by-pass y compensadores de dilatación que habrá que instalar.


Consideraciones prácticas y técnicas recomiendan tomar 20 m/s como

velocidad tipo, reduciendo este valor para conductos largos y/o con

muchas curvas.

Para dimensiones hasta 1000 mm, es recomendable realizar los

conductos de sección circular con chapa de espesor hasta 4 mm. Para

mayores dimensiones se recomiendan conductos de sección rectangular

con chapa de 6 mm de espesor y los convenientes refuerzos,

considerando la presión de diseño, su trazado y las vibraciones, en el caso

de instalaciones con motores diesel.

En ningún caso deben existir codos bruscos a 90º, por la fuerte

pérdida de carga que representan (Fór.53) que para w=20 m/s y t=425 ºC

da una pérdida de 15,5 mm de H2O. En principio es recomendable utilizar

curvas con r=1,5D que reducen las pérdidas en un 70 %.

pex

Pg xw t

15 2273

2732, (53)

siendo :

p = Pérdida de carga en mm

Pe = Peso específico de los gases en Kg/Nm3


t = temperatura de los gases en ºC

En este apartado, es importante el estudio del aislamiento

apropiado, con el fin de minimizar las pérdidas por radiación y

convección de los conductos, así como, tener una temperatura exterior

aceptable desde el punto de vista de seguridad.


El estudio de transmisión de calor de este aislamiento varía según

sea el conducto de sección circular o cuadrada y el cálculo del espesor

es función de la temperatura de los gases, de la temperatura ambiente y

del valor fijado como temperatura exterior del aislamiento.

Realizar un cálculo de espesor económico, daría como resultado,

temperaturas exteriores del mismo inaceptable desde el punto de vista de

seguridad, por lo que como datos de diseño pueden tomarse 50 ºC como

temperatura exterior del aislamiento con una temperatura ambiente de

30 ºC.

Bajo estas condiciones y con lana de roca mineral de 70 Kg/m3 y

exterior de aluminio el espesor de aislamiento recomendado se resume en

la TABLA XIl.


TABLA Xll

ESPESORES DE AISLAMIENTO

CONDUCTO CIRCULAR

mm TEMPERATURA GASES ºC

250 300 350 400 450 500 550

300 � 400 80 120 120 160 160 240 280

450 � 700 80 120 120 160 200 240 320

750 -1000 80 120 160 200 200 280 360

CONDUCTO RECTANGULAR

- 80 120 120 160 200 240 280

Una vez definido el conducto de gases y su trazado, se debe calcular la

pérdida de carga del mismo, que será función de:

- velocidad de los gases en Nm/s

- temperatura de los gases en ºC

- longitud

- curvas

- diámetro hidraúlico (4 x sección / perímetro)

A continuación se ofrece la TABLA XIII de pérdidas de carga de

conductos de gases en mm de H2O a una velocidad de 20 Nm/s y 10 m

de longitud, para distintas temperaturas y diámetros hidráulicos, Para otros

valores de w, t y dhid puede emplearse la relación indicada en (54).


p ph

hx

ww x

dd x

tt2 1

2

1

1 75 1

2

1 25 2

1

273273

( ) ( ) ( ), , (54)

La pérdida de carga en mm H2O para curvas con R/D = 1,5 (90º) la

obtenemos por aplicación de la fórmula (53) con un coeficiente de forma

0,365 en vez de 1,5 y tomando Pe = 1,295 Kg/m3 obtenemos la TABLA XlV:

En el cómputo de la pérdida de carga del circuito de gases hasta

la caldera, deberá considerarse 3-5 mm como pérdida de carga

adicional producida en la válvula de by-pass.

TABLA Xlll

PERDIDA DE CARGA EN CONDUCTOS RECTOS

DIAMETRO HIDRAULICO

ºC 500 750 1000 1250 1500 1750 2000

350 3,6 2,1 1,5 1,1 0,9 0,7 0,6

400 3,3 1,9 1,4 1 0,8 0,7 0,57

450 3,2 1,8 1,3 1 0,8 0,65 0,55

TABLA XIV

PERDIDA DE CARGA CURVA 90º R/D=1,5

p TEMPERATURA ºC

350 375 400 425 450 500

mm H2O 4,6 4,1 3,9 3,8 3,6 3,4


4.9.2.-CALDERA

La transmisión de calor, en el nivel de temperaturas de gases que

estamos considerando, se produce por convección, pues en este estudio

no consideramos los sistemas de recuperación de calor con quemador

incorporado en vena de aire ni los sistemas de recuperación de calor de

los gases a la salida de hornos de incineración.

La superficie de calefacción necesaria se obtiene por aplicación

de (55), en donde K depende de la velocidad de los gases y el diámetro

de los tubos principalmente; Q depende del volumen de los gases y las

temperaturas de entrada y salida de éstos de la caldera y dt se obtiene

según la FIG.3 con ts como temperatura de saturación y t0 y t1 como

temperaturas de los gases de entrada y salida.

Salta a la vista que existen un sinnúmero de combinaciones posibles

que nos darán diseños diferentes de calderas, según sean los parámetros

fijos que elijamos.

Para calcular la superficie de calefacción aplicamos la fórmula de

transmisión de calor, varias veces citada:

S = Q/K x t (55)


En nuestro caso vamos a establecer unas tablas de valores de K en

función de una velocidad variable de 6 a 13 Nm/s con tubos de 1� hasta

3�, así como, unos coeficientes en relación a unos parámetros base

TABLA XV

VALORES RELATIVOS DE K EN FUNCION DE di Y w

di VELOCIDAD DE LOS GASES w en Nm/s

mm 6 7 8 9 10 11 12 13

82.5 0,685 0,769 0,850 0,928 1,005 1,079 1,152 1,22

70,3 0,713 0,800 0,884 0,966 1,046 1,123 1,152 1,27

54,5 0,760 0,853 0,943 1,030 1,114 1,197 1,199 1,35

43,1 0,806 0,904 1,000 1,092 1,182 1,269 1,278 1,43

37,2 0,836 0,938 1,O37 1,133 1,226 1,317 1,355 1,49

28,5 0,893 1.003 1,108 1,211 1,310 1,408 1,406 1,59

(w= 8 Nm/s y di= 43,1 mm) para conocer el número de tubos y la longitud

de la caldera.

La fórmula que nos relaciona K con w y di es de la forma K = f ( w0,75

/ d0,25) (56), por lo que conociendo un determinado valor de K1 para unas

determinadas condiciones de w y di el valor de K2 = K1 x

((d1/d2)0,25/(w1/w2)0,75). (57)

El análisis de esta relación, indica que a mayor velocidad, mayor

valor de K y a menor diámetro de tubo, mayor K.


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

siguiente:

NV

xwxdt

G

i

3600 4

2

(58)

siendo :

VG = Volumen de gases en Nm3/h


di = Diámetro interior del tubo en m

La relación entre NT para distintas condiciones de w y di es la

siguiente :

NT2 = NT1 x (w1/w2) x (di1/di2) (59) que expresamos en la TABLA XVl de

valores relativos de NT para NT = 1 con w1 = 8 Nm/s y di = 43,1 mm.

TABLAXVl

VALORES RELATIVOS DE NT EN FUNCION DE di Y w

di VELOCIDAD DE LOS GASES en Nm/s

mm 6 7 8 9 10 11 12 13

82,5 0,364 0,312 0,273 0,243 0,218 O,199 0,182 0,17

70,3 0,500 0,430 0,376 0,334 0,300 0,274 0,251 0,23

54,5 0,834 0,715 0,926 0,556 O,500 0,455 0,348 0,31

43,1 1,333 1,430 1,000 0,888 0,800 0,728 0,667 0,62

37,2 1,789 1,534 1,443 1,192 1,074 0,977 0,895 0,83

28,5 3.049 2,613 2,287 2,032 1,830 1,664 1,525 1,41


De la misma forma podemos establecer una TABLA de longitudes

relativas de la caldera Lc para unas determinadas condiciones de

temperatura de entrada y salida de gases, dependiendo solo de di y w,

según la siguiente relación : Lc2 = Lc1 x(w2/w1)0,25(d2/d1)1,25 (60) tomando

Lc1 = 1 para w = 8 Nm/s y di = 43,1 mm.

El análisis de la fórmula anterior indica que la longitud de una

caldera aumenta con la velocidad de los gases y con el diámetro de los

tubos empleados.

TABLA XVI

VALORES RELATIVOS DE Lc EN FUNCION DE di Y w

di VELOCIDAD DE LOS GASES Nm/s

6 7 8 9 10 11 12 13

82,5 2,096 2,178 2,252 2,319 2,381 2,438 2,492 2,55

70.3 1,716 1,783 0,844 1,899 1,949 2,000 2.040 2,08

54,5 1,248 1,297 1,341 1,381 1,418 1,452 1,484 1,52

43,1 0,931 0,967 1,000 1,030 1,058 1,083 1,107 1,13

37,2 0,774 0,805 0,832 0,857 0,880 0,901 0,921 0,94

28,5 0,555 0,577 0,597 0,614 0,631 0,646 0,660 0,68

El análisis de los valores relativos en la valoración económica del

material y mano de obra a emplear según sea la solución adoptada en

relación al diseño tipo (di = 43,1 y w= 8), según el valor NT x Lc x PT + NT x MO

(61) con:


PT = Pta/m del tubo

NT = Número de tubos

MO = Coste unitario de la mano de obra para entubar un tubo

reduce los posibles diseños a las soluciones viables mas económicas

siguientes :

di = 43,1 mm w = 7 a 10 Nm/s

di = 37,2 mm w = 8 a 13 Nm/s

di = 28,5 mm w = 10 a 13 Nm/s

El cálculo de la longitud de la caldera Lc se realiza por aplicación

de la fórmula (62) que depende de la diferencia de temperaturas entre

entrada y salida de gases, de la velocidad de los gases, su naturaleza y el

diámetro del tubo escogido, sin tener ningún tipo de influencia el caudal

de estos gases.

L xwxd xt c t c

Kx tc i

900 0 0 1 1

(62)

siendo:

Lc = Longitud de la caldera en m

co y c1 = Calores específicos del gas a la entrada y salida en

Kcal/Nm3 . ºC

K = Coeficiente de transmisión del calor por convección en

Kcal/ h.ºC. m2

Finalmente, según sea el tipo de combustible empleado,

recomendamos tener en consideración el eventual ensuciamiento del

haz tubular para escoger el tamaño de tubo a emplear. Nuestra

recomendación es :


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

Gasóleo : di = 37,2 y 43,1 mm

Fuel-oil : di = 43,1 mm

Una vez que conocemos la longitud del haz tubular, el tubo

empleado y la velocidad de los gases, estamos en condiciones de entrar

en el estudio de la pérdida de carga del circuito de gases a su paso por la

caldera de recuperación.

La pérdida de carga se compone de :

- Pérdida de carga a la entrada de la caldera

- Pérdida de carga a través del haz tubular

- Pérdida de carga a la salida de la caldera

Conocida la pérdida de carga permitida en el sistema, la posible

pérdida de carga en la caldera será:

dp caldera = dp permitida � ( dp conductos + dp economizador)

En general, el diseño de la caldera es mas económico en razón

inversa a la pérdida de carga, por lo que debe tenderse a la mayor

pérdida de carga posible sin sobrepasar el valor máximo permitido con un

margen de seguridad del 10 %.


Según sea el trazado del circuito de gases, la entrada de los mismos

se realizará en forma axial (FIG.4) o por el frontis de la caldera (FIG5),

siendo la salida de gases normalmente axial.

De acuerdo con la entrada de gases, la pérdida de carga a la

entrada de la caldera será distinta y superior en el caso de entrada axial

(FIG.4).

Como velocidad de llegada de gases tomamos 20 m/s y velocidad

de salida de la caldera de 7 Nm/s. Como que la velocidad de los gases

en los conductos la hemos fijado en 20 m/s con independencia de su

temperatura, cuanto mayor sea ésta, mayor será la pérdida de carga a la

entrada de la caldera.

Damos a continuación la TABLA XVIIl de la pérdida de carga, tanto

a la entrada de la caldera según las FIG. 4 y 5 como a la salida de la

caldera para diversas velocidades de los gases en el haz tubular ( a

mayor velocidad, menor diámetro de caldera).


TABLA XVIIl

PERDIDA DE CARGA mm H2O

Nm/s 8 9 10 11 12 13

FIG.4 9 a 13 12 a 16 14 a 20 17 a 24 20 a 28 24 a 33

FIG.5 0 a 4 2 a 7 3 a 11 5 a 15 8 a 19 11 a 24

SALIDA 6

Para el cálculo de la pérdida de carga a través del haz tubular,

damos la TABLA XlX de pérdida de carga en mm H2O/m de largo, válida

para tubos de 43,1 mm , velocidades de gases entre 6 y 13 Nm/s con

temperaturas de gases de entrada entre 300 y 525 ºC y salida de 200 ºC,

supuesta una temperatura de saturación del vapor de 183 ºC ( 10

Kg/cm2).

La pérdida de carga del haz tubular de longitud Lc se hallará por

aplicación de la fórmula (64) con aplicación de un coeficiente según di

del tubo empleado con el valor de f de acuerdo con la relación f =

(d1/d2)1,25 (63)


TABLA XlX

PERDIDA DE CARGA EN HAZ TUBULAR mm H2O/m

ºC VELOCIDAD DE LOS GASES Nm/s

6 7 8 9 10 11 12 13

300 3,4 3,9 5,4 6,4 7,8 9,2 10,8 12,4

325 3,5 4,0 5,5 6,6 8,0 9,4 11,1 12,7

350 3,6 4,1 5,7 6,7 8,2 9,6 11,3 13,0

375 3,7 4,2 5,8 6,9 8,4 9,9 11,6 13,3

400 3,7 4,3 5,9 7,0 8,6 10,1 11,8 13,6

425 3,8 4,4 6,0 7,2 8,7 10,3 12,1 13,9

450 3,9 4,5 6,2 7,3 8,9 10,5 12,3 14,2

465 4,0 4,6 6,3 7,5 9,1 10,7 12,6 14,5

500 4,1 4,7 6,4 7,6 9,3 11,0 12,9 14,8

525 4,2 4,8 6,6 7,8 9,5 11,2 13,1 15,1

La fórmula a aplicar para obtener la pérdida de carga en un haz tubular

es:

dpT = dp0 x Lc x f (64)

siendo:

dpT = Pérdida de carga del haz tubular en mm H2O

dp0 = Pérdida de carga según tabla XVIII


Lc = Longitud del haz en m

f = Coeficiente según fórmula (63) y que se indica en la

siguiente TABLA

di f

82,5 0,44

70,3 0,54

54,5 0,74

43,1 1,00

37,2 1,20

28,5 1,76

Veamos una aplicación práctica de cuanto antecede al eventual

diseño de una caldera pirotubular para la recuperación del calor de los

gases de escape de una turbina a gas natural con temperatura de gases

a 425 ºC para la producción de vapor saturado a 10 bar.

Supuesta una temperatura de salida de gases de la caldera de 200

ºC, la longitud de la caldera será según el diámetro de tubo empleado y

con velocidad variable de 7 a 13 Nm/s, las indicadas en la TABLA XX.


TABLA XX

LONGITUD CALDERA m

di VELOCIDAD GASES Nm/s

mm 7 8 9 10 11 12 13

43,1 6,45 6,67 6,87 7,05 7,22 7,38 7,53

37,2 5,37 5,55 5,71 5,87 6,01 6,14 6,26

28,5 3,85 3,98 4,10 4,21 4,31 4,40 4,49

Si la resistencia máxima en el circuito de gases no puede superar los

150 mm H2O, la pérdida de carga admisible en la caldera será de 150 mm

menos la pérdida de carga en el circuito de llegada de los gases y la

eventual pérdida de carga en el economizador que pude estimarse de

unos 30 mm H2O.

Se supone que el conducto de llegada está formado por un

conducto de 10 m con una curva y lleva intercalada una válvula de by-

pass.

Según sea el volumen de gases, la pérdida de carga hasta la

entrada de la caldera será :

Conducto : 3,25 a 0,56 mm

Curva 90º: 3,8 mm

Válvula : 4 mm

TOTAL : 11,05 a 8.36 mm H2O

Suponemos que el diseño de la caldera es según FIG.5, con una

pérdida de carga de los gases a la entrada y salida para las velocidades


indicadas de acuerdo con los valores siguientes con una pérdida fija de

salida de 6 mm.

W Nm/s 7 8 9 10 11 12 13

dp mm 7 8 9,5 12,5 16 19,5 23

Tomando el valor máximo de 11 mm en el conducto, 30 mm para el

economizador y el 10% de la pérdida de carga total (15 mm) como

seguridad, la pérdida de carga admisible máxima en el haz tubular será:

w Nm/s 7 8 9 10 11 12 13

dp mm 87 86 84,5 81,5 78 74,5 70,5

Calculamos la pérdida de carga en el haz tubular por aplicación

del sistema citado anteriormente, obteniéndose la TABLA siguiente:

TABLA XXl

PERDIDA DE CARGA HAZ TUBULAR mm H2O

di VELOCIDAD GASES Nm/s

mm 7 8 9 10 11 12 13

43,1 28,4 40 49,5 61,3 74.4 89,3 105

37,2 28,3 40 49,4 61,2 74,2 89,1 105

28,5 28,3 39,9 49,2 61,1 74 88,9 105

La solución a adoptar es la correspondiente a una velocidad de 11

Nm/s, valorando para los distintos diámetros de tubo, la solución mas


económica (Materiales + Mano de obra) que podría ser el diseñar la

caldera con tubo de 37,2 mm de diámetro interior.

4.9.3.-ECONOMIZADOR

Para mejorar el rendimiento de la instalación de recuperación de

calor, aprovechando al máximo el calor sensible de los gases, antes de su

evacuación a la atmósfera, se instalan economizadores a la salida de

gases de la caldera, calentando el agua de alimentación, antes de su

entrada a la caldera.

En el diseño del economizador intervienen varios factores que

influyen poderosamente en su diseño.

* La temperatura t2 deberá ser superior al punto de rocío de los

gases para evitar su condensación. Para el fuel-oil puede tomarse 170 ºC


si tA >=125 ºCº. Para gas natural el valor de t2 puede ser mucho mas bajo

pero siempre superior a los 120 ºC con tA >= 75 ºC.

