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ESCUELA TECNICA SUPERIOR DE INGENIEROS INDUSTRIALES DE SEVILLA

PROYECTO

FIN DE CARRERA

OPTIMIZACION DE LA DESHIDRATACION DE

FANGOS ACTIVADOS MEDIANTE CALENTAMIENTO

CON ENERGIA SOLAR

AUTOR DEL PROYECTO: LUIS MIGUEL OTERINO BARROSO TITULACION ACADEMICA: INGENIERIA INDUSTRIAL DIRECTOR DEL PROYECTO: ANGEL GARCIA LOPEZ AREA DE ESTUDIO INGENIERIA QUIMICA AMBIENTAL

AGRADECIMIENTOS

A todo el personal de DYTRAS, por darme la oportunidad de trabajar con ellos, confiando desde un principio en mis posibilidades como responsable de un proyecto de investigación, y especialmente a mi jefe, Álvaro Candau, que recibiéndome siempre con buen humor me brindó la oportunidad y responsabilidad de hacerlo posible.

De mis compañeros de trabajo, agradecer especialmente la ayuda mostrada por parte de Jesús, Antonio, Rosa, Marta, Jose Luís, David, Luís y otros más, que no dudaron en ningún momento en prestarme su tiempo para colaborar tanto en la búsqueda de información relacionada con el proyecto, como dándome consejos e ideas en el diseño e impresión del mismo.

A los diferentes operarios de mantenimiento de las E.D.A.Rs visitadas que tan amablemente me

atendieron y que facilitaron todo el material necesario para mis experiencias en laboratorio.

A mi tutor de proyecto Ángel García y todo el personal de laboratorio de Ingeniería Química y Ambiental de la Escuela de Ingenieros, por guiarme de manera ejemplar en el desarrollo de labores de investigador, proporcionándome además todo el material necesario para mis ensayos. Agradecer especialmente a los alumnos de 4º de ingeniería química que me ayudaron en el montaje y realización de los mismos.

A mis padres por estar siempre ahí, por enseñarme el camino correcto, por apoyarme en lo moral y en lo económico, por mostrarme con talante, su cariño y comprensión, para finalmente contemplar orgullosos el final de mi carrera.

Por ultimo, un cariñoso agradecimiento a Raquel, mi fiel pareja y mejor amiga, que desde el principio comprendió lo importante que era para mi la culminación de mis estudios, apoyándome incondicionalmente y motivándome en todo momento para el buen hacer. A todos sinceramente muchas gracias.

OPTIMIZACION DE LA DESHIDRATACION DE FANGOS ACTIVADOS MEDIANTE CALENTAMIENTO CON ENERGIA SOLAR

_____________________________________________________________________________________________ LUIS MIGUEL OTERINO BARROSO Pág. nº 1

ÍNDICE PARTE I.- ESTUDIO TEORICO I.1.- INTRODUCCION AL PROBLEMA MEDIOAMBIENTAL……………………………………………………….3 I.2.- OBJETO Y BASE DEL ESTUDIO…………………………………………………………………………………5 I.3.- ORIGEN Y TRATAMIENTO CONVENCIONAL DEL FANGO…........................................................……..6

I.3.1.- TRATAMIENTO BIOLOGICO DE BAJA CARGA………………………………………………………...6 I.3.2.- TIPOLOGIA DE FANGOS Y SU TRATAMIENTO…………………………………………………..……8

I.4.- FUNDAMENTO TEORICO DEL PROYECTO………………………………..………………………………...10

I.4.1.-DESCRIPCION DEL PROCESO DE SEDIMENTACION POR GRAVEDAD………………………...10 I.4.2.- ECUACION QUE GOBIERNA LA SEPARACION SÓLIDO-LIQUIDO………………………………..11

I.5.- LA DECANTACION CENTRIFUGA COMO METODO DE DESHIDRATACION……...…………………...12 I.6.- ESTUDIO DE LA INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA EN LA DESHIDRATACION…………………15

I.6.1.- INFLUENCIA EN LA DINAMICA DE UNA PARTICULA SÓLIDA……………………………….…….15 I.6.2.- INFLUENCIA EN LA FLOCULACION……..……………………………………………………………..17

I.7.- ESTADO DEL ARTE……………………………………………………....………………………..……..….…..18 PARTE II.- ESTUDIO EXPERIMENTAL II.1.- METODOLOGIA UTILIZADA Y DATOS DE PARTIDA ……………………………………………………..20 II.2.- EXPERIMENTACION EN LABORATORIO……………………………………………………………………22 II.3.- ELEMENTOS NECESARIOS PARA EL ENSAYO DE CENTRIFUGACION………………………………23 II.4.- ENSAYOS REALIZADOS Y CONCLUSIONES DEL ESTUDIO…………………………………………….24



PARTE III.- PROYECTO DE INSTALACION DE DESHIDRATACION DE FANGOS MEDIANTE ENERGIA SOLAR EN LA E.D.A.R. DE BONARES (HUELVA) III.1.- OBJETO Y BASE DE PARTIDA DEL PROYECTO …………………………………………………………34 III.2.- DIMENSIONAMIENTO Y CÁLCULO DE LA INSTALACION………………………………………………35 III.2.1.- LA RADIACION SOLAR COMO FUENTE DE ENERGIA…………..…………………………..35

III.2.2.- EL CAPTADOR SOLAR TERMICO………………………………………………………………..36 III.2.3.- INFLUENCIA DE LA ORIENTACION E INCLINACION DEL CAPTADOR SOLAR………….39 III.2.4.- CALCULO DE LA CARGA DE CONSUMO ENERGETICO…………………………………….41

III.2.5.- ESQUEMA BASICO DE FUNCIONAMIENTO DE LA INSTALACION……….........................42 III.2.6.- CALCULO DEL AREA DE CAPTACION SOLAR. METODO F-CHART………………………43 III.2.7.-CALCULO DE LOS INTERCAMBIADORES DE CALOR………………………………………..51 III.2.8.- SUPERFICIE OPTIMA DE CAPTACION SOLAR………………………………………………..66 III.2.9.- REGIMEN TRANSITORIO EN LA DESHIDRATACION EN CALIENTE..……………………..70 III.2.10.- CALCULO DEL ACUMULADOR SOLAR………………………………………………………..72 III.2.11.- DISEÑO DE LA INSTALACION…………………………………………………………………..74 III.2.12.- CALCULO DEL CIRCUITO HIDRAULICO ……………………………………………………...76 III.2.13.- INSTRUMENTACION Y CONTROL……………………………………………………………...94 III.2.14.- CALCULO ELECTRICOS……………………………………………………………………….…99 III.2.15.- MODIFICACION DE LA SALA DE DESHIDRATACION………………………………..….…102 III.2.16.- CALCULOS ESTRUCTURALES….………………………………………………………….…104

III.3.- PLANOS III.3.1.- PLANTA GENERAL DE LA E.D.A.R DE BONARES (HUELVA)……………………………...108 III.3.2.- DIAGRAMA DE FLUJO……………………………………………………………………………109 III.3.3.- PLANTA GENERAL DE LA INSTALACION PROYECTADA…….……………………………110 III.3.4.- DETALLES DE EQUIPOS Y CONEXIONES…………………………………………………....111 III.3.5.- MODIFICACION DE LA SALA DE DESHIDRATACION……………………….………………112 III.3.6.- CONJUNTO INTERCAMBIADOR-RECUPERADOR DE CALOR……………………………113 III.3.7.- SOPORTE Y CALORIFUGADO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR..……………………114 III.3.8.- SOPORTE CAPTADOR SOLAR Y DECANTADORA CENTRIFUGA..………………………115 III.4.- MEDICIONES Y PRESUPUESTO…………………………………………………………………………….116 III.5.- ESTUDIO ECONOMICO III.5.1- INTRODUCCION…………………………………………..……………………….………………118 III.5.2- PROPUESTA ECONOMICA………………………………………………………………………119 III.6.- PROGRAMA DE PROMOCION DE ENERGIAS RENOVABLES…....………………..………...……….124 BIBLIOGRAFIA…………………………………………………………………....………………..………...……….125



PARTE I.- ESTUDIO TEÓRICO

I.1.- INTRODUCCIÓN AL PROBLEMA MEDIOAMBIENTAL

La aplicación de la Directiva Comunitaria 91/271/CEE, relativa al tratamiento de aguas residuales urbanas conlleva la construcción de plantas depuradoras con tratamiento biológico en todas las poblaciones de más de 2.000 habitantes antes del año 2005. Ello implicará un fuerte incremento de la cantidad de fangos producidos en estas plantas, al mismo tiempo que la creciente normativa medioambiental va imponiendo condiciones cada vez más restrictivas a los posibles destinos del fango.

Estas dos premisas, aumento constante de la cantidad de fango producido como consecuencia del mayor número de plantas depuradoras y los condicionantes cada vez más limitativos, sobre sus posibles destinos, motiva la aparición de nuevas tecnologías que sean capaces, conjugando este binomio contrapuesto, dar respuesta a la pregunta: ¿Qué hacer con los fangos?.

Entre las diferentes tecnologías capaces de aportar una solución a este problema están los tratamientos que implican una valorización energética del fango. Dentro de estas tecnologías se incluyen la digestión anaerobia, secado térmico, gasificación y los procesos periféricos asociados que conlleva la aplicación de las tecnologías indicadas, como son el precalentamiento de fangos antes de la deshidratación y la cogeneración.

Estos procesos transforman el fango en un recurso útil para una posterior aplicación energética (gasificación, cementeras, centrales térmicas), siendo compatibles otros usos como el agrícola (abono, mejora de calidad edafológica del suelo) o materia prima para materiales de construcción.

Las tecnologías indicadas tienen en común una serie de aspectos básicos y que son:

• Reducción de la cantidad de fango producido (aumento del grado de sequedad, reducción de volátiles).

• Valorización de los fangos producidos y posibilidad de aprovecharlos para algún uso (agrícola, energético).

• Minimización del impacto ambiental (reducción de lixiviados, alargamiento vida útil de vertederos, menores consumos energéticos…).

• Optimización del coste económico en la gestión del fango (tratamiento del fango, transporte y aplicación).

Estas nuevas tecnologías se aplican solo para fangos digeridos anaerobicamente que producen en su fermentación metánica, por un lado un lodo estabilizado y exento de patógenos, y por otro gas metano y carbónico, que en conjunto forma lo que se denomina Biogás. A partir de este Biogás junto con el empleo de gas natural, se genera electricidad en la planta (cogeneración). Es un hecho probado que el calor del circuito de refrigeración de las camisas de los motogeneradores se ha empleado para calentar este fango digerido y espesado antes de la deshidratación mecánica. Pero que ocurre si su tratamiento biológico no conlleva una digestión anaerobia, como es el caso de la mayoría de las EDARs construidas para comunidades de tamaño poblacional menor de 30.000 habitantes. Para los procesos de tratamiento biológico de aireación prolongada que producen la digestión aerobia de la materia orgánica, el fango activo del espesador no se esta deshidratando la cantidad suficiente para cumplir con las condiciones restrictivas de dicha normativa medioambiental. Actualmente se está realizando un tratamiento del fango adecuado, floculándolo con polielectrolito y deshidratándolo, en una posterior fase, con una decantadora centrifuga. Se consigue así porcentajes de sólidos desde un 3-5% en el espesador por gravedad hasta un-18-20%, aproximadamente, de materia seca tras la deshidratación.



Ahora bien, en el futuro, muchos vertederos ya no aceptarán fangos deshidratados con menos del 30% de sólidos, sea por motivos medioambientales relacionados con los malos olores originados por la fermentación bacteriana o debido al volumen ocupado al contener mas agua ligada. Sea como fuere, reduce notablemente la vida útil de un vertedero.

Así está ocurriendo en algunos países del ámbito europeo donde se obliga a que los productos que van a vertedero tengan un grado de sequedad (>35%) y contenido en materia orgánica (<5%). La regulación de la aplicación agrícola es cada vez más restrictiva, por una parte, sobre qué tipo de suelos pueden recibir fangos, condicionantes físicos (distancia de cauces, poblaciones, pendiente, nivel freático…) condicionantes químicos (límite de metales pesados y compuestos halogenados) y, por otra parte, los relativos a la composición y tratamiento a que ha estado sometido el fango.

Esta situación suscita un serio inconveniente en el diseño, ya que nos obliga, entre otras cosas, a un secado previo al vertido.

La línea de investigación en torno al tratamiento del fango a deshidratar, se esta realizando, tanto en España como en el extranjero, basándose principalmente en el secado térmico por vía solar. Esta tecnología de secado solar es una alternativa al secado térmico convencional antes mencionada, y consiste en una construcción mejorada y resistente de un invernadero, en el cual se introduce el fango húmedo y una vez mezclado y transcurrido un tiempo, se extrae del mismo con menor porcentaje de humedad, menor volumen y con una relativa reducción de patógenos. Dicho sistema es innovador y supone una solución adecuada para el futuro, ya que se aprovecha, por un lado, una fuente de energía limpia y barata como es la energía solar térmica y por otro, se contribuye a minimizar el impacto que supone el vertido de los fangos. Por otro lado, tiene el inconveniente de que requiere mucho espacio para su implantación, siendo en algunos casos inviable. Por tanto, siguiendo con la misma línea de investigación acerca del uso de energías limpias para el tratamiento del fango, el proyecto presenta una solución, que a largo plazo, puede ser de las más rentables y emprendedoras de todas las estudiadas.

De forma resumida se presenta a continuación el contenido del proyecto. En primer lugar se ha realizado un estudio teórico que permite indagar y obtener toda la información necesaria relacionada con el problema en cuestión. En segundo lugar, se ha llevado a cabo un estudio experimental en los laboratorios de la ETSII de Sevilla, Departamento de Ingeniería Química y Ambiental, para corroborar experimentalmente las hipótesis teóricas adoptadas. Por ultimo, se proyecta una instalación de Energía Térmica Solar en la E.D.A.R. de Bonares (Huelva), con el objetivo de comprobar, in situ, el grado de mejora que puede obtenerse en la solución de este problema medioambiental.



I.2.- OBJETO Y BASE DEL ESTUDIO

Sabemos por un principio físico, ecuación de Stokes, que la velocidad de sedimentación de las

partículas aisladas en suspensión en una masa de fango espesado y dentro de un campo centrifugo, está determinada, por un lado, por el tamaño, forma y densidad de dichas partículas, así como por la naturaleza del liquido a través del cual se asientan, en concreto la densidad y viscosidad del fango, y por otro lado, por la aceleración centrifuga generada en dicho campo. En teoría si aumentamos dicha velocidad de asentamiento conseguiremos aumentar la deshidratación del fango.

Un modo de incrementar la velocidad terminal de partículas muy pequeñas, como coloides, proteínas y ácidos nucleicos, para forzar su separación, consiste en aumentar artificialmente, por medio de campos centrífugos o electromagnéticos, la fuerza `g’ por unidad de masa que actúa sobre las partículas.

Por ejemplo, si a un recipiente que contiene una suspensión de partículas sólidas esféricas se le hace girar con velocidad angular `ω’, alrededor de un eje, dichas partículas experimentarán una fuerza centrifuga por unidad de masa ω2r, donde `r’ es la distancia al eje de giro.

Si ω2r>>g, las partículas, respecto a unos ejes que giren con el recipiente, se moverán hacia las paredes del recipiente si son mas densas que el liquido que las contiene o hacia el eje en caso contrario. Dado que la gravedad efectiva no es constante, las partículas no alcanzan una velocidad terminal uniforme. En este caso, la velocidad limite o velocidad de sedimentación, que depende de r, viene dada por la expresión,

µωρρ

18)(

)(22 rD

rV pt

⋅−⋅=

Observando este principio físico, vemos que la velocidad de sedimentación centrifuga es directamente proporcional al cuadrado del diámetro y y a la densidad de las partículas sólidas. Si estas características aumentan lo hará también la sedimentación, consiguiéndose más agua libre y menos ligada, así como una torta de fangos más deshidratada.

Esto ya se consigue floculándolo con polielectrolito. Lo mismo ocurre al revolucionar nuestra maquina, que debido a la fuerza centrifuga, se consigue vencer las fuerzas de cohesión entre las partículas y el agua ligada.

La última posibilidad de aumentar la velocidad de sedimentación por centrifugación es influir en la densidad y viscosidad del fango. Como podemos observar en la ecuación anterior la velocidad de sedimentación es inversamente proporcional a dichos parámetros, y estos a su vez están íntimamente relacionados con la temperatura del fango. Suponemos que, si la temperatura del fango aumenta antes de deshidratar, reduciría notablemente dichas propiedades físicas y consecuentemente aumentaría la velocidad de sedimentación por centrifugación, mejorando con ello la deshidratación del fango para el resto de parámetros fijados.



I.3.- ORIGEN Y TRATAMIENTO CONVENCIONAL DEL FANGO I.3.1.- TRATAMIENTO BIOLOGICO A BAJA CARGA

En un reactor biológico, tienen lugar las reacciones de oxidación biológica del agua residual, dándose dos tipos diferentes de reacción: de síntesis o asimilación y de respiración endógena.

Las reacciones de síntesis o asimilación consisten en la incorporación de elementos nutritivos (materia orgánica), al protoplasma de los microorganismos, produciéndose nuevas moléculas organizadas.

En cambio en las reacciones de respiración endógena se produce la autooxidación del

protoplasma celular y aparecen cuando comienza a faltar la materia orgánica usada como alimento por los microorganismos. En su desarrollo se liberan los nutrientes usados previamente en la síntesis de nuevas células.

En los procesos de fangos activados, las bacterias son los microorganismos más importantes, ya que son las causantes de la descomposición de la materia orgánica de las aguas residuales. En el reactor biológico las bacterias aerobias o facultativas utilizan parte de la materia orgánica del agua residual para obtener energía para los sistemas, y del resto se forman células nuevas. En realidad solo una parte del residuo original se oxida a compuestos de bajo contenido energético, como el NO3, el SO4, o el CO2, el resto se sintetiza en forma de materia celular. Por otro lado, del mismo modo que es importante que las bacterias descompongan el residuo orgánico tan pronto como sea posible, también lo es el que formen un floculo adecuado, puesto que este punto constituye un requisito previo para la separación de los sólidos biológicos en la instalación de sedimentación. Para ello es fundamental mantener en el proceso de fangos activados las condiciones mas favorables para que se desarrollen las bacterias del tipo floculante (cantidad de sustrato suficiente, oxigeno adecuado, etc.) y evitar la proliferación de bacterias filamentosas, que provocan floculos voluminosos, poco consistentes y de mala sedimentabilidad (Bulking). En la curva típica de crecimiento de un cultivo bacteriano se pueden distinguir hasta cinco fases diferentes:

Fase de retardo.- Representa el tiempo necesario para que los microorganismos se aclimaten a las nuevas condiciones ambientales y comiencen a dividirse.

Fase de crecimiento exponencial.- las células se dividen a una velocidad determinada por su tiempo de generación y su capacidad de asimilar el sustrato. Siempre existe una cantidad en exceso de alimento. La tasa de crecimiento y metabolismo solo es función de la capacidad de los microorganismos para procesar el sustrato.

Fase estacionaria.- La población permanece constante, ya que las células han agotado el sustrato y la generación de células nuevas se compensa con la muerte de células viejas.

Fase endógena.- La tasa de mortalidad de bacterias excede de la generación de células nuevas. Los microorganismos se ven forzados a metabolizar su propio protoplasma sin reposición del mismo, ya que la concentración de alimento disponible se encuentra al mínimo.

Los distintos procesos de fangos activados tratan de funcionar en un punto u otro de la curva de crecimiento, en función de los resultados que se quieran obtener. Así los procesos de media carga trabajan en la fase de crecimiento exponencial, para aprovechar en la mayor medida posible la capacidad de asimilación de los microorganismos. Por el contrario, los procesos de aireación prolongada o baja carga trabajan en la fase endógena, para conseguir eliminar la materia orgánica y estabilizar el fango en exceso producido. El proceso de aireación prolongada es similar al de fangos activados convencional, excepto en que funciona en la fase de respiración endógena, lo cual precisa una carga másica reducida y una edad del fango grande.



Las ventajas más interesantes de este proceso son:

La sencillez de su funcionamiento y explotación. No requiere decantación primaria. La eliminación del proceso posterior de estabilización de los fangos, ya que estos salen

completamente estabilizados del reactor biológico. Cuando el suministro de oxigeno es suficiente, se produce la nitrificación, por lo que con

pequeñas modificaciones, puede eliminar el nitrógeno, introduciendo una etapa de desnitrificación.

Menor producción del fango que los procesos convencionales.

Habitualmente este proceso se utiliza en plantas de un tamaño de hasta 30.000 habitantes-equivalentes. Uno de los procesos que puede influir negativamente en la decantabilidad del fango es el proceso de desnitrificación. Este consiste en la reducción de los nitratos y nitritos a nitrógeno libre, por medio de bacterias heterótrofas que pueden utilizar el oxigeno de los nitratos, para las reacciones de síntesis y oxidación biológica. Los procesos de desnitrificación se producen en ausencia de oxigeno y cuando el periodo de oxidación es suficientemente prolongado. Para que se den estos procesos se necesitan los siguientes factores:

Existencia en el sustrato de una fuente de carbono orgánico suficiente. El pH debe estar entre 7 y 8 Ausencia de oxigeno. Se estima que deben existir valores por debajo de 0,2 mg/l de O2 Tiempo de retención suficiente. Siempre superior a 1,5 h a caudal medio.

En los procesos biológicos aerobios la desnitrificación se produce, en muchas ocasiones, de forma incontrolada, en el decantador secundario. Las burbujas de nitrógeno que se desarrollan en el seno de los floculos de fangos decantados aligeran a estos produciéndose un fenómeno de flotación, que distorsiona el funcionamiento de los decantadores, escapándose los fangos en el efluente depurado. En el caso de una parada continua de la deshidratación del fango espesado provocaría una situación similar. Los sólidos en suspensión del fango en general son floculentos, con una densidad próxima a la del agua, por lo que su sedimentabilidad depende de una gran numero de factores, pudiendo ser afectada durante el tratamiento biológico por variaciones de temperatura, cambios en el peso especifico de los sólidos en suspensión, nivel de oxigeno disuelto, paradas accidentales en la aireación, e incluso por variaciones en la composición de los microorganismos del propio floculo.



I.3.2.- TIPOLOGIA DE FANGOS Y SU TRATAMIENTO

Todos los sistemas y procedimientos para el tratamiento de aguas residuales producen una gran cantidad de fangos, cuyas características son muy distintas en función de su procedencia y tratamientos anteriores. La deshidratación es un proceso más en la línea de fangos. Para la elección del proceso y maquinaria necesaria mas adecuada debemos resolver cuatro puntos fundamentales:

a) Clasificación de los fangos:

En una estación depuradora de aguas residuales podemos encontrar muchas clases de fangos, en función del esquema de tratamiento. Así podemos tener:

Fangos primarios frescos: Su concentración puede variar entre 10 y 30 g/L. Están

compuestos, normalmente, por un 25% de Materia Mineral y un 75% de Materia Volátil. Generalmente se concentran y deshidratan con facilidad, salvo algunos fangos industriales con alto contenido en aceite, grasas, etc. Antes del proceso de deshidratación se concentran hasta 60-80 g/L.

Fangos primarios digeridos: Su concentración es menor que los anteriores, al eliminar

buena parte de la Materia Volátil. Es conveniente espesarlos antes de su deshidratación y así se comportarán de forma análoga a los anteriores. Una vez espesados su concentración oscilara entre 50 y 60 g/L.

Fangos Activados: Su concentración es mucho menor que los anteriores, puesto que

antes de su espesamiento no supera los 8 g/L y después de este oscila entre 30 y 50 g/L. De cara a la deshidratación debe conocerse el proceso de espesamiento realizado ya sea por gravedad, flotación, centrifugación, etc. La deshidratación es bastante dificultosa. Fangos mixtos frescos: Es importante conocer el porcentaje de primarios y activados en

exceso, Ali como el tipo de espesamiento realizado, ya que de ello dependerá su concentración y su facilidad de deshidratación.

Fangos mixtos digeridos anaeróbicamente: Estos fangos, al tener una concentración

menor espesan antes de la deshidratación.

Fangos estabilizados aeróbicamente: Son similares a los fangos activados y deben concentrarse antes de su deshidratación que es dificultosa.

Fangos primarios procedentes de tratamiento físico-químico: Suelen ser los mas fáciles

de deshidratar, siendo su concentración, después de espesar, de 80-100 g/L. El alto contenido de Materia Mineral y reactivos hacen mas fácil la separación sólido-liquido.

El fango de estudio de nuestro proyecto será de tipo fangos activados procedentes de un tratamiento de aireación prolongada o de baja carga, ya que este es el tipo de fango previsto tras el proceso de depuración en la E.D.A.R de estudio ubicada en la población de Bonares (Huelva).



b) Acondicionabilidad química del Fango:

Podemos distinguir dos clases fundamentales de fangos, según su naturaleza. • Hidrófobos: normalmente de composición mineral y proceden del tratamiento de aguas

industriales. • Hidrófilos: resultantes de tratamiento de aguas para el consumo y en particular los fangos

orgánicos procedentes de la depuración de aguas residuales urbanas. El agua en estos fangos se encuentra en las formas siguientes:

LIBRE (representa el 70% del agua total). LIGADA:

- De deshidratación coloidal - Capilar - Celular

Para la liberación del agua ligada se necesita mucha energía, que las maquinas de deshidratación no aportan, siendo necesario recurrir a tratamientos del tipo secado-térmico o incineración.

El agua libre es parcialmente eliminada por medios mecánicos. Para acelerar la perdida de agua es necesario romper la estabilidad coloidal y aumentar artificialmente el tamaño de las partículas. Por este motivo y para obtener un buen rendimiento en la deshidratación, es muy importante el acondicionamiento químico adecuado del fango. La finalidad de este acondicionamiento químico es la de conseguir una aglomeración de partículas, en forma de floculos, mediante la adición de reactivos. Estos pueden ser de origen mineral u orgánico, Cada uno produce unos floculos distintos. La elección del reactivo debe adoptarse teniendo en cuenta:

Tipo de fango y su procedencia. Nos indica el (%) de materia mineral, volátiles, contenido en grasas y aceites, concentración, etc.

Tipo de proceso posterior. Nos indica el (%) de sequedad requerido y puede limitar el tipo de reactivo. (por ejemplo: la incineración y la cal).

Tipo de aparato mecánico que va a utilizarse en la deshidratación.

REACTIVOS MINERALES El reactivo mineral forma un floculo relativamente fino y estable. Los más empleados son el cloruro férrico y la cal en dosis que oscilan entre el 3-12% para el primero, y entre 6-30% para el segundo. La dosis debe incrementarse cuando aumenta el contenido de materias volátiles. Es muy importante, para conseguir una buena floculación, un tiempo de maduración entre 15 y 30 minutos. Estos reactivos se adaptan muy bien a los filtros prensa y a los filtros de vacío.

REACTIVOS ORGANICOS El polielectrolito orgánico esta formado por largas cadenas poliméricas y produce una floculación por formación de puentes entre partículas, gracias a la ramificación de dichas cadenas. Pueden ser catiónicos y aniónicos. Los polielectrolitos catiónicos son más efectivos con fangos de elevado contenido de materias orgánicas coloidales (Materia Volátil (MV) / Materia Seca (MS): 50-75%). Los aniónicos son preferibles en el caso de tener una relación MV/MS: 30-35%. La preparación, dosificación y mezcla con el fango debe de ser cuidadosa puesto que es necesario realizar su inyección en forma de solución acuosa muy diluida (0,5-1,0 g/L). El polielectrolito se adapta muy bien a los filtros banda, centrifugas, filtros de presión y filtros prensa de membrana.



Actualmente en el acondicionamiento químico del fango de estudio (Fangos activados), se esta empleando un floculante de tipo polielectrolito catiónico de base poliacrilamida, ya que este tipo de fangos presenta un elevado contenido de materias coloidales. Este apartado es de suma importancia, ya que se considera uno de los objetivos que persigue este proyecto, es decir, obtener una importante reducción en la dosis de floculante necesaria. Este hipotético avance se justifica mas adelante en el estudio experimental realizado en laboratorio.

c) Deshidratación del Fango.

Una vez conocido el tipo de fangos y la dificultad que pueda entrañar su deshidratación, deben fijarse los parámetros necesarios en el proceso posterior a la deshidratación. El parámetro fundamental que debe fijar dicho proceso es: la sequedad del fango. Los procesos de deshidratación mecánica más usados en la actualidad son: la decantación centrifuga, los filtros bandas y los filtros de vacío.

I.4.- FUNDAMENTO TEORICO DEL PROYECTO

I.4.1.- DESCRIPCION DEL PROCESO DE SEDIMENTACION POR GRAVEDAD

Para poder entender el mecanismo de separación sólido-liquido en un proceso de deshidratación mecánica por centrifugación, estudiamos a continuación el proceso de sedimentación por gravedad, con el objetivo de abordar la diferencia entre un modelo de sedimentación de una partícula aislada (modelo de esfera rígida) y el modelo de sedimentación de partículas floculadas interactuando con otras (modelo de sedimentación impedida, retardada o de flujo pistón). En el seno de un fluido, cuando existen varias partículas en suspensión se producen interacciones entre las mismas que afecta a la velocidad de sedimentación obtenida para partículas aisladas. Al aumentar la concentración de sólidos en recipientes de dimensiones finitas, la sedimentación de las partículas provoca un desplazamiento del líquido en sentido contrario, de forma que la velocidad neta de descenso de las partículas esta relacionada con la velocidad corregida para conjuntos de partículas. En suspensiones relativamente diluidas, los microfloculos dispersos sedimentan como partículas aisladas, pero su velocidad de descenso varia al producirse la floculación. Para suspensiones de concentración elevada, las interacciones entre las partículas que sedimentan son tan acusadas que se produce la llamada sedimentación impedida, retardada o de flujo pistón. Se caracteriza por un avance conjunto del frente de sedimento, dando lugar a la formación de una frontera nítida entre la suspensión y una zona de liquido clarificado, que representa en coordenadas una curva característica “Posición & tiempo”, en la que se distinguen diferentes fases:

Un intervalo metaestable, en el que es difícil determinar la posición del frente y que corresponde a un periodo de sedimentación difusa.

Un intervalo de avance del frente de sedimentos con velocidad constante. Una etapa de compactado de sedimentos, que implica una disminución progresiva de la velocidad

de sedimentación. Una ultima etapa en la que se produce un apelmazamiento de los floculos, comprimiéndose el

sedimento. Según el modelo de sedimentación impedida propuesto por KYNCH, la velocidad de sedimentación es función exclusiva de la concentración local de partículas. Para aumentar dicha concentración, un floculante reúne las partículas asiladas en una red, formando puentes de una superficie a otra y enlazando las partículas individuales en aglomerados.



En resumen, las partículas granulares sedimentan independientemente unas de otras, con velocidades caracterizadas por su tamaño, densidad y forma. En cambio, las partículas floculadas, resultado de una agrupación espontánea o inducida de partículas en suspensión, presentan un comportamiento muy diferente. Aunque ambos en modelos se describan comportamientos diferentes, si les afecta por igual el hecho de que varíe la densidad y viscosidad del fluido que las contiene. Así para el caso del modelo de flujo pistón el tiempo en trazar las diferentes etapas de sedimentación se reduciría al aumentar la temperatura de la masa fluida. Por otro lado, esta diferencia de comportamientos es apreciable en el caso de sedimentación por gravedad, pero que ocurre si aplicamos a la masa de sólidos en suspensión un campo centrífugo que provoque una aceleración local en la partícula del orden de 4.000 a 5.000g. Suponemos para este caso una reducción considerable de los tiempos y distancias en las que se llega a la etapa última de compresión de la materia sólida. Por tanto concluimos que el uso conjunto de la aplicación de un campo centrífugo más el aumento de la temperatura de la masa de fangos proporcionara un proceso óptimo de separación sólido-liquido. I.4.2.- ECUACION QUE GOBIERNA LA SEPARACION SÓLIDO-LÍQUIDO

Justificamos en este apartado el origen del principio físico y base del estudio teórico sobre el que se fundamenta la relación causa-efecto de la deshidratación con la temperatura del fango. Los procesos de sedimentación de partículas sólidas en suspensiones concentradas con fines separativos y a escala industrial son operaciones que se han abordado por un método esencialmente empírico, si bien su fundamento se basa en leyes físicas. El movimiento de partículas en medios fluidos esta determinado por diferentes fuerzas. Los desplazamientos que producen dichas fuerzas se consideran desde un punto de vista microscópico, ya que están bajo la influencia de un campo gravitatorio. La ecuación que gobierna la velocidad de una partícula V, supuesta esférica, de diámetro D y densidad ρp en el seno de un fluido de densidad ρL es:

FgDdtdVD fPP −−= )(

6633 ρρπρπ [1.1]

donde F es la resultante de las fuerzas de presión y viscosidad que el fluido ejerce sobre la partícula. El calculo de la fuerza F, incluso cuando la partícula esta aislada o en el caso de suspensiones sólidas, y si las distancias entre partículas son mucho mayores que R (suspensiones muy diluidas), es en general complejo pues ambos problemas, el de la dinámica del fluido alrededor de la partícula (cuya fuerza depende de V) y el de la dinámica de la partícula (cuya velocidad depende de F) están acoplados y conducen a una ecuación integro-diferencial de resolución complicada. Por otra parte, los fenómenos casi-estacionarios juegan un papel relevante en muchas situaciones de interés práctico y la resistencia que experimenta la partícula a moverse en el seno del fluido no puede modelarse mediante la ley de Stokes. Un caso particular en el que el problema se simplifica notablemente es el de aquellas situaciones en las que las densidades de la partícula y del fluido son muy dispares. Sucede en estos casos que los efectos de la aceleración local son despreciables frente a los viscosos y la ley de Stokes es válida.



La dinámica de la partícula viene entonces dada por la siguiente expresión:

RVgDdtdVD fPP πµρρπρπ 6)(

6633 −−= [1.2]

que expresa el balance entre la inercia de la partícula, su peso y la resistencia fluido mecánica. Por otra parte, la velocidad terminal Vt, que se define como la velocidad que alcanza la partícula cuando la resultante de las fuerzas que actúan sobre ella es nula (aceleración nula), se obtiene de igualar a cero el segundo miembro de la ec. [1.2],

µρρ

18)(2 gD

V ppt

−= [1.3]

Observando la expresión anterior, el hecho de que decrezca con el cuadrado del diámetro de la partícula hace inadecuado su empleo para partículas del tamaño de una micra o menores ya que la velocidad terminal resultante de la ec. [1.3] puede ser menor que la de difusión. En efecto, para partículas micrometricas contenidas en agua, el orden de magnitud de la velocidad terminal dada por la ec. [1.3] es de micras por segundo. Un modo de incrementar la velocidad terminal de partículas muy pequeñas, como proteínas y ácidos nucleicos, para forzar su separación, consiste en aumentar artificialmente, por medio de campos centrífugos o electromagnéticos, la fuerza g por unidad de masa que actúa sobre las partículas. Por ejemplo, si al recipiente que contiene una suspensión de partículas se le hace girar con velocidad angular ω, alrededor de un eje, las partículas experimentaran una fuerza centrifuga por unidad de masa ω 2r, donde r es la distancia al eje de giro. Si ω 2r >>g las partículas, respecto a unos ejes que giren con el recipiente, se moverán hacia las paredes del recipiente si son mas densas que el liquido que las contiene. En este caso, la velocidad límite, que depende de r, viene dada por la siguiente expresión:

µωρρ

18)(

)(22 rD

rV pt

⋅−⋅= [1.4]

Llegamos finalmente a la misma expresión que al principio del capitulo abordamos (ecuación de Stokes). Como veremos mas adelante será a partir de esta ecuación la manera de visualizar grafica y numéricamente la relación entre la temperatura del fango a deshidratar y la velocidad de sedimentación centrifuga. I.5.- LA DECANTACION CENTRIFUGA COMO METODO DE DESHIDRATACION DE FANGOS Los tipos de centrifugadoras más usados para el espesamiento de sólidos ó deshidratación de la torta final son: la decantadora centrifuga de canasta, de tazón sólido y de tobera-disco. La deshidratación es el último paso en la separación de sólidos/líquidos. La meta es producir una torta de una densidad y resistencia tales que permitan el transporte a vertedero como un desecho sólido. En el tratamiento de lodos, el método de desecamiento está determinado a menudo por la naturaleza de los sólidos que deban deshidratarse y por el método final de disposición de los sólidos. Si el lodo se incinera, como es el caso de lodo crudo o de desecho biológico, es preciso extraer cuanta mas agua posible mejor, para reducir a un mínimo la cantidad de combustible empleado en la incineración y como consecuencia una menor emisión de gases a la atmósfera. Si el destino fuese el vertido, en principio no requerirá unos niveles de secado tan altos, aunque cada vez son más restrictivos los valores mínimos de humedad contenida en estos sólidos.



Varias son las ventajas inherentes de la centrifugación que la hacen atractiva en muchas aplicaciones de deshidratación. Entre otras ventajas importantes se encuentran el diseño compacto, el alto rendimiento y una sencillez relativa en la operación. La centrifugadora de tazón sólido que se emplea en el desecamiento del fango espesado y que será el modelo que estudiaremos, por ser utilizado generalmente en las instalaciones de tratamiento de agua residual, se clasifica en tres diseños diferentes: cónico, cilíndrico y cónico-cilíndrico. El de tazón cónico logra una sequedad máxima del sólido a expensas de la claridad del centrado al emplear un área de playa grande comparada con el volumen pequeño de la alberca del centrado. En comparación, el tazón cilíndrico tiene una alberca profunda de centrado a través de su longitud y proporciona al centrado una buena claridad aunque una torta relativamente humedad. Un compromiso entre los dos modelos es el diseño cónico-cilíndrico que es el mas utilizado para las decantadoras centrifugas.

Vista en sección de las partes integrantes de una decantadora centrifuga de tazón sólido La centrifugadora de tazón sólido del tipo cónico-cilíndrico consiste en una unidad giratoria que comprende un tazón y un transportador unidos por un sistema de engranes que hace que el tazón y el transportador giren en la misma dirección, pero con velocidades ligeramente distintas. La mayor parte de las centrifugas de tazón sólido operan entre 2000 y 3000 rpm. El transportador opera entre 50 y 150 rpm mas lento. La sección cónica en el extremo del tazón forma una playa desecadora sobre la cual el transportador empuja al lodo a las puertas de salida. El líquido clarificado que sobrenada puede escapar por los vertederos o es eliminado por un espumador. Si el centrado y la torta salen por el mismo extremo del tazón, la centrifugadora es del tipo concurrente; si abandonan la maquina por extremos opuestos se llama de tipo contracorriente (este ultimo es el modelo empleado en la EDAR de Bonares).



Vista en sección del funcionamiento de la separación sólido-liquido en una decantadora centrifuga

El fango a deshidratar entra al tazón giratorio por un tubo de alimentación que se extiende a lo largo de la flecha hueca del transportador de tornillo giratorio y es distribuido a través de puertas en la alberca dentro del tazón giratorio. El fango forma un anillo concéntrico de líquido sobre la pared interna del tazón. Los sólidos se asientan en la periferia de la superficie del tazón giratorio en virtud de la fuerza centrifuga. El líquido rebosado es eliminado por bombeo. El transportador helicoidal giratorio empuja los sólidos a la sección cónica donde son forzados a separarse del agua, mientras que el agua libre regresa a la alberca. Cuando las partículas se asientan a través del líquido en movimiento rotacional debido a la aceleración centrifuga, el líquido desplazado por las partículas se mueve radialmente hacia el eje de giro y el espacio entre las partículas es tan grande que el contraflujo del agua no interpone fricción. Cuando las partículas se aproximan a las paredes de la centrifuga y comienza a formarse una interfase liquido/sólido disminuye su velocidad de asentamiento. Los sólidos aglomerados se compactan lentamente mediante asentamiento impedido. En este, las partículas se encuentran tan juntas que la fricción producida por la velocidad del agua desplazada interfiere con el movimiento de la partícula. El asentamiento se vuelve más lento todavía debido al aumento evidente de la densidad del fango.



I.6.- ESTUDIO DE LA INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA EN LA DESHIDRATACION

I.6.1.- INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA EN LA DINAMICA DE UNA PARTICULA SÓLIDA Teóricamente un aumento de la temperatura del fango provocaría una disminución de su densidad y viscosidad. Mostramos a continuación diferentes curvas descriptivas de la influencia de la temperatura sobre ambas propiedades. Los valores que se muestran han sido tomados de unas tablas de propiedades físicas del agua a presión atmosférica y para un rango de temperaturas comprendido entre 10-85ºC.

Influencia de la temperatura en la densidad del fango

965,00970,00975,00980,00985,00990,00995,00

1000,001005,00

0 20 40 60 80Temperatura (ºC)

Dens

idad

(kg/

m3 )

Influencia de la temperatura en la viscosidad del Fango

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 20 40 60 80

Temperatura (ºC)

Visc

osid

ad (c

p))

Observando ambas curvas, se puede apreciar fácilmente como varia las propiedades físicas del fango con el aumento de la temperatura, disminuyendo para el caso de la densidad con una pendiente constante a partir de 30ºC; en cambio la viscosidad, aunque disminuye también su valor, la pendiente de la curva no se mantiene constante tal como sucede en el caso anterior, disminuyendo paulatinamente con la temperatura. Para tener una visión más numérica calculamos la disminución de estas propiedades con la temperatura, y para el caso extremo: de 10ºC a 85ºC:

Reducción de la densidad del agua: 3,11% Reducción de la viscosidad del agua: 74%

Claramente es la viscosidad el parámetro mas afectado por la temperatura ya que prácticamente permanece invariable la densidad del agua.

Temperatura (ºC)

µ: Viscosidad (centipoises)

ρ: Densidad (Kg/m3)

10 1 999,7015 0,91 999,1020 0,84 998,2025 0,75 997,0530 0,68 995,6535 0,62 994,0340 0,56 992,2245 0,51 990,2150 0,47 988,0455 0,43 985,7060 0,4 983,2065 0,36 980,5670 0,34 977,7775 0,31 974,8580 0,28 971,8085 0,26 968,62

AGUA



A partir de estas relaciones y fijando los demás parámetros que conforman la ecuación de la velocidad de centrifugación apreciaremos de forma grafica el progresivo aumento de la misma con el incremento la temperatura. Mostramos a continuación la curva que describe la velocidad de una partícula aislada con el aumento de la temperatura del fluido que la contiene:

µωρρ

18)(

)(22 rD

rV pt

⋅−⋅=

Vt (r) Velocidad de centrifugación en función del radio respecto al eje de giro ρ (T) Densidad del fango ρp (T) Densidad de las partículas sólidas r Posición de la partícula respecto al eje de giro D Diámetro de la partícula sólida µ (T) Viscosidad del fango

Dp: Diametro aproximado de

un floculo esferico (mm)

ρs: Densidad de las particulas solidas

(gr/ml)

r: Radio minimo de laparticula respecto al

eje de giro (mm)

ω: Velocidad de giro del rotor

(rpm)

0,1 1,05 30 3500

Temperatura (ºC)

Velocidad (m/s) :

10 0,11315 0,12520 0,13825 0,15830 0,17935 0,20240 0,23145 0,26250 0,29555 0,33560 0,37465 0,43270 0,47675 0,54380 0,62585 0,701

Influencia de la temperatura en la centrifugacion

0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

0,500

0,600

0,700

0,800

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Temperatura (ºC)

Velo

cidad

de c

entri

fuga

cion

(m/s)

32 00062,00167,053,0062,0 TTTVC ⋅+⋅−⋅+=

Para el caso hipotético de una partícula esférica, supuesto una densidad del mismo orden de magnitud que la del agua, situada inicialmente a una distancia de 30 mm respecto al eje de giro y bajo la acción de un campo centrifugo 4000 veces mayor que la fuerza gravitatoria, se observa un trazo parabólico del aumento de la velocidad con la temperatura. A modo de ejemplo calculamos el incremento porcentual que experimenta los solidos en suspensión en un fluido a diferentes temperaturas. Para un aumento de 10ºC a 85ºC, el incremento de velocidad de una partícula seria de 522%, prácticamente un valor seis veces mayor que el inicial. Extrapolando estas ideas a las operaciones de deshidratación de fangos en una decantadora centrifuga, es previsible un aumento de la eficiencia de la misma, ya que los sólidos en suspensión al tener menos fricción con el medio que lo contiene, formarían un anillo de floculos más compacto y con menos agua ligada en el mismo tiempo de operación.



Por otro lado, la relación numérica que existe entre dicha velocidad de sedimentación centrifuga y los valores de concentración de la torta de fangos deshidratados a diferente temperaturas, es de difícil determinación, por lo que se utilizara medios experimentales para su resolución adecuada, tal como se verá en el siguiente capitulo. I.6.2.- INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA EN LA FLOCULACIÓN

La función de un floculante es la de reunir las partículas disueltas en una red, formando puentes de una superficie a otra, y enlazando así las partículas individuales en aglomerados. La floculación adecuada es estimulada por un mezclado lento que une poco a poco los distintos floculos formados. Un mezclado demasiado intenso los rompe y raramente se vuelven a formar en su tamaño y forma óptimos. La floculación no solo incrementa el tamaño de las partículas del floculo, si no que también afecta a su naturaleza física. Por ello, el acondicionamiento optimo de un fango que se quiere centrifugar debe dar lugar a la formación de un floculo voluminoso y pesado, mas que a un floculo de naturaleza granulosa que es mas adecuado para la filtración. Por ello, están especialmente indicados, en este caso, los polielectrolitos, y su inyección en la línea de fangos antes de deshidratar debe estar lo mas próxima posible a la decantadora centrifuga para que el floculo voluminoso producido no se disuelva por un exceso de intensidad de mezclado. Respecto a la influencia de la temperatura en el polielectrolito, teóricamente se debería potenciar la capacidad de floculación respecto al tiempo, pero en principio, desconocemos si esta aplicación es más beneficiosa que perjudicial. Suponemos que los polielectrolitos fabricados hoy en día están diseñados para flocular el fango a temperatura ambiente, que es como normalmente se deshidrata. Las únicas vías de información posibles que nos podría acercar al problema son:

Experimentación en laboratorio o en una EDAR piloto Obtener la información directamente del fabricante.

En un alarde de investigación recurrimos primero a este último, el cual no nos dejó muy claro la relación existente entre la temperatura y el floculante, justificando su desconocimiento al hecho de no existir ensayos realizados en este campo. Por tanto concluimos que tendremos que analizar dicha influencia en el laboratorio, cuyos resultados se muestran en el capitulo siguiente.



I.7.- ESTADO DEL ARTE Para la realización efectiva de este proyecto de investigación, nos hemos basado en una serie de fuentes de información sobre tecnologías de nueva implantación relacionadas con la gestión y destino final del fango. Concretamente nos basamos en dos aplicaciones que aportan una mejora al proceso convencional existente. Mostramos a continuación dichas aplicaciones: 1. El calentamiento del fango a deshidratar mediante agua caliente procedente del circuito de

refrigeración de las camisas de los motores de cogeneración en una EDAR de tamaño medio-grande.

Esta aplicación fue desarrollada ampliamente por la empresa sueca ALFA LAVAL en diferentes E.D.A.Rs de Europa. Básicamente consiste en el aprovechamiento del calor cedido por los moto generadores en la cogeneración eléctrica para precalentar el fango antes de deshidratar. Alfa Laval España nos ha facilitado la siguiente información sobre resultados obtenidos de las experiencias realizadas en algunas E.D.A.Rs nacionales:

EDAR de Manresa y Gavá (Julio y Octubre 1996): Los resultados obtenidos en la EDAR de Manresa (Fango mixto digerido con un 35-40% de sólidos volátiles), indican un incremento de sequedad entre 4 y 6% m.s con un consumo de polielectrolito liquido en torno a 2,8-3,3 kg/Tm.s. Los resultados en la EDAR de Gava con fango de mayor contenido en sólidos volátiles, indican un incremento de sequedad de 4-6% m.s. con consumo de polielectrolito similares a los existentes en planta: 7,5 kg/Tm.s.

En octubre de 1997, se han realizado ensayos en la EDAR Arroyo de la Víbora (Marbella),

con la colaboración de Acosol, en los que se han comparado los resultados de la deshidratación en frío con filtros banda y centrifuga y de la deshidratación en caliente mediante centrifugas.

En Banyoles (Girona), Diciembre de 2002. Según los primeros datos obtenidos, la mejora en

los rendimientos de deshidratación en la EDAR del Terri (Banyoles) ha sido espectacular tras la puesta en marcha del Acondicionamiento Térmico de Fangos, previo a la deshidratación. Los datos proporcionados por Ricardo Vilardebó, y Sunsi Ferrer, responsables de la planta, confirman que, tras dos semanas de funcionamiento en caliente, se ha observado un importante incremento de la sequedad de los fangos deshidratados de más del 35 %, es decir un incremento mínimo de 7 puntos porcentuales en la sequedad de la torta, manteniendo el mismo consumo de polielectrolito.

En la EDAR Sant Adriá de Besós (2003) también se han realizado pruebas satisfactorias de

funcionamiento, aunque de corta duración, debido a la parada de la planta por las obras de ampliación de la depuradora. Ramón Segura, y Ángel Aranda, responsables de la “Planta de Tractament Eficient de Fangs de Sant Adriá de Besos”, nos comentan que “los resultados obtenidos en estas pruebas han sido también espectaculares incrementándose la sequedad de la torta desde el 37-40 % de materia seca en frío, hasta más del 50 % MS, en caliente, con una reducción simultanea, y muy importante del consumo de polielectrolito”.



2. Secado térmico por vía solar

Del secado térmico se ha cogido la idea de utilizar la energía solar como fuente de calor necesaria para calentar el fango de estudio. Aunque son procesos diferentes se le hace referencia en este apartado por considerarla tecnología innovadora dentro del tratamiento final de los fangos en la depuración de aguas residuales. Podemos citar, a modo de ejemplo ciertas investigaciones y desarrollo de esta tecnología a nivel nacional e internacional: A nivel internacional: La pionera en esta tecnología fue la empresa alemana THERMO-SYSTEM la cual recibió el WEF Award por su contribución a la innovación aportada en el secado de fangos. Algunas E.D.A.Rs donde se implanto esta tecnología se recogen a continuación:

Bodnegg (Deutschland) en el año 2003. Renquishausen (Deutschland) en el año 1999. Bramberg (Osterreich) en el 2001.

A nivel nacional, podemos citar como mas cercano, la investigación que esta realizando conjuntamente los departamentos de Termotecnia y el de Electrónica industrial de la ETSII de Sevilla en colaboración con EMASESA. Este grupo esta trabajando desde el año 2003 en la tecnología de secado de fangos por vía solar, desarrollando una nueva maquina robotizada que mejora a las ya existentes (entre ellas la de THERMO-SYSTEM), y cuya función básica es la de remover y escarificar el fango depositado en el invernadero. 3. Otras tecnologías relacionadas: Según artículos recogidos de la web de Water Online, la American Water esta desarrollando energías alternativas para la Nation´s Water services, como por ejemplo el empleo de paneles foto-voltaicos para alimentar toda la planta de tratamiento residual de New Jersey. Otro ejemplo de energías alternativas se recoge en la misma web: Atlantic County´s waste treatment plant, donde están desarrollando sistemas que combinan la energía solar con la eólica que constituyen un sistema híbrido cuyo objeto es suministrar potencia eléctrica a la planta.

Por tanto y, siguiendo con la misma línea de investigación acerca del uso de energías limpias y el hecho probado de mejora sustancial tras el calentamiento del fango a deshidratación, justificamos este proyecto de investigación y desarrollo como una tecnología innovadora en este campo. Por ultimo mencionar que la futura aplicación de esta tecnología solo resulta rentable para países con un número de horas de sol considerable y alta radiación solar. Por este motivo se va a apostar por su implantación futura tanto a nivel nacional, por gozar de estas características en gran parte del territorio, como internacional: en países del mediterráneo y del Magreb, cuya climatología es similar a la de España.



PARTE II.- ESTUDIO EXPERIMENTAL

II.1.- METODOLOGIA UTILIZADA Y DATOS DE PARTIDA

Tras el estudio teórico realizado, en principio se desconoce la temperatura óptima de calentamiento de los fangos antes de deshidratar. Se sabe que existe una mejora sustancial, pero no la podemos cuantificar desde un estudio teórico, ya que solo en la experimentación se tienen en cuenta todos los posibles factores condicionantes, de ahí que recurramos a un estudio experimental en laboratorio. Para realizar los ensayos de laboratorio de forma adecuada se utiliza la información recogida en el anejo de dimensionamiento del proyecto de la E.D.A.R. de Bonares (Huelva). A partir de esta información se ha modelado unas experiencias en el campo de la centrifugación, llevadas acabo en el laboratorio del departamento de Química Ambiental de la E.T.S.I.I. de Sevilla. En dicho anejo se muestran los parámetros de diseño de los procesos de deshidratación y acondicionamiento del fango, que a continuación se describen: Datos de Partida Valores de Diseño

Concentracion de lodos espesados 25,00 kgMS/m3

Caudales lodos espesados

Masicos 250,98 kgMS/diaVolumetricos 10,04 m3/dia

Tiempo de Deshidratación: 8 h/día

5 días/semana 6

Dimensionamiento del Equipo de deshidratacionMinimos exigidos

Caudal masico 43,92 kgMS/hCaudal volumetrico 1,76 m3/h

Decantador centrifugo

Caudal masico Maximo del equipo 60 kgMS/hMaximo en condiciones de trabajo 55 kgMS/h

Caudal volumetrico Maximo del equipo 2,40 m3/h

Maximo en condiciones de trabajo 2,20 m3/h



Acondicionamiento con polielectrolito cationico

Dosis Maxima 6 kg Poli/Tn MSMedia 5 kg Poli/Tn MSMinima 4 kg Poli/Tn MS

Dilucion del PolielectrolitoInyeccion en equipo de deshidratacion

En peso 0,1 %En concentracion 1 kg Poli/m3

Consumo polielectrolito

Producto puroHoras Min estimado Max.Cd.Tr

Dosis Max 0,26 0,33 kg Poli / hDosis Med 0,22 0,28 kg Poli / h

En solucion (inyeccion en equipo)Horas Min Estimado Max.Cd.Tr

Dosis Max 263,53 330,00 L/ hDosis Med 219,61 275,00 L/ h

Lodos Deshidratados

Produccion masica 43,92 kgMS/hProduccion volumetrica 0,18 m3/h



II.2.- EXPERIMENTACION EN LABORATORIO

En primer lugar, se ha realizado un ensayo de filtración y secado en horno con el objeto de obtener la concentración de sólidos en una muestra de fangos de 100 mL de volumen.