* El valor de tE deberá ser siempre inferior a la temperatura de

saturación del vapor en la caldera con el fin de evitar en lo posible la

formación de vapor en el economizador. Este valor según la fórmula

(12) dependerá de la temperatura de los gases a la entrada y salida de la

caldera, así como, de la temperatura de salida de los gases del

economizador. La influencia de la entalpía del vapor es mínima dada la

pequeña variación que existe en este valor.

tt c t c i tt c t c x tE

v aa

( )( )( ) ,

1 1 2 2

0 0 2 2 0 97 (67)

siendo:

iv = entalpía del vapor en Kcal/h

0,97 = 1 � pérdidas por radiación del sistema

t0 , c0 = condiciones de entrada de los gases a la caldera.

En general cuanto mas alta sea la diferencia (t1 � tE) y/o (t2 � tA)

mayor será el valor de t (66) y menor el coste del economizador.

SV c t c t

Kx tECO 0 1 1 2 2( ) (68)

siendo:

SECO = Sup. Calefacción del economizador en m2

t = fórmula (66)

K = Coeficiente Transmisión de calor.


Asimismo, el valor de t de la caldera será mayor y el coste de la

caldera menor. Así pues, hay que ajustar el valor de tE al máximo posible.

Visto cuanto antecede, ante el diseño de una instalación de

recuperación de calor, debe empezarse el cálculo por fijar las

temperaturas de salida de gases a la atmósfera y de entrada de agua a

la caldera. La adecuación de una temperatura apropiada de agua a la

entrada del economizador puede resolverse ya sea mediante un

intercambiador de placas (FIG.7) en que el agua de alimentación a

temperatura t0A se calienta hasta la temperatura tA con el agua caliente

a la salida del economizador a temperatura tE.

Debe mencionarse de inmediato que la temperatura de salida de

gases a la atmósfera no puede fijarse libremente (t2) de otros parámetros

de diseño, como puede ser la temperatura de gases (t0) de entrada al

sistema, la presión de vapor y la temperatura de alimentación. La

temperatura de salida de gases de la caldera (t1) siempre será superior a

la temperatura de saturación, por lo que al aumentar la presión de vapor,

mayor cantidad de calor habrá que recuperar en el economizador,

cantidad que vendrá limitada porque la temperatura (tE) de agua a la


salida del mismo no puede superar la temperatura de saturación para

evitar la vaporización del agua en el economizador.

Así mismo, la temperatura (t0) de entrada de gases al sistema influye

en la cantidad de vapor generado, por lo que a mayor temperatura de

gases, se puede aprovechar mas calor en el economizador a una mayor

presión.

Normalmente, como superficie de calefacción en los

economizadores se utiliza tubo aleteado para poder disponer de mayor

superficie de contacto con los gases en menor espacio. Para gas natural

y gasóleo pueden utilizarse tubos de acero con aletas de aluminio o

acero, pero para la combustión de fuel, dado su contenido de azufre, las

aletas deberán ser de acero.

5.- DISEÑO MECANICO

Disponiendo de los parámetros de las distintas superficies de

calefacción que se han obtenido por medio de los cálculos realizados

en el diseño térmico anterior, debemos pasar al dimensionado de la

caldera propiamente dicha, teniendo siempre en cuenta las normas y

limitaciones del Código de diseño que se haya escogido y que en este

estudio será el de la NORMA UNE 9.300.

Como en todo este estudio, basamos esta exposición en una

caldera pirotubular de tres pasos y hogar central. El estudio dimensional

debe empezarse por la cámara de hogar, comprobando la bondad del

diámetro de la misma, sin necesidad de retocar este cálculo, salvo que

el diámetro real de esta cámara sea muy distinto del estimado.


En la FIG. 8 se esquematiza una vista de la placa tubular de la

cámara de hogar con el significado siguiente de las cotas:

DH = Diámetro exterior del tubo hogar

DCH = Diámetro interior de la cámara de hogar (Dimensión

buscada)

A = Espacio entre unión del tubo hogar y soldadura entre

placa/envolvente de la cámara de hogar.

B = Espacio libre entre tubo hogar y haz tubular

C = Espacio libre entre final del haz tubular y soldadura entre

placa/envolvente de la cámara de hogar.

Los valores de A y C deben establecerse solo desde un punto de

vista constructivo y su valor mínimo recomendable es:

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

El valor de la cota B viene definida en UNE 9.300.3 como espacio

mínimo necesario entre hogar y haz tubular y cuyo valor es de un 5% del

diámetro de la envolvente de la caldera con un mínimo de 50 mm y un

máximo de 100 mm, considerada esta cota entre el exterior del tubo


hogar y el exterior del tubo. Como el diámetro de la envolvente en esta

fase es desconocido, debemos estimar el valor de B entre los valores

indicados en función del diámetro que pueda estimarse de la

envolvente y ajustándolo posteriormente.

Para la distribución de los tubos en la zona tubular alrededor del

tubo hogar, podemos utilizar una distribución al tresbolillo o circular

como se indican en las figuras 9 y 10.

El paso mínimo entre tubos t, para tubos mandrilados y soldados

(sistema mas recomendable) se indica en la citada NORMA y es: t =

0,125 d + 12,5 mm, (69) siendo d el diámetro del agujero en mm en

donde debemos alojar el tubo.

Según sea el número de tubos, su diámetro y su distribución

alrededor del tubo hogar, deberemos utilizar una u otra distribución

para encontrar la solución que de por resultado el menor diámetro de

esta cámara de hogar.


Resuelto este paso debemos situar el 2º haz tubular y la

envolvente de la caldera

En la FIG.11 se indica el diseño de la sección de la caldera que

hemos tomado como base de esta exposición, con el hogar en posición

central y el segundo haz tubular, dividido en dos partes y colocadas en

los laterales de la cámara de hogar.

Si el diseño de la caldera es de hogar lateral, el paquete del 2º

haz estará agrupado en un lado de la caldera y el hogar con su

cámara en el otro. Estas distribuciones son solo ilustrativas de otras

muchas posibles, con la única limitación de la imaginación del

diseñador y las facilidades de mantenimiento, inspección y reparación

que toda caldera debe poseer.

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


D = Espacio libre entre cámara de hogar y envolvente y que se

recomienda que sea de 100 mm

E = Espacio libre entre cámara de hogar y haz tubular que se

recomienda de 50 mm

G = Espacio libre entre haz tubular y diámetro interior de la envolvente

(DE) que se recomienda que sea de 40 + d/2 mm

l = Altura de agua a nivel medio sobre la zona mas alta de la superficie

de calefacción. Este valor es igual a la altura de nivel de agua de

seguridad (según Reglamento vigente es de 70 mm, pero en el futuro

Código Europeo de diseño de Calderas se exigirá que sea de 100 mm)

mas la altura de agua de trabajo entre el nivel mínimo y el nivel medio

que puede estar entre los 60 y 80 mm.

F = Altura libre de la cámara de vapor (para calderas de agua

sobrecalentada del tipo inundado f = 0) y cuyo valor debe

incrementarse con el tamaño de la caldera de forma que se cumpla en

lo posible:

Carga volumétrica de vapor = M x ve/vv <= 600 m3/h/m3 (70)

Superficie de evaporación >= M x ve/180 m2 (71)

siendo:

M = Producción de vapor en Kg/h

ve = Volumen específico del vapor en m3/Kg

vv = Volumen de la cámara de vapor en m3

Finalmente queda por determinar la longitud de la caldera que

hemos utilizado en el cálculo de la superficie de calefacción del 2º haz

tubular:

Lc = LH + LCH + e1 + e2 + Y (72)


siendo:

Lc = Longitud de la caldera en m

LH = Longitud del tubo hogar en m

LCH = Longitud interior de la cámara de hogar en m

e1 = Espesor de la placa tubular de la cámara de hogar en m

e2 = Espesor de la placa trasera de la cámara de hogar en m

Y = distancia entre la placa trasera de la cámara de hogar y la

placa trasera de la envolvente en m

Este espesor de agua debe cumplir la relación que se indica en

UNE 9.300.3:

Y >= (Dv x L1/2)1/2 mm (73)

siendo:

Dv = Diámetro del virotillo que atiranta las dos placas en mm

L1 = Distancia entre el borde de la abertura de acceso a

esta cámara y el eje del virotillo mas alejado en mm

En principio este valor de Y está comprendido entre 100 y 200 mm,

creciendo con el tamaño de la caldera.

5.1.-CASO DE CALDERAS DE PEQUEÑA PRODUCCION

Para calderas, cuya envolvente tenga un diámetro igual o inferior

a 1200 mm, los espacios libres citados pueden reducirse del 5% al 3% de

este diámetro con un mínimo de 25 mm.


5.2.-DISEÑO COMPLEMENTARIO

Cuanto se ha indicado, hasta ahora, nos ha permitido dimensionar la

caldera, comprobando que se ajusta a los valores estimados en el

cálculo térmico, pero el diseño mecánico debe completar muchos

otros detalles fundamentales hasta dar por terminado el diseño de la

caldera, teniendo siempre presente tanto lo indicado en el Código de

diseño escogido, como lo preceptuado en el vigente Reglamento de

Aparatos a Presión e ITC �AP1.

Veamos una relación de todos estos puntos a tener en

consideración:

1. Situación y tamaño de las bocas de acceso y/o inspección.

2. Dimensionado de las tubuladuras para los accesorios y equipo

auxiliar

2.1.1. Válvula de salida de vapor

2.1.2. Válvulas de seguridad

2.1.3. Válvula de vaciado

2.1.4. Válvula de ventilación

2.1.5. Válvula de purga de sales

2.1.6. Indicadores de nivel

2.1.7. Controles y limitadores de nivel

2.1.8. Válvula de alimentación de agua

2.1.9. Toma de presión para manómetro, control y limitador de

presión.

3. Cálculo de los espesores de las partes a presión, de acuerdo con el

Código de diseño, calidad de las chapas de acero a utilizar y nivel

de ensayos no destructivos a realizar en las costuras de soldadura.

4. Sistema de atirantado de las placas planas de la caldera

5. Separadores de vapor y rompeolas internos de la caldera.

6. Bancada y patas soporte. Previsión de dilatación de la caldera.


7. Espesor de aislamiento

8. Equipo de combustión

9. Bombas de agua de alimentación

10. Cuadro eléctrico

6.- EQUIPOS Y ACCESORIOS

6.1.- SALIDA DE VAPOR

Toda caldera debe estar provista de una válvula de salida de

vapor de un tamaño que la velocidad del vapor a su paso por ella no

supere los 40 m/s en el caso de vapor saturado y los 50 m/s si el vapor es

sobrecalentado.

Si existe más de una caldera conectadas a una LINEA común de

distribución de vapor a consumos, cada una de ellas deberá disponer

de una válvula de retención, colocada después de la válvula de cierre.

6.2.- VALVULAS DE CIERRE IDA/RETORNO DE AGUA SOBRECALENTADA

El Reglamento Español de Calderas no exige en el caso de una

sola caldera de agua sobrecalentada la instalación de válvulas de

cierre de las tomas de ida/retorno aunque ello sea la práctica habitual

en las instalaciones. Estas válvulas si son exigidas si dos o mas calderas

trabajan en paralelo. Como tamaño de estas válvulas, el Reglamento

fija el valor de 5 m/s, como velocidad máxima del agua a su paso por la

válvula, aunque en la práctica habitual este valor es inferior, habida

cuenta de que la pérdida de carga de la instalación de distribución de

agua sobrecalentada es directamente proporcional al cuadrado de la

velocidad, distribuir agua a 2,5 m/s representa que la pérdida de carga


será 0,25% de la pérdida de carga que tendría la instalación con una

velocidad de 5 m/s.

6.3.- VALVULAS DE SEGURIDAD Y ALIVIO

Las calderas, en función de su Categoría (ver apdo 9.2) deberán

disponer de una o dos válvulas de seguridad de tipo resorte, estando

prohibidas las de peso directo y las de contrapeso. El caudal total

evacuado por las válvulas instaladas en la caldera deberá permitir la

evacuación del vapor producido en condiciones de máxima

vaporización sin que el aumento de la presión en la caldera supere en

mas del 10% de la presión de disparo de las mismas.

Atención especial debe darse a la anterior definición del caudal

a evacuar porque en las condiciones de ensayo la vaporización

máxima se produce cuando la alimentación de agua es nula y todo el

calor aportado por el quemador se invierte en vaporizar el agua de la

caldera, por lo que el caudal a considerar en la elección de las válvulas

de seguridad siempre será mayor a la potencia nominal de la caldera.

Veamos un ejemplo. Sea una caldera que sus condiciones nominales de

diseño es 6 Kg/cm2 de presión de servicio 100ºC de temperatura de

agua de alimentación.

Con independencia del rendimiento que en este cálculo no nos

afecta, el calor aportado es proporcional a 659,5 � 100 = 559,5 Kcal.

Cuando se realiza el ensayo de evacuación de las válvulas de

seguridad, el calor necesario para vaporizar el agua de la caldera es de

659,5 � 166 = 493,5 Kcal, por lo que el caudal a evacuar será 559,5/493,5

= 1,1337 veces el caudal nominal de vapor de la caldera.


Si existe un sobrecalentador que pueda quedar en presión con

independencia de la caldera, deberá disponer de una válvula de

seguridad cuya capacidad de descarga será de 30 Kg/m2 de superficie

de calefacción. Si el sobrecalentador forma parte de la caldera sin

interposición de válvula de interrupción, dispondrá, al menos de una

válvula de seguridad cuya capacidad de descarga será como máximo

el 25% de la descarga total, cubriendo la capacidad restante las

válvulas instaladas en la caldera.

Las válvulas de seguridad deberán cumplir lo especificado en la

Norma UNE 9100 que para el caso de calderas de vapor serán de

elevación total, apertura instantánea, diseñadas de tal forma que la

salida del fluido ayude a su elevación. La capacidad de descarga será

certificada por el fabricante de la misma.

En las calderas de agua sobrecalentada se colocarán una o dos

válvulas de seguridad tipo alivio, según categoría. Este tipo de válvulas

se diferencian de las válvulas empleadas para vapor en que el diseño

de su asiento no coadyuva al levantamiento de la misma de forma que

su apertura es proporcional a la sobrepresión existente, aliviando con

ello la sobrepresión que pudiera existir y evacuando solo la cantidad de

agua necesaria para no sobrepasar la presión de tarado.

Esta condición de diseño se recoge en la Norma UNE 9100 para

las válvulas de alivio, que indica que cuando se produce una elevación

de la presión próxima a la de tarado la fuerza ejercida por el resorte

equilibra a la resultante de la presión sobre el área inferior del disco de

cierre. Al estar este disco equilibrado, cualquier pequeño aumento de la

presión lo separará del asiento de la tobera descubriendo una sección

proporcional al caudal a evacuar. Al igual que en el caso de las

válvulas de seguridad el caudal evacuado por la válvula de alivio será

certificado por el fabricante de la misma.


El conjunto de las válvulas deberá dar salida a un caudal de

vapor (cuando estén situadas en la cámara de vapor) equivalente a la

potencia térmica de la caldera, sin que la presión supere en un 10% la

presión de disparo de las mismas. Si las válvulas están situadas en la

cámara de agua, la o las válvulas de alivio deberán evacuar un caudal

de agua equivalente a la producción en vapor del equivalente de la

potencia térmica de la caldera.

Supongamos una caldera de agua sobrecalentada de 2.000.000

Kcal./h que por categoría debe disponer de dos válvulas de alivio. El

caudal de agua a evacuar por cada válvula será:

2.000.000/ 2x665 = 1504 Kg/h de agua.

6.4.- BOMBAS DE AGUA

Toda caldera de funcionamiento automático con quemador de

combustible líquido y/o gaseoso estará equipada con una bomba de

alimentación de agua capaz de alimentar como mínimo un caudal de

1,1 veces la producción nominal de vapor mas la pérdida de agua por

las purgas. En la práctica se toma un caudal de 1,25 a 1,3 veces la

producción nominal de la caldera. Así mismo, esta agua será inyectada

a una presión superior en un 3% a la presión máxima de servicio de la

caldera incrementada con la pérdida de carga de la tubería de

alimentación más la altura geométrica relativa.

A la salida de la bomba se colocará un manómetro y una válvula

de retención y cerca de la caldera, en la entrada de la alimentación

de agua, se colocará una válvula de cierre y una válvula de retención.

Es de buena práctica diseñar el tamaño de la tubería de alimentación

de agua entre bombas y caldera para que la velocidad del agua sea


de 2 m/s aprox. Y tomar como tamaño de la tubería de aspiración de

las bombas un tamaño superior en pulgadas del tamaño escogido en la

impulsión.

6.5.- PURGA DE LODOS Y VACIADO

Todas las calderas dispondrán, como mínimo de una válvula de

drenaje o purga de lodos que podrá ser utilizada como vaciado de la

misma. Posteriormente después de la válvula de cierre podrá instalarse

una válvula de apertura rápida pudiendo ser esta válvula de

accionamiento manual o automático comandada por un temporizador

que controla el tiempo de apertura de la válvula y el periodo entre

aperturas de la válvula. Estas válvulas no podrán ser inferiores a DN20 ni

superiores a DN50.

6.6.- PURGA DE SALES

El Reglamento de Calderas indica que el agua en el interior de las

calderas debe cumplir con las condiciones especificadas en la Norma

UNE 9075 que indica las características del agua en el interior de la

caldera y que no deben sobrepasar de un valor determinado en

función del tipo y características de diseño de la misma y que en el caso

de las calderas pirotubulares y para la salinidad es de 5000 ppm. El

mantenimiento de estos valores internos obliga a una purga continua

de desconcentración que normalmente se realiza por debajo del nivel

medio de la caldera (50 mm) y en una cantidad que depende del

contenido en sales del agua de alimentación. Esta válvula podrá ser de

accionamiento manual o automático y deberá disponer siempre de

una válvula de cierre entre la válvula de purga y la caldera.