Concentracion de la muestra 53,15 g MS/LContenido en Materia Seca 5,315 g MS

Acondicionamiento con Polielectrolioto Cationico. Dosis necesaria para la floculacion

kg Poli/Tn MS8642

Maxima no usualMaxima diseñoMinima diseñoMinima no usual

Las dosis empleada para medir la influencia del polielectrolito en la floculacion y a su vez la influencia con la temperatura, son los siguientes:

Dosis de floculacion

Disolución del Polielectrolito catiónico en agua

La recomendación sobre la concentración o dilución del polielectrolito en agua, según el CEDEX esta comprendido entre [0,05 y 0,1%]. Por otro lado y según la información obtenida por empresas explotadoras de algunas E.D.A.Rs de baja carga, estas utilizan soluciones del floculante hasta el 0,2% que resulta más viscoso de lo normal. Por tanto se comprueba en este estudio el comportamiento, para distintas dosis y temperaturas, de dos diluciones características: 1 g/L y 2 g/L. Para la preparación del floculante se procede a diluir 0,50 g de polielectrolito catiónico en 0,50 L de agua para una solución de concentración de 1 g/L, mezclándolo en un agitador magnético, el tiempo necesario para que se forme una masa homogénea y viscosa. Por otro lado se realiza la misma operación, pero esta vez para una solución de 2 g/L, para el cual se ha pesado 1 g del mismo floculante vertiéndolo en un vaso con 0,50 L de agua. Preparacion de Floculante

g Poli/L fango0,4250,3190,2130,106

Dosis de Floculacion

Maxima diseñoMinima diseñoMinima no usual

Maxima no usual

Producto puro

Disolucion de polielectrolito 1 g/L 2 g/L

0,425 0,2130,319 0,1590,213 0,1060,106 0,053

Dilucion del Floculante

Dosis de Floculacion L sol Poli/L fangoMaxima no usualMaxima diseñoMinima diseñoMinima no usual



CentrifugacionVolumen del tubo de ensayo: 35 ml

1 g/L 2 g/L

14,88 7,4411,16 5,587,44 3,723,72 1,86

Maxima diseñoMinima diseño

mL sol Poli

Dilucion del Floculante

Dosis de FloculacionMaxima no usual

Minima no usual II.3.- ELEMENTOS NECESARIOS PARA EL ENSAYO DE CENTRIFUGACION A continuación se describen los diferentes ensayos realizados teniendo en cuenta los parámetros establecidos anteriormente. Para la realización de estos ensayos de centrifugación, hemos necesitado los siguientes elementos de laboratorio:

Una maquina centrifuga que proporciona los parámetros de funcionamiento necesarios para obtener unos resultados lo mas acorde posible a la realidad. Útiles para la preparación de soluciones con polielectrolito catiónico a diferentes concentraciones (0,1% y 0,2%), y realizadas mediante agitador magnético. Se analizará con ello las posibles diferencias en la floculación del fango, y su relación con la temperatura. Una bomba de vacío para la filtración del fango. Esta opera básicamente generando una depresión entre la muestra de fango y un recipiente para contener el agua extraída. Una vez filtrada se lleva al horno, que mediante secado, se obtiene la concentración de sólidos de la muestra a ensayar. Un lote de Tubos de ensayos de 40 mL capacidad volumétrica, especialmente indicado para pruebas de centrifugación; y una serie de tubos fluorescentes para la correcta observación de las diferentes muestras ensayadas.



II.4.- ENSAYOS REALIZADOS Y CONCLUSIONES DEL ESTUDIO

Se inician los ensayos de laboratorio definiendo en primer lugar los parámetros y características de operación: Parametros de Centrifugacion:

3' 10''3.000 rpm

35''5''

35,00 ml53,15 g MS/lit

Tiempo total de OperaciónRpm maxima rotor: ωmax

Tiempo desde 0 hasta ωmax

Tiempo a ωmax

Caracteristicas de la muestra de fangos

Volumen de la muestra Concentracion de solidos

Se describe a continuación cinco ensayos de centrifugación a temperatura y floculación diferente, cuyo fin fue medir, por un lado las posibles diferencias producidas por el hecho de usar una mayor o menor dosis de floculante, y por otro lado, comprobar la influencia de la dilución del polielectrolito (0,1% ó 0,2%), en la floculación.

Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)

Inyeccion de Floculante

(ml)

Temperatura de la muestra

(ºC)1 0,00 0,00 0,00 19

2 0,00 0,00 0,00 30

3 0,00 0,00 0,00 45

4 0,00 0,00 0,00 60

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

Concentracion de solidos

1 17,5 106,302 16 116,273 15,5 120,024 12 155,02

Solidos comprimidosColor

apreciadoAmarillo claro

Amarillo oscuroMarron claro

Marron oscuro

65

EXPERIENCIA Nº 1

Observaciones apreciadas

Tipo floculante: Polielectrolito cationico

Opacidad(%)

Agua clarificada

758085

En este primer ensayo se observará la influencia de la temperatura en 4 muestras de fangos sin flocular.

En este primer ensayo, sin floculante, se observa un aumento del 45,3% en la concentración de sólidos comprimidos y para dos temperaturas extremas (19º y 60ºC).



Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)


(ml)


(ºC)2 4,00 0,10 7,44 193 6,00 0,10 11,16 194 4,00 0,20 3,72 195 6,00 0,20 5,58 19

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

(ml)

Concentracion de solidos(gr MS /lit)

2 14,6 127,413 14,4 129,184 15,5 120,025 15,3 121,58

Observaciones apreciadasSolidos comprimidos Agua clarificada


ENSAYO Nº 2

Verde claro 24

Verde claro 21

En este ensayo se busca medir la influencia de la dosificacion de polielectrolito en 4 muestras a temperatura ambiente (19ºC).

Celeste claro 17Verde oscuro 28

Color apreciado

Opacidad(%)

Para el ensayo Nº 2 apenas se aprecia diferencias notables en el volumen de los sólidos comprimidos, aunque si se puede indicar que existe una posible mejora en la floculación para la dilución a 0,1%. Por otro lado se observa en el agua clarificada una alta transparencia.

Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)


(ml)


(ºC)6 4,00 0,10 7,44 307 6,00 0,10 11,16 308 4,00 0,20 3,72 309 6,00 0,20 5,58 30

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

(ml)


6 13,7 135,787 13,9 133,838 13,7 135,789 13,1 142,00

EXPERIENCIA Nº 3 En este ensayo se busca medir la influencia de la dosificacion de polielectrolito en 4 muestras a la temperatura de 30ºC.



Color apreciado

Opacidad(%)

Amarillo claro 46Verde claro 39

Amarillo claro 44Verde oscuro 42



Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)


(ml)


(ºC)13 4,00 0,10 7,44 4514 6,00 0,10 11,16 4515 4,00 0,20 3,72 4516 6,00 0,20 5,58 45

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

(ml)


13 13 143,1014 12,7 146,4815 12,4 150,0216 12,1 153,74




Color apreciado

Opacidad(%)

Amarillo oscuro 54Amarillo claro 43

Amarillo oscuro 49Amarillo claro 46

Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)


(ml)


(ºC)17 4,00 0,10 7,44 6018 6,00 0,10 11,16 6019 4,00 0,20 3,72 6020 6,00 0,20 5,58 60

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

(ml)


17 11 169,1118 10,9 170,6719 11,1 167,5920 10,5 177,17



Observaciones apreciadas

Amarillo oscuro 53

Solidos comprimidos Agua clarificada

Color apreciado

Opacidad(%)

Marron claro 58

Amarillo oscuro 56Amarillo oscuro 51

En las experiencias en caliente, ensayos Nº 3, 4 y 5 se ha obtenido una concentración de sólidos comprimidos cuyo valor aumenta progresivamente con la temperatura, pero en detrimento de un clarificado de peor calidad.



En la siguiente figura se muestran las curvas correspondientes a cada uno de los ensayos realizados hasta ahora.

101112131415161718

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65

Temperatura (ºC)

Volu

men

de

solid

os

com

prim

idos

(ml)

0,1% Dosis min 0.1% Dosis max 0.2% Dosis min0.2% Dosis max Sin polielectrolito

En estos primeros ensayos, se puede apreciar, a medida que aumenta la temperatura del fango, una reducción importante del volumen de sólidos comprimidos. Este dato es relevante ya que refleja cuantitativamente esa mejora sustancial en la deshidratación a la que se hacíamos referencia en el estudio teórico. Otro aspecto a tener en cuenta, es el color y la turbidez apreciada en el agua clarificada. Vemos que con el aumento de la temperatura se pasa de una transparencia nítida, en las muestras realizadas en frío, a una leve opacidad amarillenta en las muestras mas calientes. Esta agua clarificada que es reenviada a cabecera de la planta, prevemos que portará más cantidad de sólidos, aunque en una cantidad prácticamente insignificante, pero que debe ser objeto de estudio en un futuro si se lleva acabo la implantación de esta tecnología.

Calidad del agua clarificada

0

10

20

30

40

50

60

70

0 20 40 60 80 100 Opacidad (%)

Tem

pera

tura

(ºC)

sin poli 0,1% Dosis min 0,1% Dosis max0,2% Dosis min 0,2% Dosis max



En cuanto a la influencia de la dilución del polielectrolito en la floculación, se observa que a temperatura ambiente, la preparación del polielectrolito con una concentración de 0,1% favorece la deshidratación del fango, ya que se obtiene, respecto a la dilución mas concentrada un 3% mayor de volumen comprimido. Esta diferencia aunque pequeña es importante ya que con la misma cantidad de floculante se consigue tortas levemente mas secas. Esto ocurre para fangos fríos, en cambio a medida que aumenta la temperatura la diferencia existente entre ambas concentraciones se hace cada vez menor, hasta darse el caso de que es preferible una dilución de 0,2% para temperaturas mas altas (60ºC). Esto unido al hecho de que la maduración de la solución de 2 g/L es más rápida que la realizada a concentración 1 g/L, podría decantar la decisión final de optar por esta dilución en la futura deshidratación en caliente. A continuación se muestran tres ensayos de centrifugación que se realizaron, con objeto de medir la temperatura donde se estabiliza el volumen mínimo de sólidos comprimidos. Para ello utilizamos una dilución del 0,2% y diferentes temperaturas, desde 19ºC hasta un valor máximo de 70ºC, y con un incremento entre distintas pruebas de 10ºC.

Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)


(ml)


(ºC)14 4,00 0,20 3,72 1915 6,00 0,20 5,58 195 4,00 0,20 3,72 306 6,00 0,20 5,58 30

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

(ml)


14 15,8 117,7415 15,3 121,585 13,7 135,786 13,1 142,00

Observaciones apreciadasSolidos comprimidos

EXPERIENCIA Nº 6




Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)


(ml)


(ºC)7 4,00 0,20 3,72 408 6,00 0,20 5,58 409 4,00 0,20 3,72 50

10 6,00 0,20 5,58 50

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

(ml)


7 12,9 144,218 12,2 152,489 11,3 164,62

10 10,7 173,86

EXPERIENCIA Nº 7



Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)


(ml)


(ºC)11 4,00 0,20 3,72 6012 6,00 0,20 5,58 6016 4,00 0,20 3,72 7025 6,00 0,20 5,58 70

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

(ml)


11 10,9 170,6712 10,5 177,1716 10,1 184,1825 9,8 189,82

EXPERIENCIA Nº 8





En la siguiente figura se plasma gráficamente los resultados de los ensayos anteriores. En ella se puede observar una reducción casi lineal del volumen de sólidos comprimidos respecto a la temperatura. La pendiente de las diferentes curvas parece estabilizarse en el intervalo de 50-70ºC, no apreciándose en principio diferencia notable.

89

10111213141516

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75

Temperatura (ºC)

Volu

men

de

solid

os

com

prim

idos

(ml)

0.2% Dosis min 0.2% Dosis max

Para su mejor comprensión, se muestra seguidamente una imagen de las experiencias anteriores donde se comparan los tubos de ensayos a diferente temperatura: 30, 40, 50, 60 y 70ºC, y para una dosis máxima de 6 g Poli/kg MS.

Vista de cinco muestras de sedimentación por centrifugación a diferentes Tª

Entre las muestras de 50º y 60ºC, se puede resaltar la existencia aun de una diferencia apreciable tanto en el volumen de sólidos comprimidos como en la calidad del clarificado, tanto es así, que se ha considerado que la deshidratación a 60ºC da mejores resultados. Por otro lado las diferencias observadas para las temperaturas de 60ºC y 70ºC son prácticamente despreciables. Por tanto consideramos como temperatura optima de calentamiento del fango antes de deshidratar, la temperatura de 60ºC, y que será el valor de temperatura y principal objeto para el dimensionado de la instalación de energía térmica solar que en el siguiente capitulo abordaremos.



Por ultimo describimos los resultados de dos ensayos caracterizados por utilizar diferentes dosis de polielectrolito, y para el caso particular de dos temperaturas extremas (19ºC y 60ºC). El objetivo es observar la evolución de la floculación del fango desde una muestra sin polielectrolito hasta un valor máximo de 8 g Poli/Kg MS, con un incremento en la dosis de 2 g Poli/kg MS.

Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)


(ml)


(ºC)17 2,00 0,20 1,86 6018 4,00 0,20 3,72 6019 6,00 0,20 5,58 6020 8,00 0,20 7,44 60

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

(ml)


17 11,6 160,3718 10,5 177,1719 10,1 184,1820 9,8 189,82

EXPERIENCIA Nº 9 En esta experiencia buscamos diferencias para un fango a 60ºC y y distintas dosis de polielectrolito



Color apreciado

Opacidad(%)

Marron claro 75Amarillo oscuro 60Amarillo claro 45Verde claro 40

En la siguiente imagen se muestra gráficamente y a la temperatura de 60ºC, la variación del color y de la turbidez del agua clarificada, pasando de un pardo casi opaco en la muestra sin floculante a un color amarillento claro y transparente en la muestra de mayor dosis de polielectrolito.

Vista de cinco muestras de sedimentación por centrifugación a diferente dosificación de floculante



Tubo de ensayo Nº

Dosis de floculante

(mg Poli/g MS)

Dilucion en agua

(%)


(ml)


(ºC)21 2,00 0,20 1,86 1922 4,00 0,20 3,72 1923 6,00 0,20 5,58 1924 8,00 0,20 7,44 19

Tubo de ensayo Nº

Volumen observado

(ml)


21 16,5 112,7422 15,5 120,0223 15,3 121,5824 14,9 124,85

EXPERIENCIA Nº 10 En esta otra experiencia buscamos diferencias para un fango a 19ºC y y distintas dosis de polielectrolito



Color apreciado

Opacidad(%)

Amarillo oscuro 65Amarillo claro 45Verde claro 29Azul claro 22

A temperatura ambiente el gradiente de apelmazamiento de sólidos respecto al incremento de floculación, describe una curva paralela a la experimentada en caliente, pero para este caso se observa una variabilidad del color y turbiedad del clarificado menos acusada. Estas cualidades del clarificado permanecen prácticamente inalterables para cualquier dosis de polielectrolito, tal como se aprecia en la siguiente imagen.

Vista de cinco muestras de sedimentación por centrifugación con diferente floculación



A continuación se representa gráficamente, las curvas que describen la variación del volumen de sólidos comprimidos con la dosificación de floculante, y para dos temperaturas extremas: en línea azul y como muestra representativa de la deshidratación que actualmente se emplea (19ºC) y en línea roja, representaremos la deshidratación objeto de estudio (60ºC).

89

101112131415161718

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00

Dosificacion de floculante (gr Poli/kg MS)

Volu

men

de

solid

os

com

prim

idos

(ml)

0.2% 60ºC 0.2% 19ºC

En dicha grafica se puede apreciar, entre otras cosas, como las dos líneas se trazan prácticamente paralelas, disminuyendo ambas su pendiente y estabilizándose para una dosis de 6-8 g Poli/kg MS. Ya para terminar se muestra de manera resumida los ensayos más representativos de las experiencias llevadas acabo en los laboratorios y donde se puede apreciar la importancia del estudio.

Vista de dos muestras sin floculante

Vista de dos muestras con floculante

En estas dos muestras ensayadas sin floculante, una a la temperatura de 19ºC y la otra a la temperatura de 60ºC, se observa como el volumen de sólidos comprimidos es bastante menor en caliente que en frío, pero el clarificado presenta un cierto grado de opacidad .

En cambio para estas dos muestras ya con dosificación de floculante, vemos que la diferencia de volumen comprimido sigue siendo importante, pero además la diferencia de color en el clarificado ya no es tan apreciable como en el caso anterior.



PARTE III.- PROYECTO DE INSTALACION DE DESHIDRATACION DE FANGOS MEDIANTE

ENERGIA TERMICA SOLAR EN BONARES (HUELVA) III.1.- OBJETO Y BASE DE PARTIDA DEL PROYECTO

El objeto fundamental para realizar un correcto dimensionamiento de la instalación de Energía térmica solar, es el garantizar el aporte calorífico necesario para calentar un determinado volumen de fango espesado, a la temperatura óptima de deshidratación, durante un cierto tiempo y con el mínimo coste de inversión y explotación. Según el pliego de condiciones técnicas de instalaciones de baja temperatura, los datos de partida necesarios para el dimensionamiento y calculo de una instalación de uso industrial están constituidos por dos grupos de parámetros que definen las condiciones de uso y climáticas. Las condiciones de uso vienen dadas por la demanda energética y potencia necesaria, realizándose un estudio específico y pormenorizado de las necesidades, definiendo claramente si es un proceso discreto o continuo y el tiempo de duración del mismo. Las condiciones climáticas vienen dadas por la radiación global total en el campo de captación y la temperatura ambiente diaria. Se calcula la demanda energética prevista según los datos de diseño del proyecto de la nueva E.D.A.R. de Bonares y por tanto no los datos reales, ya que esta E.D.A.R. todavía no está operativa. Conocida esta demanda energética, se determina la energía aportada necesaria para cubrir dicha demanda. Este aporte calorífico se obtiene a través de unos captadores solares adecuadamente orientados y cuyo funcionamiento radica básicamente en el calentamiento variable de un fluido caloportador mediante radiación solar. Se dimensionan además los intercambiadores de calor necesarios para provocar la transferencia de calor entre dos fluidos térmicos sin contacto directo, minimizando con ello el deterioro y suciedad de las conducciones así como el tamaño y coste de la instalación. Para poder dimensionar la instalación térmica solar se necesita conocer por tanto la Demanda energética del proceso. A partir de ciertos datos se facilita el punto de partida principal para predimensionar nuestra instalación.

Temp. Baja Temp. Alta Temp. Baja Temp. Alta

Espesamiento de fangos :• Concentración lodos espesados (kgMS/m³): 25,00 25,00 25,00 25,00• Caudales lodos espesados:

- Diarios: Másicos (kgMS/d): 250,98 248,16 305,67 302,19 Volúmicos (m³/d): 10,04 9,93 12,23 12,09 - Semanales: Másicos (kgMS/semana): 1.756,86 1.737,12 2.139,69 2.115,33 Volúmicos (m³/semana): 70,27 69,48 85,59 84,61

ACTUALIDAD (2.000) FUTURO (2.005)

Como se puede observar en la tabla anterior, el caudal de fango que se ha considerado en el proyecto de la E.D.A.R de Bonares en Huelva, es de 70,27 m3/semanal. Teniendo en cuenta que una vez terminada la obra de la E.D.A.R en su etapa de explotación solo tendremos a un operario 5 días a la semana durante 8 horas/diarias, tendremos un caudal de 14,054 m3/día ó lo que es lo mismo 1,756 m3/horas.



III.2.- DIMENSIONAMIENTO Y CÁLCULO DE LA INSTALACION III.2.1.- LA RADIACIÓN SOLAR COMO FUENTE DE ENERGIA La potencia radiante de 1367 W/m2 que llega al planeta no es la que finalmente alcanza la superficie terrestre, puesto que la atmósfera atenúa la radiación solar debido a la reflexión, absorción y difusión que los componentes atmosféricos (moléculas de aire, ozono, vapor de agua, CO2, aerosoles, etc.) producen sobre la radiación solar. Al pasar la radiación solar por la atmósfera se reduce la intensidad de la radiación debido a:

Reflexión por la atmósfera, incluidas las nubes. Absorción de las moléculas que componen la atmósfera (O3, H2O, O2, CO2 etc.) Difusión producida por las moléculas de aire y otros componentes, incluidos los aerosoles

(naturales o procedentes de la contaminación).

La difusión debida al polvo y a la contaminación del aire (aerosoles) depende bastante del lugar donde se mida, siendo mayor en los lugares industriales y en las ciudades. Los efectos meteorológicos locales como nubosidad, lluvia, nieve, etc. afectan también a la irradiancia solar que llega a un determinado lugar. En la superficie terrestre, en un plano horizontal, un día claro al mediodía la irradiancia alcanza un valor máximo de unos 1000 W/m2. Este valor depende del lugar y, sobre todo, de la nubosidad. Si se suma toda la radiación global que incide sobre un lugar determinado en un periodo de tiempo definido (hora, día, mes, año) se obtiene la energía en kWh/m2. En Europa existe mucha diferencia entre los niveles de radiación solar según la estación del año, dándose valores extremos en verano e invierno. En la siguiente figura se muestra la distribución diaria típica de la irradiancia solar global horizontal en dos días despejados cerca de los dos solsticios en el sur de Europa. La integral de estas curvas es la irradiación correspondiente a ese día. Se puede observar la gran diferencia entre el verano (8,2 kWh/m2) y el invierno (2,9 kWh/m2).

La radiación solar que incide sobre la superficie terrestre se puede aceptar formada por dos componentes: directa y difusa. La radiación directa es aquella que alcanza la superficie directamente desde el sol, mientras que la difusa procede de toda la bóveda celeste y se origina sobre todo en las interacciones (difusión y absorción) de la radiación solar con los componentes atmosféricos.



Se muestra a continuación la distribución a lo largo de un día sin nubes, de la irradiancia solar incidente en sus dos componentes (directa y difusa) así como la global en una superficie horizontal. En estos días claros la componente directa de la radiación es mucho mayor que la difusa e incluso que la global horizontal como ocurre en este caso.

III.2.2.- CAPTADOR SOLAR TERMICO Un captador solar tiene como objetivo transformar la radiación solar incidente sobre el mismo en energía térmica aprovechable, mediante efecto invernadero, aumentando la temperatura del fluido que circula a través del mismo. Existen diversos tipos y diseños de captadores, con costes y rendimientos diferentes y que se pueden emplear en distintas aplicaciones. Actualmente el tipo mas utilizado, tanto en aplicaciones de producción de agua caliente sanitaria como en usos industriales, es el captador solar plano.

A. Conceptos relacionados con los captadores térmicos solares

Cubierta es un elemento o elementos transparentes que cubren el absorbedor para reducir las perdidas de calor y protegerlo de la intemperie.

Absorbedor es el componente de un captador solar cuya función es absorber la energía radiante y transferirla en forma de calor a un fluido.

Área de apertura es la máxima proyección plana de la superficie del captador transparente expuesta a la radiación solar incidente no concentrada.



B. Captadores solares planos

El captador solar plano es un captador solar sin concentración cuya superficie absorbedora es

sensiblemente plana. Un captador de concentración utiliza reflectores, lentes u otros elementos ópticos para redireccionar y concentrar sobre el absorbedor la radiación solar que atraviesa la apertura. Para aplicaciones a baja temperatura se suele emplear los captadores solares planos que dan buen rendimiento en épocas estivales y son de bajo coste, aunque la temperatura máxima no es muy elevada. Este tipo de captador es usado principalmente en instalaciones de agua caliente sanitaria en edificación. Los Captadores solares planos se pueden clasificar atendiendo a una serie de factores. Por ejemplo, según la cubierta se distinguen los siguientes: captador sin cubierta tal como aparece en la figura y con cubierta, pudiendo ser una o varias las que van montadas. En función del material de la cubierta tenemos de vidrio y plástico. Por otro lado según la superficie absorbente tenemos de superficie selectiva y con superficie negra. Desde el punto de vista de la disposición de los tubos tenemos: de serpentín, de parilla y de placa. A continuación mostramos varios ejemplos de captadores planos:

Las características principales de los captadores solares planos son. Elevada durabilidad Facilidad de montaje (en tejado, integrado en la cubierta, en fachada, etc.) Buena relación calidad/precio Coste inferior a otros captadores mas complejos Rendimiento inferior en temperaturas altas respecto a otros tipos de captadores Necesidad de estructura soporte para el montaje sobre el tejado plano Peor comportamiento cuando se trabaja a temperaturas elevadas (generación de vapor)

C. Captadores de vacío

Otro tipo de captador solar que actualmente se esta empleando y sobre todo en países con baja radiación solar y temperaturas reducidas, son los llamados captadores solares de vacío.

Un captador de vacío consiste en una serie de tubos que disponen de un elemento absorbedor en su interior. Cada uno de estos se caracteriza por el vacío de aire creado entre la superficie de la cubierta transparente y el absorbedor. También se encuentran herméticamente cerrados. Se distinguen los siguientes componentes principales: tubos, absorbedor y caja de distribución. Los tubos son de vidrio. Han de permitir la entrada de radiación solar en su interior y proporcionar la resistencia estructural necesaria para soportar las diferencias de presión a las que se encuentran sometidos. Un captador de tubos de vacío consta de varios tubos conectados entre si normalmente en paralelo y unidos, por la parte superior, a los conductos distribuidores de ida y retorno.



Clasificación de los captadores de vacío: Atendiendo a como se produce la transferencia de calor al fluido de trabajo se diferencia entre los captadores de vacío de flujo directo y los captadores tipo heatpipe. A su vez los captadores de vacío de flujo directo se diferencian, atendiendo a la geometría interna de los tubos, en las siguientes tipologias:

De tubos coaxiales: el fluido de trabajo circula a través de un sistema de tubo en tubo hasta la base de la ampolla de vidrio desde donde retorna.

De tubo en U: en este caso, el fluido de trabajo circula a través de un tubo en forma de U. Modelo “Sydney, o CPC (captadores cilíndrico parabólicos). En este caso el tubo de vació

consta de una doble ampolla de vidrio en cuyo interior se ha colocado una lamina metálica conectada a un tubo en forma de U por donde circula el fluido de trabajo. Lleva para aprovechara la superficie del absorbedor unos reflectores cilíndrico parabólico.