Para calcular la cantidad de agua de purga continua que debe

eliminarse de la caldera se emplea la fórmula siguiente:

P RC

1001 % (74)

siendo:

P = % de purgas a realizar en relación a la producción de la

caldera

R = % de condensados recuperados

C = factor de concentración del agua de la caldera en

relación a la característica del agua de alimentación que

menor factor de concentración permita.

Veamos un ejemplo:

Sea una caldera alimentada con una agua de aporte de las

siguientes condiciones:

Salinidad 150 ppm

Sílice 8 ppm

Alcalinidad 100 ppm

% condensados recuperados 50%

Los valores límites de la Norma UNE 9075 son:

Salinidad 5000 ppm Concentración: 5000/150 = 33,33

Sílice 200 ppm Concentración: 200/8 = 25

Alcalinidad 1000 ppm Concentración: 1000/100 =10


La concentración que más rápido se alcanza es la de la

alcalinidad, por lo que aplicaremos este valor en la fórmula antes

indicada:

% P = (100 � 50)/(10 -1) = 5,55%

es decir, que deberemos realizar una purga del 5,55% de la producción

nominal de la caldera.

6.7.- INDICADORES DE NIVEL

Todas las calderas de vapor, según Categoría, dispondrán de un

o dos indicadores de nivel del tipo caja retractora con sus

correspondientes grifos de conexión a la caldera lado vapor y agua, así

como, de purga.

En el indicador de nivel se marcarán el nivel medio de la caldera

y el nivel reglamentario de seguridad que estará como mínimo situado a

70 mm por encima de la superficie de calefacción mas elevada de la

caldera. El nivel medio estará situado, como mínimo 50 mm por encima

del nivel reglamentario de seguridad. En el futuro C. Europeo el nivel de

seguridad estará situado a 100 mm por encima de la superficie de

calefacción mas elevada de la caldera.

Los tubos de conexión entre los grifos de nivel y la caldera serán

como mínimo de 20 mm de diámetro y lo mas rectos y cortos posible. Es

recomendable disponer en el interior de la caldera de rompeolas en la

zona de conexión de las tubuladuras de nivel con el fin de amortiguar

en lo posible las oscilaciones de nivel debidas al movimiento del plano

de agua ya sea por el propio movimiento del agua producido por las

corrientes de convección internas como por las oscilaciones de este


plano debido a las variaciones de la demanda de vapor de los puntos

consumidores del mismo.

6.8.- CONTROL DE NIVEL, PRESION Y TEMPERATURA

El control de nivel de una caldera automática se realizará

mediante un sistema que controle el nivel medio de agua de la caldera

por medio de flotador, electrodo u otro dispositivo que actúe sobre la

bomba de alimentación poniéndola en servicio o parándola cuando el

agua en el interior de la caldera alcance unos niveles predeterminados

( h mm sobre el nivel medio) si la caldera tiene un sistema TODO/NADA

de alimentación de agua.

Si la caldera posee un sistema de alimentación continua el dispositivo

de regulación actuará sobre una válvula motorizada que regulará el

caudal alimentado de forma que el nivel se mantenga dentro de la

consigna establecida, manteniéndose en este caso la bomba de

alimentación siempre en servicio.


Estos controles pueden estar instalados en el exterior de la caldera

o en su interior. Si el control se coloca en el exterior de la caldera, estará

alojado en el interior de una cámara comunicada con la caldera


mediante tubos que la conecten con la cámara de vapor y la cámara

de agua, estando provista además de una tubuladura de purga. Si las

tubuladuras de conexión de la cámara con la caldera disponen de

llaves de cierre deberán disponer de contactos de fin de carrera de

forma que se impida el aporte calorífico si no están en posición de

abiertas.

Como estas cámaras, en el caso de utilizar un flotador como elemento

detector del nivel, deben ser purgadas periódicamente con el fin de

eliminar cualquier depósito de lodos que pudiera bloquear el normal

funcionamiento del flotador, el Reglamento prevé la posibilidad del

puenteo de estos contactos, bajo la responsabilidad directa del

encargado de la conducción de la caldera, durante el periodo de

purga.

Si se utiliza un sistema detector de nivel colocado en el interior de

la caldera, debe disponer igualmente de un tubo rompeolas abierto por

su parte inferior y con una abertura en el mismo en la zona de la

cámara de vapor, con el fin de que los movimientos del plano de agua

no desvirtúen el nivel medido por el detector.

En lo posible se empleará un sistema de electrodos como

detector del nivel, por ser un sistema más fiable que el flotador.


En las calderas automáticas, el control de la presión se realizará

mediante los dispositivos adecuados para que el aporte calorífico

introducido en la caldera permita que la presión de vapor esté dentro

de los valores de consigna correspondientes a la presión de servicio. Los

quemadores empleados en las calderas podrán ser del tipo


TODO/NADA hasta potencias de 860.000 Kcal/h, del tipo DOS LLAMAS o

TODO/POCO/NADA o DESLIZANTE hasta potencias de 3.106 Kcal/h y

obligatoriamente del tipo MODULANTE para potencias superiores.

Los dispositivos empleados como elementos de control de presión

son presostatos en que las calderas con quemadores TODO/NADA

tendrán uno y dos las calderas con quemadores de DOS LLAMAS. Si la

caldera incorpora un quemador modulante, se emplea como

dispositivo de control de la presión una sonda de presión que actúa

sobre el quemador modulando el aporte calorífico y parándolo si se

alcanza la presión de servicio.

En el caso de calderas de agua sobrecalentada, el control de la

temperatura de ida se obtiene mediante termostatos o sondas de

presión de forma similar a lo que se ha indicado en el caso de las

calderas de vapor.

6.9.- LIMITADORES DE NIVEL, PRESION Y TEMPERATURA

En las calderas de nivel definido se instalarán dos dispositivos

limitadores de nivel, uno debe actuar bloqueando la caldera cuando el

nivel alcance el nivel reglamentario de seguridad y el otro debe actuar

antes del indicado anteriormente, parando el aporte calorífico. Ambos

sistemas serán independientes uno del otro, pudiéndose emplear el

dispositivo de primera seguridad de nivel bajo como sistema de mando

del sistema de alimentación de agua. Entre los limitadores de nivel y la

caldera solo se permitirán la incorporación de válvulas de cierre cuando

éstas incorporen dispositivos que impidan el aporte calorífico a la

caldera si no están en posición de abiertas.


Estos limitadores de nivel pueden ser de tipo flotador o electrodo y

colocados fuera o dentro del cuerpo caldera, siendo válido cuanto se

ha indicado anteriormente para los controles de nivel.

En las calderas de vapor y antes de que actúen las válvulas de

seguridad deberá existir un limitador de presión (presostato) que

bloquee la aportación calorífica si el sistema de control de presión no

ha parado esta aportación calorífica.

En las calderas de agua sobrecalentada la seguridad de

temperatura se obtiene por medio de un termostato que actúa si el

dispositivo de control de temperatura no ha actuado al sobrepasarse la

temperatura de servicio de la caldera.

6.10.- OTROS ACCESORIOS

Además de los accesorios antes descritos, las calderas dispondrán

de un manómetro de 100 mm de diámetro, como mínimo, con la

presión máxima admisible en la instalación marcada con trazo rojo,

montado sobre grifo de tres vías con una placa brida de 40 mm para

colocar un manómetro patrón. Este manómetro tendrá una escala tal

que la presión de servicio estará situada entre un 30% y un 70 % del

valor máximo de la escala y este valor alcanzará como mínimo el valor

de 1,5 del valor de la presión máxima admisible en la caldera.

Adicionalmente, si la caldera es de agua sobrecalentada, la

caldera llevará un termómetro con la indicación de la temperatura

máxima admisible en la instalación, marcada en rojo, tanto en la tubería

de ida como en la de retorno. Para la amplitud de la escala del

termómetro tomaremos en consideración cuanto se ha dicho para el

manómetro.


En las calderas de vapor se deberá colocar una válvula de

aireación en la parte superior de su cámara de vapor. El tamaño de

esta válvula será DN15, como mínimo, y proporcional al tamaño de la

caldera, llegando a valores de DN40 para calderas de 30 T/h.

6.11.- ALIMENTACION CONTINUA DE AGUA

Anteriormente, se ha indicado que la alimentación de agua

puede ser continua, (caso de disponer la caldera de economizador o

de ser requerido en las especificaciones de suministro).


El objeto de una alimentación continua de agua es mantener el

nivel de agua en el interior de la caldera, adaptando el caudal de

agua alimentado a las variaciones de demandas de vapor.


Para lograr este objetivo, normalmente se emplea un transmisor

de nivel que puede ser por medio de una sonda de nivel de tipo

electrodo capacitativo o de tipo de un transmisor de presión diferencial

que envía una señal proporcional al nivel real de agua en la caldera a

un regulador que comparando esta señal con el valor de consigna

(nivel medio) da una señal proporcional a una válvula modulante para


que permita un mayor o menor caudal de agua de alimentación con el

fin de mantener el nivel de agua en el interior de la caldera dentro de

los valores de consigna. Este tipo de regulación de nivel se denomina a

un elemento (nivel de agua).

En ciertos casos (calderas con una relativa pequeña cámara de

agua o con grandes oscilaciones en la demanda de vapor), este tipo

de regulación produce fuertes oscilaciones del nivel de agua, pues

cuando existe una variación rápida de la demanda de vapor en más, el

nivel tiende a subir por el efecto de esponjamiento que se produce y al

revés si la reducción de la demanda es brusca el nivel tiende a bajar

por el efecto contrario al anterior. Como el detector de nivel manda su

señal según sea el nivel en la caldera, en los cambios bruscos de la

demanda de vapor la válvula automática de agua tiende a cerrar si la

demanda aumenta y tiende a abrir si la demanda se reduce por lo que

si las oscilaciones de la demanda son bruscas se producen grandes

oscilaciones de nivel que en ciertos casos pueden hacer que actúe la

primera seguridad de nivel.

Para obviar cuanto antecede, la regulación de nivel se obtiene

por una regulación a tres elementos en donde se controla el caudal de

vapor y el caudal de agua de forma que el regulador tiene siempre la

tendencia a igualar ambos caudales con fin de mantener la consigna

de nivel que se compara en todo momento con el nivel real de la

caldera.

Además del equipo de regulación descrito, un sistema de

regulación continua de agua dispone normalmente de tres válvulas de

cierre y by-pass de la válvula motorizada y un sistema de caudal

mínimo, antes de la válvula motorizada para garantizar a la bomba de

alimentación un caudal mínimo de circulación por la misma en el caso


de estar la válvula motorizada cerrada por no existir demanda de

vapor.

6.12.- CONTROL POR PLC

En las calderas debemos disponer de una serie de reguladores

para poder controlar la presión de vapor, la purga de sales, la purga de

lodos y la alimentación de agua. Todos estos reguladores se pueden

sustituir por un solo sistema de regulación utilizando un PLC que

convenientemente programado realiza todas las funciones antes

citadas, además de poder enviar mediante un port serie de

comunicaciones los parámetros de las magnitudes medidas a un

ordenador central para su posterior edición y/o integración al sistema

de control centralizado de la fábrica.

6.13 QUEMADORES

Para lograr la combustión completa y eficiente de un combustible

debe procurarse una perfecta mezcla entre el combustible y el aire de

combustión, como vehículo de aporte del O2 necesario. En el caso de

combustibles gaseosos esta mezcla se realiza de una manera bastante

sencilla inyectando el combustible mediante una distribución lo mas

regular posible en la corriente de aire de combustión.

En el caso de los combustibles líquidos, el problema es mas

complejo dada la dificultad en obtener una pulverización adecuada

del combustible. Cuanto mas finas sean las gotas obtenidas del

combustible y más íntima la mezcla combustible/aire, mejor combustión

obtendremos. Para realizar esta pulverización se han desarrollado varios

sistemas de los que destacamos especialmente los quemadores de

pulverización mecánica y los de pulverización rotativa.


Se denomina rango de un quemador la relación existente entre el

caudal de combustible a quemar en condiciones nominales de

producción de una caldera y el mínimo caudal de combustible que las

características del quemador escogido pueda quemar. Normalmente

este rango varía según tipo de quemador entre valores de 1:2 y 1:10.

Dada las características de producción de una caldera, normalmente

variable para adaptarse a las necesidades de demanda de calor de los

puntos consumidores, debe escogerse en principio quemadores del

mayor rango posible, con el fin de reducir al máximo las paradas del

quemador con la caldera en servicio.

6.13.1.- PULVERIZACION MECANICA

Los quemadores de este sistema logran la pulverización

adecuada haciendo pasar el combustible a quemar, a presión elevada

(20 Kg/cm2 para el fuel-oil y 10-12 Kg/cm2 para el gasóleo), a través de

un pulverizador colocado en el centro de la corriente de aire de

combustión. Como quemadores de este tipo existentes en el mercado

podemos indicar: MONARCH, DUNPHY, ELCO, OERTLI, DEBAJO DE-WAY,

UNIGAS, JOANNES, BALTUR, LAMBORGHINI, etc.

En general, estos quemadores son del tipo monobloc, con el

ventilador de aporte del aire de combustión integrado en el propio

quemador. Para quemadores de gran potencia, por encima de

7.500.000 Kcal/h, los quemadores son del tipo duobloc con ventilador

separado del cuerpo quemador.

Al ser los ventiladores del tipo centrífugo en donde el volumen de aire

aportado es inversamente proporcional a la presión a la que lo pueden

impulsar, en la selección del quemador apropiado para una

determinada caldera deberá tenerse en cuenta tanto la cantidad de

combustible a quemar como la contrapresión de la caldera que debe


vencer, de forma que escogeremos siempre un quemador en que el

punto de trabajo quede por debajo de la curva característica del

mismo. En el caso de quemadores duobloc, debe escogerse el

quemador por la cantidad de combustible a quemar y el ventilador en

función de la cantidad de aire necesario y la presión a vencer que será

la suma de la resistencia que ofrece el quemador y la contrapresión de

la caldera.

Este tipo de quemadores necesita, en el caso del fuel-oil, que la

viscosidad se reduzca a valores de 2ºE, por lo que deberemos calentar

el combustible hasta una temperatura de unos 120ºC. Para el gasóleo

no es necesario su calentamiento y se quema siempre a temperatura

ambiente.


6.13.2.- PULVERIZACIÓN ROTATIVA

En este tipo de quemadores, el combustible se alimenta a una

presión no superior a los 3 Kg/cm2 a una copa rotativa de alta

velocidad, de 1500 a 4000 rpm según quemador, que debido a su

rotación centrífuga se produce una fina película, mas fina cuanto mas

velocidad tiene la copa. Por el exterior de la copa se inyecta una

cantidad reducida de aire primario que rompiendo la fina lámina de

combustible creado por la copa logra la pulverización debido a la

tensión superficial del líquido. Este haz de gotas pulverizadas se

encuentra rodeado por el aire secundario de combustión. Como

quemadores existentes en el mercado de este tipo indicamos: SAACKE,

RAY, HAMWORTHY, etc.

Según sea el fabricante, existen quemadores monobloc hasta

potencias de 5.000.000 Kcal/h y duobloc para potencias superiores que

pueden alcanzar hasta lo 40.000.000 Kcal/h.

Dado el sistema de pulverización empleado por este tipo de

quemadores, el fuel-oil solo debe alcanzar una viscosidad de 4ºE que el

caso de fuel-oil Nº1 se alcanza sobre los 60ºC y el fuel-oil Nª2 sobre los

80ºC, redundando estas mas bajas temperaturas de calentamiento del

fuel-oil en unos sensibles ahorros energéticos (de unos 2,3 Kw por cada

100 Kg de fuel-oil quemado).

Debe destacarse que en este tipo de quemadores, dada la

temperatura del combustible (caso fuel-oil) y las características

constructivas del quemador es necesario una llama piloto (normalmente

propano) para el encendido del quemador. Esta llama piloto solo está

en servicio durante el periodo de encendido y permanece apagada

durante el servicio del quemador.


7.-REGLAMENTO DE APARATOS A PRESION

La legislación aplicable a las calderas y su instalación se recoge

en el Reglamento de Aparatos a Presión, según R.D. 1244/1979 del 4 de

Abril e I.T.C. correspondientes que son la MIE-AP1 del 17/03/81 para

calderas, economizadores, precalentadores de agua,

sobrecalentadores y recalentadores de vapor y la MIE-AP2 del 6/10/80

referente a TUBERIAS para fluidos relativos a calderas.

En el Apdo. 6 se han dado indicaciones de las condiciones

reglamentarias que deben cumplir los accesorios que equipan a las


calderas, exponiendo a continuación unos comentarios sobre puntos

muy importantes a cumplir en aplicación del Reglamento en vigor.

7.1.- DOCUMENTACION NECESARIA PARA LEGALIZAR UNA CALDERA.

El fabricante debe suministrar junto con la caldera la siguiente

documentación:

- Proyecto de Modelo Único como Aparato a Presión firmado

por técnico competente, visado por una ENICRE, si la caldera

no dispone de Contraseña de Inscripción en el Registro de la

Dirección General de Seguridad Industrial del Ministerio de

Industria.

- Dossier de fabricación de la caldera incluyendo:

Certificado de materiales del cuerpo a presión

Certificado de ensayos no destructivos de las uniones

soldadas

Copia del certificado de homologación del proceso

de soldadura

Copia del certificado de calificación de los

soldadores que han intervenido en la fabricación de

la caldera

Certificado del tratamiento térmico realizado en la

caldera si fuese necesario según Código empleado

en su diseño y construcción

Certificado de prueba hidrostática

Certificado del fabricante de que la caldera cumple

con las especificaciones del proyecto de la misma y

se ha seguido lo indicado en el Código de diseño y

construcción empleado.


NOTA: Para calderas de importación, esta documentación

deberá ser certificada por una Entidad de Control del país de

origen.

- Libro Registro del Usuario

- Si el quemador es para combustible líquido de consumo inferior

a los 200 Kg/h, copia de la homologación del mismo

- Si el quemador es para combustible gaseoso, Proyecto de

Modelo Único caldera/quemador según ITC MIE � AG 20,

adjuntando copia de homologación del quemador si éste está

homologado.

- Certificado del fabricante, en el caso de que la presión

máxima de servicio sea inferior en mas de un 10% a la presión

de diseño, de la adecuación de la válvula de salida de vapor

y las válvulas de seguridad.

Adicionalmente, el Usuario deberá presentar una solicitud de

autorización de la instalación de la caldera adjuntando Proyecto de la

Instalación de la caldera en su Sala de Calderas, firmado por técnico

competente, así como Proyecto de la instalación de las tuberías de

distribución a los puntos de consumo, igualmente firmado por técnico

competente. Posteriormente, una vez instalada la caldera y realizada la

puesta en marcha, el Usuario deberá presentar la solicitud de

autorización de puesta en servicio adjuntando la documentación

entregada por el fabricante, así como, la siguiente documentación:

o Certificado del instalador de haber realizado la instalación

según proyecto


o Certificado de que en la puesta en marcha se han

realizado las pruebas de los elementos de seguridad de la

caldera certificada por una ENICRE si PxV > 25. En los otros

casos este certificado podrá ser emitido por el instalador o

el fabricante de la caldera.

o Certificado de final de obra, firmado por técnico

competente.

7.2.- CATEGORIA

En el Reglamento vigente, en el Art.7 de la ITC MIE-AP1 se indica

que las calderas se clasifican en Categorías según sea el valor de P x V.

Categoría A : P x V > 600

Categoría B : 10 < P x V < 600

Categoría C : P x V < 10

siendo:

P para calderas de vapor es la presión máxima de servicio de la caldera

en su instalación, en Kg/cm2, que figurará en la placa de instalación.

Para calderas de agua sobrecalentada, la presión máxima de

servicio de la instalación es la suma de:

La presión debida a la altura geométrica del líquido

La tensión de vapor del portador térmico a la

temperatura máxima de servicio. NOTA: Si la instalación

está presurizada por un sistema ajeno a la caldera, en


este componente se considerará la presión de

presurización.

La presión dinámica producida por la bomba de

circulación.

V es el volumen de la cámara de agua, en m3 de la caldera.

Como aclaración importante sobre la definición de presión vamos

a distinguir las diversas presiones que se utilizan en el campo de las

calderas.

Se entiende como presión de servicio, la presión a que se envía el

vapor a consumo y que coincide con la presión de consigna para el

paro del quemador en servicio. En el caso de calderas de agua

sobrecalentada la presión de servicio sería la de presurización mas la

geométrica mas la dinámica creada por la bomba de circulación de

agua.

La presión máxima de servicio es la de disparo de las válvulas de

seguridad en las calderas de vapor o de alivio en las calderas de agua

sobrecalentada y que como máximo puede ser igual a la presión de

diseño de la caldera.

La presión de diseño es la presión tomada como base para el

diseño de la caldera y que en ningún caso podrá ser superada, salvo en

el caso de disparo de las válvulas de seguridad (10%) y que debe

constar en la placa de diseño y la placa del fabricante.

La presión de cálculo es la presión utilizada en el cálculo de las

partes a presión de la caldera y que es función de las dimensiones de la

caldera, su presión de diseño y del Código de diseño escogido.


7.3.- SALA DE CALDERAS

Vamos a resumir el Capitulo V de la ITC MIE-AP1, dedicado

exclusivamente a las condiciones que debe reunir la Sala de Calderas,

tanto desde el punto de vista dimensional, estructural, ventilación y

ubicación.

Según sea la Categoría de la caldera a instalar, (si existen varias

calderas en una misma Sala, se considerará la Categoría de la caldera

de mayor Categoría), las condiciones exigibles son distintas.

Para la Categoría A se exigen, como mínimo, las condiciones de

emplazamiento de la Cat.B con justificación de las mismas.

La ventilación de la Sala de Calderas, ya sea de Cat. C o B debe

ser la misma y de acuerdo con los siguientes valores y condiciones:

La ventilación vendrá asegurada par unas aberturas de entrada

de aire situadas en la parte inferior de la Sala y de sección libre S1 y de

salida situada en la parte superior de sección libre S2 cuyos valores son:

S1 (cm2) = Q/500 (75) S2 = S1 / 2 (76)

siendo Q la potencia térmica introducida en Kcal/h en la suma de

calderas instaladas. Los valores mínimos de S1 para las Cat. A y B será de

0,25 m2 y de 0,05 m2 para calderas de Cat.C.

Si la Sala no linda con el exterior, las entradas de aire con las Salas

que lindan con el exterior será de sección doble. Si los locales están

aislados sin posibilidad de llegada de aire por circulación natural, la

ventilación se asegurará por una entrada de aire canalizada con un

caudal mínimo de 1,8 m3/h por termia instalada.


Las aberturas indicadas de ventilación y salida de aire se situarán

en paredes distintas y de forma que se facilite la renovación de aire del

local.

En todos los casos las dimensiones de la Sala serán lo

suficientemente amplias para poder realizar el mantenimiento

necesario. El techo de la Sala en Cat.B, deberá ser liviano y no disponer

de pisos habitables encima pudiéndose autorizar solamente estructuras

que soporten equipos destinados al servicio de las calderas dejando

libre en todos los casos la superficie ocupada por la caldera. En Cat. C

no existe ninguna clase de limitación en cuanto a exigencia de Sala

Calderas pudiéndose instalar en la propia nave de fabricación sin

paredes de separación y bastando solo una cadena o valla metálica

como delimitación del espacio destinado a la caldera.

En las Salas de calderas de Cat. B deberán disponer de dos

puertas metálicas, como mínimo, (de abertura hacia el exterior) de

dimensiones de 1,2 x 2,1 m, como máximo. Si existe una abertura de

dimensiones superiores, ésta estará cerrada por un panel fijo y

desmontable de resistencia justificada, igual a la de pared, pudiendo

incorporar una puerta de servicio de dimensiones máximas a las antes

citadas.

La altura de los techos en las Salas de Cat. B no será nunca inferior

a los 3 m y deberá sobrepasar en 1 m la cota más alta del punto de la

caldera sometido a presión y de 1,8 m de la plataforma de servicio, si

existe.

El espesor de las paredes de las Salas de Calderas serán función

de su riesgo. Se entiende como riesgo 1 el que afecta a viviendas,

locales de pública concurrencia, calles, plazas, vías públicas y talleres o

salas de trabajo ajenas al Usuario.


Se considera riesgo 2 a cualquier zona que pertenezca al Usuario.

Visto lo anterior, las Salas de Calderas de cta. Tendrán un espesor

mínimo de muros de 45 cm de ladrillo, mampostería u hormigón en

masa o de 20 cm de hormigón armado en caso de riesgo 1 o de 30 cm

y 15 cm respectivamente en el caso de riesgo 2. La distancia mínima

entre la caldera y el riesgo será de 1,5 m en el caso de riesgo 1 y de 1 m

en el caso de riesgo 2. Para distancias mayores de 14 y 10 m a los riesgos

1 y 2 no será necesario muro alguno.

La altura de estos muros de espesor determinado será, como

mínimo de 1 m mayor a la altura del punto mas elevado de las partes

sometidas a presión de la caldera.

Para las calderas de Cat.C no existe ninguna clase de limitación,

pudiendo estar situadas hasta 0,2 m de la pared siempre que ello no

impida el manejo o mantenimiento de la caldera.

7.4.- REVISIONES ANUALES Y PERIODICAS

El Usuario de una caldera está obligado a realizar una revisión

periódica del estado de la caldera, certificada por una ENICRE si el

valor de PxV > 25 y por el fabricante o el instalador si este valor de PxV

es menor o igual a 25, con una prueba de presión hidrostática a 1,3

veces la presión de diseño, revisando el estado de chapas y tubos,

además de los equipos instalados, sus elementos de control y

seguridades. Esta revisión se realizará a los 5 y 10 años desde la fecha de

entrada en servicio y posteriormente cada tres años.

Adicionalmente, a las revisiones periódicas antes citadas, el

Usuario debe hacer revisar anualmente la caldera por el fabricante, por

personal técnico del Usuario previamente autorizado o por una ENICRE.


El resultado de las revisiones tanto anuales como periódicas

deben hacerse constar en el Libro Registro de Caldera y en el caso de

las revisiones periódicas deberá remitirse una copia de la certificación

de la revisión realizada a los Servicios de Industria correspondientes a la

ubicación de la caldera.

8.- DISEÑO DE LA INSTALACIÓN EN LA SALA DE CALDERAS

8.1.- LINEA DE AGUA. ACONDICIONAMIENTO

Para evitar los problemas de corrosión, fragilidad acústica,

depósitos e incrustaciones sobre las superficies metálicas de las

calderas, el Reglamento en vigor impone la responsabilidad al Usuario

de alimentar la caldera con agua convenientemente tratada según

Norma UNE 9075 cuyas características se indican en el ANEXO I.

8.1.1.- DESCALCIFICADORES

El tratamiento más simple es eliminar del agua de aporte los

compuestos cálcicos y magnésicos de la misma mediante intercambio

iónico de estos iones con Na, cuyos compuestos no son incrustantes.

Este intercambio iónico se realiza mediante aparatos denominados

descalcificadores consistentes en hacer pasar el agua de aporte dura

(con sales magnésicas y cálcicas) a través de una resina que tiene la

propiedad de sustituir estos iones por iones de sodio (Na). La capacidad

de intercambio es función de la cantidad de resinas, por lo que después

de pasar una cierta cantidad de agua dura, la capacidad de

intercambio ha quedado agotada y es necesario hacer circular por el

lecho de resinas, salmuera para regenerar esta capacidad de

intercambio.


La dureza se mide en nuestro país en ºHF (grados hidrotrimétricos

franceses) con la equivalencia de 1 ºHF = 10 mg/l de CO3Ca y la

capacidad de ablandamiento de un descalcificador se mide en granos

que equivale al producto de la dureza del agua por los m3 capaz de

tratar. Aproximadamente 1 litro de resinas tiene una capacidad de 6

granos y necesita 0,25 Kg de sal (ClNa) para su regeneración.

Los descalcificadores que se instalan normalmente son

automáticos por control volumétrico o por control de tiempo. Los de

tipo de control volumétrico realizan automáticamente su regeneración

tras el paso de una cantidad determinada de agua controlada por un

contador. Los de tipo de control temporizado realizan su regeneración

entre tiempos predeterminados controlados por un temporizador. Este

tipo de control es mas económico pero presenta la desventaja de un

mayor consumo de sal pues el ajuste volumétrico realiza las

regeneraciones en función de demanda de vapor que en las calderas

es variable.

Durante el tiempo de regeneración (aprox. 1,5 h) el

descalcificador no suministra agua tratada por lo que en la instalación

de la Sala de Calderas debe preverse un depósito de alimentación de

agua de capacidad suficiente para poder alimentar la caldera durante

este tiempo, teniendo en cuenta la cantidad de retorno de

condensados existentes.

Cuando la capacidad de producción de vapor instalada es

grande, es interesante instalar un sistema duplex de descalcificación

que consiste en dos descalcificadores en paralelo, de forma que

mientras está el primero descalcificando el agua de alimentación a la

caldera, el otro está en periodo de regeneración. De esta forma, el flujo

de agua tratada es continuo y la capacidad del depósito de

alimentación a la caldera puede ser de menor capacidad.


Veamos un ejemplo:

Producción de vapor instalada: 20.000 Kg/h

Recuperación de condensados: 30%

Dureza de agua: 40ºHF

Tiempo teórico entre regeneraciones: 8 horas

Capacidad de intercambio de las resinas:

20 x 0,7 x 40 x 8 = 4480 granos

Volumen de resinas: 4480/6 = 747 litros. Escogemos un

descalcificador de 800 l

Consumo de sal entre regeneraciones: 800 x 0,25 = 200 Kg

Capacidad del depósito de alimentación : 1,5 x 20 x 0,7 = 21

m3.. Teniendo en cuenta la capacidad de la cámara

superior del depósito, instalaremos un o de 25 m

CARACTERISTICAS DEL AGUA PARA CALDERAS SEGÚN NORMA UNE-EN

12953-10

AGUA DE ALIMENTACION EN CALDERAS PIROTUBULARES

Presión max. de, servicio >0,5 a 20 MPa > 20 MPa

Apariencia Clara, libre de sólidos en suspensión

Conductividad directa a 25º No especificada, solo hay valores guía del agua en

caldera

Dureza total en mmol/l < 0,01 < 0,01

Oxigeno disuelto en mg/l < 0,05 0,03

pH a 20ºC > 9,2 >9,2

Concentración de hierro (Fe) < 0,03 mg/l < 0,01 mg/l

Concentración de cobre (Cu) < 0,05 mg/l < 0,03 mg/l

Concentración de sílice (Si) No especificada, solo hay valores guía del agua en

caldera

Aceites y grasas en mg/l <= 1 <= 1

Materias orgánicas valoradas

en mg/l de MnO4K consumido

(1)

Véase nota al pié de tabla


NOTA: �. Las substancias orgánicas pueden descomponerse para formar ácido

carbónico u otros productos de descomposición ácida y causarán corrosión y

depósitos. Esto puede llevar también a la formación de espuma y/o arrastres de agua

con el vapor que deben mantenerse tan bajos como sea posible

AGUA EN EL INTERIOR DE LAS CALDERAS PIROTUBULARES

Agua de la caldera para calderas de vapor que

utilizan

Parámetro

Unidad

Agua de alimentación de

conductividad directa > 30

ìS/cm

Agua de

alimentación de

conductividad

directa <= 30

ìS/cm

Presión de servicio bar > 0,2 a 20 > 20 >0,5

Apariencia - Clara, sin espuma estable

Conductividad

directa a 25ºC

ìS/cm < 6000a Veáse fig 5.1a < 1500

Valor pH a 25ºC - 10,5 a 12 10,5 a 11,8 10 a 11c

Alcalinidad

compuesta

mmol/l 1 a 15 1 a 10 0,1 a 10c

Concentración de

Sílice (SiO2)

mg/l Dependiente de la presión de acuerdo con la Fig

5.2

Fosfato ( PO4) mg/l 10 a 30 10 a 30 8 a 15

Sustancias orgánicas - Veáse la nota a pié de tabla a Con recalentador se considera como valor máximo el 50% del valor mas alto

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

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

NOTA: �. Las substancias orgánicas pueden descomponerse para formar ácido

carbónico u otros productos de descomposición ácida y causarán corrosión y

depósitos. Esto puede llevar también a la formación de espuma y/o arrastres de agua

con el vapor que deben mantenerse tan bajos como sea posible


Si utilizamos un sistema de descalcificación duplex tendremos

supuesto una capacidad unitaria que nos permita trabajar tres horas

entre regeneraciones:

Capacidad de intercambio de las resinas:

20 x 0,7 x 40 x 3 = 1680 granos

Volumen de resinas:

1680/6 = 280 litros. Escogemos un de 300 l.

Capacidad del depósito de alimentación de agua: Como no

debemos almacenar agua para abastecer a la caldera entre

regeneraciones, con depósito de 10 m3 bastaría.

8.1.2.- DESMINERALIZADORES

Para ciertas aplicaciones del vapor producido por la caldera o

según sea el diseño de la misma no es suficiente la descalcificación del

agua de la alimentación, sino que se debe eliminar la totalidad de las

sales disueltas en la misma, siendo necesaria su desmineralización que

se obtiene haciendo circular el agua de aporte por lechos de resinas

iónicas y catiónicas.

8.1.3.- DESGASIFICADORES

Un elemento contenido en el agua de aporte y altamente

corrosivo por oxidación de las partes metálicas de las calderas es el

oxigeno disuelto que se introduce en la caldera cada vez que

alimentamos la caldera. La capacidad de disolución del oxígeno en el

agua disminuye con la temperatura de ésta (Ver tabla adjunta) por lo


que un sistema de desgasificar el agua es elevar su temperatura por

encima de los 105ºC (desgasificación térmica) por medio de un

desgasificador en donde se inyecta vapor en contracorriente al agua

de aporte.

Frente a este sistema de desgasificación física existe un sistema de

desgasificación química que elimina el oxígeno disuelto en el agua de

aporte inyectando un reactivo químico (amina, hidracina, sulfito, etc.)

que absorbe el O2.

TABLA XXll

SOLUBILIDAD DEL OXIGENO EN EL AGUA

Temperatura ºC Oxígeno (mg/l)

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

11,2

9,13

7,56

6,71

5,71

4,85

4,07

2,85

1,5

0,12

La hidracina es un compuesto químico de fórmula C2H2 que con

O2 da CO2 y H2O. El sulfito es una sal de fórmula SO3Na2 que con O2 da

otra sal SO4Na2.


Debemos mencionar que en las industrias que manipulan

productos alimenticios está prohibido el manejo de ciertos productos

químicos, tales como hidracina, aminas, etc. Por su toxicidad por lo que

solo es posible desgasificar térmicamente o por medio de adición de

sulfito.

Si comparamos los sistemas de desgasificación antes citados nos

encontraremos una serie de ventajas e inconvenientes que exponemos

a continuación:

VENTAJAS DESVENTAJAS

Desgasificación térmica:

Eliminación del aire disuelto en

el agua de alimentación.

Prácticamente nulo coste de

Explotación Reducción de la tasa

de purgas de la caldera frente al

uso de sulfito como agente

secuestrador de O2

Coste elevado de adquisición

Desgasificación química

Mínimo coste de inversión El uso de aminas e hidracina está

prohibido en industrias de la

alimentación. El uso de sulfito

incrementa la tasa de purgas de

la caldera con los consiguientes

despilfarros energéticos que

conlleva. Coste de los aditivos que

encarecen el coste de

explotación de la caldera.


Un sistema de desgasificación térmica consiste en un aparato

cilíndrico, vertical, construido en acero inoxidable AISI 318, que dispone

en su interior de una serie de platos o bandejas perforadas por los que

cae el agua a desgasificar, alimentada por su parte superior, en forma

de una lluvia fina y que es circulada a contracorriente por vapor

alimentado a baja presión (<= 1 Kg/cm2) que calienta el agua y elimina

los gases disueltos en la misma. Por la parte superior del desgasificador

se coloca la evacuación del exceso de vapor y los gases a eliminar

para su evacuación a la atmósfera y por la parte inferior se conecta al

depósito de alimentación que será cerrado y mantenido como mínimo

a una presión de 0,5 Kg/cm2.