Principio de funcionamiento Al trabajar en condiciones cercanas a las de vacío se reducen significativamente las perdidas por convención que se pueden considerar nulas cuando la presión en el interior de los tubos es inferior a 10-2 bar. Menores niveles de presión afectan a la reducción de las perdidas por conducción que son prácticamente nulas cuando la presión es del orden de 10-6bar. Sin embargo, las perdidas por radiación no disminuyen debido a la creación de este vacío ya que la transferencia de calor por radiación tiene lugar aunque no exista medio físico. Para reducir las perdidas por radiación se emplean revestimientos selectivos sobre el absorbedor. Sirva de ejemplo que con temperaturas en el absorbedor superiores a 120ºC la parte exterior de los tubos de vacío permanece a temperatura muy inferior (aproximadamente 30ºC). Características principales de los captadores de vacío:

Mayor rendimiento que los captadores planos cuando la diferencia de temperaturas entre el absorbedor y el ambiente es elevada o trabajando con niveles bajos de radiación solar.

Al presentar mayor rendimiento trabajando a temperaturas elevadas resultan más adecuados para aquellas aplicaciones donde se necesitan mayores niveles de temperatura: producción de frío por absorción, generación de vapor, etc.

Necesidad de menor espacio para la instalación en comparación con los captadores planos para esas aplicaciones.

Los captadores de vacío de flujo directo pueden instalarse de forma horizontal sobre una cubierta plana. De esta forma se reduce la carga de viento y disminuye el coste de la instalación.

Son de mayor coste que los captadores solares planos.



III.2.3.- INFLUENCIA DE LA ORIENTACION E INCLINACION DEL CAPTADOR SOLAR Para el cálculo de la producción energética de una instalación solar es fundamental conocer la irradiación solar incidente en el área de implantación, así como la trayectoria solar en diferentes épocas del año. La situación del sol en un lugar cualquiera viene determinada por la altura y el azimut del sol. Se define la orientación mediante el azimut (para el sol, ψ, y para el captador, γ). El azimut solar es el ángulo que forma la dirección sur con la proyección horizontal del sol hacia el norte por el noreste o por el noroeste, considerando la orientación sur con γ = 0º, y considerando los ángulos entre el sur y el noreste negativos y entre el sur y el noroeste positivos. La inclinación viene definida por el ángulo β (para el captador) y por la altura solar α o su complementario θz (ángulo cenital) para el sol.

La radiación solar en una superficie perpendicular a la dirección de propagación es siempre mayor que la misma superficie colocada en cualquier otra posición. Al variar el azimut y la altura solar a lo largo del día y del año, el ángulo de incidencia de la radiación óptima en una superficie dada no es constante A continuación mostramos un plano de la planta de la E.D.A.R. de Bonares en Huelva. En dicho plano se representa su orientación respecto al norte terrestre.



Fig. 5 Vista de la orientación optima del campo solar en la E.D.A.R. de Bonares (Huelva).

Para determinar la orientación de cada uno de los captadores solares se utiliza la Fig. 6, que relaciona la latitud geográfica de la zona, la inclinación del captador y el porcentaje de captación de la radiación solar anual. En primer lugar se sabe que la dirección 0º Sur es según la Fig. 6 la orientación optima desde un punto de vista de la captación solar al gozar de un 100% de radiación solar anual. En segunda lugar si se observa la orientación de la planta, y se tiene en cuenta dos aspectos fundamentales, como son: la necesaria integración arquitectónica del campo solar respecto a la misma, es decir, el paralelismo y perpendicularidad con la línea de los edificios, y la optimización del área libre donde irá ubicado el campo solar, se tienen dos orientaciones más respecto al Sur: una línea transversal cuyo ángulo de proyección en dirección Sureste es de: 38,5º (azimut = -38,5º) de radiación solar anual 96% (en trazo azul en la Fig.6) y otra línea longitudinal de ángulo 51,5º Suroeste (azimut = +51,5º) de radiación solar anual de 92% (en trazo rojo en la Fig. 6).



Debido al insuficiente aprovechamiento del espacio disponible en planta se descarta la posibilidad de situar el campo solar en dirección 0º Sur. Por otro lado la inclinación óptima se obtiene en función de la latitud geográfica de la zona. La provincia de Huelva, según datos geográficos, se encuentra a 37º latitud norte. Además de este dato hay que considerar una determinada holgura, cuyo valor se toma en función del consumo estacional preferente. Como el consumo es constante durante el año y como en invierno la captación solar es más baja se toma un valor aproximado de + 10º, que se suman a la latitud considerada. Por tanto la inclinación óptima es de 45º. Finalmente, suponemos que el consumo de agua caliente y el mayor aporte calorífico es, como termino global, entre las 10:00 de la mañana y las 16:00 de la tarde. Este intervalo horario corresponde prácticamente al turno de mañana en la EDAR, y aunque se prevea la acumulación de energía solar siempre es preferible que el consumo se produzca a la vez que el aporte solar ya que mejora la eficiencia de la captación. Por tanto se concluye que la orientación 38,5º Sureste e inclinación de 45º son los valores óptimos y por tanto serán los que se utilicen en la disposición final de los captadores solares. En cuanto a las sombras proyectadas por los captadores solares se ha determinado por recomendación del pliego y en función de la latitud de la zona, un valor aproximado igual a dos veces la diferencia de altura entre el extremo superior de la primera batería de captadores respecto al extremo inferior de la siguiente, y así con todas las baterías proyectadas. En los planos anexos se puede observar una distribución del campo solar especifica a la superficie disponible, encajando cada batería en función de las sombras proyectadas por los diferentes elementos circundantes. III.2.4.- CALCULO DE LA CARGA DE CONSUMO ENERGETICA Para dimensionar la instalación de Energía térmica solar se ha de calcular, por un lado, el área de captación solar necesaria para cubrir las demandas energéticas previstas y por otro, el volumen de acumulación requerido para almacenar la energía calorífica en las paradas de funcionamiento. Estos parámetros suponen la parte fundamental del dimensionamiento básico. A estos hay que añadirle otros aspectos importantes, como son las posibles interferencias con el normal funcionamiento de la E.D.A.R. y sobre todo en la actual sala de deshidratación de fangos, en la que se ha proyectado una línea alternativa de deshidratación. A continuación se calcula las potencias y demandas energéticas a cubrir, a partir de los parámetros de dimensionamiento establecido en el proyecto de construcción de la E.D.A.R. de Bonares. Del fango de estudio se conoce los siguientes parámetros: el caudal volumétrico, la temperatura media anual, la concentración de sólidos inicial y las propiedades físico-químicas del fango (Cp, µ (T), ρ (T)). Estas últimas debido al bajo contenido de materia sólida (3%) puede considerarse su valor igual al del agua. En cuanto a la temperatura que se quiere obtener del fango antes de deshidratar, se va a considerar un valor limite facilitado por otras experiencias parecidas que nos sirvieron de orientación. Con dichas experiencias y corroborado además en laboratorio, la temperatura optima de deshidratación se tomará a 60 ºC. Por tanto dimensionaremos nuestra instalación para cubrir las siguientes necesidades energéticas:

Conceptos Cantidades Caudal de Fango 1,756 m3/horas Temperatura entrada: Te 15 ºC Temperatura salida: Ts 60 ºC Temperatura calorica o media: Tc 37,5 ºC



Densidad del agua a la Tc 994 kg/ m3 Propiedades físicas del agua Calor especifico del agua a la Tc 4,174 kJ/ kgK

Horas diarias th 8 horas/día Tiempo de deshidratación Días a la semana tD 5 días/semana Potencia Calorífica )( ESPfangofangoC TTCQP

fango−⋅⋅⋅= ρ 91,07 kW

Demanda Energética Diaria hCD tPE ⋅= 728,56 kWh

Demanda Energética Semanal dDS tEE ⋅= 3642,78 kWh

III.2.5.- ESQUEMA BASICO DE FUNCIONAMIENTO DE LA INSTALACION Hasta ahora sabemos cuales son las demandas energéticas necesarias para completar el proceso de calentamiento del fango, pero necesitamos conocer otros parámetros importantes relacionados con la energía de aporte calorífico, como por ejemplo, la radiación solar diaria en la zona, el tipo y rendimiento del captador solar, el área de captación necesaria, el volumen de acumulación solar, las perdidas térmicas, y sobre todo una metodología de calculo y diseño para minimizar los costes. En este último punto nos centraremos principalmente para diseñar la instalación global. A continuación mostramos un esquema de funcionamiento básico de la instalación proyectada:

Para poder seleccionar el captador solar mas adecuado utilizaremos la información recogida de los fabricantes y/o proveedores, sobre los diferentes modelos que se ofertan en el mercado. Esta información junto con las características obtenidas en bibliografía adecuada, tal como describimos en apartados anteriores, nos revelará las diferentes prestaciones para cada tipologia de captador, y así poder elegir el captador solar cuya relación precio-calidad-eficiencia sea la mejor. A continuación se procede al cálculo del área de captación necesaria y la cobertura solar anual, analizando las diferencias existentes, ventajas e inconvenientes de cada uno.



III.1.2.6.- CALCULO DEL AREA DE CAPTACION SOLAR. METODO DE F-CHART El rendimiento (η) de un captador solar térmico se define como el cociente entre la energía térmica útil o extraída por el fluido de trabajo durante un intervalo de tiempo determinado (Qu) y el producto del área de apertura por la irradiación solar que incide sobre el captador en el mismo tiempo, η = Qu/(IA). Su valor va a depender de las perdidas ópticas y térmicas del captador solar elegido.

Las perdidas ópticas representan la fracción de la irradiancia solar no absorbida en el absorbedor. Dependen de las propiedades transmisivas (τ) de la cubierta y de las propiedades absorbentes (α) del absorbedor, de forma que el factor óptico o de ganancia del captador es igual η0 = τ·α.

Las perdidas térmicas dependen de la diferencia de temperaturas entre el absorbedor y el

ambiente, de la irradiancia incidente y de la conductividad térmica de los materiales que constituyen el captador. Este ultimo factor se encuentra considerado dentro del coeficiente global de perdidas térmicas, k, expresado en W/ (m2·k).

Para calcular la energía de aporte calorífico necesario para cubrir la demanda energética se empleará el método de F-chart, metodología recomendada por el Pliego de Condiciones Técnicas de instalaciones de a baja temperatura PET-REV-OCT 2002.

1. Elección del captador solar. El rendimiento del captador solar se expresa gráficamente como una recta que relaciona el rendimiento de la placa solar respecto al salto térmico que existe entre el fluido a la entrada al captador solar y el aire a temperatura ambiente; y todo dividido por el valor de la irradiación solar incidente.

ITT

UFFIAQ

IncidenteEnergiaCaptadaEnergia ae

Lrru )(

)(.. −

⋅−=== ταη

Esta recta se caracteriza por ciertos parámetros que nos facilitan los fabricantes y que diferencian unas placas de otras. Se distinguen los siguientes:

Factor de eficiencia óptica del captador )(ταrF , no es más que el corte de la recta de rendimiento con el eje de ordenadas.

Pendiente de la recta de rendimiento que forma con el eje de ábsisa: LrUF .



A continuación se analizan las curvas de la grafica anterior: Como se puede apreciar en la figura, para una irradiancia dada, al aumentar la diferencia de temperaturas entre el absorbedor y el ambiente, disminuye el rendimiento del captador. Además se aprecia como la pendiente de la recta de rendimiento de un captador plano es más pronunciada que la recta de rendimiento de un captador de vacío, que es más suave. Esto es así porque las pérdidas térmicas son mayores en los captadores planos. En cambio, por otro lado la eficiencia óptica o corte de la recta con el eje de ordenadas suele ser algo mayor en los captadores solares planos. Como ejemplo práctico podemos mencionar que para la zona de Huelva la radiación incidente suele estar en torno a los 1000 W/m2, y la temperatura exterior en verano puede rondar los 30º C aproximadamente. Para una temperatura del fluido de 90ºC, en el absorbedor de un captador solar plano, existirá un salto térmico de unos 50ºC. Mirando ahora, la grafica adjunta, se aprecia un valor del rendimiento de 0,6. En cambio para un captador de vacío tendremos un rendimiento de 0,7; es un 10% mayor, que podría suponer una notable reducción del área de captación necesaria. Mas adelante comprobaremos numéricamente esta diferencia. Seguidamente se analiza las distintas rectas de rendimiento para cada tipo de captador solar estudiado señalando las características más importantes. Con los parámetros que gobiernan la eficiencia del mismo y utilizando el método f-chart calcularemos el área de captación necesaria para nuestro proyecto. Se representa en primer lugar la curva de rendimiento instantáneo de un modelo de captador solar plano, el CR-10SN, cuya características técnicas han sido facilitadas por CHROMAGEN, empresa del sector de las energías renovables. Elegimos este modelo en particular porque representa uno de los captadores solares planos con mejores prestaciones del mercado.

Características más importantes:

REND = 0.71 – 0.44 T* Rendimiento óptico: )(ταrF : 0.71 Coeficiente d perdidas: LrUF : 4,4 W/m2ºC Área de apertura: 2,16 m2



El modelo de captador solar de vacío de flujo directo CPC (captadores cilíndrico parabólicos) de Ibersolar será el que empleemos para compararlo con el captador plano de CHROMAGEN. Se utiliza este modelo y no otro modelo de captador de vacío, debido al mejor aprovechamiento que se hace de la superficie cilíndrica del absorbedor, ya que consigue captar toda la radiación solar que le llega, sobre todo la difusa, y reflejarla directamente al absorbedor. Se logra con ello mejores rendimientos, y además resulta más económico respecto a otros modelos.

Características más importantes son:

Rendimiento óptico: )(ταrF = 0,675 Coeficiente de perdidas: LrUF = 0,697 W/m2ºC Área de apertura: 3 m2

Para el calculo de la cobertura solar y según el pliego de condiciones técnicas se a de tener en cuenta que ningún mes del año, la energía producida por la instalación solar supere el 110% de la demanda de consumo y no mas de tres meses seguidos el 100%. A continuación se calcula la fracción de la carga calorífica mensual o cobertura solar `f´ aportada por el sistema de energía solar formada por captadores solares planos.

1. Calculo de `f´:

Esta variable depende de dos parámetros adimensionales, D1 y D2. El parámetro D1 expresa la

cantidad de energía absorbida respecto a la demanda energética prevista, mientras que D2, es indicativo de la cantidad de energía térmica perdida respecto a la misma demanda energética o consumo previsto del sistema.

• Calculo de 1D a

a

QE

D =1

Calculo de aQ : aQ : Carga calorífica mensual (GJ / mes) )( racea ttCNCQ −= eC : Calor especifico para el agua (J / KgK) 4,187 C : Consumo diario de agua caliente (l / día) 14.000 act : Temperatura del agua caliente de acumulación (ºC) 85

31

22

2121 0215.00018.0245.0065.0029.1 DDDDDf ++++=



rt : Temperatura de agua de retorno (ºC) 35 N : Numero de días del mes ver Tabla 1

dias (GJ/mes)Enero 31 81,772Febrero 28 73,859Marzo 31 81,772Abril 30 79,134Mayo 31 81,772Junio 30 79,134Julio 31 81,772Agosto 31 81,772Septiembre 30 79,134Octubre 31 81,772Noviembre 30 79,134Diciembre 31 81,772

N aQ

Tabla 1. Calculo de Qa

Calculo de aE :

aE : Energía absorbida por el captador cS : Área de captación solar (m2) 185 Radiación diaria media mensual incidente sobre la superficie de captación (KJ/m2) ver Tabla 2 N: Numero de días del mes ver Tabla 2 )(' ταrF Factor adimensional )(ταrF : Factor de eficiencia óptica del captador: 0,71 Modificador del ángulo de incidencia: 0,95 Factor de corrección del conjunto captador-intercambiador 0.97

)(´ ταrF : 0,655

dias (GJ/mes) (KJ/m2) (KJ/m2) (GJ/mes)Enero 31 81,772 7572 10708 40,215 0,492Febrero 28 73,859 11858 16770 56,884 0,770Marzo 31 81,772 15798 22342 83,904 1,026Abril 30 79,134 20796 29410 106,886 1,351Mayo 31 81,772 24036 33992 127,657 1,561Junio 30 79,134 25632 36249 131,742 1,665Julio 31 81,772 26996 38178 143,378 1,753Agosto 31 81,772 24840 35129 131,927 1,613Septiembre 30 79,134 20612 29150 105,941 1,339Octubre 31 81,772 13088 18509 69,511 0,850Noviembre 30 79,134 8670 12261 44,562 0,563Diciembre 31 81,772 6684 9453 35,499 0,434

1RN aE1DaQ hH

Tabla 2. Calculo de D1

NRFSE rca 1' )(τα=

1R

)/()/()[()()( ''rrnnrr FFFF τατατατα =

n)/()( τατα)/( 'rr FF



• Calculo del parámetro 2D

- Calculo de pE :

pE : Energía perdida por el captador cS : Area de captacion solar (m2): 185 )/( ''

rrLrLr FFUFUF = LrUF : Pendiente de la curva característica del captador: 4,4

)/( `rr FF : Factor de corrección del conjunto captador-intercambiador: 0.97

LrUF´ : 4,27 ∆t: Periodo de tiempo considerado (segundos): 2.678.400 1K : Factor de corrección por almacenamiento: 0,998 2K : Factor de corrección: 0,90 at : Temperatura exterior media mensual: Ver Tabla 3

(GJ/mes) (ºC)Enero 165,364 13 2,022Febrero 163,463 14 2,213Marzo 159,661 16 1,953Abril 152,059 20 1,922Mayo 150,158 21 1,836Junio 144,456 24 1,825Julio 138,753 27 1,697Agosto 138,753 27 1,697Septiembre 142,555 25 1,801Octubre 150,158 21 1,836Noviembre 157,761 17 1,994Diciembre 163,463 14 1,999

pE at 2D

Tabla 3. Calculo del parámetro D2

Una vez conocido los parámetros adimensionales D1 y D2 se sustituye en la expresión 1 y se obtiene la cobertura solar de cada mes del año para un área de captación solar de 185 m2.

(dias) (GJ/mes) (kJ/m2) (kJ/m2) (GJ/mes) (GJ/mes) (ºC) (GJ/mes)

Cob.solar(%)

Ener 31 81,77 7.572 10.708 40,22 0,492 165,36 13 2,022 0,325 26,60 32,53Feb 28 73,86 11.858 16.770 56,88 0,770 163,46 14 2,213 0,522 38,55 52,20Marz 31 81,77 15.798 22.342 83,90 1,026 159,66 16 1,953 0,701 57,33 70,11Abril 30 79,13 20.796 29.410 106,89 1,351 152,06 20 1,922 0,878 69,45 87,76May 31 81,77 24.036 33.992 127,66 1,561 150,16 21 1,836 0,978 79,96 97,78Jun 30 79,13 25.632 36.249 131,74 1,665 144,46 24 1,825 1,021 80,76 102,06Jul 31 81,77 26.996 38.178 143,38 1,753 138,75 27 1,697 1,062 86,83 106,18Ago 31 81,77 24.840 35.129 131,93 1,613 138,75 27 1,697 1,008 82,39 100,76Sept 30 79,13 20.612 29.150 105,94 1,339 142,55 25 1,801 0,879 69,54 87,88Oct 31 81,77 13.088 18.509 69,51 0,850 150,16 21 1,836 0,598 48,87 59,76Nov 30 79,13 8.670 12.261 44,56 0,563 157,76 17 1,994 0,383 30,32 38,32Dic 31 81,77 6.684 9.453 35,50 0,434 163,46 14 1,999 0,280 22,86 27,96

1RNaE 1D at f2DaQ utilQhH PE

Tabla 4. Resumen de cálculos para obtener cobertura solar

a

p

QE

D =2

21' )100( KtKtUFSE aLrcp Λ−=



En resumen usando, por un lado, la información facilitada por CENSOLAR, sobre los valores de temperatura y radiación solar incidente en un día medio de cada mes a lo largo del año y por otro lado, la metodología de cálculo recomendada, método de F-Chart, obtuvimos para la zona de Huelva el siguiente área de captación solar para captadores solares planos (CHROMAGEN CR-10SN):

A= 185 m2

Relacion Demanda Energetica-Aporte solar Captador Plano CHROMAGEN CR-10SN

0

5.000

10.000

15.000

20.000

25.000

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Meses

kwh

Demanda Energetica Aporte Calorifico

Fig. 1. Cobertura solar anual para captador plano CHROMAGEN CR-10SN

Ahora haremos la misma operación para el captador solar de tubos de vacío de IBERSOLAR con CPC, y comprobaremos cuanto mejor y mas eficiente nos resulta su uso.

(dias) (GJ/mes) (KJ/m2) (KJ/m2) (GJ/mes) (GJ/mes) (ºC) (GJ/mes)

Cob. solar(%)

Ener 31 81,77 7.572 10.708 34,32 0,420 22,75 13 0,278 0,372 30,45 37,24Feb 28 73,86 11.858 16.770 48,55 0,657 22,49 14 0,304 0,557 41,14 55,70Marz 31 81,77 15.798 22.342 71,61 0,876 21,96 16 0,269 0,710 58,08 71,03Abril 30 79,13 20.796 29.410 91,22 1,153 20,92 20 0,264 0,876 69,36 87,65May 31 81,77 24.036 33.992 108,95 1,332 20,66 21 0,253 0,971 79,37 97,06Jun 30 79,13 25.632 36.249 112,43 1,421 19,87 24 0,251 1,013 80,15 101,29Jul 31 81,77 26.996 38.178 122,37 1,496 19,09 27 0,233 1,048 85,71 104,82Ago 31 81,77 24.840 35.129 112,59 1,377 19,09 27 0,233 0,993 81,23 99,34Sept 30 79,13 20.612 29.150 90,41 1,143 19,61 25 0,248 0,872 69,00 87,19Oct 31 81,77 13.088 18.509 59,32 0,725 20,66 21 0,253 0,609 49,84 60,95Nov 30 79,13 8.670 12.261 38,03 0,481 21,70 17 0,274 0,423 33,44 42,26Dic 31 81,77 6.684 9.453 30,30 0,371 22,49 14 0,275 0,331 27,06 33,10

1RNaE 1D pE at f2DaQ utilQ

hH

Tabla 5. Resumen del cálculo del Área de solar para Captador de Vacío Ibersolar con CPC.

La superficie de captación necesaria para cubrir la demanda y que cumple a su vez con la restricción impuesta en el pliego es:

A = 162 m2.



Relacion Demanda Energetica-Aporte solar Captador de Vacio con CPC IBERSOLAR

0

5.000

10.000

15.000

20.000

25.000

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Meses

Ener

gioa

term

ica (k

wh

demanda aporte

Fig. 2. Cobertura solar anual para captador de tubos de vacío IBERSOLAR con CPC

Observando los valores de las distintas coberturas solares obtenidas, no se aprecia a primera vista diferencia alguna, eso si se ha reducido significativamente el área de captación necesaria. Para su mejor comprensión mostramos a continuación una comparación a lo largo del año de las diferentes coberturas solares.

Comparacion de coberturas solares

0102030405060708090

100110

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Meses

Cobe

rtura

solar

(%)

Captador plano Captador de tubos de vacio

Figura 3. Comparación de coberturas solares entre los dos modelos de estudio

En la grafica adjunta se aprecia como para las épocas invernales la cobertura solar que ofrece los colectores de vacío son del orden de un 5-10% mejor que las de los captadores planos, aunque, ya para épocas de mayor radiación solar, esta diferencia se hace prácticamente nula. Se reduce con ello el área de captación solar en 20 m2 aproximadamente, aumentando la cobertura solar en un 8% en los meses más desfavorables.



Como se puede observar en las distintas graficas y teniendo en cuenta además ciertas simplificaciones, como son: no considerar las pérdidas térmicas globales y aproximar a la unidad la eficiencia de la transferencia de calor. Con todo ello, hemos calculado un área de transferencia, para ambos casos, demasiado elevada para las pretensiones que teníamos. Esto unido al escaso terreno disponible en la EDAR de Bonares, la orientación no óptima del campo solar, el efecto de las sombras, el alto coste de cada unidad de captador y otras desventajas, nos hace retomar y ahondar más en el problema del dimensionamiento del área de captación solar. La solución podría pasar por varias opciones. La opción mas intuitiva, a priori, es la de reducir las potencias energéticas demandadas. Dicha variable depende del caudal volumétrico del fango, de las propiedades físico-químicas del agua y del salto térmico que experimenta el fluido. Observando el problema se llega a la conclusión que si tanto cuesta calentar el fango a la temperatura deseada porque desperdiciar la energía contenida en el agua clarificada que sale de la centrifuga. Debido a la capacidad calorífica del agua, que el proceso es relativamente rápido y que las perdidas térmicas en la centrifugación no suponen un valor importante, es posible aprovechar el agua clarificada de salida como un fluido caloportador más. Si introducimos un recuperador de calor, donde se precaliente el fango frío con el clarificado de salida de la centrifuga que se encuentra a mayor temperatura, podríamos reducir el salto térmico necesario y por tanto el aporte energético por vía solar. A continuación mostramos un diagrama de flujo de este nuevo proceso:

Como se observa en el esquema adjunto, existen dos posibles intercambios de calor dispuestos en serie, donde uno de los fluidos, el fluido de trabajo o fango espesado, experimenta un aumento escalonado de temperaturas en dos fases: una previa tras calentarse en el recuperador de calor con el agua clarificada procedente de la centrifuga, y la fase de intercambio con el fluido caloportador procedente del acumulador solar. Con esta disposición energética se optimiza los costes derivados del elevado salto térmico necesario para cubrir la demanda energética, eso si, en detrimento de un mayor tiempo de régimen transitorio hasta llegar al punto de funcionamiento de diseño. Para calcular este nuevo salto térmico se dimensionan los intercambiadores de calor necesarios, es decir, se calcula el área de transferencia para que se den las condiciones de operación deseadas.

Energía Térmica Solar

Intercambiador de Calor Recuperador de Calor

Decantadora Centrifuga

Tolva de Fangos Deshidratados

Espesador de Fangos

Red de vaciados



III.2.7.- CÁLCULO DE LOS INTERCAMBIADORES DE CALOR

Para dimensionar los intercambiadores de calor para el nuevo proceso, hemos sondeado el mercado el mercado con el objeto de seleccionar a partir de las prestaciones de cada uno, ventajas e inconvenientes que presentan, cual de ellos se adaptaría mejor a las condiciones de operación de nuestro proceso. La forma de seleccionar el tipo de intercambiador de calor óptimo, se hace teniendo en cuenta las siguientes recomendaciones:

A. Selección del Intercambiador de calor más adecuado

1. Factores a considerar

Requerimientos térmicos e hidráulicos: Q, T, t, ∆P. Condiciones de operación: Pmax, Tmax. Compatibilidad con fluidos y materiales: corrosión. Mantenimiento: ensuciamiento por las corrientes. Tamaño disponible, espacio requerido y peso. Precio.

2. Ideas generales

Tubos y cilindros soportan mayores presiones que las placas Si hay posibilidad de diversos materiales, más probabilidad de que se adapten a temperaturas

extremas y fluidos corrosivos. Si son materiales especiales: hay menos distribuidores, mayor tiempo de envío y la reparación

requiere de personal cualificado. El modelo Carcasa y tubo normalmente no tienen alta eficiencia en la transferencia.

3. Situación de fluidos

Situar fluido sucio en el interior de tubos, ya que es más fácil de limpiar. Situar fluido de alta presión en el interior de tubos, evitando carcasas de gran espesor. Si una de las corrientes requiere materiales especiales, situarla en tubos para evitar carcasas

caras. Situar en carcasa fluido de menor coeficiente de película.

4. Ideas generales precios

Se incrementa con el diámetro de la carcasa (mayor espesor) y del número de tubos. Se incrementa poco con la longitud de tubos. Intercambiadores largos y delgados son normalmente más baratos.

5. Ensuciamiento

Evitar velocidades bajas para no formar depósitos. Evitar zonas de estancamiento. Evitar puntos calientes y fríos (condensaciones, congelación).



Para poder diferenciar entre los intercambiadores existentes mostraremos a continuación las ventajas e inconvenientes de cada una. Intercambiador de

doble tubo Intercambiador

de carcasa y tubo

Intercambiador de placas

Intercambiador en espiral

Características

Uso de múltiples intercambiadores

Gran variedad de materiales

Área de 0,25-200 m2

Gran variedad de materiales

Área de 10-1000 m2

Placas de acero, Ti o aleaciones y juntas de gomas, plásticos

Muy compactos Superficie: amplio

rango debido a su flexibilidad

Área de transferencia limitada

Poca variedad de materiales

Prestaciones

Presión: 1400 bar. Temp.: -100;600ºC Eficiencia máx.: 0,9 Cualquier fluido

Presión tubos: 1400 bar. y carcasa 300 bar.

Temp.: -100;600ºC

Eficiencia máx.: 0,8

Cualquier fluido

Presiones y temperaturas limitadas por sellado de juntas

P: 25 bar y T: -25-275ºC

Limitaciones constructivas

Eficiencia máxima: 0,95

Diseño compacto

Flujo a contracorriente

Presión: 6-12 bares

Temperaturas: -30-200ºC

Ventajas

Construcción modular

Posibilidad de flujo en contracorriente

Admite altas presiones

Facilidad de mantenimiento y reparación

Bajo coste Fácil montaje

Diseño robusto y flexible

Facilidad de mantenimiento y reparación

Diseño con cabezal practicable para limpieza

Alta transferencia de calor

Alta eficiencia Flexibilidad Fácil acceso y

limpieza

Bajo coste de mantenimiento

Fácil de limpiar Alto coeficiente

de transferencia Alta velocidad

de circulación, dando con ello un bajo índice de ensuciamiento

Inconvenientes

Caros para presiones altas

Tamaño

Requiere altas prestaciones para su uso

Poca flexibilidad Son caros a P<16

bar y T<200ºC

Presión y Temp. limitadas

Bloqueo en placas si existen sólidos en suspensión

Corrosión: no soportan disolventes orgánicos

Estándares limitados

Modelos especiales muy costosos

Analizamos a continuación los diferentes intercambiadores de calor y se seleccionará el que mejor se adapte a los requisitos de nuestro proyecto tanto a nivel de eficiencia como desde un punto de vista económico. En primer lugar se descarta aquellos modelos que no cumplen con uno de los parámetros más importantes, el problema del ensuciamiento en las paredes del intercambiador. El fango espesado contiene entre un 3-5% de sólidos en suspensión. Es prácticamente agua desde un punto de vista de sus propiedades físico-químicas pero para la aplicación que estamos estudiando es un fluido bastante sucio y podría ser muy ineficiente el intercambio de calor por las guías que forman las placas en el intercambiador de placas. Aunque resulta ser el más eficiente de todos los estudiados debemos descartarlo por este motivo.



Por otro lado, ALFA LAVAL, conocida empresa que fabrica intercambiadores de calor, entre otras cosas, nos recomienda un tipo de intercambiador especial para el proceso. Este modelo de intercambiador de calor es en espiral, muy compacto y diseñado especialmente para fluidos sucios como es el caso. El problema principal radica en su precio. Se trata de una fabricación especial en acero inoxidable en AISI-316L que supone un coste total aproximado de unos 57.000 €. A la empresa que financia el proyecto (DYTRAS) le resulta demasiado costoso solo para la parte correspondiente al intercambio de calor. Me piden por ello que utilice otra tipologia más económica. Una vez descartado dos de los cuatro modelos diferentes de intercambiador de calor analizaremos los otros que nos quedan. Estos son el intercambiador de carcasa y tubo, y el intercambiador de doble tubo. Desde el punto de vista económico resulta más rentable el intercambiador de doble tubo que el de carcasa y tubo. Las prestaciones son muy parecidas, aunque se obtiene teóricamente mejor eficiencia en el modelo de doble tubo. Si observamos otros de los aspectos a tener en cuenta como son la flexibilidad modular y mantenimiento, el de carcasa y tubo es a priori por tener cabezal practicable mas apto para su limpieza, mientras que la modularidad es mucho mayor en el de doble tubo, debido a que la carcasa es fija. Si se diseña un intercambiador de calor de doble tubo practicable para su limpieza (no soldado) se optimizará la transferencia de calor desde el punto de vista de la eficiencia y del coste. Ahora bien un intercambiador de carcasa y tubo se puede conseguir de forma estandarizada en cualquier tamaño y material por tener un mercado más amplio. En el caso del doble tubo habría que diseñarlo y su construcción se realizaría en taller de calderería. Esto supone unas ventajas inherentes como por ejemplo: la posibilidad de particularizar el intercambiador para este proceso en cuestión, su adaptación al espacio disponible en la sala de deshidratación, y sobre todo el hecho de abaratar bastante los costes. B. Calculo del área de transferencia de los intercambiadores de calor

Datos de partida: Para el diseño de un intercambiador de calor se requiere conocer los siguientes parámetros:

Caudales masicos de los fluidos. Temperaturas de entrada y salida para ambos. Propiedades físicas de los distintos fluidos a la temperatura calórica.

En principio como dato de partida solo se conoce el caudal volumétrico y el salto de temperaturas en el fango.

Conceptos Cantidades Caudal de Fango: 1,756 m3/h Temperatura entrada Te: 15 ºC Temperatura salida Ts: 60 ºC Temperatura media o calórica Tc: 37,5 ºC

Densidad del agua a la Tc 994 kg/ m3 Propiedades físicas del agua: Calor especifico del agua a la Tc 4,174 kJ/ kgK

Horas diarias th 8 h/día Tiempo de deshidratación: Días a la semana tD 5 Potencia Calorífica: )( ESPfangofangoC TTCQP −⋅⋅⋅= ρ 91,07 kW



Hipótesis adoptadas:

Se consideran las propiedades físicas de todos los fluidos del proceso semejantes a las del agua a presión atmosférica.

Tª(ºC)

ρ (kg/m3)

Cp(KJ/kgK)

µ ( Ns/m2)

K (W/mk) Pr

20 999,5 4,18 1001 599,8 6,97525 997,9 4,176 890,1 608 6,11430 996,2 4,175 797,6 616 5,40635 994,3 4,174 719,6 623,6 4,81740 992,4 4,174 653,3 630,7 4,32345 990,3 4,175 596,3 637,4 3,90650 988,1 4,177 547,1 643,6 3,55155 985,7 4,179 504,2 649,3 3,24560 983,2 4,182 466,6 654,4 2,98165 980,6 4,184 433,5 659,1 2,75270 977,9 4,188 404,1 663,2 2,55175 975 4,191 378 666,9 2,375

PROPIEDADES FISICAS DEL AGUA

Como se quiere reducir la potencia demandada, y esta depende del caudal de fango, del salto térmico y de las propiedades del agua a la temperatura media de masa, se tendrá que modificar uno de estos parámetros. Como el caudal de fango es fijo y las propiedades del agua prácticamente constante solo nos queda reducir el salto térmico. Supondremos para empezar la media aritmética del salto térmico inicial e iteraremos hasta dar con la temperatura que nos proporcione dos intercambiadores de forma y tamaño similar.

CtCT

º15º60

0

0

==

00 tTT −=∆ CtTt º5,372 01 =+

∆=

La temperatura del fluido caloportador procedente del acumulador solar supone en principio una

autentica incógnita. Sabemos que en instalaciones de agua caliente sanitaria un captador solar plano de alta eficiencia en épocas estivales puede alcanzar, en el punto de consumo, entre unos 50-70ºC máximo. Calentar un fluido que esta a 37ºC con otro mas caliente a 70ºC para llevarlo a la temperatura de 60ºC supondría una enorme superficie de transferencia, además de suponer en todo momento que la efectividad en la transferencia es prácticamente la unidad. Este problema fue el que nos insto a buscar otro tipo de captador solar más eficiente que nos ofreciera una temperatura del agua de consumo más elevada. Por ello se pensó en los captadores solares de tubos de vacío que debido a sus bajas perdidas térmicas y alto rendimiento podríamos obtener temperaturas en el punto de consumo del orden de 80-90ºC. Por tanto tomaremos una temperatura de entrada del fluido caloportador en torno a los 80ºC.

Por ser estos dos fluidos semejantes en cuanto a sus propiedades físicas, aunque medido a temperaturas diferentes, únicamente se diferencian en el salto térmico experimentado y en su caudal masico. Por ello para estimar dichos parámetros, primero se fija uno de los dos, por ejemplo el salto térmico del fluido caloportador, que se iguala al experimentado hipotéticamente por el fango, y como la potencia de transferencia de calor es la misma (si no existen perdidas térmicas), se obtiene un valor inicial de dicho caudal.



A continuación se calcula el área de transferencia de calor entre ambos fluidos con el fin de que se logre conseguir los saltos de temperaturas estimados. Para ello usaremos el método F-DTLM. Según este método podemos obtener el área de transferencia calorífica a partir de la siguiente expresión:

CETransf DTLMFAUQ ⋅⋅⋅= , donde:

El coeficiente global de transferencia. U El área de transferencia: A Un parámetro adimensional: F Y una temperatura especifica: DTLMCE

Como las propiedades de los fluidos se han calculado a las temperaturas caloricas, determinamos primero el valor de estas.

CtCtCTCT

º60º37º56º80

2

1

2

1

====

12

21

tTTtTT

S

E

−=∆−=∆

C

TT

LN

TTDTLM

E

S

ESCE º496,19

)(=

∆∆

∆−∆=

Como se cumple que: CttCTTCDTLMCE

º60º60

º30

12

21

<−<−

< 5.0=CF Es el caso.

Sustituyendo en las siguientes expresiones obtendremos las temperaturas caloricas

CttFttCTTFTT

CC

CC

º5,48)(º68)(

121

212

=−⋅+==−⋅+=

Resumiendo tendremos dos fluidos con las siguientes propiedades:

t1(ºC)

t2(ºC)

ΛT Q(m3/h)

m (kg/s)

Tc (ºC)

ρ (kg/m3)

Cp (KJ/kgK)

µ ( Ns/m2)

K (w/mk) Prand

37 60 23 1,760 0,484 48,5 990,3 4,175 596,3 637,4 3,906

T1(ºC)

T2(ºC) ΛT Q

(m3/h)m

(kg/s)tc

(ºC)ρ

(kg/m3)Cp

(KJ/kgK)µ

( Ns/m2)K

(w/mk) Prand

80 56 24 1,780 0,485 68 980,6 4,184 433,5 659,1 2,752

Fango precalentado

Fluido caloportador

solar Calculo de F ),( RPfF =

MAX

FANGO

TT

P∆

∆=

FANGO

CALAGUA

TT

R∆

∆= _

Con estos valores nos vamos a las graficas ESDU (Engineering Sciences Data Unit) para el caso de

intercambiadores de doble tubo en contracorriente: F=0,90



Calculo del coeficiente global de transferencia (U) Para el cálculo del coeficiente global de transferencia usaremos la siguiente expresión:

extSe

extSit

ext

hF

dd

FRdh

dU

11

intintint

++⋅++⋅

=

, Donde:

Coeficientes de películas interiores y exteriores. hi y he Diámetros y espesores de los tubos concéntricos. di y de Resistencia térmica del material. Rt Factores de ensuciamiento interior y exterior. FSi y Fse

Según los datos de dimensionamiento de la instalación de deshidratación de fangos de la E.D.A.R. de Bonares, el diámetro de las tuberías que conducen el fango hacia la centrifuga es de 80 mm de diámetro nominal. A partir de este dato se diseña el intercambiador de calor de tal modo, que el fango precalentado circule por el tubo interior del mismo mientras que el fluido caloportador circulará por el tubo concéntrico exterior. El motivo de esta elección es por simplicidad constructiva y debido al problema del ensuciamiento, es decir, el hecho de que circule el fango por el conducto interior de menor diámetro tiene menor superficie de contacto al que adherirse y crear depósitos. El diámetro del conducto exterior se ha determinado teniendo en cuenta una serie de consideraciones: por un lado, se intenta conseguir que la sección de paso no dicte mucho de la tubería que une este con el acumulador solar; por otro lado buscamos aumentar la turbulencia del fluido caloportador a lo largo del intercambiador mejorando así la eficiencia del intercambio, y por ultimo, que el suministro de las piezas (tuberías y accesorios) se encuentre en el mercado lo mas estandarizado posible, ya que las piezas especiales incrementan el coste final. El material empleado para todo el intercambiador será el acero inoxidable AISI 316L de la gama milimétrica que se distribuyen en longitudes estándar de 6 metros. Observando por catalogo la distintas series ordenadas según diámetro y espesores, nos quedaremos, por cumplir con la mayor parte de las consideraciones expuestas anteriormente, con la serie de DN 120.

Calculo de los coeficientes de película: El coeficiente de película es un parámetro característico de la transferencia de calor por conveccion. Este parámetro depende de una serie de factores: velocidad del fluido, temperatura, geometría, tipo de movimiento. Para el cálculo de los coeficientes de película se determinará en primer lugar los números adimensionales de la mecánica de fluidos. Seguidamente se calcula el coeficiente de película en el espacio anular comprendido entre los dos cilindros concéntricos, y bajo la consideración de tener la superficie exterior aislada (hext). Mirando las tablas de correlaciones para el caso de transferencia por conveccion forzada, flujo interno y conducto circular, existen una serie de correlaciones para determinar el número de Nusselt. Este parámetro a su vez depende del régimen o condiciones de aplicación en las que se de la transferencia de calor (si es laminar o turbulento), y que esta íntimamente relacionado con los números adimensionales de Reynolds y Prandalt.



El numero de Reynolds que se expresa como la relación existente entre el caudal masico, las dimensiones del conducto y la viscosidad del fluido, resulta para nuestro caso:

µπ hDm

⋅⋅

=&4Re 43,873.34Re =

Para que se de el régimen turbulento el número de Reynolds debe estar comprendido entre los siguientes valores: 610Re300.2 << , es nuestro caso. Por otro lado se determina el número de Prandalt. Esta es una propiedad del fluido que depende de la temperatura calórica a la que se encuentre. Observando la tabla de propiedades del agua a la temperatura de 68ºC se tiene un valor de Prandalt de 2,752. Usamos por tanto la correlación correspondiente al régimen turbulento y que cumple además con: 500Pr5,1 << . Se muestra a continuación dicha expresión:

])(86,0[)( 16,0−==i

o

i

ot D

duN

Dd

fuNuN , con ])(1[Pr)280(Re012,0 324.087.0

LD

uN ht +−=

Nota: los números Nu y Re están definidos en función del diámetro oih dDD −= y las propiedades físicas de los fluidos a la Temperatura de masa.

Di = diámetro interior del tubo más grande. Do = diámetro exterior del tubo más pequeño.

Sustituyendo valores tendremos un número de Nusselt igual: 20,143=uN

El coeficiente de película exterior al tubo interior se calculara a partir de la expresión: KDh

Nu hext ⋅=

Sustituyendo en dicha expresión el valor de Nusselt, obtenemos dicho coeficiente de película: 08,2420=exth W/m2K

Una vez calculado el coeficiente de película anular nos disponemos a determinar el coeficiente de película interior del conducto de menor diámetro (hINT). Mirando las tablas de correlaciones para el caso de un flujo de conveccion forzada, flujo interno y conducto circular existen una serie de correlaciones para determinar el número de Nusselt. Este parámetro a su vez depende del régimen o condiciones de aplicación en las que se de la transferencia de calor (si es laminar o turbulento), y que esta íntimamente relacionado con los números adimensionales de Reynolds y Prandalt. El numero de Reynolds que se expresa como la relación existente entre el caudal masico, las dimensiones del conducto y la viscosidad del fluido, resulta para nuestro caso:

µπ int

4Redm

⋅⋅

=&

08,922.12Re =

Dado que se tiene un valor alto del numero de Reynolds utilizamos la correlación para el caso de flujo turbulento en la región de entrada térmica: 2300Re >CR .

])[PrRe036,0 055,0int318.0

Ld

uN ⋅⋅=

Nota: los números Nu y Re están definidos en función del diámetro interior intd y las propiedades físicas de los fluidos a la Temperatura de masa.



Sustituyendo se tiene un número de Nusselt igual: 38,79=uN

El coeficiente de película exterior al tubo interior se calculara a partir de la expresión: KDh

Nu hext ⋅=

Sustituyendo en dicha expresión el valor de Nusselt, obtenemos: 51,632=exth W/m2K Factores de ensuciamiento A continuación se muestra una tabla de valores del factor de ensuciamiento tanto para el agua como para un fluido orgánico de viscosidad comprendida entre 0,5 cp y 2,5 cp.

Valores aproximados Fluido Estado Fs (m2k/W)

Agua de río Temperatura ambiente 0,0001 - 0,00025 Agua de río En ebullición P < 5bar 0,0001 – 0,0002 Vapor de agua Condensación y a 1 bar 0 – 0,0001 Fluido orgánico A tª ambiente µ = 0,5-2,5 cp 0,0002 – 0,001 Fluido orgánico En ebullición: µ = 0,5-2,5 cp 0,0001 – 0,0003 Fluido orgánico Condensación µ = 0,5-2,5 cp 0,0001 – 0,0003 El fango de estudio lo podemos considerar como un fluido acuoso con una pequeña proporción de sólidos orgánicos en suspensión. Por otro lado dentro del intercambiador este fluido estará bajo una presión de 8 bares y a una temperatura de 60ºC como máximo. Teniendo en cuenta estas consideraciones y la tabla adjunta elegimos una factor de ensuciamiento interior de: Fsi = 0,0004 m2k/W Para el fluido caloportador que esta a mayor temperatura y no tiene materia orgánica, tomaremos un factor de ensuciamiento exterior de: Fse =0.0002 m2k/W Resistencia térmica del material La resistencia térmica de la tubería se define por la expresión siguiente:

KLd

dLnR

ext

t ⋅⋅=

π2

)(int con K = conductividad del material. Para el acero inoxidable AISI 316L K= 13,4 W/mk.

Una vez obtenido todos los parámetros de los que depende el coeficiente global de transferencia sustituimos valores y nos sale un coeficiente global de transferencia:

U=368,65 W/m2k Por tanto el área de transferencia de calor necesaria resulta ser:

TransfESPfangofangoC QTTCQP =−⋅⋅⋅= )(ρ = 91,07 kW

CDTLMCE º496,19= 90,0=F

65,368=U W/m2k.



=⋅⋅

=CE

Transf

DTLMFUQ

A 6,46 m2

La longitud de los tubos que conforman el intercambiador será por tanto de:

intdAL⋅

=π

= 24,52 m

Diseño constructivo: El objetivo del diseño de los intercambiadores calor es que los saltos térmicos y el área de transferencia sean semejantes y con ello dimensionar dos intercambiadores de calor con la misma área de transferencia. Como el espacio es reducido necesitamos diseñar un intercambiador-recuperador de calor en un mismo conjunto, que goce de simetría y que sea flexible y modular, así como otras ventajas de diseño. Para dimensionar el recuperador de calor debemos considerar una serie de hipótesis:

Al igual que se hizo para el caso anterior, se utilizará las propiedades físicas del agua a presión atmosférica.

Las perdidas térmicas en el proceso de centrifugación resultan ser desconocidas en principio. Para evitar dichas perdidas se procederá a calorifugar en la medida de lo posible la maquina, y como el proceso es rápido es viable que la temperatura del agua clarificada se aproxime a la máxima del fango espesado. De todas formas dimensionamos para el caso más desfavorable y por ello estimamos dicha temperatura en torno a 50ºC. Resumiendo se tiene ahora un fluido caliente (agua clarificada de la centrifuga a 50ºC) y otro fluido frío (fango espesado a 15ºC) circulando a un caudal de 1,76 m3/h.

Como se había supuesto que el fango se recalentaría hasta una temperatura de 37ºC, se tiene así la potencia térmica intercambiada en el recuperador y con ello la temperatura de salida del agua clarificada. En cuanto al caudal del agua clarificada, este valor esta íntimamente relacionado con el caudal del fango, es decir, el agua clarificada es un subproducto del fango a deshidratar y de menor caudal ya que el resto hasta completar se va con la torta deshidratada. Este caudal es completamente variable, pero podemos estimar un orden de magnitud. Para ello utilizaremos los parámetros de dimensionamiento del proceso de deshidratación de la E.D.A.R de Bonares. La producción volumétrica de lodos deshidratados se ha considerado: 0,18 m3/h. Con ello obtenemos el caudal del agua clarificada: 1,58 m3/h

A continuación se calcula el área de transferencia de calor entre ambos fluidos. Para ello usamos de nuevo la metodología de calculo anterior (método F-DTLM).

CETransf DTLMFAUQ ⋅⋅⋅=

Las temperaturas caloricas tanto del agua clarificada como del fango espesado frío son:

CtCtCT

CT

º15º37

º3,27º52

2

1

2

1

====

12

21

tTTtTT

S

E

−=∆−=∆

C

TT

LN

TTDTLM

E

S

ESCE º63,13

)(=

∆∆

∆−∆=



Como se cumple que: CttCTTCDTLMCE

º60º60

º30

12

21

<−<−

< 5.0=CF Es el caso.

Sustituyendo en las siguientes expresiones obtendremos las temperaturas caloricas

CttFttCTTFTT

CC

CC

º26)(º67,39)(

121

212

=−⋅+==−⋅+=

Resumiendo tendremos dos fluidos con las siguientes propiedades:

t1(ºC)

t2(ºC) ΛT Q

(m3/h)m

(kg/s)d. int (m)

D.ext(m)

T Calor. (ºC)

ρ (kg/m3)

Cp (KJ/kgK)

µ ( Ns/m2)

K (w/mk) Prand

37 15 22 1,760 0,488 0,08 0,084 26 997,9 4,176 890,1 608 6,11

T1(ºC)

T2(ºC) ΛT Q

(m3/h)m

(kg/s)d.int(m)

Dext(m)

T Calor.(ºC)

ρ Cp (KJ/kgK)

µ ( Ns/m2)

K (w/mk) Prand

52 27,3 24,7 1,580 0,436 0,123 0,127 39,67 992,4 4,174 653,3 630,7 4,32

Fango

Agua clarificada Calculo de F ),( RPfF =

MAX

FANGO

TT

P∆

∆=

FANGO

CALAGUA

TT

R∆

∆= _

Con estos valores nos vamos a las graficas ESDU (Engineering Sciences Data Unit) para el caso de intercambiadores de doble tubo en contracorriente:

F=0,89

Calculo del coeficiente global de transferencia (U) Para el cálculo del coeficiente global de transferencia usamos la misma expresión:

extSe

extSit

ext

hF

dd

FRdh

dU

11

intintint

++⋅++⋅

=

Nota: Tanto los diámetros de los conductos como el material de los mismos serán de acero AISI 316L.



Cálculo de los coeficientes de película: En primer lugar se calcula el coeficiente de película en el espacio anular comprendido entre los dos cilindros concéntricos, y bajo la consideración de tener la superficie exterior aislada (hext). Mirando las tablas de correlaciones para el caso de transferencia por conveccion forzada, flujo interno y conducto circular, existen una serie de correlaciones para determinar el número de Nusselt. Este parámetro a su vez depende del régimen o condiciones de aplicación en las que se de la transferencia de calor (si es laminar o turbulento), y que esta íntimamente relacionado con los números adimensionales de Reynolds y Prandalt. El número de Reynolds que se expresa como la relación existente entre el caudal masico, las dimensiones del conducto y la viscosidad del fluido, resulta para nuestro caso,

µπ hDm

⋅⋅

=&4Re 78,765.21Re = Régimen turbulento

Pr = 4,32 Usamos por tanto la correlación correspondiente al régimen turbulento y que cumple además con:

500Pr5,1 << . Se muestra a continuación dicha expresión,

16,0)(86,0[)( −==i

o

i

ot D

duN

Dd

fuNuN , con 324.087.0 )(1[Pr)280(Re012,0

LD

uN ht +−=

Nota: los números Nu y Re están definidos en función del diámetro oih dDD −= y las propiedades físicas de los fluidos a la Temperatura de masa.

Di = diámetro interior del tubo mas grande Do = diámetro exterior del tubo mas pequeño

Sustituyendo valores tendremos un número de Nusselt igual: 97,111=uN

El coeficiente de película exterior al tubo interior se calcula a partir de la expresión, KDh

Nu hext ⋅=

08,2420=exth W/m2K Una vez calculado el coeficiente de película anular nos disponemos a determinar el coeficiente de película interior del conducto de menor diámetro (hINT). Mirando las tablas de correlaciones para el caso de un flujo de conveccion forzada, flujo interno y conducto circular existen una serie de correlaciones para determinar el número de Nusselt. Este parámetro a su vez depende del régimen o condiciones de aplicación en las que se de la transferencia de calor (si es laminar o turbulento), y que esta íntimamente relacionado con los números adimensionales de Reynolds y Prandalt. El número de Reynolds que se expresa como la relación existente entre el caudal masico, las dimensiones

del conducto y la viscosidad del fluido, resulta para nuestro caso, µπ int

4Redm

⋅⋅

=&

25,723.8Re =



Dado que se tiene un valor alto del numero de Reynolds utilizamos la correlación para el caso de flujo turbulento en la región de entrada térmica: 2300Re >CR .

055,0int318.0 )[PrRe036,0

Ld

uN ⋅⋅=

Nota: los números Nu y Re están definidos en función del diámetro interior intd y las propiedades físicas de los fluidos a la Temperatura de masa. Sustituyendo tendremos un número de Nusselt igual: 30,67=uN

El coeficiente de película exterior al tubo interior se calcula a partir de la expresión, KDh

Nu hext ⋅=

511=exth W/m2K Factores de ensuciamiento Teniendo en cuenta las mismas consideraciones que tuvimos para el fango, elegimos como factor de ensuciamiento interior de: Fsi = 0,0004 Para el agua clarificada que esta a mayor temperatura y no ya tiene materia orgánica, tomaremos un factor de ensuciamiento exterior de: Fse =0.0002 Resistencia térmica del material La resistencia térmica de la tubería se define por la expresión siguiente:

KLd

dLnR

ext

t ⋅⋅=

π2

)(int , con K = conductividad del material. Para el acero inoxidable AISI 316L K= 13,4 W/mk.