Normalmente y antes de la evacuación de los gases eliminados y

el vapor en exceso a la atmósfera se hacen circular éstos por un

condensador de vahos que es simplemente un intercambiador,

igualmente construido en AISI 318 por el que se hace circular el agua de

alimentación fría antes de su entrada al desgasificador.

Si el retorno de condensados se realiza a una temperatura inferior

a los 100ºC se alimentarán al desgasificador por su parte superior para la

desgasificación correspondiente. Si su temperatura supera los 100ºC, los

condensados se alimentan directamente al tanque de agua, cuyo

vapor flash contribuye a mantener la temperatura del agua en el

depósito y el vapor sobrante al calentamiento del agua de

alimentación fría.

8.1.4.- DOSIFICACION DE ADITIVOS

Para acondicionar el agua de aporte para que sea apta para su

alimentación a la caldera no es suficiente su descalcificación y su

desgasificación térmica, pues además debe tener un pH de alrededor

de 8,5 por lo que habrá que adicionarle un álcali (normalmente se usa


PO4Na3), así como un captador de O2 sino se usa desgasificación

térmica, así como, un antiespumante y un floculante para que los lodos

se aglomeren, acumulándose en la parte inferior de la caldera y sea

mas fácil su eliminación por medio de las purgas de fondo o de lodos.

Para lograr esta adición de productos químicos a la caldera se

utiliza una bomba dosificadora de muy pequeño caudal realizándose la

adición a la tubería de alimentación a la caldera, antes de la bomba

de alimentación de agua, en la propia caldera de vapor o en ciertos

casos en el tanque de alimentación de agua.

8.1.5.- DEPOSITO DE AGUA DE ALIMENTACION

Como que las calderas no pueden ser conectadas directamente

a la red de agua, deben disponer de un depósito de alimentación que

almacenará el agua tratada y si existen condensados se recogerán en

él. Este depósito deberá estar elevado para evitar problemas de

cavitación en las bombas de alimentación por temperatura del agua y

además deberán tener una capacidad tal que permita que la caldera

pueda seguir trabajando aunque el sistema descalcificador esté en

periodo de regeneración. Para calcular este volumen, debe tenerse en

cuenta el porcentaje de recuperación de condensados de la planta y

el tiempo necesario en el descalcificador para realizar la regeneración

de las resinas de intercambio iónico del descalcificador que

normalmente es de 1,5 h.

Como elementos que debe tener un depósito de alimentación de

agua indicamos:

- Un indicador visible de nivel

- Una boca de acceso a su interior

- Una tubuladura de aireación conectada a la atmósfera

- Un control de nivel que actúe sobre la entrada de agua


- Un termómetro

- Tantas válvulas de salida de agua a calderas como número de

éstas con sus válvulas de cierre

- Una válvula de vaciado

- Un tubo interior perforado para retorno de condensados y su

distribución uniforme

8.1.6.- TUBERIAS DE AGUA

Desde el depósito de alimentación de agua de la caldera se

debe instalar la tubería de aporte hasta el grupo motobomba de

alimentación de agua a la caldera, procurando que esta tubería sea lo

mas corta y directa posible, reduciendo en lo posible el número de

curvas.

Como tamaño de esta tubería, escogeremos un diámetro de tubo

para que la velocidad del agua en su interior sea del orden de 1 m/s,

teniendo en cuenta el caudal de la bomba a la presión de impulsión de

la misma que debe ser igual a la presión de 1,1x presión de servicio de la

caldera mas las pérdidas de carga del circuito desde la salida de la

bomba hasta la caldera mas la altura manométrica del agua desde el

nivel en el interior de la caldera hasta la bomba.

Antes de la bomba debe instalarse una llave de cierre,

normalmente del tipo esfera y un filtro.

Es igualmente recomendable que cada caldera que exista en la

Sala de Calderas disponga de su propia tubería de conexión

independiente al depósito de agua de alimentación.


8.2.- LÍNEAS DE VAPOR. COLECTORES

La distribución de vapor o de agua sobrecalentada desde Sala

de Calderas hasta los diversos puntos de consumo en fábrica se puede

realizar desde un tubo común que recoja el fluído caloriportador de la(s)

caldera(s) y lo distribuya por las distintas secciones de la fábrica o por

medio de un colector distribuidor colocado en la Sala de calderas o en

la(s) nave(s) de fabricación que recibe los caudales producidos y

dispone de tantas salidas como sean necesarias y del tamaño

apropiado. Es notoria la ventaja que proporciona disponer de un

colector distribuidor por la flexibilidad que proporciona frente a

cualquier trabajo de mantenimiento, modificación o ampliación de la

instalación consumidora de calor. Estos colectores cuando son de vapor

deben disponer de un purgador, situado en su parte inferior para

evacuar el agua de arrastre aportada por el vapor y decantada en el

mismo. Atención especial debe darse al tamaño de estos colectores

cuyo diámetro será función del tamaño de las tubuladuras conectadas

al mismo, ya sean de entrada o de salida. Como regla general se

propone que la sección del mismo sea 1,5 veces la suma de secciones

de las tubuladuras conectadas.

Es asimismo una buena práctica el tener un colector de retorno

de condensados que recogiendo los condensados de las distintas líneas

tenga una salida común al depósito de alimentación de la caldera.

8.3.- PURGAS Y DRENAJES. TANQUES FLASH

Como se ha venido diciendo en anteriores apartados, todas las

calderas deben ser purgadas y drenadas por lo que debe preverse, en

la Sala de Calderas, un punto de desagüe a la red de evacuación de la

fábrica. El problema aparece cuando las leyes municipales prohíben

evacuar directamente a la alcantarilla las purgas a presión y calientes


de las calderas por lo que debe preverse un depósito intermedio para el

enfriamiento de estas purgas y drenajes.

En la práctica esto se resuelve mediante depósitos situados por

debajo del piso de maniobra de la caldera en donde se reciben las

purgas por su parte inferior y se conectan al desagüe por su parte

superior de forma que el agua que llega caliente envía a la red el agua

fría del depósito. Como que cada vez que se purga se produce una

revaporización parcial del agua (vapor flash), este depósito debe estar

tapado y disponer de una conexión a la atmósfera para evacuar este

vapor flash. Un tamaño de un cubo de 1 m3 es suficiente para la

mayoría de las instalaciones de las calderas de tamaños hasta las 15

T/h.

Si no es posible excavar en el piso de la Sala de calderas, se utiliza

la solución de colocar un depósito metálico superficial, normalmente

cilíndrico de una capacidad entre 600 y 1000 l (según tamaño de la

caldera) con entradas y salidas de agua similares a las descritas antes y

con una válvula de vaciado colocada en su parte inferior, instalándose

en ciertos casos un sistema de adición de agua fría regulada por un

sistema de control de temperatura para enfriar el agua antes de su

evacuación al desagüe. Para evitar problemas de quemaduras este

depósito debe estar calorifugado y disponer en su parte superior de una

salida a la atmósfera de un tubo para dar salida al vapor flash

producido sin que se cree una sobrepresión en el mismo.

8.4.- LINEA DE COMBUSTIBLE

Puede asegurarse que el buen funcionamiento de un quemador

depende en muy alto grado de la bondad de diseño de la línea de

aporte de combustible al mismo en las condiciones de caudal,


temperatura (caso fuel-oil) y presión que requiere las condiciones de

diseño del quemador escogido para equipar a la caldera.

Según sea el combustible y tipo de quemador, el diseño del

sistema de alimentación de combustible al quemador será diferente. En

general, el fabricante del quemador deberá dar información exacta del

sistema requerido, pero en general damos a continuación unas

orientaciones básicas que satisfacen a la gran mayoría de quemadores

existentes en el mercado para adaptar a las calderas objeto de este

curso.

8.4.1.-GASOLEO

Normalmente los quemadores de gasóleo pueden ser

alimentados mediante un grupo de presión a una presión entre 2 y 3

Kg/cm2, desde el tanque de almacenamiento o por caída libre desde

un depósito nodriza si el quemador es del tipo de pulverización

mecánica y el consumo del mismo no supera los 200 Kg/h.

En el caso de disponer de un depósito nodriza, éste será alimentado

desde el depósito de almacenamiento mediante una bomba de

caudal entre 1,5 y 2 veces el consumo de los quemadores alimentados

desde el nodriza y el depósito dispondrá de un tubo rebosadero que en

caso de fallo del control de nivel que actúa sobre la bomba de

trasiego, nos retorne el sobrante al depósito de almacenamiento. El

diámetro de este rebosadero deberá permitir que la velocidad en el

mismo no supere los 0,5 m/s.

Adicionalmente el depósito nodriza debe disponer de tubuladura

de ventilación, válvula de vaciado, conectada al tubo rebosadero y

válvula de purga diaria de ½� situada en la generatriz inferior al

depósito.


El caudal a enviar será del orden de 1,5 a 2 veces el consumo de

la caldera, teniendo en cuenta de que la bomba mueve volumen y el

quemador consume Kg. El retorno del quemador puede ser devuelto a

la tubería de entrada al quemador si el sistema elegido es de

alimentación a presión y debe ser devuelto al nodriza en instalaciones

de caída libre.

El tamaño de la tubería de conexión de combustible al quemador

deberá permitir que la velocidad no supere 1 m/s.

El quemador tendrá instalada una válvula de cierre, tipo esfera,

en las conexiones de entrada y retorno, con un filtro de malla

apropiada entre la válvula de alimentación y el quemador. Esta tubería

de entrada de combustible al quemador dispondrá de un manómetro y

un presostato, como seguridad de presión mínima, en el caso de

alimentar al quemador en presión.

Atención especial debe darse en el caso de tener que alimentar

a varios quemadores desde un solo depósito, debajo de que el caudal

debe ser válido para el consumo total de todos los quemadores y en el

caso de quemadores de distinto tipo, es recomendable realizar una

alimentación individualizada por quemador.

8.4.2.-FUEL-OIL

Dadas las características de este combustible, es de suma

importancia prever el calentamiento adecuado a las necesidades del

quemador, según sea del tipo rotativo o de pulverización mecánica.

Estas instalaciones dispondrán siempre de un depósito nodriza,

situado en la Sala de Calderas pudiendo ser, como máximo, de

capacidad para el consumo diario del quemador, con el límite de 5000


l. Así pues, en este tipo de instalación tendremos siempre una bomba de

trasiego de fuel, con su correspondiente filtro en aspiración de malla

apropiada, desde el depósito de almacenamiento hasta el nodriza de

capacidad entre 1,5 y 2 veces el consumo de combustible de la planta

a la que debe alimentar el nodriza.

La alimentación al quemador, es recomendable, que se realice

siempre en anillo de presión, con el fin de asegurar en todo momento

las condiciones de caudal, presión y temperatura requeridos por el

quemador.

Como velocidades en los tubos de combustible se recomiendan

las siguientes:

- Aspiración de la bomba de trasiego: 0,2 m/s

- Impulsión de la bomba de trasiego: 0,5 m/s

- Rebosadero: 0,25 m/s

- Impulsión y retorno de quemador: 0,5 m/s

Como en el caso del gasóleo, tanto el nodriza como bombas y

quemador dispondrán de los accesorios indicados, además de los

propios que debido al tipo de combustible y su necesidad de

calentamiento precisen.

A la vista de la temperatura que se deba alcanzar en función de

las necesidades del tipo de quemador instalado, se deberá prever los

siguientes calentamientos:

A) Calentamiento en el tanque de almacenamiento para

alcanzar una temperatura de bombeo adecuada que

puede estimarse en unos 30ºC. Normalmente se instala una

resistencia eléctrica de fondo en la boca de aspiración de


una potencia entre los 3 y 5 Kw en función del caudal a

aspirar por la bomba de trasiego.

B) Calentamiento en el depósito nodriza para alcanzar los

70ºC en el mismo.

C) Calentamiento en LINEA, después de la bomba de

presión, para alcanzar la temperatura requerida por el

quemador. Algunos fabricantes, en especial los de

quemadores de pulverización mecánica suministran el

quemador con este sistema final de calentamiento incluido.

Además del sistema eléctrico normalmente utilizado, como

método de calentamiento, puede instalarse un sistema de

calentamiento por vapor o agua sobrecalentada, teniendo en cuenta

de que la temperatura de pared no sobrepase los 140ºC, con el fin de

evitar los depósitos en la pared de la tuberías de fuel por cracking del

mismo. En el caso de vapor deberá preveerse la correspondiente

estación reductora de presión a 3 Kg/cm2 si la presión de vapor

disponible es superior y el caso de agua sobrecalentada una estación

secundaria de agua sobrecalentada a esta temperatura mediante un

intercambiador de calor con el primario conectado al circuito de agua

sobrecalentada principal y el secundario al sistema de calentamiento

del combustible.

El calentamiento en el depósito nodriza se realizará mediante un

serpentín de intercambio de calor con la correspondiente válvula

termostática a la entrada del fluido calefactor y consiguiente sistema

de purga de condensados en el caso de utilizar vapor.

Es recomendable, además de aislar convenientemente las

tuberías de fuel el disponer de un calentamiento de acompañamiento


de estas tuberías, mediante resistencias eléctricas arrolladas a las

mismas y sus termostatos de seguridad. Adicionalmente, con el fin de

reducir consumo eléctrico en instalaciones de consumo de fuel de

cerca de 1000 Kg/h pueden instalarse tuberías de calefacción por

acompañamiento, de vapor o agua sobrecalentada, con los

correspondientes purgadores de final de LINEA, en el caso de utilizar el

vapor como medio calefactor.

A la entrada de combustible al quemador deberemos disponer

de un termómetro y un termostato de seguridad de temperatura

mínima.

8.4.3.- COMBUSTIBLE GASEOSO

En la instalación de alimentación de combustible gaseoso al

quemador debe tenerse especial cuidado en alimentar al mismo a la

presión requerida por el fabricante del quemador, por lo que siempre

deberá existir una estación reductora y reguladora de presión desde la

presión de alta de distribución de gas (1,5 a 2,5 Kg/cm2) a la presión de

baja a la que necesita ser alimentado el quemador (50 a 250 mbar).

La reglamentación vigente indica los accesorios y seguridades

que debe disponer la tubería de alimentación de gas al quemador en

función del consumo del mismo y que normalmente forma parte del

paquete del suministro del quemador.

8.5.- CHIMENEAS

Para la evacuación de los gases de la combustión a la atmósfera,

las calderas, al final de su recorrido disponen de una chimenea cuya

altura deberá ser como mínimo 1 m más alta que cualquier edificio

situado en un radio de 10 m de la misma. Esta recomendación de la


Norma UNE trata de evitar los posibles efectos nocivos de los torbellinos

que el viento pueda producir por la existencia de paredes próximas a la

salida de gases de la chimenea.

Adicionalmente, la altura de la chimenea deberá cumplir lo

indicado en la O.M del 18.10.76 sobre prevención de la contaminación

industrial que fija la altura mínima de la chimenea en función del

combustible, caudal de gases y zona de ubicación de la caldera

(provincia y calificación de contaminación de la zona).

El diámetro recomendable de esta chimenea debe ser dado

siempre por el fabricante de la caldera y la Norma UNE recomienda que

la velocidad de los gases en su interior esté comprendida entre los 12 y

14 m/s.

8.5.1.-LA ALTURA DE LAS CHIMENEAS EN CALDERAS DEBAJO DE O.M. SOBRE

PREVENCION DE LA CONTAMINACION INDUSTRIAL

En el Anexo II de la O.M. del 18.10.76 sobre prevención y corrección

de la contaminación industrial de la atmósfera, da las instrucciones

necesarias para el cálculo de la altura de las chimeneas en instalaciones

industriales medianas y pequeñas.

El ámbito de aplicación incluye las chimeneas que evacuen los

gases de instalaciones de combustión de potencia global inferior a 100

Mw (86 x 106 Kcal/h) y que emitan un máximo de 720 Kg/h de gases

contaminantes o 100 Kg/h de partículas sólidas.

Nuestro estudio centrado en calderas utilizando combustibles

líquidos y/o gaseosos para pequeñas y medianas industrias se basa en

dicha O.M.


El sistema propuesto en esta O.M. se basa en el cálculo de la altura

de la chimenea según la fórmula (77):

3

.

..

TVnx

CFQAH

M (77)

siendo:

- H = Altura de la chimenea sobre el suelo en m

- A = Parámetro que refleja las condiciones climatológicas del

lugar = 70 x IC (IC según TABLA del Anexo 2 de la O.M.

citada)

- Q = Caudal de substancias contaminantes en Kg/h

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

- CM= Concentración máxima de contaminantes del suelo en

mg/Nm3

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

- V = Volumen de gases evacuados en la boca de la chimenea

en m3/h

- T= Diferencia entre la temperatura de los gases en la boca de

la chimenea y la temperatura media anual del aire ambiente

del lugar en ºC

Además el valor de H debe cumplir la condición de que el penacho de

humos tenga un mínimo de impulso vertical convectivo según la siguiente

expresión :

dT x VH x S 188

2

2 (78)


siendo:

- dT = Diferencia entre la temperatura de los gases en la boca de

chimenea y la temperatura máxima del mes mas cálido del

lugar

- V = Velocidad de salida de los gases en boca de chimenea en

m/s

- S = Sección de la chimenea en m2

A la vista de la fórmula (77) se observa que no existe una altura

mínima de chimenea en el caso de combustibles limpios (gas natural,

propano, butano y gasóleo) pues el valor de Q es igual a cero por no

producir la combustión de estos productos ni gases contaminantes (SO2)

ni partículas sólidas.

Así pues, para este tipo de combustibles, la chimenea a instalar

deberá solo tener una altura suficiente para superar cualquier obstáculo

en un radio de 10 m, atendiendo solo a cuestiones de combustión y tiro.

La aplicación de las fórmulas (77) y (78) se reduce solo a calderas en que

el combustible utilizado es fuel oil (por su contenido en S que puede llegar

hasta el 3,6%) y combustibles sólidos.

Sabiendo que la reacción de la combustión del S (azufre) es S + O2

= SO2 , tenemos que 32 gr de S dan 64 gr de SO2, es decir, que la

combustión de 1 Kg de fuel-oil produce 0,072 Kg de SO2 (según % de S en

el combustible).