Una vez obtenido todos los parámetros de los que depende el coeficiente global de transferencia sustituimos valores y nos sale:

U = 308,42 W/m2k Por tanto el área de transferencia de calor necesaria resulta ser:

TransfESPfangofangoC QTTCQP =−⋅⋅⋅= )(ρ = 44,82 kW

CDTLMCE º63,13= 89,0=F

42,308=U W/m2k

=⋅⋅

=CE

Transf

DTLMFUQ

A 10,66 m2

La longitud de los tubos que conforman el recuperador de calor será por tanto de:

intdAL⋅

=π

= 40,40 m



En esta primera iteración el área de transferencia necesaria en el recuperador es mayor (A = 10,66 m2) que para el primer intercambiador (A = 6,46 m2). Esto es debido a que la velocidad del fluido caloportador en el recuperador es menor que para el primer caso, y necesita por tanto mayor superficie de transferencia. A partir de una hoja de cálculo donde se relacionan todas las ecuaciones vistas anteriormente, calculamos los parámetros de diseño que cumplan con las consideraciones aquí expuestas. Una vez iterado lo suficiente vamos a disminuir el salto térmico en el recuperador, que pasa a ser de 15-34ºC aumentando con ello la potencia térmica necesaria en el primer intercambiador. A continuación se muestra una serie de tablas donde se recogen definitivamente los parámetros de diseño de los intercambiadores de calor, siempre bajo la condición de régimen estacionario.

INTERCAMBIADOR DE CALOR

t2(ºC)

t1(ºC) ΛT q

(m3/h)m

(kg/s)d. int (m)

d.ext(m)

tª calor. (ºC)

ρ (kg/m3)

Cp (KJ/kgK)

µ (Ns/m2)

K (w/mk) Prand

60 34 26 1,760 0,484 0,08 0,084 47 990,3 4,175 596,3 637,4 3,906

T1(ºC)

T2(ºC) ΛT Q

(m3/h)M

(kg/s)D.int (m)

D.ext(m)

Tª Calor. (ºC)

ρ (kg/m3)

Cp(KJ/kgK)

µ(Ns/m2)

K(w/mk) Prand

80 55 25,0 1,860 0,507 0,123 0,127 67,5 980,6 4,184 433,5 659,1 2,752

Fango

Agua Solar

Agua solarReynolds 38155,64Nusselt 1 169,82Nusselt 2 155,23Coef.pelic.Hext (W/m2K) 2623,44Fact. Ensuciamiento(m2K/W) 0,0002

Resist.termica material 1,73E-05

Coef.global.Transf. (W/m2k) 373,35Area transf.(m2) 6,93Long transf(m) 26,24

Pot.term.intercambio (kW) 52,99

DTLMce (ºC) 20,50

FangoReynolds 12922,08Nusselt 79,39Coef.pelic. Hint (W/m2K) 632,51Fact.Ensuciamiento(m2K/W) 0,0004



RECUPERADOR DE CALOR

t2(ºC)

t1(ºC) ΛT q

(m3/h)m

(kg/s)d. int (m)

d.ext(m)

tª calor. (ºC)

ρ (kg/m3)

Cp (KJ/kgK)

µ (Ns/m2)

K (w/mk) Prand.

34 15 19 1,760 0,488 0,080 0,084 24,5 997,9 4,176 890,1 608 6,114

T1(ºC)

T2(ºC) ΛT Q

(m3/h)M

(kg/s)D.int (m)

D.ext(m)

Tª Calor. (ºC)

ρ (kg/m3)

Cp(KJ/kgK)

µ(Ns/m2)

K(w/mk) Prand

52 30,7 21,3 1,580 0,436 0,123 0,127 41,35 992,4 4,174 653,3 630,7 4,323

Fango

Agua Clarificada

Agua ClarifificadaReynolds 21765,78Nusselt 1 122,50Nusselt 2 111,98Coef.pelic.Hext (W/m2K) 1810,85Fact. Ensuciamiento(m2K/W) 0,0002

Resist.termica material 0,000017

Coef.global.Transf. (W/m2k) 298,75Area transf.(m2) 7,70Long transf(m) 29,18

En total se requiere aproximadamente unos 14 m2 de área de transferencia que suponen una longitud de tubos total de 60 metros. Como se mencionó anteriormente, estos valores han sido determinados según una serie de hipótesis y estimaciones que pueden diferir en cierta manera de la realidad. Por ello utilizamos la hoja de cálculo diseñada para el dimensionamiento de los intercambiadores de calor y supondremos los casos más desfavorables, de tal modo que se obtenga un área de transferencia de calor de techo que nos sirva de referencia para cuantificar las posibles diferencias encontradas. Las consideraciones tomadas se enumeran a continuación:

Hemos supuesto un factor de ensuciamiento relativamente alto, pero como estamos tratando con lodos espesos incrementaremos su valor.

La temperatura alcanzada en el acumulador solar la hemos estimado en torno a 80ºC, pero podría darse el caso de que no tengamos dicha temperatura en épocas de baja radiación solar. Supondremos un valor de 75ºC.

Las perdidas térmicas las hemos supuesto nulas por lo que, aunque se aislara todo el conjunto necesitaremos una potencia calorífica mayor de la trasferida. Solo hemos tenido en cuenta las pérdidas en el decantador centrífugo.

Con estas nuevas consideraciones, aproximadamente sale un área de transferencia en torno a 20 m2, que suponen alrededor de unos 80 metros de longitud de intercambio. Como realmente no se puede estar seguro hasta que no iniciemos el proceso de deshidratación en caliente, diseñamos un conjunto intercambiador-recuperador flexible, tal que nos permita en un momento dado incrementar el área de transferencia necesaria sin suponer el desechar el conjunto entero.

Pot.term.intercambio (kW) 38,71

DTLMce (ºC) 16,83

FangoReynolds 8723,25Nusselt 67,30Coef.pelic. Hint (W/m2K) 511,49Fact.Ensuciamiento(m2K/W) 0,0005



INTERCAMBIADOR DE CALOR Minimo Maximo Diseño

Area de transferencia (m2) 6,93 10,18 9,5Longitud de transferencia (m) 26,24 38,57 36

RECUPERADOR DE CALORArea de transferencia (m2) 7,7 10,22 9,5Longitud de transferencia (m) 29,18 38,74 36

A continuación se muestra dicho conjunto intercambiador-recuperador y cuyas prescripciones técnicas se enumeran seguidamente:

CARACTERISTICAS TECNICAS

Material AISI 316LLongitud de cada tubo (m) 3Numero de tubos (m) 24Dimensiones

Conducto interiorDiametro nominal (m) 0,084Espesor (m) 0,002

Conducto exteriorDiametro nominal (m) 0,127Espesor (m) 0,002

Nota: Al final de la memoria se muestran los planos de montaje en formato A3 de dicho conjunto intercambiador-recuperador de calor.



III.2.8.- SUPERFICIE ÓPTIMA DE CAPTACIÓN SOLAR

Una vez diseñado el proceso de intercambio de calor en la sala de deshidratación de fangos, procederemos a dimensionar la instalación de energía térmica solar más adecuada que nos proporcione los siguientes parámetros de funcionamiento:

Potencia térmica en el intercambiador de calor: 53 Kw. Temperatura del agua extraída del acumulador solar: 80ºC Caudal del fluido caloportador en el circuito acumulador-intercambiador: 1,86 m3/h: Tiempo de operación: 8 h/día

Usando de nuevo, la información facilitada por CENSOLAR y el método de calculo F-Chart, se obtiene para el caso de captadores solares planos, una superficie de captación solar necesaria de 105 m2. A continuación se muestra una tabla resumen de valores mensuales de los diferentes parámetros de cálculo.

dias (GJ/mes) (KJ/m2) (KJ/m2) (GJ/mes) (GJ/mes) (ºC) (GJ/mes)Cobertura solar (%)

Enero 31 45,43 7.572 10.708 21,74 0,479 76,64 13 1,687 0,334 15,18 33,41Febr 28 41,03 11.858 16.770 30,75 0,749 75,76 14 1,846 0,529 21,69 52,87Marzo 31 45,43 15.798 22.342 45,35 0,998 74,00 16 1,629 0,703 31,95 70,34Abril 30 43,96 20.796 29.410 57,78 1,314 70,48 20 1,603 0,878 38,62 87,84Mayo 31 45,43 24.036 33.992 69,00 1,519 69,60 21 1,532 0,978 44,42 97,77Junio 30 43,96 25.632 36.249 71,21 1,620 66,95 24 1,523 1,021 44,87 102,05Julio 31 45,43 26.996 38.178 77,50 1,706 64,31 27 1,416 1,061 48,19 106,08Agost 31 45,43 24.840 35.129 71,31 1,570 64,31 27 1,416 1,006 45,72 100,63Sept 30 43,96 20.612 29.150 57,27 1,303 66,07 25 1,503 0,879 38,62 87,85Oct 31 45,43 13.088 18.509 37,57 0,827 69,60 21 1,532 0,600 27,27 60,03Nov 30 43,96 8.670 12.261 24,087 0,548 73,12 17 1,663 0,391 17,17 39,06Dic 31 45,43 6.684 9.453 19,189 0,422 75,76 14 1,668 0,289 13,14 28,92

1RN aE 1D pE at f2DaQ utilQhH

Relacion Demanda Energetica-Aporte solar Captador Plano CRHOMAGEN CR-10SN

0

2.000

4.000

6.000

8.000

10.000

12.000

14.000

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Meses

Ener

gia T

erm

ica (k

w

demanda aporte



Una vez conocido el área de captación necesaria para el caso del captador solar plano, calcularemos ahora para el modelo de captador solar (Colector de vacío con CPC de Ibersolar). Usando de nuevo dicho método de cálculo obtenemos una superficie de captación solar de:

A= 88 m2

A continuación mostramos la tabla de valores adjunta que determina la cobertura solar según el método f-chart.

dias (GJ/mes)(KJ/m2) (KJ/m2) (GJ/mes) (GJ/mes) (ºC) (GJ/mes)

Cobertura solar(%)

Enero 31 46,73 7.572 10.708 19,554 0,418 10,68 13 0,229 0,375 17,500 37,45Febrer 28 42,20 11.858 16.770 27,659 0,655 10,56 14 0,250 0,559 23,594 55,90Marzo 31 46,73 15.798 22.342 40,797 0,873 10,32 16 0,221 0,712 33,256 71,17Abril 30 45,22 20.796 29.410 51,972 1,149 9,82 20 0,217 0,878 39,686 87,76Mayo 31 46,73 24.036 33.992 62,071 1,328 9,70 21 0,208 0,972 45,398 97,16Junio 30 45,22 25.632 36.249 64,057 1,417 9,33 24 0,206 1,014 45,844 101,38Julio 31 46,73 26.996 38.178 69,715 1,492 8,96 27 0,192 1,049 49,011 104,89Agosto 31 46,73 24.840 35.129 64,147 1,373 8,96 27 0,192 0,994 46,452 99,41Septie 30 45,22 20.612 29.150 51,512 1,139 9,21 25 0,204 0,873 39,471 87,29Octubr 31 46,73 13.088 18.509 33,799 0,723 9,70 21 0,208 0,611 28,543 61,08Noviem 30 45,22 8.670 12.261 21,667 0,479 10,19 17 0,225 0,425 19,201 42,46Diciem 31 46,73 6.684 9.453 17,261 0,369 10,56 14 0,226 0,333 15,568 33,32

1RN aE 1D pE at f2DaQ utilQhH

Relacion Demanda Energetica-Aporte solar Captador Vacio CPC IBERSOLAR

0

2.000

4.000

6.000

8.000

10.000

12.000

14.000

16.000

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Meses

Ener

gia t

erm

ica kw

h

demanda aporte

Conclusiones:

Observando los valores de las distintas coberturas solares obtenidas se puede apreciar las mejoras del uso de los colectores de vacío respecto a los captadores planos. Para su mejor comprensión se muestra a continuación una curva comparativa a los largo del año de las diferentes coberturas solares.



Curvas de coberturas solares

0,00

20,00

40,00

60,00

80,00

100,00

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Meses

Cobe

rtura

solar

(%)

Colector de vacio Captador plano

En la grafica anterior se aprecia tal como se hizo para el primer caso estudiado, como en invierno la cobertura solar que ofrece los colectores de vacío son del orden de un 5-10% mejor que las de los captadores planos, aunque ya para épocas de mayor radiación solar, esta diferencia se hace prácticamente insignificante. Como conclusión al estudio se puede indicar que, en el caso de utilizar el modelo de colector de vacío con CPC de Ibersolar reducimos la superficie de captación necesaria en 16 m2. Definimos a continuación las características del campo solar que emplearemos para nuestra instalación:

Área de captación solar necesaria: 88 m2 Área de captación solar proyectada: 90 m2 Tipo de captadores: Captadores de tubos de vació de 3 m2 de alto rendimiento Prestaciones:

Tmax : 220ºC Pmax: 10 bares

Numero de captadores totales: 30 uds Caudal diseño baterías de colectores en paralelo 45 l/h*m2 Orientación del colector: 37º SE Inclinación del colector: 45º



Conexionado entre captadores solares:

La disposición adoptada para la conexión entre los diferentes captadores se ha hecho en función de las recomendaciones de los fabricantes y especificaciones del Pliego de Condiciones técnicas de instalaciones a baja temperatura (PCT). Este pliego te limita la conexión a un máximo de tres elementos dispuestos en serie, pudiéndose aumentar a cuatro en aplicaciones de uso industrial, y siempre y cuando este debidamente justificado en el proyecto y permitido por el fabricante. Según IBERSOLAR podemos conectar hasta 12 m2 de colectores de vacío en serie. Esto supone una conexión de cuatro captadores de 3 m2 cada uno. Por otro lado estas filas de colectores pueden conectarse en paralelo, y siempre asegurando igual recorrido hidráulico en todas las baterías de captadores. En general se alcanzará un flujo equilibrado mediante el sistema de retorno invertido. Si esto nos es posible, se puede controlar el flujo mediante mecanismos adecuados, como las válvulas de equilibrado.



III.2.9.- REGIMEN TRANSITORIO EN LA DESHIDRATACION EN CALIENTE

Se estudia en este apartado el régimen transitorio del proceso, en donde se ha determinado el tiempo necesario de deshidratación en caliente para alcanzar el régimen permanente o de diseño.

Se muestra a continuación una serie de cálculos realizados para reflejar de la manera más exacta posible el arranque del proceso.

Tiempo de un ciclo

Caudal de fango 1,76 m3/hDiametro conducto 80 mmVelocidad del fango 0,097 m/sLongitud del recuperador 30 mLongitud del intercambiador 30 mTiempo necesario de recorrido 616,895 segTiempo de centrifugacion 30 segTOTAL 646,9 seg

10,8 min

RECUPERADOR

CICLOFangoentrada

Fangosalida

Caudal(m3/h)

Lixiviadoentrada

Lixiviadosalida

Caudal(m3/h)

Potencia(kW)

1 15 15 1,76 15 15 1,56 02 15 24,00 1,76 34,00 23,80 1,56 18,343 15 28,50 1,76 43,00 27,70 1,56 27,504 15 31,00 1,76 47,50 29,30 1,56 32,605 15 32,00 1,76 50,03 30,82 1,56 34,636 15 32,50 1,76 51,03 31,25 1,56 35,657 15 33,00 1,76 51,53 31,19 1,56 36,678 15 33,50 1,76 52,03 31,12 1,56 37,699 15 34,00 1,76 52,53 31,06 1,56 38,71

Temperatura Temperatura

Regimen Transitorio fango recuperador

05

101520

2530354045

15 24,00 28,50 31,00 32,00 32,50 33,00 33,50 34,00

Tªde salida Fango (ºC)

Pote

ncia

gan

ada

(KW

)

Se observa como ya en los primeros ciclos del proceso se recupera prácticamente la energía

invertida en el calentamiento ya que los intercambiadores de calor están en este punto de funcionamiento sobredimensionados.



INTERCAMBIADOR

CICLO Fangoentrada

Fangosalida

Caudal(m3/h)

Agua Solarentrada

Agua Solarsalida

Caudal(m3/h)

Potencia(kW)

Potencia demanda

Potencia global

1 15 40,00 1,76 79 27 0,85 51 91,68 512 24,00 49,00 1,76 79 39 1,10 51 91,68 69,343 28,50 53,50 1,76 79 45 1,30 51 91,68 78,504 31,00 56,03 1,76 79 48,5 1,45 51 91,68 83,605 32,00 57,03 1,76 79 51 1,50 51 91,68 85,636 32,50 57,53 1,76 79 52 1,60 51 91,68 86,657 33,00 58,03 1,76 79 53 1,70 51 91,68 87,678 33,50 58,53 1,76 79 53,5 1,80 51 91,68 88,699 34,00 59,03 1,76 79 54 1,80 51 91,68 89,71

Temperatura Temperatura

Relacion Potencia-Tiempo del regimen transitorio

0102030405060708090

100

0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0

Tiempo (min)

Pote

ncia

(kW

)

Energia recuperada Energia de aporte solarEnergia demandada Energia recuperada + Aporte solar

En la figura anterior con trazo amarillo se representa la demanda energética constante e igual a 90 kW. Con trazo azul se describe la potencia ganada en el recuperador de calor, que sumándole la energía cedida por el acumulador solar; obtendríamos una curva resultante que tras aproximadamente 90 minutos se aproximaría a dicha demanda energética total.

Evolucion Tª del fango entrada centrifuga regimen transitorio

0

10

20

30

40

50

60

70

0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0

Tiempo (min)

Tª F

ango

(ºC)

Tiempo total del transitorio 86,25 min

1,44 h

En esta ultima curva vemos como evoluciona con el tiempo la temperatura de entrada del fango a la centrifuga. Según este estudio es a partir de la segunda hora de funcionamiento en planta cuando obtendríamos la temperatura optima de 60º C.



III.2.10.- CÁLCULO DEL ACUMULADOR SOLAR

Un acumulador solar no es más que un deposito calorifugado fabricado a base de materiales que dependen de la presión y temperatura del liquido que contenga y cuya función básica es la de almacenar agua caliente cuando el circuito de consumo no este operando y si lo haga el sistema de generación de energía. Otra posibilidad de uso del agua acumulada es cuando, la radiación solar incidente por la climatología es mayoritariamente difusa y de baja intensidad. En este caso no conseguiríamos las potencias requeridas por lo que podríamos utilizar el acumulador para usar el agua caliente de días anteriores. Por otro lado como la deshidratación de fangos no se aplica los fines de semana, se acumulará mucha energía solar que nos servirá de energía adicional para la deshidratación en los primeros días de la semana. Por este motivo, para el dimensionamiento del sistema de acumulación solar se debe tener en cuenta que el volumen del deposito va a depender de la energía que aporta a lo largo del día y no en función de la potencia del generador (captadores solares), por tanto se debe prever una acumulación acorde con la demanda y el aporte, al no ser esta simultanea con la generación. Existe una tipologia amplia en cuanto al diseño del sistema de acumulación solar. Según el PCT los acumuladores deben ser de configuración vertical (H>D) para así favorecer la estratificación de la temperatura dentro del mismo, aspecto que afecta positivamente al funcionamiento de una instalación solar térmica. Se pueden clasificar atendiendo a los siguientes aspectos:

Según su aplicación Depósitos de Inercia, utilizados para circuitos cerrados de refrigeración y/o calefacción. Depósitos para producción y acumulación de ACS, se usan en circuitos abiertos y

están conectados a la red general de abastecimiento de agua.

Según el material Acumuladores de acero con revestimiento epoxidico de calidad alimentaría, su uso es

muy habitual para aplicaciones de ACS. Acumuladores de acero inoxidable, de uso similar al anterior, presenta la ventaja de ser

más ligero, soportar temperaturas superiores y no presentar problemas de corrosión. Sin embargo su coste es bastante elevado.

Acumuladores de acero St 37.2, para aplicaciones en circuito cerrado, no empleándose para sistemas de ACS. Su coste es menor que el anterior y puede soportar mayores temperaturas y presiones (110ºC y 8 bar).

Según el intercambiador de calor

Sin sistema de intercambio de calor integrado, el intercambiador de calor en este caso es exterior y normalmente es de placas. Presenta la ventaja de tener una mejor eficiencia en la transferencia de calor ya que los fluidos circulan en convección forzada y a contracorriente.

Con intercambiador de calor de serpentines, el intercambio se realiza en el interior cuando el fluido caliente cede calor a una masa de agua en el interior del acumulador. La ventaja es que no existe perdidas térmicas en el intercambio pero la eficiencia es menor que el caso anterior.

Una vez definidos los diferentes modelos existentes, determinamos para nuestro proyecto el más adecuado. Por un lado, como la aplicación no es un sistema abierto elegiremos un depósito de Inercia. Como tendremos altas temperaturas (80-90ºC) necesitamos o bien un deposito de acero Inoxidable o de acero St 37.2. Como resulta mucho mas económico este ultimo y no es para consumo humano, nos decantaremos por este modelo. En cuanto al intercambiador de calor preferimos por eficiencia en la transferencia de calor usar uno exterior del tipo placas.



A continuación se calcula el volumen de agua necesaria para nuestra instalación. Se obtiene a partir del área de captación solar antes calculada. Debe estar comprendida entre los siguientes valores:

11060 ≤≤AM Donde:

A = área de captadores en m2 M = carga de consumo en litros/día

Para un A = 90 m2 obtenemos un consumo de M = 5.400 - 9.900 litros/día. Por otro lado se debe cumplir la

condición siguiente 2,18,0 ≤≤MV Siendo V = volumen de acumulación

Carga de consumo Volumen de acumulación

5.400 l/día 4.320 litros 6.480 litros 9.900 l/día 7.920 litros 11.880 litros

Sondeando el mercado de acumuladores solares se observa que el volumen máximo estándar para aplicaciones de energía solar es de V=5.000L. Para un volumen mayor ya habría que diseñar el sistema con dos acumuladores en conexión serie-paralelo. Como en los tres casos posibles pasamos de 5.000 litros, a lo que hay que añadir el hecho de que cuanta mas energía acumulemos mejor rendimiento obtendremos en los días nublados y mayor energía dispondremos tras los días de parada (fines de semana); nos decantamos por esta ultima disposición, serie-paralelo con dos depósitos acumuladores de 5000 litros para sumar un total de 10.000 litros de agua caliente disponible al día.

Disposición serie-paralelo de acumuladores solares para grandes instalaciones

Elegimos por tanto dos depósitos de acero St 37.2 calorifugado con Polietileno reticulado inyectado (PRI) de 5000 litros de capacidad cada uno.



III.2.11.- DISEÑO DE LA INSTALACIÓN

Hasta ahora se ha calculado el área efectiva o campo solar y el volumen de acumulación. Solo nos queda diseñar y calcular el circuito hidráulico y los elementos que conforman la instalación, y ajustarla en función de la disponibilidad de espacio en la EDAR de Bonares. Seguidamente se muestra un esquema básico de funcionamiento de una instalación de energía térmica con un sistema de acumulación con intercambiador de calor externo.

En el esquema se aprecian dos circuitos hidráulicos interconectados mediante un intercambiador de placas. El funcionamiento es muy simple: un fluido caloportador a través del circuito primario es impulsado hacia los captadores solares y mediante el efecto invernadero producido en ellos, se calienta y retorna hacia la bomba de impulsión cediendo antes la energía captada al circuito secundario. Por este último circula otro fluido que absorbe dicha energía y la cede a la masa contenida en el acumulador solar. De dicho depósito de inercia se extrae la energía que se empleará en calentar el fango de estudio.



Para el diseño de la instalación se ha tenido en cuenta una serie de recomendaciones que nos hace el Pliego de condiciones técnicas para instalaciones de energía térmica solar:

El trazado de las tuberías en el circuito primario se realizará con retorno invertido para garantizar que el caudal se distribuya uniformemente entre los captadores solares.

Las distintas bombas de circulación estarán dispuestas en línea, en la zona mas fría del

circuito y preferentemente en un tramo vertical.

El vaso de expansión en el circuito primario se conectará a la aspiración de la bomba.

El circuito ira provisto de válvulas de seguridad taradas a una presión que garantice que en cualquier punto del circuito no se supere la presión máxima de trabajo de los componentes.

Se colocaran válvulas antirretorno para evitar la circulación inversa en las bombas y en la

entrada de agua fría del acumulador.

El circuito primario incorporara un sistema de llenado manual permitiendo llenar y mantener presurizado el circuito.

Se montarán válvulas de corte para facilitar la sustitución o reparación de componentes sin

necesidad de realizar el vaciado completo de la instalación. Estas válvulas independizarán las baterías de captadores, intercambiadores de calor, acumulador y bombas hidráulicas.

Se instalaran válvulas de corte a la entrada del agua fría y salida del agua caliente del

depósito de acumulación.

Se instalaran válvulas que permitan el vaciado total o parcial de la instalación.

En cada zona de la batería de captadores en los que se haya situado válvulas de corte se instalaran válvulas de seguridad.

En los puntos altos de la salida de baterías de captadores se colocaran sistemas de purga

constituidos por botellin de desaireación y purga manual o automática.

En el diseño del trazado del circuito se evitarán en lo posible los sifones invertidos y caminos tortuosos que faciliten el desplazamiento del aire atrapado hacia los puntos altos de la instalación.

Los trazados horizontales de tubería tendrán siempre una pendiente mínima del 1% en el

sentido de la circulación.

Las tuberías y accesorios se aislarán y protegerán con materiales que cumplan la norma especificada.



III.2.12.- CÁLCULO DEL CIRCUITO HIDRAULICO

En cualquier planta de proceso se debe diseñar un sistema de circulación que sea económico, tanto en términos de costes de inversión como de operación y mantenimiento. Así mismo, debe ser un sistema seguro y fiable, esto es, con unos riesgos y una frecuencia de fallos mínimos.

El diseño de un sistema de transporte de fluidos consiste básicamente en los siguientes:

Dimensionar la tubería (diámetro nominal y espesor de pared) Seleccionar el material de construcción (acero al carbono, acero inoxidable, cobre, PVC, etc.) Seleccionar el equipo de impulsión necesario para hacer circular el caudal de corriente deseado Seleccionar valvuleria e instrumentación necesaria para poder regular el caudal de operación

Se debe conocer las propiedades del fluido (densidad, viscosidad, corrosividad, etc.) en las condiciones de transporte (temperatura y presión). Cuando un fluido circula por una tubería, la fricción con las paredes internas de la misma ocasiona una perdida de energía mecánica que se traduce en una ganancia de energía térmica o interna. Para un tramo recto de tubería de diámetro constante, la perdida por fricción por unidad de longitud depende de la velocidad de circulación, de la densidad y la viscosidad del fluido, del diámetro interior de la tubería y de la rugosidad de la misma. La dificultad de la determinación de la pérdida de carga obliga al uso de tablas o bien a la resolución numérica para los valores concretos de rugosidad, velocidad y diámetro de la tubería. La ecuación de Fanning expresa, para un tramo recto de longitud L, la perdida de energía mecánica por fricción.

gv

DLfP

24 2⋅

= ,

Siendo f el factor de fricción de Fanning. Este factor, que es adimensional, se ha correlacionado experimentalmente con el numero de Reynolds (Re) y con la rugosidad relativa de la tubería e/D, siendo e la rugosidad del material. A partir del ábaco de Moody se puede calcular el factor de fricción en función de estos parámetros. El número de Reynolds se expresa como la relación existente entre el caudal másico, las dimensiones del conducto y la viscosidad del fluido.

µρ intReVD

=

En cuanto a la rugosidad relativa, a continuación mostramos una tabla para diferentes materiales empleados en la construcción:

Material e: Rugosidad (mm) Hormigón 1,70

Acero Comercial 0,045 Fundición 0,259

Hierro Galvanizado 0,152 Acero Inoxidable 0,0080 Cobre o Latón 0,00293

Los materiales de construcción son muy diversos. El material se selecciona en función de su resistencia química, su resistencia a la temperatura, la erosión y el precio. Las tuberías se fabrican según dimensiones normalizadas.



CIRCUITO DE CONSUMO

- Perdida de Carga en tramos rectos Para dimensionar el circuito hidráulico entre el intercambiador de calor de la sala de deshidratación y el acumulador solar utilizaremos para evitar la corrosión galvánica entre materiales de diferente nobleza, el mismo material, acero inoxidable AISI 316L. En el caso de este acero inoxidable calcularemos para diferentes diámetros normalizados las perdidas de carga unitarias para las condiciones de operación diseñadas, de tal forma que seleccionemos el de menor diámetro posible sin tener muchas perdidas de carga. A continuación mostramos los cálculos correspondientes: FLUIDO CALOPORTADOR

Tª de operación

(ºC)

Densidad(kg/m3)

Viscosidad(Ns/m2)

Viscosidad cinematica

Caudal(m3/h)

55 985,7 0,000504 5,1151E-07 1,86

Acero Inoxidable AISI 316L

Diametro exterior(mm)

Diametro interior(mm)

Rugosidad(mm)

Rugosidad relativa

Velocidad(m/s) Reynolds Factor

friccionPerdida unit(mca/mtub)

33 30 0,0008 0,0000267 0,731 42.869 0,0250 0,0908635 32 0,0008 0,0000250 0,642 40.189 0,0254 0,0667238 35 0,0008 0,0000229 0,537 36.745 0,0257 0,0432243 40 0,0008 0,0000200 0,411 32.152 0,0261 0,02247

44,5 41,5 0,0008 0,0000193 0,382 30.989 0,0264 0,0189450,8 47,8 0,0008 0,0000167 0,288 26.905 0,0268 0,0094753 50 0,0008 0,0000160 0,263 25.721 0,0271 0,00766

63,5 60,5 0,0008 0,0000132 0,180 21.257 0,0275 0,0029973 70 0,0008 0,0000114 0,134 18.372 0,0278 0,0014676 73 0,0008 0,0000110 0,123 17.617 0,0282 0,0012084 81 0,0008 0,0000099 0,100 15.877 0,0285 0,00072

Midiendo en los planos de la instalación correspondiente al circuito de consumo se tienen los siguientes tramos rectos: TRAMO LONGITUD DIAMETRO Acumulador-intercambiador 30m Incógnita Intercambiador 40 DN80 Para la elección del diámetro también se debe tener en cuenta la velocidad del fluido. Nos interesa que el tiempo en el tramo que va desde el intercambiador de calor y el acumulador sea lo corto posible, para evitar pérdidas térmicas al exterior. En torno a 1 m/s seria lo ideal, observando la tabla anterior (diámetros más pequeños) y para la longitud prevista (30 m) tendremos unas pérdidas de carga de:



Diametro exterior

(mm)Velocidad

(m/s)Perdida unit(mca/mtub)

Perdida de carga(mca)

33 0,731 0,09086 2,725835 0,642 0,06672 2,001738 0,537 0,04322 1,296543 0,411 0,02247 0,6740

Observando en catalogo de tuberías y accesorios de acero inoxidable (Gama milimétrica) elegimos tubería de DN 38 por ser el mínimo considerado que tiene reducciones concéntricas normalizadas de 38 a 84 mm. A continuación mostramos las perdidas de carga en los tramos rectos en el circuito hidráulico proyectado:

Acero Inoxidable AISI 316LDiametro exterior(mm)

Velocidad(m/s)

Perdida unitaria

(mca/mtub)

Longitud tramo (m)

Perdida (mca)

38 0,537 0,04322 30 1,296584 0,100 0,00072 40 0,0289

- Perdida de carga en Accidentes o singularidades La perdida de carga genérica en una singularidad viene dada por la siguiente expresión, en donde k adopta distintos valores según el accidente.

en donde:h : pérdida de carga (m.c.a.)V : velocidad media del fluido en la tubería (m/s)g : aceleración de la gravedad (m/s2)K : coeficiente de la singularidad

Tramo Acumulador-Intercambiadornº uds. Ki

Contracción brusca 1 0,60Expansión brusca 1 0,60Codos a 45º 0 0,40Codos a 90º 12 0,75Válvula de Corte 10 0,50Válvula antirretorno 1 2,30Coeficiente total de accidentes: 17,500Pérdida de carga en accidentes (m): 0,257

Accidente

gVKh2

2

⋅=



Tramo Intercambiador de Calor

nº uds. KiContracción brusca 15 0,60Expansión brusca 15 0,60Codos a 45º 0 0,40Codos a 90º 30 0,90Válvula de Corte 0 0,80Válvula antirretorno 0 2,50Coeficiente total de accidentes: 45,000Pérdida de carga en accidentes (m): 0,023

Accidente

Una vez conocido todas las perdidas de carga en el circuito se calcula la bomba hidráulica necesaria para impulsar el fluido al caudal y altura manométrica requerida con el al mayor rendimiento posible.

Nodo origen

Nododestino

Perdida tramo recto

(mca)

Perdida en accidentes

(mca)

Perdida total

Acumulador Solar

Intercambiadorde calor 1,2965 0,2572 1,554

Entrada al Intercambiador

de calor

Salida del Intercambiador

de calor0,0289 0,0231 0,052

1,606PERDIDA DE CARGA TOTAL (m) La energía suministrada por el sistema de impulsión compensará las perdidas de carga del circuito. Para ello elegiremos una bomba centrifuga con los siguientes parámetros de funcionamiento:

Caudal volumétrico 1,80 – 2,00 m3/h Altura manométrica 1,6 – 2,0 mca

La potencia mecánica de la bomba se determina a partir de la siguiente expresión,

ηρgHQW =

Siendo: W = Potencia necesaria de la bomba (Kw). Q = Caudal de agua circulante (l/h): 1,86 m3/h. H = Perdida de carga de la instalación o altura manométrica: 1,60 mca.

η = Rendimiento de la bomba. Rendimiento máximo de la bomba = 0,4.

=W 20 W

Se dispondrán dos bombas (1+1R) para el circuito de consumo y cuyas curvas características

tendrán que ajustarse a la curva de la instalación para un rendimiento óptimo.



Aislamiento de las Conducciones Las tuberías se han de aislar adecuadamente para reducir las perdidas térmicas a través de las mismas. El aumento de coste que supone el montaje del aislamiento en una instalación resulta prácticamente despreciable frente al ahorro económico que se consigue, gracias a la disminución de las perdidas, a lo largo de la vida útil de la instalación. El material aislante del circuito ha de ser especialmente resistente a temperaturas elevadas y para el caso de estar a la intemperie se deberá proteger frente a la radiación ultravioleta, humedad y corrosión de agentes externos. De acuerdo al Reglamento de Instalaciones Térmicas en la Edificación (RITE) el espesor del material aislante depende del diámetro exterior de la tubería, de la localización de la misma (interior o exterior) y del rango de temperaturas de trabajo del fluido. En la siguiente tabla se muestran para un material aislante de conductividad térmica de referencia de 0,040 W/ (mK), los espesores mínimos de aislamiento (expresados en mm) que deben presentar las tuberías y accesorios en el interior de locales según el RITE.

Diámetro exterior Temperatura del fluido (mm) 40 a 65ºC 66 a 100ºC 101 a 150ºC 151 a 200ºC

D<35 20 20 30 40 35<D<60 20 30 40 40 60<D<90 30 30 40 50 90<D<140 30 40 50 50 140<D 30 40 50 60

En tuberías en el exterior se ha de aumentar el espesor mínimo de aislamiento indicado en la tabla anterior en 10 mm. Tras estas recomendaciones usaremos para nuestro caso particular los siguientes espesores de aislante:

Diámetro exterior Tª fluido frio Tª fluido caliente (mm) 40 a 65ºC 66 a 100ºC

35<D<60 20 mm 30 mm

Como el diámetro es de 38 mm y prácticamente el trazado del circuito es interior elegimos un espesor medio de 30 mm para las conducciones del circuito de consumo.



CIRCUITO DE GENERACION DE ENERGIA TERMICA SOLAR A continuación detallamos los circuitos correspondientes a la generación de energía térmica solar, (Primario y Secundario), calculando tanto las conducciones como todos los accesorios necesarios para su correcto funcionamiento. La función del circuito secundario en la instalación global no es más que la de absorber la energía térmica del fluido caloportador que circula por el circuito primario, y que previamente se ha calentado en los captadores solares, para a posteriori cederla al acumulador solar. Más concretamente tendremos dos entradas y dos salidas en el acumulador solar, correspondientes a los circuitos de consumo y secundario. Para el dimensionamiento de los circuitos hidráulicos del sistema de generación de energía utilizaremos las potencias térmicas y temperaturas de los mismos, calculadas a partir de los parámetros de funcionamiento del proceso de deshidratación.

Conceptos Cantidades Caudal del fluido caloportador circuito terciario o de consumo 1,86 m3/horas Temperatura entrada Te 80 ºC Temperatura salida Ts 55 ºC Temperatura calórica o media Tc 67,5 ºC

Densidad del fluido a la Tc 980 kg/ m3 Propiedades físicas del agua Calor especifico del fluido a la Tc 4,18 kJ/ kgK

Horas diarias th 8 horas/día Tiempo de deshidratación Días a la semana tD 5 días/semana Potencia Calorífica en el circuito de consumo

)( 3333 3 SEPfluidofluidoC TTCQPfluido

−⋅⋅⋅= ρ 53 kW

Energía térmica diaria deshidratCC tPE ⋅= 424 kWh

Eficiencia en el intercambiador de calor fango-fluido del acumulador 0,90 Perdidas térmicas en el circuito terciario o de consumo 0,1kW

Perdidas térmicas en el acumulador solar 0,1kW Potencia Calorífica en el circuito secundario

)( 22222 SEPfluidofluidoC TTCQPfluido

−⋅⋅⋅= ρ 59 kW

ESTIMACIONES PARA EL CÁLCULO:

Tras recomendación del fabricante se establece un caudal nominal para el circuito primario de 45 l/hm2 de área de captación, ya que este depende de las características de los captadores solares y su configuración en campo. Por tanto para una superficie de 90 m2 tendremos un caudal en el colector principal de: 4,05 m3/h.

Si queremos una temperatura de 80ºC en el punto de consumo de agua caliente, en la parte

superior del acumulador no debe dictar menos. Por tanto suponemos 85-90ºC aproximadamente en la entrada de agua caliente en el circuito secundario.

Los demás parámetros necesarios para el cálculo del circuito hidráulico se determinan a partir de las necesidades impuestas por el intercambiador de placas que conecta indirectamente ambos circuitos. Por tanto se calculará previamente este último.



Intercambiador de calor de placas Para dimensionar el sistema de intercambio de calor entre ambos circuito debemos tener en cuenta una serie de prescripciones del PCT.

La potencia mínima de diseño del intercambiador de placas, P(w) en función del área de

captación A(m2), cumplirá la condición: WAP 000.45500 =≥ En instalaciones con intercambiador independiente los caudales de diseño de los

circuitos primario y secundario no diferirán en más de un 10%. En ningún caso el caudal del secundario será superior al del primario.

Los intercambiadores de placas se dimensionan de forma que la temperatura de entrada

del primario no dicte más de 5ºC respecto a la temperatura de salida del secundario.

El intercambiador será de placas de acero inoxidable o cobre y deberá soportar las temperaturas y presiones máximas de trabajo de la instalación.

Resumiendo tendremos para dimensionar el intercambiador de calor de placas los siguientes datos:

PRIMARIO SECUNDARIO Caudal volumétrico 4,05 m3/h Caudal volumétrico 3,65 m3/h Temperatura de entrada 90 ºC Temperatura de entrada Temperatura de salida Temperatura de salida 85 ºC Fluido caloportador Agua mas propilenglicol Fluido caloportador Agua Densidad a 80 ºC 972 kg/m3 Densidad a 60ºC 980 kg/m3 Calor especifico 4,0 kJ/(kgK) Calor especifico 4,18 kJ/(kgK) Potencia térmica Potencia térmica 59 kW

Ahora calcularemos el área de transferencia de calor necesario. Para ello usaremos el método ε – NTU.

1. Calculamos primero la eficiencia (ε) y el factor R que se definen como:

La eficiencia del intercambiador de calor se define como: max

min

TTC

∆∆

=ε

El factor R se define como: max

min

CC

R =

max38,4 CKkWCQC pprimario ==⋅⋅= ρ

minsec 14,4 CKkWCQC pundario ==⋅⋅= ρ

945,0=R kWPCTTCTCTQ undarioTfefsCtransf 59)( secminminminminmax ==⋅−=⋅∆=⋅∆⋅= ε

Siendo: Tfs = Temperatura de salida del intercambiador del circuito secundario. Tfe = Temperatura entrada al intercambiador del circuito secundario. Como Tfs = 85 ºC, sustituyendo tendremos el valor de:

Tfe = 70,7 ºC. Por tanto la eficiencia será: 75,0=ε



2. Calculamos a continuación el valor de NTU: Con los valores de la eficiencia y de R, vamos a la grafica de ESU 98005 correspondiente a intercambiadores de placa donde se relaciona estos parámetros. Para la curva R = 0,943 y para una eficiencia de ε = 0,82 tenemos una NTU = 3,5.

3. Calculamos finalmente el área de transferencia necesario: minCAUNTU ⋅

=

Según la tabla 11.1 de ESDU que recoge para distintos fluidos de trabajo y para intercambiador de placas de configuración estándar, podemos utilizar un coeficiente global de transferencia de referencia.

KmWU 2307.2=

Sustituyendo en la expresión anterior obtenemos por consiguiente el área de transferencia

A = 6,28 m2 Resumimos a continuación las características que debe reunir el intercambiador de calor de tipo placas para nuestro proceso en particular:

Potencia a intercambiar: 50.740 Kcal/h Pmax: 10 bares Tmax: 160 ºC Fluido primario: Agua más propilenglicol Caudal: 4,05 m3/h Tª entrada: 90 ºC Tª salida: 76,53ºC Cp = 4,0 KJ/kgk Fluido secundario: Agua Caudal: ,65 m3/h Tª entrada. 70,7 ºC Tª salida: 85 ºC Cp = 4,186 KJ/kgk

En cuanto a la perdida de carga nos la debe suministrar el fabricante. Para los cálculos hidráulicos supondremos una perdida de carga aproximada de 1,20 mca. Una vez conocido todos los parámetros de operación determinaremos todos los elementos necesarios para garantizar el correcto funcionamiento de los circuitos.



Calculamos a continuación las perdidas de carga en los siguientes circuitos

1. Circuito Primario:

Perdida de Carga en las conducciones Perdida de carga en las Baterías de Captadores Solares Perdida de carga en los distintos accesorios de la instalación

2. Circuito Secundario:

Perdida de Carga en las conducciones Perdida de carga en los distintos accesorios de la instalación

PERDIDAS DE CARGA EN EL CIRCUITO PRIMARIO

Para determinar las perdidas de carga en el circuito previamente definiremos los diferentes elementos que conforman el sistema así como las características que deben reunir según el PCT. Conducciones En la selección del material utilizado en las tuberías se han de considerar los siguientes aspectos: compatibilidad con el tipo de fluido empleado, comportamiento dentro de rangos de presiones y temperaturas de trabajo, resistencia frente a la corrosión, estabilidad respecto a tensiones mecánicas y térmicas, facilidad de instalación, durabilidad, etc. Para el caso de transportar fluidos que no van destinados al consumo humano, como es el caso, se emplea normalmente el cobre, acero inoxidable o acero negro. En las tuberías de conexión entre los captadores solares y entre estos y el acumulador el material mas ampliamente utilizado es el cobre. Entre las características del cobre destacan la alta resistencia mecánica y a la corrosión, maleabilidad, elevada durabilidad, etc. Por tanto todas las conducciones se ejecutaran en tuberías de cobre rígido, instalando manguitos electrolíticos y latiguillos de 200 mm de longitud entre los puntos de unión de materiales distintos para evitar la corrosión. Bomba de circulación Una bomba de circulación es el dispositivo electromecánico encargado de hacer circular el fluido de trabajo a través del circuito hidráulico de una instalación. En las instalaciones solares de tamaño pequeño y medio suelen emplearse bombas en línea (intercaladas directamente en la tubería). En instalaciones más grandes son más habituales las bombas de bancada. Cada vez se emplean más las bombas de caudal variable que junto a un sistema de regulación y control adecuado consigue mantenerse en la zona de rendimiento recomendada y evitar el posible aumento de las perdidas de carga en la instalación. Vaso de Expansión El vaso de expansión se utiliza para absorber las dilataciones y contracciones que experimenta el fluido contenido en un circuito cerrado con las variaciones de temperatura. Mediante la utilización de este elemento se evita la perdida de fluido que tendría lugar al activarse la válvula de seguridad al alcanzarse presiones elevadas en el circuito durante los periodos de alta radiación solar. En este caso seria necesario rellenar el circuito para mantenerlo presurizado. En instalaciones solares se utilizan vasos de expansión cerrados que no son más que depósitos metálicos con dos partes separados por una membrana elástica impermeable. El vaso de expansión se ha de conectar al circuito hidráulico de forma que se facilite que la expansión del fluido siempre sea absorbida por el vaso. Por este motivo no se instalará ningún elemento que impida la circulación del fluido (válvula de corte) en el ramal de conexión entre el vaso de expansión y el circuito hidráulico.



Sistema de Purga En una instalación solar es el dispositivo o conjunto de elementos que se encarga de extraer el aire contenido en el circuito solar durante el proceso de llenado así como durante el funcionamiento habitual de la instalación. Son de acero inoxidable para soportar las elevadas temperaturas. Se instalaran en los puntos más altos de la instalación. Se utilizarán purgadores manuales constituidos por botellin de desaireación de almacén de aire y una válvula de corte en estado cerrado. Se procede cada cierto tiempo al vaciado de dicho sistema. Se coloca siempre en la salida de los captadores solares. Sistema de Llenado Cualquier circuito cerrado de una instalación ha de incorporar un sistema de llenado que permita la entrada del fluido de trabajo y mantener presurizado el circuito en caso de que se produzcan fugas de fluido. El sistema de llenado de una instalación puede ser manual o automático. Se proyecta una bomba hidráulica conectada a un depósito donde se almacena la proporción requerida de anticongelante en agua. El llenado se realizará por la parte inferior del circuito. Sistema de Vaciado Para facilitar el vaciado total o parcial de una instalación solar se instala en los puntos más bajos tuberías de drenaje a través de las cuales se puede realizar el vaciado mediante la apertura de una válvula de corte colocada en esta tubería. Válvula de Corte Se utilizan para permitir o interrumpir de forma total la circulación del fluido a través de una tubería. Instaladas con el objeto de aislar componentes y facilitar tareas de mantenimiento, reparación o sustitución. Se utilizan las válvulas de bola. Introducen pocas perdidas de carga cuando están abiertas. Válvulas de regulación o equilibrado del circuito Son válvulas de asiento cuya función principal es la de regular el caudal de circulación introduciendo mas o menos perdidas de carga. Permite regular el caudal de fluido que circula a través de una tubería de forma manual o automática. Válvulas Termostaticas Permiten controlar y limitar la temperatura del agua caliente mediante su mezcla con agua a inferior temperatura. Es una válvula de tres vías motorizada que dispone de dos tuberías de entrada (una de agua fría y otra de caliente) y una tubería de salida de manera que, cuando la temperatura en la tubería de salida supera el valor de consigna previamente establecido aumenta el caudal de agua fría y disminuye el caudal de agua caliente hasta reducir la temperatura al valor deseado. Válvulas de Seguridad Permiten limitar la presión máxima de trabajo y, por tanto, se utilizan para proteger los componentes de una instalación, evitando que se supere la presión máxima de trabajo de estos. Al alcanzarse la presión de tarado la válvula de seguridad permite el escape de fluido al exterior, reduciéndose por tanto la presión en el circuito. Son válvulas de resorte.



Válvulas de Retención o Antiretorno Permiten la circulación del fluido en un único sentido e impiden la circulación en sentido inverso. En las instalaciones solares habitualmente se emplean para evitar perdidas de energía térmica, previamente almacenada en el acumulador, provocadas por la circulación del fluido en sentido inverso. Se proyectan válvulas de retención de tipo clapeta vertical, de clapeta ascendente o de disco. Disipador de Energía térmica o Aerotermo Para evitar que las altas temperaturas en épocas estivales puedan generar altas presiones en el circuito, se debe dimensionar un elemento mecánico constituido por un ventilador accionado por un motor eléctrico que en un momento dado y al superar un valor de consigna evacue el calor generado en exceso mediante enfriamiento con aire forzado. Este elemento se conecta al circuito de salida de las baterías de captadores y mediante válvula termostatica intercepta en su otro extremo al ramal de la entrada a los captadores.

Una vez definido todos los elementos necesarios que requiere el circuito primario procedemos al calculo de dichas perdidas de carga. A continuación mostramos la configuración del circuito hidráulico en serie-paralelo o con retorno invertido, donde se puede apreciar los distintos diámetros de cada tubería. La proyección de varios diámetros se hace con objeto de lograr un equilibrado hidráulico, sino es así se regulará por medio de las válvulas de equilibrado. La disposición en planta de los captadores solares se ajusta perfectamente a la zona asignada en la E.D.A.R. de Bonares, tal como se aprecia en la siguiente figura.

Vista en planta del Circuito hidráulico primario y disposición serie-paralelo de captadores solares



FLUIDO CALOPORTADOR CIRCUITO PRIMARIO

Tª de operació

Densidad(kg/m3)

Viscosidad(Ns/m2)


80 950,000 0,000450 0,000000474 Pérdida de Carga en las Conducciones

Nodo origen

Nododestino

Caudal(m3/h)

L real(m)

Veloc.(m/s)

D(mm)

Dint(mm)

Rugsdad relativa Reynold Factor

friccionPerd unit(mca/m)

Perdida (mca)

Bomba 1º F1 4,050 15 0,873 42 40,5 0,0000698 74.665 0,0200 0,01921 0,2882F1 F2 3,600 3 0,776 42 40,5 0,0000698 66.369 0,0210 0,01594 0,0478F2 F3 3,150 4 0,679 42 40,5 0,0000698 58.073 0,0220 0,01279 0,0511F3 F4 2,700 3 0,851 35 33,5 0,0000837 60.178 0,0230 0,02536 0,0761F4 F5 1,800 6 0,567 35 33,5 0,0000837 40.119 0,0240 0,01176 0,0706F5 F6 1,350 3 0,680 28 26,5 0,0001046 38.037 0,0250 0,02225 0,0668F6 F7 0,900 4 0,437 28 27 0,0001046 24.888 0,0260 0,00937 0,0375F4 F8 0,900 2 0,437 28 27 0,0001046 24.888 0,0270 0,00973 0,0195F1 Bat.Capt 1 0,450 4 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0329F2 Bat.Capt 2 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247F3 Bat.Capt 3 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247F5 Bat.Capt 4 0,450 4 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0329F6 Bat.Capt 5 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247F7 Bat.Capt 6 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247F7 Bat.Capt 7 0,450 6 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0494F8 Bat.Capt 8 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247F8 Bat.Capt 9 0,450 7 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0576

Bat.Capt 1 C1 0,450 4 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0329Bat.Capt 2 C2 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247Bat.Capt 3 C3 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247Bat.Capt 4 C5 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247Bat.Capt 5 C5 0,450 6 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0494Bat.Capt 6 C8 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247Bat.Capt 7 C8 0,450 6 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0494Bat.Capt 8 C6 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247Bat.Capt 9 C7 0,450 3 0,361 22 21 0,0001332 16.000 0,0260 0,00823 0,0247

C8 C7 0,900 3 0,437 28 27 0,0001046 24.888 0,0250 0,00901 0,0270C7 C6 1,350 3 0,655 28 27 0,0001046 37.333 0,0250 0,02027 0,0608C6 C4 1,800 3 0,551 35 34 0,0000837 39.529 0,0240 0,01092 0,0328C5 C4 0,900 10 0,437 28 27 0,0001046 24.888 0,0250 0,00901 0,0901C4 C3 2,700 2 0,851 35 33,5 0,0000837 60.178 0,0250 0,02757 0,0551C3 C2 3,150 3 0,679 42 40,5 0,0000698 58.073 0,0240 0,01395 0,0418C2 C1 3,600 3 0,776 42 40,5 0,0000837 66.369 0,0230 0,01746 0,0524

C1 IntercambCalor 4,050 12 0,873 42 40,5 0,0000837 74.665 0,0200 0,01921 0,2306

1,8240



Perdida de carga en las baterías de captadores solares

Perdida de carga para Bateria de 4 Captadores de tubos de vacio en Serie

Bateria de diseño 4 captadores en serieArea captador/unit. 3 m2Longitud del tubo de vacio 2,16 mLongitud colector 2,03 mNº de tubos de vacio/captador 18Diametro colector 22 mmDiametro tubo de vacio 7 mmCaudal captador ut. 45 L/hm2captadorCaudal colector 0,135 m3/hCaudal tubo de vacio 0,008 m3/hVelocidad del fluido en tubo 0,0541 m/sRugosidad 0,0029 mmRugosidad relativa 0,000419Reynolds 799,9852Factor de friccion 0,06Perdida de carga unitaria 0,00128 mca/mlPerdida de carga por por friccio 0,0498 mcaPerdida de carga en bateria 0,1993 mca

Perdida de carga accidentes en bateria

Ensanch.3/4

Reducc.3/4

Union en U curva 180º

Coeficiente

Velocidad(m/s)

Perdida (m.c.a)

k 0,70 0,5 2captador 72 72 72 230,40 0,054 0,034414

Total perdidas: 0,2337 mca





Perdida de carga accidentes en bateriaEnsanch.

3/4Reducc.

3/4Union en U curva 180º

Coeficiente

Velocidad(m/s)

Perdida (m.c.a)

k 0,70 0,5 2captador 54 54 54 172,80 0,054 0,025810




Perdida de carga accidentes en bateriaEnsanch.

3/4Reducc.