Vamos a expresar las fórmulas (77) y (78), introduciendo la cantidad

de combustible quemado (caso fuel-oil) en Kg/h (K) y en las condiciones

siguientes :


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

- Tomamos como temperatura de gases a la salida de la caldera

(TH) los casos de 180, 230 y 250ºC

- La pérdida de temperatura de los gases a lo largo de la

chimenea se estima en 40ºC

- La temperatura media máxima del lugar se estima en 40ºC

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

F=1(SO2)

- Se estudian los tres casos de contaminación:

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

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

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

a combinación de temperaturas y valores de cM nos dan nueve

casos posibles que expresamos a continuación, tomando como valor de

temperatura media anual del aire ambiente del lugar 20ºC.

TABLA XXlll

ALTURA CHIMENEA DEBAJO DE FORMULA (77)

CASO Tª. GASES ºC CONT. CM ALTURA CHIMENEA (m)

1 180 0,35 H = 1,0332 R 2 230 0,35 H = 0,9563 R 3 250 0,35 H = 0,9320 R 4 180 0,2 H = 1,3671 R 5 230 0,2 H = 1,2650 R 6 250 0,2 H = 1,2332 R 7 180 0,1 H = 1,9326 R 8 230 0,1 H = 1,7896 R 9 250 0,1 H = 1,7440 R


El valor de R en la TABLA XXlll es R = IC1/2 .K1/3 y los valores de IC varían

según condiciones climáticas del lugar, desde un mínimo de 3,76 (TARIFA)

hasta 9,79 (MOLINA DE ARAGON) que aplicados a los valores de H de la

TABLA XXlll nos dan unos valores según nivel de contaminación de la zona

según la TABLA XXlV con Z = K1/3.

TABLAXXlV

ALTURAS CHIMENEA

CALIFICACION

ZONA DEBAJO DE

CONTAMINACION

ALTURA CHIMENEA (m)

BAJA H = 2 Z..3,23 Z

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

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

Si se utiliza fuel-oil de bajo índice de azufre (BIA), la altura de la

chimenea se reduce según HBIA = 0,654 H.

La aplicación de los valores de H según la TABLA XXlV da unas

alturas de chimenea mucho mas altas que las que normalmente están

instaladas en las calderas en servicio, por lo que la aplicación estricta de

la ley, obligaría a modificar la práctica totalidad de las chimeneas de las

calderas pirotubulares, quemando fuel-oil, en servicio.

En la práctica se acepta que la altura de la boca de salida de

gases de la chimenea, esté situada a una cota H según la fórmula (78) de

forma que se cumpla:


SxxwdT

H 22 188 (79)

El valor de dT será igual a la temperatura de los gases a la salida de

la caldera TH menos 40ºC como temperatura máxima del mes mas cálido

menos la pérdida de temperatura a lo largo de la chimenea por

radiación y convección de ésta al ambiente, supuesta sin aislar.

El cálculo de ésta pérdida dificulta la aplicación de esta fórmula,

por lo que proponemos el siguiente método aproximado basado en las

siguientes hipótesis:

La temperatura exterior de la chapa de la

chimenea es igual a la temperatura de los gases.

El calor específico de los gases a lo largo de la

chimenea, es el mismo e igual a 0,33 Kcal/Nm3.h

para temperaturas entre 170 y 250ºC.

La máxima temperatura exterior ambiente es de

40ºC.

Las pérdidas por m de una chimenea es igual a

(TH-40)/F, siendo F un coeficiente dependiente

del diámetro de la chimenea que varía de 0,18

hasta 0,08 para diámetros hasta 1300 mm.

Así pues, si a lo largo de la chimenea se pueden perder tºC, tendremos :

Calor a la entrada de la chimenea � Calor perdido = Calor al final de la

chimenea.

Kx xC xT HxTF Kx xC x T te H

He H13 5 13 5, , ( ) (80)


TKx x xF

TKxFx

H H

40135 0 33

404,455, , (81)

dT T HT

xKxFHH

4040

4,455 (82)

El valor de la velocidad de los gases en la boca de salida a la

atmósfera, oscila, en este tipo de calderas, entre 8 y 12 m/s por lo que el

valor de S (Sección de la chimenea en m2) será:

SKx

T txH

xw

H

135

273273

3600

, (83)

sustituyendo en (79) los valores de dT (82) y S (83), tenemos una relación

de H (altura de la chimenea necesaria), según la fórmula (79) y K

cantidad de F.O. consumido en la caldera en función de la velocidad de

los gases a la salida de la chimenea y la temperatura de estos gases (TH) a

la salida de la caldera.

xw

txHTxKxxxw

xKxFTT

HH

HH

3600273

2735,13

455,4

4040

188 22

(84)

Como forma práctica de resolver esta ecuación, se propone utilizar

un programa informático que dando valores a H, nos de un valor de H

igual al tomado inicialmente.


Como ejemplo de la importancia de la temperatura TH y de la

velocidad de los gases en chimenea en el valor de H, exponemos los

resultados obtenidos para el caso de un consumo de 500 Kg/h

de F.O.

TABLA XXV

CASO A : DEBAJO DE DE LA FORMULA (77)

CONTAMINACION ALTURA CHIMENEA

BAJA 15,87..25,63 m

MEDIA 21,03..33,96 m

ALTA 29,75..47,93 m

TABLA XXVl

CASO B : DEBAJO DE DE LA FORMULA (79)

VELOCIDAD GASES m/s DIAMETRO mm Tª. GASES ºC ALTURA CHIMENEA H m

8 701 180 7,5

9 661 180 8,2

10 627 180 8,9

11 597 180 9,6

12 572 180 10,2

8 739 230 6,7

9 696 230 7,3

10 660 230 7,8

11 629 230 8,4


8.6.- EQUIPOS COMPLEMENTARIOS

8.6.1.- PRODUCTORES DE VAPOR

En determinadas industrias que consumen preferentemente fluido

térmico es posible que para determinados procesos necesiten vapor,

por lo que es necesario instalar un productor de vapor que es una

caldera de vapor que produce vapor mediante intercambio de calor

con un fluido a temperatura superior a la del vapor saturado producido.

Este productor dispondrá de los mismos accesorios y controles que una

caldera convencional. Así mismo, si el fluido producido es agua

sobrecalentada, estaremos ante un productor de agua sobrecalentada

que dispondrá igualmente de los mismos accesorios y controles que una

caldera convencional de agua sobrecalentada.

El cálculo de la superficie de calefacción del productor de vapor

o agua sobrecalentada se realizará aplicando la fórmula citada para el

cálculo de superficies de calefacción a convección, tomando las

temperaturas de entrada y salida del fluído caliente y la temperatura de

saturación para el caso del vapor o la temperatura de ida en el caso de

agua sobrecalentada. El valor de K dependerá del tipo de fluído

caliente y de la velocidad de éste por el interior de los tubos del

serpentín de intercambio. Orientativamente el valor de K e de:

Agua � Agua 300 a 600 Kcal/h.m2. ºC (500)

Aceite � Agua 250 a 600 Kcal/h.m2. ºC (400)

Vapor � Agua 300 a 800 Kcal/h.m2. ºC (600)

Entre paréntesis se dan unos valores comunes de este coeficiente

de transferencia de calor por convección.

Para la regulación de la producción de calor del productor, se

emplea válvula motorizada de tres vías, instalada en el retorno del fluido


caliente y regulado mediante sonda de presión (vapor) o temperatura

(agua sobrecalentada) y regulador proporcional.

8.6.2.- ACUMULADORES DE VAPOR

Cuando las demandas de vapor son puntuales (corta duración y

gran demanda instantánea) es necesario instalar acumuladores de

vapor. Veamos un ejemplo práctico para ilustrar el problema y su

solución.

Sea una instalación que consuma 50 Kg. De vapor a 4 Kg/cm2

durante 4 sg, siendo el tiempo entre demandas de 60 sg.

Si instalásemos una caldera capaz para suministrar la demanda

requerida necesitaríamos una caldera de 50 x 3600/ 4 = 45.000 Kg/h de

vapor. El vapor realmente consumido es de solo 3000 Kg (50 x 3600/60).

Si colocamos una caldera de 3000 Kg/h y un acumulador de vapor de

capacidad suficiente para que cada 60 s nos acumule 50 � (3000 x 4

/3600) = 46,67 Kg se habrá resuelto el problema.

Para ello acumularemos el vapor a una presión mas elevada y

produciremos el vapor por el revaporizado del agua del acumulador al

pasar de la presión elevada (alta entalpía) a la baja presión de servicio

(4 Kg/cm2) (baja entalpía). Esta diferencia de entalpías multiplicado por

la cantidad de agua contenida en el acumulador nos debe dar el calor

necesario para la vaporización de los 46,67 Kg de vapor que

necesitamos. Una vez descargado el vapor, la caldera continúa

trabajando durante 56 sg para volver a acumular calor en el depósito

acumulador y poder reiniciar el ciclo.

Vamos a calcular el tamaño del depósito acumialador para el

caso del ejemplo, suponiendo que la presión de servicio de la caldera

es de 10 Kg/cm2.


Entalpía del agua a 10 Kg/cm2 : 185 7 Kcal/Kg

Entalpía del agua a 4 Kg/cm2 : 152,2 Kcal/Kg

Diferencia de entalpías : 33,5 Kcal/Kg

Calor necesario para la revaporización de 46,67 Kg de

vapor: 46,67 x (657,3 � 152,2) = 23.573 Kcal

Kg de agua necesarios: 23.573/33,5 = 703,6 Kg

Utilizaremos un depósito de 1 m3, habida cuenta de la cámara de

vapor del mismo, colocando un tubo de entrada de vapor

longitudinalmente al mismo, en la parte inferior del depósito y provisto

de perforaciones para una mejor distribución en el seno del agua.

Atención especial debe darse al tamaño de la tubuladura de

conexión del depósito a la tubería de salida de vapor que debe permitir

la evacuación del vapor revaporizado en el tiempo indicado.

8.7.- SISTEMAS DE PRESURIZACION DE CALDERAS DE AGUA

SOBRECALENTADA

En las instalaciones de transferencia de calor, en donde, el líquido

caloriportante utilizado es el agua a temperaturas superiores a los 100 ºC

(agua sobrecalentada), las instalaciones deben diseñarse de tal forma

que en ningún punto de la misma, la presión sea inferior a la

correspondiente a la presión de saturación del vapor a la temperatura del

agua.

En la práctica, este problema puede ser resuelto de distintas formas,

desde la presurización del sistema con el vapor generado por la caldera,

hasta la solución de presurizarlo por un sistema ajeno al caldera. Con el fin

de unificar y normalizar los posibles métodos de presurización, dentro del

grupo de trabajo CEN/TC 269 de la Comisión Europea de Normalización


sobre el futuro Código Europeo de Calderas, se han propuesto diversos

sistemas que presentamos a continuación, como guía de los proyectistas

para la implantación de la instalación apropiada y segura del circuito de

agua sobrecalentada.

Los métodos de presurización posibles son:

* Sistema de presurización abierto (Fig. 13)

* Sistema de presurización cerrado :

- Colchón de vapor en la propia caldera (Fig.14)

- Colchón de vapor en depósito de expansión (Fig.15)

- Colchón de gas en vaso de expansión (Fig.16)

- Colchón de gas en depósito de expansión (fig.17)

- Con bomba de presurización (Fig.18)

- Con colchón de vapor externo (Fig.19)

En general, en todas las instalaciones de agua sobrecalentada,

deberán cumplirse las siguientes condiciones:

- La temperatura del circuito de retorno no debe ser inferior al

valor determinado por el fabricante de la caldera, salvo en

los arranques y paradas del sistema.

- La presión de servicio en la instalación debe prevenir que pueda

revaporizarse el agua, en cualquier lugar de la misma.

- Todo sistema de agua sobrecalentada debe disponer de un

espacio de expansión capaz de compensar los cambios

de volumen del sistema dependientes de las variaciones de

temperatura.

- Si se instala una válvula de interrupción entre la caldera y el

espacio de expansión, ésta debe permitir que sea bloqueada

en posición de abierta.


- El dimensionado de las tuberías de expansión y alimentación del

sistema (Fig 1) deberán cumplir con los valores siguientes:

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

di (alimentación) = 15 + 0,9237 Q1/2 mm (86)

siendo : di = Diámetro interno de la tubería en mm

Q = Potencia calorífica de la caldera en Kw.

En el caso de que una tubería sea a la vez de expansión y

alimentación el valor de di será:

di 1,25 ( 15 +1,397Q1/2 ) mm (87)

En ningún caso, di será inferior a 25 mm.

NOTA.- En el Art. 16.3 de la Legislación vigente en España (ITC MIE-API) se indica que se

calculará de forma que el flujo de agua desde caldera a depósito de expansión o

viceversa, en las condiciones mas desfavorables de operación, su velocidad no será


superior a 1 m/s. Si no se justifica esta velocidad, se tomará el diámetro que resulte de

aplicar esta fórmula : di = 15 + 1,5(Q/1000)1/2 mm (88)

siendo Q la potencia de la caldera en Kcal/h.

Comparando las fórmulas (86) y (88) tenemos:

di = 15 + 0,0476Q1/2 (89)

di = 15 + 0,0474Q1/2 (90)

ambos casos las fórmulas (86) y (88) son equivalentes. La innovación europea es fijar el

valor mínimo de las tuberías de alimentación, así como, contemplar el caso de tuberías

combinadas de expansión y alimentación que nuestra legislación no contempla, salvo en

el caso de instalaciones de agua caliente.

En las fig.13 a 19 se presentan esquemas de los posibles sistemas de

circuitos de agua sobrecalentada, según sea el sistema de presurización

adoptado, con el equipo de control mínimo necesario.

Todos los sistemas deberán disponer de una bomba de

circulación de agua, cuyo caudal no permita que

puedan presentarse condiciones adversas al

funcionamiento de la caldera. En principio, su caudal

vendrá determinado por la siguiente fórmula:

o KQt t xVi r e

/

( )1000

(91)

siendo :

K = Caudal de agua en m3/h

Q = Potencia de la caldera en Kcal/h

ti � tr = Diferencia de temperatura en ºC entre ida y

retorno.

Ve = Volumen específico en m3/T del agua a la

temperatura en donde está situada la bomba de

circulación.


Para calderas, operando con colchón de vapor interno

(Fig.13), el equipo de control y seguridades será el mismo

que se aplica en calderas de vapor y los tubos de ida y

retorno deberán terminar por lo menos 50 mm por debajo

del nivel mas bajo reglamentario.

Si la caldera es del tipo inundada (completamente llena de agua),

la toma de salida de agua (ida) se tomará en el punto mas alto de la

caldera.


Para calderas operando con depósitos de expansión

presurizados por vapor (Fig 15 y19) o colchón de gas (Fig

17), así como, depósitos abiertos con presurización por

medio de grupo motobomba (Fig 18), el sistema indicador

y de control de nivel se colocarán en el depósito de

expansión.


El nivel de agua deberá ser controlado automáticamente

con protección de operación por nivel bajo, actuando

sobre el sistema de aporte calorífico. En todos los casos en

que el limitador de nivel se coloque en el depósito de

expansión, se colocará un limitador de nivel adicional en

la parte superior de la caldera o en lugar adyacente

(tubuladura de salida).

En toda caldera inundada, salvo en el caso de depósitos

de expansión abiertos, deberá colocarse una válvula de

ventilación en la zona mas alta de la misma.

Deberán instalarse indicadores de temperatura en las

líneas de ida y retorno, con indicación, en la carátula, de

la máxima temperatura permitida. En la instalación

deberá preverse la posibilidad de control de esta

temperatura por medio de termómetro patrón.


Tanto en las calderas, como en los depósitos de

expansión cerrados deberán colocarse manómetros

con grifos de 3 vías. Así mismo en los sistemas

cerrados, salvo en el caso de la Fig.16, deberá

instalarse un sistema controlador de la presión,

colocado en la caldera o en el depósito de

expansión si la presurización se realiza por el propio

vapor (Fig 14 y 15), solo en el depósito de expansión

si se utiliza un sistema de vapor externo (Fig 19) o por

colchón de gas (Fig 6) y aguas debajo de la bomba

de presurización (Fig 18).


Salvo en instalaciones con depósito de expansión

abierto (Fig 13), se deberá disponer de un sistema

limitador de presión máxima, situado en la caldera

para evitar que se sobrepase la presión máxima

admisible.

Toda instalación con sistema de presión exterior con

membrana, deberá disponer de una conexión para

poder comprobar que el vaso está

convenientemente lleno de gas.

En los sistemas presurizados por bomba (Fig 18), la

válvula automática, situada en la LINEA de by-pass

de la bomba de presurización debe ser activada, si

cualquiera de los limitadores de presión actúa.

La descarga de las válvulas de alivio, en las

instalaciones de agua sobrecalentada debe ser

conducidas a un depósito flash, de diseño

adecuado, para dejar evacuar solo a la atmósfera,

el vapor flash producido en la descarga de las


válvulas y evacuando el agua (sin presión) al

desagüe.

Es posible operar varias calderas de agua

sobrecalentada en paralelo, salvo en los siguientes

casos:

- Calderas con colchón de vapor interno.

- Calderas con colchón de vapor externo,

salvo que el depósito de expansión sea

común.

8.7.1.-DIMENSIONADO DE LOS DEPOSITOS DE EXPANSIÓN

Según sea el tipo de instalación escogido, deberemos conocer los

siguientes parámetros:

- Volumen total de la planta (VA, litros) compuesto por Caldera, tubería y

aparatos consumidores.

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

- Volumen expandido (VE, litros) debido al cambio de temperatura,

supuesta una temperatura de llenado de 10 ºC

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

expandido VE = VA x n / 100 (93)

- El volumen inicial Vv (volumen de líquido almacenado en el depósito a

la temperatura mas baja de la planta será :

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

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

- La presión inicial P0 (presión de gas en depósito de expansión antes de

presurizar el sistema) será, como mínimo igual a la presión estática Pst

más la presión de saturación Ps correspondiente a t.

P0 Pst + Ps (94)

- La presión final PE no será nunca superior a la presión de disparo de la

válvula de seguridad menos la presión de rearme de la misma. En


ciertos casos, se tomará en cuenta la diferencia de presión estática

entre el depósito de expansión y la localización de la válvula de

seguridad.

- El volumen nominal Vn del depósito de expansión abierto no será

inferior a 2 VE y en el caso de depósitos sin membrana de 3 VE.

- - Para depósitos con membrana y sistemas con generación de presión

interna el volumen Vn será de 1,5 (VE +Vn) (95).

- En el caso de vasos de expansión con membrana, el volumen nominal

será al menos de:

o VV V x P

P PNmine v e

e

( ) ( )1

0 (96)

- cumpliéndose además que el volumen efectivo V0 VE + Vv

Para asegurar que el vaso contiene el volumen inicial de agua en

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

PV P

V Vaminn

n v

( )0 1 (97)

El vaso de expansión se seleccionará por el tamaño

correspondiente a vv.

Para asegurar que a la temperatura máxima la presión PE no se

supera, la presión de llenado no superará el siguiente valor:

PP

V PV P

amaxe

e e

n

1

111

1

0

( )( )

(98)


Para asegurarse que la presión de llenado se ha seleccionado

convenientemente PA max será 0,2 bar superior a PA min. Si no es así, se

seleccionará un vaso de tamaño superior.

El volumen de los depósitos de expansión con membrana y sistema

externo de presión (colchón de gas o bomba) será:


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

9.- LÍNEAS DE DISTRIBUCION

9.1.- VAPOR

Una vez producido el vapor en el equipo adecuado (caldera,

recuperador, productor), debemos diseñar la red de tuberías apropiada

para que el vapor llegue a todos los puntos de consumo en las

condiciones requeridas de caudal, presión y título necesarias.

9.1.1.- COLECTOR

Podemos realizar la distribución de vapor instalando un colector de

vapor distribuidor ya sea en la propia sala de calderas y/o en las distintas

naves en donde existen aparatos consumidores.

La existencia de colector nos permite poder seccionar una

determinada línea de vapor para realizar una modificación o sustitución

de la misma sin tener que parar la planta.

Para calcular el tamaño apropiado es recomendable adoptar una

sección igual a 1,5 veces la sección de las distintas tuberías a él

conectadas. Un diámetro de colector inferior causa problemas de

distribución con falta de vapor en las tuberías mas alejadas de la tubería

de entrada de vapor, así como, pérdida de presión excesiva.

Este colector debe disponer siempre de un sistema de purga del

agua decantada de arrastre del vapor, así como, de los condensados de

la tubería entre caldera y colector, recuperando estos condensados en el

tanque de alimentación de la caldera.


La unión entre caldera y colector se realiza normalmente mediante

tubería del mismo tamaño que el correspondiente al de la válvula de

salida de vapor de la caldera.

Una buena instalación, si existen varias calderas, dispondrá siempre

de colector de vapor en sala de calderas.

9.1.2.- TUBERIA

El transporte de vapor desde el punto donde se produce hasta el

punto de consumo requiere una tubería que da lugar a:

- Pérdida de presión, pues la circulación del vapor por el

interior de la tubería se realiza con una pérdida de carga

por rozamiento, proporcional a la velocidad de

circulación y la longitud de la tubería.

- Pérdida de vapor al condensarse parte del vapor que

circula por la tubería por las pérdidas por radiación a

través de la superficie de la tubería, aún estando aislada.

Utilizar tuberías de gran tamaño (velocidad del vapor baja) reduce

sensiblemente la pérdida de carga pero incrementa el coste de la

instalación, así como, la cantidad de vapor condensado.

El uso de tuberías de transporte de sección reducida, rebaja el

coste de su instalación y la cantidad de vapor condensado pero

aumenta las pérdidas de presión.

El diseño de una instalación adecuada de distribución de vapor

debe partir de conocer exactamente las necesidades de cantidad de

vapor y presión necesarios en cada punto de consumo.


La máxima pérdida de carga admisible será igual a la presión de

vapor en válvula de salida de vapor en caldera y la presión de vapor

necesaria en punto de consumo.

Para conocer la pérdida de carga de una tubería de transporte de

vapor debemos aplicar la siguiente fórmula :

siendo :

p = Pérdida de carga en Kg/cm2.

= Coeficiente que depende del Nº de Reynolds (Re) y del

tamaño de la tubería.

W = Velocidad del fluído en m/s.

= Peso específico en Kg/m3.

L = Longitud equivalente de tubería en m.

g = 9,81 m/s2.

Di = Diámetro interior del tubo en m.

El valor de Re es igual a w.di/ siendo la viscosidad cinemática del

vapor en m2/s.

En la TABLA XXVll damos el valor de para vapor saturado entre 1 y

20 Kg/cm2 de presión manométrica.

p = w . . L2g.d .10 ( )

2

i4

76


TABLA XXVll

VISCOSIDAD CINEMATICA VAPOR m2/s x 106

PRES. 0 1 2 3 4 5 6

22 13 10 7 6 5 4,5

PRES. 7 8 9 10 11 12 13

4 3,7 3,3 3,1 2,9 2,7 2,5

PRES. 14 15 16 17 18 19 20

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

En la TABLA XXX se da el valor de según valores de Re y diámetro

de tubería, supuesto un valor de rugosidad de pared de 0,03 (tubo de

acero industrial).

Mediante el valor de L (longitud equivalente) introducimos la

influencia de curvas, válvulas y accesorios en la pérdida de carga de la

tubería. Este valor de L es igual a la longitud de la tubería desarrollada

mas las longitudes equivalentes de cada una de las interferencias en la

conducción de la tubería.

Damos a continuación los valores de las longitudes equivalentes

para accesorios y elementos de la instalación.

LONGITUD EQUIVALENTE PARA ACCESORIOS Y ELEMENTOS DE

INSTALACION

VALVULAS EN ANGULO L/di = 80

VALVULAS DE RETENCION L/di = 145

VALVULAS DE PIE L/di = 145 para di 80

VALVULAS DE MARIPOSA L/di = 7,5


VALVULAS DE COMPUERTA L/di = 7,5

VALVULAS DE ASIENTO L/di = 102

TABLA XXVlll

LONGITUDES EQUIVALENTES

CAMBIOS DE SECCION

d1/d2 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9

L/(d1+d2) AMPLIACION BRUSCA 22 18 10 5,3 1,6

AMPLIACION GRADUAL 7,8 5,7 3,7 2 0,8

REDUCCION BRUSCA 4,1 9 12 13,5 14,3

REDUCCION GRADUAL 0,8 2,1 4,1 7 10,6

TABLA XXlX

LONGITUDES EQUIVALENTES

CURVAS

45º 60º 90º 180º

L/di R=d 13,9 18,8 20,8 41,6

R=2d 7,8 10,6 12,3 24,6

R=5d 6,5 7,4 8,2 16,4

En el cálculo de las tuberías de vapor, debe considerarse siempre,

el caudal máximo que deba circular por la tubería, teniendo en cuenta


que aunque el caudal medio horario sea uno, el caudal a considerar será

el máximo de la instalación.

Como velocidad de transporte podemos optar, según sean las

condiciones de presión, caudal y distancia, por valores entre 25 y 50 m/s,

tanto más baja cuanto mas longitud de instalación exista.

TABLA XXX

COEFICIENTE x 10-3

di

mm

Nº REYNOLDS Re

x 105 x 106 x 107

2 4 6 8 10 2 4 6 8 10 2 4 6 8 10

10 29 26,8 26,2 26 25,9 25,9 25,9 25,9 25,9 25,9 25,9 25,9 25,9 25,9 25,9

15 27 25,2 24,3 24 23,7 23,5 23,5 23,5 23,5 23,5 23,5 23,5 23,5 23,5 23,5

20 26 24,3 23,3 22,8 22,5 22 21,9 21,9 21,9 21,9 21,9 21,9 21,9 21,9 21,9

25 25,5 23,8 22,7 22 21,7 21,1 21 21 21 21 21 21 21 21 21

32 24,8 23,1 22 21,5 20,9 20 19,8 19,8 19,8 19,8 19,8 19,8 19,8 19,8 19,8

40 24,6 23 21,5 20,8 20,2 19,2 18,8 18,7 18,7 18,7 18,7 18,7 18,7 18,7 18,7

50 24,5 22,9 21 20,3 19,8 18,4 18 17,8 17,8 17,8 17,8 17,8 17,8 17,8 17,8

65 24,4 22,8 20,8 20 19,5 18 17,4 17,2 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1

80 24,3 22,7 20,5 19,6 19 17,3 16,5 16,2 16,1 16,1 16,1 16,1 16,1 16,1 16,1

4� 24,3 22,6 20 19,5 18,7 17 16 15,5 15,4 15,3 15,3 15,3 15,3 15,3 15,3

5� 24,2 22,5 19,9 19,4 18,5 16,7 15,5 15 14,8 14,7 14,6 14,5 14,5 14,5 14,5

6� 24,2 22,4 19,8 19,3 18,3 16,5 15,2 14,7 14,5 14,3 14,1 14,1 14,1 14,1 14,1

8� 24,1 22,3 19,7 19,1 18,1 16,1 14,8 14,2 14 13,8 13,3 13,2 13,2 13,2 13,2

10� 24,1 22,2 19,6 19 18 16 14,6 14 13,7 13,5 13 12,8 12,8 12,8 12,8


En la TABLA XXXl se da la velocidad del vapor saturado, según

presión manométrica y tamaño de tubo para 1000 Kg/h de vapor.

La TABLA XXXll da el caudal de vapor saturado que puede pasar

por una tubería determinada, según presión, para que la pérdida de

carga sea de 0,2 Kg/cm2 por cada 100 m de longitud equivalente.

TABLA XXXl

VELOCIDAD EN m/s DE 1000 Kg/h DE VAPOR SATURADO

bar ½� ¾� 1� 1

¼�

1

½�

2� 2

½�

3� 4� 5� 6� 8�

1 1248 685 393 231 172 108 65 47 28 18 12 7,4

2 854 469 269 158 118 74 44 32 19 13 8,5 5

3 653 358 205 121 90 56 34 25 15 9,6 6,5 3,9

4 528 290 166 98 73 46 27 20 12 7,8 5,2 3,1

5 445 244 140 82 61 38 23 17 9,9 6,5 4,4 2,6

6 384 211 121 71 53 33 20 14 8,6 5,6 3,8 2,3

8 303 166 95 56 42 26 16 11 6,7 4,4 3 1,8

10 250 137 79 46 35 22 13 9,4 5,6 3,7 2,5 1,5

12 213 117 67 39 29 18 11 8 4,7 3,1 2,1 1,2

15 175 96 55 32 24 15 9 6,5 3,9 2,5 1,7 1,04

18 148 81 46 27 20 13 7,6 5,5 3,3 2,1 1,4 0,88

20 134 74 42 25 19 12 6,9 5 3 1,9 1,3 0,80


TABLA XXXlI

CAUDAL VAPOR SATURADO Kg/h p = 0,2 Kg/cm2 x 100 m

bar 1/2" 3/4" 1" 1

1/4"

1

1/2"

2" 2

1/2"

3" 4" 5" 6" 8"

1 1,5 4 9,2 21 33,4 68,3 147 247 528 982 1751 3968

2 1,9 4,7 11.1 25,4 40,3 82,6 204 298 638 1187 2117 4797

3 2,1 5,4 12,7 29 46,2 94,5 227 341 731 1358 2423 5491

4 2,4 6,1 14,1 32,2 51,3 105 247 379 811 1508 2691 6098

5 2,7 6,6 15,4 35,1 55,9 114 265 413 884 1644 2932 6645

6 2,8 7,1 16,6 37,8 60,1 123 299 444 951 1768 3154 7147

8 3,2 8,1 18,6 42,6 67,7 139 329 500 1071 1991 3553 8050

10 3,5 8,8 20,5 46,8 74,5 152 356 550 1178 2190 3909 8858

12 3,8 9,6 22,2 50,8 80,7 165 356 596 1276 2373 4235 9596

15 4,2 10,6 24,6 56,1 89,2 182 394 659 1411 2624 4681 10607

18 4,5 11,5 26,7 61 97 198 428 717 1534 2852 5089 11532

20 4,8 12,1 28,1 64 102 208 449 752 1609 2992 5339 12097

Veamos un ejemplo de aplicación de la TABLA XXXll. Deseamos

transportar 1500 Kg/h de vapor saturado a 6Kg/cm2, con una pérdida de

carga máxima de 0,5 Kg/cm2 con una longitud equivalente de 80 m

(distancia, curvas, válvulas, etc.).


Como que la pérdida de carga es directamente proporcional al

cuadrado de la velocidad y a la longitud, podemos escribir la siguiente

relación:

01

010 xLp

xLpQQ

(100)

siendo:

Q0 el valor del caudal de vapor según la TABLA XXXll

p0 = 0,2 Kg/cm2 y L0 = 100 m.

Aplicando valores, tenemos Q0 = 848,5 Kg/h

En la línea correspondiente a 6 Kg/cm2 tenemos que un tubo de 4"

permite pasar 951 Kg/h de vapor y el anterior solo 444,2 Kg/h.

Escogeremos el tubo de 4" y la pérdida de carga de la tubería será de :

0,5 x (848,5/951)2 = 0,398 Kg/cm2.

Finalmente, indicamos unos consejos de orden práctico, a

considerar siempre que se proyecte una instalación de vapor:

La tubería deberá tener siempre pendiente negativa en la

dirección de avance del vapor.

Al fina de cada línea debe instalarse siempre un sistema

purgador de los condensados producidos en el transporte

del vapor.

Las tomas de vapor, desde la línea principal hasta los puntos

consumidores se realizará siempre por la generatriz superior

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

de �báculo de obispo�.


Como las tuberías de distribución de vapor están sometidas a

dilatación por la temperatura alcanzada en servicio igual a la

temperatura del vapor transportado, deben preverse los

adecuados sistemas de absorción de dilataciones mediante la

colocación de adecuados puntos fijos y puntos deslizantes,

colocando entre puntos fijos un sistema compensador de estas

dilataciones por medio de liras de dilatación realizada con el

propio tubo de transporte o por compensadores tipo fuelle.

La dilatación a compensar será:

L = L0 x x (ts - 15) (101)

siendo:

L = Dilatación a compensar en mm

L0 = Longitud de tubería entre puntos fijos en mm

= Coeficiente de dilatación del acero = 0,000011

s = Temperatura del vapor en ºC

El diseño de los puntos deslizantes solo debe permitir el

movimiento longitudinal del tubo, evitando todo movimiento

transversal.

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

instalación, produzca un sifón (punto bajo en relación a

la instalación de la tubería), se deberá colocar en este punto

bajo un pote colector de condensados y el

correspondiente sistema de purga de los mismos.


9.2.- AGUA SOBRECALENTADA

En una instalación de agua sobrecalentada, podemos aplicar las

líneas generales indicadas en el apartado correspondiente a la

distribución de vapor, teniendo en cuenta en este caso de que el

líquido transportado en este caso es agua.

Como en el caso del vapor, es recomendable disponer de un

colector distribuidor, principalmente, si la planta productora de agua

sobrecalentada dispone de dos o mas calderas, colocando la bomba

de circulación entre el colector de retorno y la caldera.

9.2.1.- BOMBA DE CIRCULACION

A diferencia de una instalación de vapor en que el mismo circula

por la diferencia de presión del vapor a la salida de la caldera y la

presión en los puntos de consumo con la condensación del vapor

alimentado, en el caso de instalaciones de agua sobrecalentada se

debe dispones de una bomba que nos impulse el caudal de agua

previsto a lo largo de la instalación que siempre será en circuito cerrado.

Para la selección de la bomba adecuada, debemos conocer el caudal

de agua a vehicular y la altura manométrica que debe tener el agua a

la salida de la bomba que será igual a la pérdida de carga de la

instalación de distribución de agua en sus circuitos de ida y retorno.

Para el cálculo de agua a circular aplicamos la fórmula (102):

M = Q/(ti - tr) (102)

siendo:

M = Caudal de agua a circular en Kg/h

Q = Potencia térmica transportada en Kcal/h


ti = Temperatura del agua a la salida de la caldera en ºC

tr = Temperatura del agua a la entrada de la caldera en ºC

Como que la bomba mueve m3 y necesitamos mover Kg de

agua, debemos calcular los m3/h equivalentes a los Kh/h calculados.

Para ello aplicamos la fórmula (103):

V = M/pe (103)

siendo:

V = Volumen a circular en m3/h

M = Kg/h de agua a circular

pe = Peso específico en Kg/m3 correspondiente a la

temperatura del agua que circule por la omba

En la TABLA XXXlll se dan los valores del peso específico del agua

a distintas temperaturas.

TABLA XXXlll

PESO ESPECIFICO AGUA en Kg/m3

t ºC 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

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

t ºC 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200

Pe 951,0 943,1 934,8 926,1 916,9 907,3 897,3 886,9 876,0 864,6

Para conocer la altura manométrica que debe dar la bomba a

instalar, seguiremos las pautes de cálculo que se indican el el Apdo.

9.2.2, teniendo en cuenta de que el cálculo nos da la pérdida de carga


de la instalación en Kg/cm2 y que la bomba nos dá altura manométrica

de agua, por lo que deberemos transformar la pérdida de carga de

Kg/cm2 a m.c.d.l.

9.2.2.- TUBERIA

Como velocidad teórica de transporte es recomendable tomar

una velocidad de 2 m/s, calcular el diámetro de tubo correspondiente y

ajustar al valor nominal de tubo mas próximo al valor calculado.

Para calcular la pérdida de carga aplicamos la fórm. (76) siendo

los valores de necesarios para calcular el valor del Nº de Reynolds los

que se dan en la TABLA XXXlV

TABLA XXXlV

VISCOSIDAD CINEMATICA AGUA en m2/s x 106

ºC 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

1 0,8 0,65 0,55 0,48 0,44 0,4 0,37 0,33 0,3

ºC 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200

0,28 0,25 0,24 0,22 0,2 0,195 0,19 0,183 0,176 0,17

Conocido el valor de Re (Reynolds), encontramos el valor de en

la TABLA XXX.

El cálculo de la longitud equivalente se obtiene aplicando los

mismos criterios que se han indicado para el caso de las tuberías de

vapor.

Realizados todos los cálculos, si el el valor de p es demasiado

elevado, aumentaremos en un tamaño el diámetro del tubo escogido y


si el valor de p es bajo, calculamos la pérdida de carga con tamaño

de tubo inmediato inferior y comparando con el resultado obtenido,

tomaremos la decisión sobre el tamaño de tubería a escoger y la

pérdida de carga de la instalación que nos sirve para la selección de la

bomba adecuada.

En cuanto a los consejos de orden general a considerar en las

instalaciones de distribución de agua sobrecalentada se dan los

siguientes:

La tubería tendrá siempre pendiente positiva en la dirección

de avance en la tubería de ida y pendiente negativa en la

dirección de retorno.

Deben preverse puntos de purga de aire en la instalación, en

todos los puntos altos en que pueda acumularse el aire

contenido en la instalación antes del llenado de la misma.

Al igual que en las tuberías de vapor, las tuberías de agua

sobrecalentada deberán diseñarse de forma que se absorban

las dilataciones que puedan producirse y deberán disponer de

los adecuados puntos fijos y deslizantes.

9.3.- CONDENSADOS

Está fuera de toda duda que retornar los condensados producidos

en los distintos puntos consumidores de vapor por intercambio de calor es

rentable.

- Reduce el consumo de agua y el de los aditivos necesarios para

su acondicionamiento.

- Recupera calor, elevando la temperatura del agua de

alimentación, con el consiguiente ahorro de combustible.


Aproximadamente cada 6ºC de aumento de temperatura en el

agua de alimentación reduce en 1% el consumo de

combustible.

En ciertos casos, debemos plantear la rentabilidad de esta

recuperación, cuando las distancias entre los puntos de consumo de

vapor son muy elevadas, en cuyo caso deberán considerarse las pérdidas

por radiación de las tuberías de retorno, además de las pérdidas de

carga de la instalación y en los casos en que pueda existir la posibilidad

de retornos contaminados ( grasas, aceites, ácidos, etc.) la instalación de

un sistema detector de esta eventual contaminación que siempre es de

coste elevado.

El objetivo del desarrollo de este tema, es analizar la red de

condensados para realizar un buen diseño de la misma, eliminando los

problemas que conlleva un diseño deficiente.

En una tubería de retorno de condensados distinguimos tres estados

de funcionamiento:

I. En el arranque de una máquina debe eliminarse el aire de la

instalación a través del purgador.

II. Durante el periodo de calentamiento de la máquina, hasta la

temperatura de régimen, se produce una gran cantidad de

condensado frío, muy superior al normal de funcionamiento y

estimado entre 2 y 3 veces y además con una presión de vapor

antes del purgador más baja que la normal.

III. Cuando la máquina alcanza su temperatura de régimen, la

cantidad de condensados será la correspondiente al vapor

consumido en condiciones normales de servicio a la temperatura

muy próxima a la de saturación del vapor.


El problema aparece al tratar de dimensionar la tubería de retorno

de estos condensados hasta el tanque de agua, pues al pasar de una

presión de servicio en el purgador, hasta la descarga en el tanque de

agua a presión atmosférica, el agua se revaporiza en parte.

Z = 100 x (IA - 100)/539 (104)

siendo:

Z= % de revaporizado producido a presión atmosférica en el

tubo de retorno de condensados en su descarga en el

tanque de agua.

IA = Entalpía del agua en Kcal/Kg correspondiente a la

presión de saturación.

Así pues, a lo largo del tubo de retorno se produce una mezcla

agua/vapor con peso específico variable que dificulta el cálculo de la

pérdida de carga de la red de condensados y por lo tanto su

dimensionado.

A título práctico, podemos asegurar que escoger un purgador

capaz de evacuar de 2 a 3 veces el caudal de vapor consumido por la

máquina en condiciones de servicio es suficiente, teniendo en cuenta

tomar como presión diferencial la presión de servicio de vapor en

máquina menos la altura manométrica de la red de condensados en

relación con la máquina y menos la pérdida de carga de la red de

retorno de condensados.

Así mismo, para el dimensionado de la tubería de retorno de

condensados, tomaremos como caudal, el correspondiente al período

de arranque en que como hemos dicho anteriormente tendrá un valor de

2 veces (como mínimo) del caudal de condensados en régimen normal.


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

Tomamos como caudal de diseño de la tubería de retorno de

condensados un caudal de 2000 Kg/h.

Conocido el caudal, debemos escoger un tamaño de tubería en

función de la longitud de ésta hasta el tanque de agua y la presión

disponible en el purgador. Si la distancia es pequeña, podemos tomar

una tubería de menor tamaño pues la pérdida de carga de la misma no

tendrá la misma importancia que si la distancia fuera elevada.

EJEMPLO: En una tubería de 1", un caudal de agua de 2000 Kg/h

produce una pérdida de carga de 5,43 mbar/m. Si la longitud

equivalente de la instalación es de 20 m, la pérdida de carga será :

20 x 5,43 =108,6 mbar (0,1086 Kg/cm2), valor aceptable, pero si la

longitud equivalente de la instalación es de 100 m, esta pérdida de

carga será de 1,086 Kg/cm2, valor a tener en consideración según

sea la presión en purgador.

En la TABLA XXXV damos los caudales de condensados por tamaño

de tubería y la pérdida de carga en mbar por m en tubos de acero.

Mediante esta TABLA XXXVV podemos encontrar el valor de la

pérdida de carga para otro caudal, supuesto un determinado tamaño de

tubería aplicando la fórmula (105).


TABLA XXXV

CAUDAL DE CONDENSADOS EN l/h

di mm PERDIDA DE CARGA mbar/m

0,3 0,4 0,5 0,6 0,8 1,0 1,2

16,0 111 128 143 157 181 202 222

21,6 235 271 303 332 383 429 470

28,5 470 542 606 665 766 857 940

37,2 915 1056 1181 1294 1493 1670 1830

43,1 1322 1526 1706 1870 2158 2412 2644

54,4 2377 2745 3068 3361 3882 4339 4754

70,3 4491 5185 5797 6351 7332 8198 8982

82,5 6701 7737 9050 9477 10941 12798 12402

110,7 13976 16138 18043 19765 22822 25616 27952

p p xQQ x

dd2 1

2

1

2

1

2

3

(105)

siendo:

p2 = Pérdida de carga buscada en mbar.

p1 = Pérdida de carga según TABLA XXXV.

Q2 = Caudal de condensados objeto del cálculo en l/h.

Q1 = Caudal de condensados según TABLA XXXV.


d1 = Diámetro interior de la tubería según TABLA XXXV en mm.

d2 = Diámetro interior de la tubería escogida en mm.

Debemos recordar que el valor de la longitud a considerar es la

longitud equivalente de la tubería correspondiente a la suma de las

distancias en m mas las longitudes equivalentes de curvas, válvulas y otros

accidentes de la misma, como se ha indicado en 9.1.2.

Como primera aproximación, para iniciar el tanteo del diseño de la

red de condensados, podemos tomar unos diámetros de tuberías que nos

den unas velocidades de 2 m/s para distancias cortas (20 m máx.), de 1

m/s (hasta 150 m) y de 0,5 m/s para longitudes superiores, supuesto, como

mínimo, un caudal doble al considerado de régimen. Realizado el cálculo

comprobaremos si la pérdida de carga total del sistema es aceptable en

relación a la presión de vapor en el purgador y en caso contrario,

tomaremos un tamaño de tubo superior en el tramo de tubería que fuese

necesario.

Recordamos que la pérdida de carga del sistema debemos

incrementar la altura manométrica de la red de retorno en relación al

punto de purga y que siempre es aconsejable instalar válvulas de

retención después de cada punto de purga, cuando el sistema de

retorno de condensados recoge las purgas de varias máquinas, además

de instalar las tuberías con pendiente hacia el depósito de alimentación

de agua.

9.3.1.- AHORRO DE ENERGIA EN LA RECUPERACION DE CONDENSADOS

En múltiples procesos industriales se utiliza el vapor para el aporte

calorífico necesario, mediante sistemas de calefacción indirecta y los

consiguientes sistemas de purga de los condensados que se obtienen al

ceder su calor el vapor utilizado en el proceso.


El circuito clásico de agua, vapor y condensados se representa en

forma simple en la Fig.20, en donde, los condensados producidos en el

aparato consumidor de vapor, se envían al depósito de agua de

alimentación con el fin de aprovechar el calor sensible que aún disponen,

pues normalmente estos condensados están a la temperatura de

saturación correspondiente a la presión de vapor existente en el

consumidor.

Cuanto mayor sea el porcentaje de condensados recuperados,

mas calor recuperaremos y menor calor será necesario aportar en el

sistema de combustión, con el fin de producir la producción nominal de la

caldera, pues el agua de alimentación irá subiendo de temperatura a

medida que mayor cantidad de condensados se recojan.

Como el depósito de alimentación de agua está abierto a la

atmósfera, la temperatura del agua en el mismo no podrá superar los 100


ºC, por lo que, aunque se aumente la cantidad de condensados

recogidos no mejoraremos el ahorro de combustible, lográndose

solamente que a partir de un determinado porcentaje de retorno de

condensados, se aumente la cantidad de revaporizado producido y

enviado a la atmósfera, con la consiguiente pérdida de calorías (1 Kg de

vapor a presión atmosférica tiene una entalpía de 638,8 Kcal).

El porcentaje de condensados r con que se alcanzan los 100 ºC en

el depósito de agua es función de la temperatura de estos condensados

y asumiendo que ésta es la de saturación del vapor según presión del

mismo, se obtienen por aplicación de la fórmula (1):

%r = 100 x (100 - ta)/(ia - ta) (106)

siendo:

ta = temperaturaagua de aporte

ia = entalpía de los condensados en Kcal/Kg

Por aplicación de la fórmula (106) y supuesto ta = 20 ºC, tenemos

que recoger un 80% de condensados a 1 bar para alcanzar los 100 ºC,

pero solamente un 45,5 % si la presión es de 15 bar.

Para mejorar el aprovechamiento calórico de los condensados

recogidos, evitando en lo posible el revaporizado en el depósito de

alimentación de agua, se pueden alimentar directamente los

condensados a la caldera mediante un circuito agua, vapor y

condensados que se representa en la Fig. 21

Ajustando el valor P1 de la presión de trabajo en el colector de

condensados, podremos alimentar directamente los condensados a la


caldera, con un mínimo de vapor flash que se aprovecha enviándolo al

depósito de agua, para calentamiento del agua de aporte

compensatoria del vapor no recuperado y de las purgas de la caldera.

En el depósito de recogida de condensados, éstos con

temperatura superior a la de saturación correspondiente a su presión de

tarado, se revaporizan en parte (vapor flash), en mayor cantidad cuanto

menor sea esta presión, por lo que para evitar, cuando el porcentaje de

condensados sea alto, que se pierda vapor flash en el depósito de

alimentación de agua por alcanzarse los 100 ºC, deberá aumentarse en

lo posible la presión de tarado en el colector, teniendo en cuenta de que

el sistema de purgadores instalados sea capaz de evacuar la totalidad

del condensado producido en las condiciones de presión diferencial (

Presión de vapor en consumidor - ( Presión vapor en colector + pérdidas

de carga del sistema de condensados)) del sistema.


En las TABLAS XXXVl y XXXVll resumen que se adjuntan, para distintos

% de condensados según sea el sistema escogido de retorno de estos

condensados, se puede observar que hasta un 40 % de retorno de

condensados el sistema, según Fig.20, es suficiente y el método

recomendable por su menor coste de inversión que representa.

A partir del 50 % y en función del tamaño de la instalación

(cantidad de vapor producido), debe estudiarse la rentabilidad de una

instalación según el Esquema de la Fig.21, que mejora, el rendimiento de

la instalación, para condiciones de alto porcentaje de retorno de

condensados.

Como ventaja añadida a la disminución de combustible necesario

para producir una cantidad de vapor determinada, es la de reducir el

consumo de agua de aporte necesaria, con el consiguiente ahorro de

coste en el tratamiento y acondicionamiento de esta agua.

Según las TABLAS XXXVl y XXXVll que se adjuntan, para un 80 % de

retorno de condensados, la comparación de datos, nos da el siguiente

resumen entre los sistemas de las Fig. 20 y 21:

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

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

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


RECUPERACION

CONDENSADOS

TABLAXXXVI

RETORNO DE CONDENSADOS A DEPOSITO DE AGUA DE

ALIMENTACION

tA ºC AGUA ALIM.

K/K VAPOR

CONS.COMB.

%

REVAPORIZ.

K/K VAPOR

0 20 1 100 -

10 36 0,90 97,52 -

20 52 0,80 95,04 -

30 68 0.70 92,56 -

40 84 0,60 90,08 -

50 100 0,50 87,60 -

60 100 0,4258 87,60 0,0258

70 100 0,3717 87,60 0,0517

80 100 0,2776 87,60 0,07756

90 100 0,2034 87,60 0,1034

100 100 0,1293 87,60 0,1293

DATOS :

1.- TEMPERATURA AGUA AMBIENTE = 20 ºC

2.-PRESION VAPOR EN CALDERA = 10 bar

3.- CONDENSADOS A TEMPERATURA DE SATURACION


RECUPERACION

CONDENSADOS

TABLA XXXVll

ALIMENTACION DIRECTA CONDENSADOS A CALDERA CON VAPOR

FLASH A DEPOSITO DE AGUA DE ALIMENTACION

tA

ºC

P1

bar

A.DIRECTA

Kg/Kg

VAP.

VAP.A

DEP.

Kg/Kg

VAP.

A.ALIM.

Kg/Kg

VAP.

CONS.COMB.

%

REVAPOR.

Kg/Kg

VAP.

0 - - - - - - -

10 - - - - - - -

20 - - - - - - -

30 - - - - - - -

40 - - - - - --

50 70 2 0,4546 0,0454 0,5 87,60 -

60 95 2 0,5456 0,0454 0,4 85,22 -

70 93 4 0,6611 0,0389 0,3 82,74 -

80 100 6 0,7677 0,0323 0,2095 79,98 0,0095

90 100 6 0,8637 0,0363 0,1199 79,03 0,2000

100 100 6 0,9596 0,0404 0,0365 78,08 0,0365

DATOS

1.- TEMPERATURA AGUA AMBIENTE = 20ºC

2.- PRESION VAPOR EN CALDERA = 10 BAR

3.- CONDENSADOS A TEMPERATURA DE SATURACION

Como complemento a este Apartado dedicado al diseño de una

instalación de distribución de calor, incluimos una TABLAS que permiten

facilitar el trabajo de diseño en relación a la absorción de las


dilataciones de las tuberías, ya sea mediante la colocación de curvas

de dilatación en forma de U, en los tramos rectos o la colocación de los

puntos fijos en los tramos en que el trazado de la tubería tiene una curva

a 90º.

La TABLA XXXVlll se refiere a la longitud de las alas de la U,

supuesta un ancho de esta U de 0,9 m. Estas longitudes se tomarán

siempre entre centros de las curvas a 90º que forman la U y que serán,

como mínimo, del tipo 5D.

Calculado el valor de la dilatación a absorber en mm, de

acuerdo con la fórmula 101, según sea el diámetro de la tubería

empleada, la citada TABLA nos da el valor de H (longitud del ala).

TABLA XXXVlll

LONGITUD DEL ALA EN FIGURA EN U PARA ABSORCION DE

DILATACIONES PARA UN ANCHO DE 0,9 m

DILATACION A ABSORBER EN mm

TUBO 50 75 100 125 150 175 200

1 1/2� 0,75 1,25 1,75 2,20 2,60 3,00 3,50

2� 1,00 1,40 1,90 2,40 2,75 3,15 3,60

2 1/2� 1,15 1,75 2,50 3,00 3,60 4,10 4,65

3� 1,25 2,00 2,75 3,35 4,00 4,5 5,10

4� 1,40 2,25 3,15 3,75 4,50 5,10 5,75

5� 1,60 2,50 3,45 4,15 5,00 5,50 6,25

6� 1,72 2,75 3,70 4,45 5,25 6,00 6,60

8� 1,85 3,00 4,00 5,00 5,85 6,50 7,35

10� 2,10 3,20 4,35 5,25 6,25 7,00 7,85

12� 2,25 3,45 4,65 5,60 6,70 7,50 8,25


En la siguiente TABLA XXXlX se indica la distancia del punto fijo

hasta una curva a 90º, del tipo 3D para que absorba la dilatación lineal

producida contra esta curva por la parte recta posterior a la misma.

TABLA XXXlX

LONGITUD EN m DESDE PUNTO FIJO HASTA CURVA 90º

DILATACION A ABSORBER EN mm

TUBO 5 10 15 20 25 30 35 40

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

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

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

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

4� 0,85 1,25 2,5 2,85 3,20 3,50 3,65 4,15

5� 0,95 1,40 2,70 3,20 3,55 3,90 4,20 4,60

6� 1,10 1,5 2,85 3,50 3,85 4,25 4,65 4,95

8� 1,25 1,75 3,35 4,00 4,40 4,85 5,30 5,70

10� 1,35 1,85 3,75 4,35 4,85 5,35 5,85 6,25

12� 1,60 2,15 4,15 4,85 5,40 6,00 6,40 6,85

Finalmente en la TABLA XL se dan los espesores de aislamiento

para tuberías circuladas por fluidos calientes que reducen las pérdidas

por radiación de este transporte, asegurando una temperatura exterior

que cumple la legislación de Seguridad e Higiene en el trabajo.


TABLA XL

ESPESOR DE AISLAMIENTO EN mm PARA TUBERIAS

TUBO

Temperatura 1� 1

1/4�

1

1/2�

2� 2

1/2�

3� 4� 5� 6� 8� 10�

100 40 40 40 50 50 50 50 60 60 80 80

150 40 40 40 50 50 50 60 60 60 80 80

200 50 50 50 60 60 60 70 80 80 100 100

250 50 50 50 60 60 70 80 80 100 100 100

300 50 60 60 70 70 80 80 100 100 150 150

350 60 60 80 80 80 100 100 100 150 150 150

Notas:

1: A partir de un espesor de 100 mm debe emplearse manta de lana de roca

2: Para espesores inferiores puede emplearse coquilla de fibra de vidrio

3: Como envolvente exterior del aislamiento es recomendable emplear chapa de

aluminio de 0,6 mm de espesor hasta tubos de 3� y de o, 8 mm de espesor para tubos

de diámetro superior.

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