3/4Union en U curva 180º

Coeficiente

Velocidad(m/s)

Perdida (m.c.a)

k 0,70 0,5 2captador 36 36 36 115,20 0,054 0,017207




Perdida de carga en los accesorios del anillo de circulacion

Nodo origen

Nododestino

Valvulasde corte

Valvulasantirretorno

Valvulas equilibrad

Valvulas seguridad

Curva de 90ºR medio T 1/4

0,60 2,50 1,50 3,00 1,00 0,80Grupo

Presion F1 4,00 1,00 0,00 0,00 4,00 0,873 8,900 0,346F1 F2 1,00 0,776 1,500 0,046F2 F3 1,00 0,679 1,500 0,035F3 F4 1,00 2,00 0,851 3,500 0,129F4 F5 0,567 0,000 0,000F5 F6 2,00 0,680 2,000 0,047F6 F7 0,437 0,000 0,000F4 F8 0,437 0,000 0,000

F1 Bat.Capt 1 1,00 1,00 2,00 1,00 0,361 6,400 0,042F2 Bat.Capt 2 1,00 1,00 2,00 1,00 0,361 6,400 0,042F3 Bat.Capt 3 1,00 1,00 2,00 1,00 0,361 6,400 0,042F5 Bat.Capt 4 1,00 1,00 2,00 1,00 0,361 6,400 0,042F6 Bat.Capt 5 1,00 1,00 2,00 1,00 0,361 6,400 0,042F7 Bat.Capt 6 1,00 1,00 2,00 1,00 0,361 6,400 0,042F7 Bat.Capt 7 1,00 1,00 3,00 1,00 0,361 7,400 0,049F8 Bat.Capt 8 1,00 1,00 2,00 1,00 0,361 6,400 0,042F8 Bat.Capt 9 1,00 1,00 3,00 1,00 0,361 7,400 0,049

Bat.Capt 1 C1 1,000 2,000 0,361 2,600 0,017Bat.Capt 2 C2 1,000 2,000 0,361 2,600 0,017Bat.Capt 3 C3 1,000 2,000 0,361 2,600 0,017Bat.Capt 4 C5 1,000 3,000 0,361 3,600 0,024Bat.Capt 5 C5 1,000 3,000 0,361 3,600 0,024Bat.Capt 6 C8 1,000 2,000 0,361 2,600 0,017Bat.Capt 7 C8 1,000 2,000 0,361 2,600 0,017Bat.Capt 8 C6 1,000 2,000 0,361 2,600 0,017Bat.Capt 9 C7 1,000 2,000 0,361 2,600 0,017

C8 C7 2,000 0,437 2,000 0,019C7 C6 2,000 1,000 0,655 2,800 0,061C6 C4 2,000 1,000 0,551 2,800 0,043C5 C4 2,000 0,437 2,000 0,019C4 C3 1,000 0,851 0,800 0,030C3 C2 1,000 0,679 0,800 0,019C2 C1 1,000 0,776 0,800 0,025

C1 IntercambCalor 1,000 0,873 0,800 0,031

IntercambCalor Bomba 1º 2,000 1,000 0,000 2,200 0,000

1,415

Coeficiente de Perdidas K

PERDIDA DE CARGA TOTAL

Coeficiente total

Perdida de carga(mca)

Velocidad del fluido

(m/s)



CIRCUITO PRIMARIOPERDIDA DE CARGA POR FRICCION EN LAS TUBERIAS 1,824 mcaPERDIDA DE CARGA POR ACCESORIOS 1,415 mcaPERDIDA DE CARGA EN LAS BATERIAS DE CAPTADORES

BATERIAS DE 4 CAPTADORES 5 uds 1,169 mcaBATERIAS DE 3 CAPTADORES 2 uds 0,351 mcaBATERIAS DE 2 CAPTADORES 2 uds 0,234 mca

PERDIDA DE CARGA EN EL INTERCAMBIADOR DE PLACAS 1,200 mcaPERDIDA DE CARGA TOTAL 6,192 mca

La energía suministrada por la bomba hidráulica compensará las perdidas de carga del circuito. Para ello se elige una bomba centrifuga con los siguientes parámetros de funcionamiento:

Caudal volumétrico 4,05 m3/h Altura manométrica 6,192 mca

La potencia mecánica de la bomba la determinamos con la siguiente expresión:

ηρgHQW =

Siendo: W = Potencia necesaria de la bomba (Kw). Q = Caudal de agua circulante (l/h): 4,05 m3/h. H = Perdida de carga de la instalación o altura manométrica: 6,192 mca.


=W 137 W

Se dispondrán dos bombas (1+1R) para el circuito primario y cuyas curvas características se

ajustarán a la curva de la instalación para un rendimiento óptimo. PERDIDAS DE CARGA EN EL CIRCUITO SECUNDARIO Para el caso del circuito secundario las perdidas de carga serán menores que el anterior, ya que el circuito es mas simple y corto, considerándose los accesorios, el intercambiador de placas y su descarga al acumulador como los puntos de perdida de carga mas notables. Perdida de Carga en las Conducciones

Nodo origen

Nododestino

Caudal(m3/h)

L real(m)

Veloc.(m/s)

D(mm)

Dint(mm)

Rugsdad relativa Reynold Factor

friccionPerd unit(mca/m)

Perdida (mca)

Grupo Presion

IntercambCalor 3,645 3 0,806 42 40 0,0000698 46.684 0,0250 0,04140 0,1242

IntercambCalor Acumulador 3,645 4 0,806 42 40 0,0000698 46.684 0,0250 0,04140 0,1656

Acumulador Grupo Presion 3,645 3 0,806 42 40 0,0000698 46.684 0,0250 0,04140 0,1242

0,4140



Perdida de carga en los accesorios del anillo de circulacionNodo

origenNodo

destinoValvulasde corte

Valvulasantirretorn

Valvulas equilibrad

Valvulas seguridad

Curva de 90ºR medio

Ensancham brusco

Reduccion Brusca

0,60 2,50 1,50 3,00 1,00 0,60 0,60Grupo

PresionIntercamb

Calor 4,00 1,00 0,00 1,00 4,00 0,00 0,000 0,806 11,900 0,394Intercamb

Calor Acumulador 2,00 0,00 0,00 0,00 4,00 1,00 0,00 0,806 5,800 0,192

Acumulador Grupo Presion 2,00 0,00 0,00 1,00 4,00 0,00 1,00 0,806 8,800 0,291

0,877

Coefic de Perdidas K

PERDIDA DE CARGA TOTAL ACCIDENTE

Coeficiente total

Perdida carga(mca)

Velocidad del fluido

(m/s)

CIRCUITO SECUNDARIOPERDIDA DE CARGA POR FRICCION EN LAS TUBERIAS 0,414 mcaPERDIDA DE CARGA POR ACCESORIOS 0,877 mcaPERDIDA DE CARGA EN EL INTERCAMBIADOR DE PLACAS 1,200 mcaPERDIDA DE CARGA TOTAL 2,491 mca

La energía suministrada por el grupo de presión compensara las perdidas de carga del circuito. Para ello elegiremos una bomba centrifuga con los siguientes parámetros de funcionamiento:

Caudal volumétrico 3,65 m3/h Altura manométrica 2,50 mca

La potencia mecánica de la bomba la determinamos con la siguiente expresión:

ηρgHQW =

Siendo: W = Potencia necesaria de la bomba (Kw). Q = Caudal de agua circulante (l/h): 3,65 m3/h. H = Perdida de carga de la instalación o altura manométrica: 2,50 mca


=W 55 W

Se dispondrán dos bombas (1+1R) para el circuito secundario y cuyas curvas características tendrán que ajustarse a la curva de la instalación para un rendimiento óptimo.



Calculo de la Dilatación de las tuberías El incremento de longitud de las tuberías debido a la dilatación térmica puede calcularse mediante la siguiente expresión:

∆L = L · α · ∆T

Donde:

∆L = Longitud dilatada (mm). L = Longitud inicial 10m. α = coeficiente de dilatación, cobre a 80ºC = 1,36 mm/m. ∆T = Tfluido - Tambiente = 80 - 20 = 60ºC.

∆L = 816 mm.

Calculo del Vaso de Expansión Circuito Primario Los datos que sirven de base para la elección del vaso de expansión son los siguientes:

Volumen total de agua en la instalación, en litros. Temperatura mínima de funcionamiento, para la cual se asumirá el valor de 4ºC, a la que

corresponda la máxima densidad. Temperatura máxima que pueda alcanzar el agua durante el funcionamiento de la

instalación Presiones máxima y mínimas de servicio, en bar. El volumen de dilatación será, como mínimo, igual al 4,2% del volumen total de fluido en

el circuito primario.

La capacidad útil del vaso de expansión viene dada por la siguiente expresión: Vu = Vi · a% Donde: Vu = Volumen o capacidad útil del vaso de expansión Vi = Volumen total de agua en la instalación: Captadores solares: V = 152 litros Tuberías: V = 215 litros. Vi = V agua captadores + V agua tuberías = 367litros a % = Coeficiente de dilatación del agua (= 4,2%).

Vu = 16 litros

Calculo del Vaso de Expansión Circuito de Consumo La capacidad útil del vaso de expansión viene dada por la siguiente expresión:

Vu = Vi · a% Donde: Vu = Volumen o capacidad útil del vaso de expansión Vi = Volumen total de agua en la instalación: Tuberías: V = 250 litros a% = Coeficiente de dilatación del agua (= 4,2%).

Vu = 12 litros



III.2.13.- INSTRUMENTACION Y CONTROL El objeto de este apartado consiste en la definición, justificación y valoración de las obras necesarias para la instalación, puesta en marcha y funcionamiento de un sistema de control que permita medir, regular y registrar todas las variables que conforman la instalación proyectada, así como la definición de los equipos y conexiones mediante las que se obtendrá una comunicación distribuida, transparente y en tiempo real de todos los elementos que conforman la red.

El diseño del sistema de control asegura el correcto funcionamiento de la instalación, procurando obtener un buen aprovechamiento de la energía térmica solar; regulando y controlando el flujo de energía entre los distintos sistemas (captación, acumulación, consumo). Además garantiza la protección y seguridad de las instalaciones contra sobrecalentamientos, heladas, etc. El control automático será realizado por una serie de dispositivos, que permitirán un funcionamiento automatizado de todos los equipos y elementos instalados. Esta automatización será realizada por autómatas instalados, siendo gobernados desde el puesto central mediante un programa de supervisión, control y adquisición de datos. Los autómatas estarán compuestos por una fuente de alimentación; una CPU donde se ejecutará el programa; tarjetas de entradas digitales que recogerán los sensores de campo; tarjetas de salida digitales para enviar las órdenes de funcionamiento a los actuadores de campo; tarjetas de entradas analógicas, que recogerán el registro de los equipos de instrumentación y tarjetas de salida analógica, que realizará el envío de señales a los variadores de frecuencia y válvulas reguladoras. Todos los puestos estarán controlados por un ordenador montados en el puesto central, mediante el paquete SCADA bajo Windows XP Profesional.



FUNCIONES DEL SISTEMA EN EL CIRCUITO DE GENERACION DE ENERGIA La regulación del sistema se realiza por control diferencial de temperaturas, mediante un dispositivo electrónico que compara, para el caso del sistema de generación de energía solar, la temperatura de captadores con la temperatura de acumulación o retorno. El sistema de control estará ajustado de manera que las bombas no estén en marcha cuando la diferencia entre la temperatura de entrada al intercambiador de placas en el primario y la temperatura inferior del acumulador solar sea menor de 2ºC y no estén paradas cuando la diferencia sea mayor de 7ºC. La diferencia de temperaturas entre los puntos de arranque y de parada de termostato diferencial no será menor de 2ºC. De esta forma el funcionamiento de la parte solar de una instalación se optimiza. Este sistema de regulación, medida y transmisión de datos actuará sobre el funcionamiento de los siguientes sistemas que componen la instalación:

Bombas de circulación Activación del sistema antiheladas. Control de temperatura máxima en acumulador. Activación del Aerotermo

Protección y Seguridad frente a sobrecalentamientos El sistema de control proyectado asegura que en ningún caso se alcancen temperaturas superiores a las máximas soportadas por los materiales, componentes y tratamientos de los circuitos. Se montara un Termostato de seguridad que limite la Temperatura máxima alcanzada a una Temperatura de consigna menor que la Temperatura máxima soportada por el acumulador solar T=110 ºC. Se proyecta un disipador de energía térmica mediante aire forzado, el cual, se activará cuando la temperatura del captador solar sea suficientemente elevada e inferior al punto de ebullición del fluido del primario, consiguiendo así reducir las presiones que puedan aparecer debidas a las altas temperaturas en épocas estivales, y evitar el posible daño ocasionado en los componentes de la instalación. Activación del Sistema antiheladas Para prevenir el riesgo de heladas, el sistema de control tiene una sonda exterior que hará funcionar las bombas del secundario cuando la Temperatura exterior baje de 4ºC, hasta que se eleve a 5ºC Por otro lado las bombas del circuito primario actuaran cuando se alcance una Temperatura de 3 ªC por encima del punto de congelación del fluido del primario, detectado mediante sensor de temperatura en la salida de la batería de captadores. SISTEMA DE MONITORIZACION

Un sistema de monitorización básicamente consiste en un conjunto de dispositivos de medida (sondas de temperatura, caudalimetros, sensores de radiación, etc.) y un sistema de adquisición de datos.

Este ultimo registra las distintas variables de la instalación monitorizada (temperaturas, caudales, radiación, tiempos de funcionamiento de las bombas, etc.) que posteriormente son analizados por el programa. Esta evaluación permite obtener un conocimiento bastante detallado del funcionamiento de la instalación monitorizada. Entre las variables se encuentran los tiempos de funcionamiento de las bombas de la instalación y la energía generada por la misma.



El conocimiento de los tiempos de funcionamiento de las bombas de los circuitos hidráulicos tiene como objetivo controlar el funcionamiento del sistema así como proporcionar información sobre los posibles errores encontrados, mientras que con el empleo de un contador de energía se puede determinar la producción energética del sistema y la energía aprovechada.

Para medir la cantidad de energía aprovechada los elementos del contador de emergía se instalaran de la siguiente forma:

Un caudalímetro en la tubería de agua fría con objeto de cuantificar el caudal de agua de consumo. Dos sondas de temperatura, una en la misma tubería de agua fría y otro sensor en la de caliente.

Si el objetivo es medir la producción energética del sistema solar:

El caudalímetro se instala en el circuito primario. Los sensores de temperatura se colocan a la entrada y salida de los captadores solares.

En general, el sistema de monitorización realizará la adquisición de datos con la siguiente frecuencia:

Toma de medidas o estado de funcionamiento cada minuto. Calculo de medias de valores y registro cada 10 min. Registro del estado y del tiempo de funcionamiento de las bombas Actuación de las limitaciones por máxima o mínima

El tratamiento de los datos medidos proporcionará, los siguientes resultados:

Temperatura media de suministro de agua caliente solar en el primario Temperatura media de suministro de agua caliente solar en el secundario. Temperatura media de suministro de agua caliente a consumo. Demanda de energía térmica diaria Energía térmica solar aportada Fracción solar media Consumos propios de la instalación (bombas, variador, controles, etc.)

Con los datos registrados se procederá al análisis de resultados y evaluación de prestaciones diarias de la instalación. Estos datos quedaran archivados en un registro histórico de prestaciones. CONSIGNA PARA OPTIMIZACION DE LA DESHIDRATACION DE FANGOS EN CALIENTE Se procede tras el arranque de la bomba a mantener un funcionamiento en continuo con caudal Qinicial = 1,3 m3/h que ira aumentando con el tiempo según las siguientes condiciones de operación:

Si la Temperatura de salida del acumulador es > 80ºC se mantendrá un caudal entorno al valor de consigna inicial Q = 1,3 m3/h Si dicha Temperatura está comprendida en el rango de valores 75ºC<Tªent.< 80 ºC y

además la temperatura del fango es <20ºC Q = 1,3 m3/h Si 75ºC<Tªent< 80 ºC + 20ºC<Te.fango <30ºC Q = 1,5 m3/h

Si 75ºC<Tªent.< 80 ºC + Tent.fango >30ºC Q = 1,7 m3/h

Si 70ºC<Tªent.< 75 ºC Q = 1,9 m3/h

Si Tªent< 70 ºC Q = 2,3 m3/h



AUTOMATAS PROGRAMABLES Y CONTROL CON SOFTWARE SCADA El autómata proyectado es un aparato con regulación electrónica por diferencia de temperatura con indicación digital, sistema de diagnostico y balance energético cuyas características mas importantes son:

Pantalla LCD con función de gráficos Interfase para medición y transmisión de datos a distancia Contador de caudal, temperatura, calorías y horas. Sonda de temperatura Contador de energía térmica a partir del caudal, diferencia de temperatura y tiempo de control Medidor de radiación solar incidente sobre captadores

Además podremos visualizar en cualquier instante mediante lector digital las distintas temperaturas a controlar así como su registro en el tiempo. Además se registraran tanto las potencias térmicas generadas y de consumo como los términos de energía térmica. Para ello se suministrará un Run time de paquete SCADA para computadora. Dicha herramienta SCADA que se instalará permitirá la supervisión, control y adquisición de datos. De igual forma permitirá la gestión y el almacenamiento de información, la planificación del régimen de funcionamiento de la sala de deshidratación, y el comportamiento y control de la instalación en general. Este programa se desarrollará en un entorno de Windows permitiendo:

Adquisición de datos Gestión de datos vía interfaces Excel Archivar. Gestionar alarmas y fallos eléctricos.

En general un PLC tendrán como función:

La adquisición de la información de los equipos de campo (entradas digitales y entradas analógicas).

Transmisión de la información obtenida en campo al puesto central Memorización de dicha información ante un fallo de transmisión con el puerto central La gestión de las comunicaciones con el puerto central. La recepción de las instrucciones provenientes del puerto central. El tratamiento de las instrucciones y la modificación de las salidas correspondientes

(salidas digitales y salidas analógicas). La gestión automática del funcionamiento y de la seguridad, esto quiere decir la

modificación de las salidas en respuesta a un cambio de estado de las entradas según la programación realizada.

Asegurar la marcha automática de las instalaciones y su regulación, así como la gestión de históricos.



INSTRUMENTACIÓN

En los circuitos de generación de energía térmica debemos colocar la siguiente instrumentación de medida y transmisión con el objeto de optimizar el sistema de control.

1. Sondas de Temperatura de inmersión: Son sensores de temperaturas inmersos, localizados en el interior de la parte superior de la tubería tal que se asegure un buen contacto térmico y nos proporcione fiabilidad en la medida. Se emplearán los sensores de temperatura basadas en resistencias de platino Pt 100 o Pt 1000 cuyo rango de trabajo se encuentra entre -200ºC y 850 ºC. Se colocaran sensores en:

Dos sondas en cada batería de captadores solares 1. Medida de temperatura a la entrada 2. Medida de temperatura a la salida

Una sonda intercambiador de placas primario-secundario 1. Medida temperatura de entrada en el circuito primario

Dos sondas en el acumulador solar 1. Medida parte superior 2. Medida parte inferior

Tres sondas en la Línea de fango 1. Medida de la Temperatura del fango del espesador 2. Medida de la Temperatura del fango después del recuperador de calor 3. Medida de la Temperatura del fango antes de entrar a la centrifuga

Tres sondas en la Línea de Agua caliente del acumulador 1. Medida de la Temperatura del Agua caliente de entrada al intercambiador de calor 2. Medida de la Temperatura del Agua enfriada de retorno al acumulador

Tres sondas en la Línea de Agua clarificada de salida de la centrifuga 1. Medida de la Temperatura entrada al recuperador de calor 2. Medida de la Temperatura salida del recuperador de calor

2. Un Sensor de radiación solar global sobre captadores

Son células fotovoltaicas calibradas para la medición de la radiación solar, debiendo colocarse con la misma orientación e inclinación que la de los captadores solares.

3. Caudalímetro electromagnético

Este tipo de caudalímetro nos garantizará una gran precisión permitiendo la medición a altas y bajas velocidades. Se ubicaran en todos los circuitos proyectados:

Circuito primario Circuito secundario Línea de fangos Línea de agua solar

4. Actuador

La centralita de control necesitara de actuadores para regular hidráulicamente el circuito, o bien generando más pérdidas de carga y/o variando la frecuencia del rotor de la bomba:

Válvula reguladora (asiento) para equilibrado hidráulico, colocado en baterías de captadores Variador de frecuencia para regular caudal de los circuitos

Circuito primario Circuito secundario Circuito de consumo



III.2.14.- CÁLCULOS ELÉCTRICOS

El sistema eléctrico deberá cumplir con el Reglamento Electrotécnico para Baja Tensión (REBT) en todos aquellos puntos que sean de aplicación. El cuadro eléctrico de protección será diseñado siguiendo los requisitos de estas especificaciones y se construirá de acuerdo con el REBT y con las recomendaciones de la colisión electrotécnica Internacional CEI.

El objeto del presente documento es establecer y justificar los datos constructivos que permitan la ejecución de la instalación y al mismo tiempo exponer ante los Organismos Competentes que el sistema eléctrico en baja tensión que nos ocupa reúne las condiciones y garantías mínimas exigidas por la reglamentación vigente. Condicionantes Generales: Para el cálculo de una instalación eléctrica industrial, existen una serie de condicionantes generales que deben enmarcarlos y que están establecidos por el REBT y sus Instrucciones Técnicas Complementarias, a saber:

Las secciones de cables se han calculado de forma que:

1. En ningún caso se sobrepasen las intensidades máximas admisibles determinadas por dicho reglamento en función del tipo de línea y del cable escogido.

2. No se supere en ningún caso la máxima caída de tensión permitida de un 5% entre el origen de la instalación y cualquier punto de utilización.

Todos los circuitos se protegerán contra sobreintensidades y/o cortocircuitos, mediante

interruptores magnetotérmicos.

Todos los circuitos de la instalación se protegerán contra los contactos indirectos, mediante el empleo de interruptores diferenciales.

Cálculos eléctricos:

Para efectuar los distintos cálculos se emplean las siguientes formulas: Las intensidades máximas se calculan, cuando están conectados todos los receptores, a partir de las fórmulas siguientes:

Intensidad a partir de la potencia activa para circuito monofásico:

ϕcos⋅=

CUR

PI

siendo:

I: intensidad de corriente en Amperios. P: potencia activa en kW. U: tensión entre fases en V cosϕ: factor de potencia. R: rendimiento del motor eléctrico



Caída de Tensión en el circuito monofasico

SULPU

C

C

⋅⋅⋅⋅

=∆ 256100

eKILmmS

⋅⋅⋅

=ϕcos)( 2

Pc: potencia consumida por el receptor [W]. L: longitud de cálculo [m]. cosφ: factor de potencia. s: sección del conductor [mm2] e: caída de tensión [V]. K: conductividad [m/W*mm2]. R: rendimiento (Para líneas motor). I: intensidad [A].

Hipótesis de Partida Para efectuar los cálculos de la instalación eléctrica se deben establecer una serie de hipótesis, bajo las que se efectúen los cálculos de la instalación, que permitan determinar los cables a utilizar y la aparamenta de protección a emplear en cada caso. Dichas hipótesis están enmarcadas en lo establecido dentro del nuevo REBT en sus diferentes instrucciones complementarias y dependerán de las características especificadas de la instalación a calcular. La máxima intensidad soportada por el cable se obtiene a partir de las tablas recogidas en las siguientes instrucciones:

MIE BT 017 para los cables de cobre con tensión de aislamiento de 750 V. MIE BT 007 para cables con tensión de aislamiento de 0,6/1 kV, para instalación enterrada.

La máxima intensidad admisible para cada tipo de cable, se obtiene al multiplicar, el valor obtenido en el apartado anterior por un coeficiente de corrección Cc, que viene determinado, de acuerdo con el REBT, por el tipo de instalación del cable. El tipo de instalación del cable depende fundamentalmente de los siguientes factores:

De la canalización adoptada (tubo o bandeja): C1 Del numero de conductores activos en la canalización y de su disposición en la misma: C2 De la temperatura ambiente a la que estará el cable: C3.

De acuerdo a lo prescrito en el MIE BT 034, para los motores que accionan las bombas de los distintos circuitos, los conductores eléctricos se dimensionan para una intensidad nominal no inferior al 125% de la intensidad nominal a plena carga. En el caso de varios motores se dimensionan para soportar el 125% de la intensidad del mayor de ellos a plena carga más la suma de la intensidad a plena carga de todos los demás. Aparamenta de Protección

El REBT en la instrucción BT 020 establece que todo circuito debe estar protegido contra los efectos de las sobreintensidades y los cortocircuitos. Además de las sobreintensidades el REBT en la instrucción BT 021 se refiere a las protecciones contra contactos directos que se pueden producir en una instalación eléctrica.



Interruptores Magnetotermicos:

El interruptor magnetotermico esta equipado con dos elementos (relés) de protección: un relé térmico que protege frente a las sobreintensidades y un relé magnético que protege contra los cortocircuitos Para bajas intensidades I<100 A y pequeñas intensidades de cortocircuito I<10 kA se utilizan los interruptores magnetortérmicos de carril DIN.

Interruptores diferenciales:

El objetivo fundamental de los interruptores diferenciales es detectar las corrientes de defecto de fuga a tierra y actuar interrumpiendo el circuito eléctrico en caso de que dichas corrientes suponga algún peligro para las personas y bienes. Para la selección de los cables, se ha tenido en cuenta la intensidad máxima admisible de los conductores escogidos, así como la sección y la longitud máxima con relación a la potencia (fuerza) del motor. La caída de tensión máxima admisible para la instalación interior será de 5% para los circuitos de fuerza. La mayoría de la potencia eléctrica que se va a consumir proviene de las bombas circuladoras de los circuitos hidráulicos. Por otro lado se ha tenido en cuenta la alimentación de los sistemas de control como la instrumentación. A continuación se muestran cada una de las potencias de consumo:

Pm Ud Inst. Ud Serv. Pe P cons. Pt serv. Pt Inst. H Func. Cons. Energ.

kW/ud Ud Ud kW/ud kW/ud kW kW h/día kWh/día0,18 2,00 1,00 0,31 0,23 0,23 0,61 8,00 1,880,18 2,00 1,00 0,31 0,23 0,23 0,61 8,00 1,880,18 2,00 1,00 0,31 0,23 0,23 0,61 8,00 1,880,18 1,00 1,00 0,31 0,23 0,23 0,31 2,00 0,470,75 1,00 1,00 1,27 1,04 1,04 1,27 2,00 2,080,10 3,00 3,00 0,17 0,13 0,38 0,51 8,00 3,010,05 1 1 0,08 0,06 0,06 0,08 8,00 0,471,62 12,00 9,00 2,75 2,17 2,42 4,00 44,00 11,67

Variador de frecuenciaInstrumentacion control y medid

CONSUMIDOR

Bomba circulacion primario

Bomba circulacion llenadoBomba circulacion consumo

Aerotermo

Bomba circulacion secundario

INSTALACION TERMICA SOLAR Y DESHIDRATACION DE FANGOS

TOTAL LÍNEA DE FANGOS :

Inst. Serv.Seccion de

calc.(mm2)

Seccion elegida(mm2)

Imax adm

(A)CdTmax

(V)CdT(V)

2 1 230 0,200 0,67 15 0,79 0,30 0,71 2,31 0,3427 0,5000 4,97 11,5 0,01

2 1 230 0,200 0,67 15 0,79 0,30 0,71 2,31 0,3427 0,5000 4,97 11,5 0,01

2 1 230 0,200 0,67 15 0,79 0,30 0,71 2,31 0,3427 0,5000 4,97 11,5 0,01

1 1 230 0,200 0,67 15 0,79 0,30 0,71 2,31 0,3427 0,5000 4,97 11,5 0,01

1 1 230 0,800 0,7 15 0,82 1,14 0,71 8,53 1,3122 1,5000 10,65 11,5 0,04

Uds

EQUIPO

Aerotermo

Bomba de llenado

Bombas circuito 1º

Bombas circuito 2º

Bombas circuito 3º

INSTALACION DE ENERGIA TERMICA SOLAR Y SALA DE DESHIDRATACION DE FANGOS

Tension nominal

(V)

ConductorPot.Activa[kW]

Dist. FactorPot.

Intens. nominal

(A)

Factor correcc.

Potencia motor[kW]

Rend.

La alimentación eléctrica a los distintos receptores, se realizará con cable de cobre RV 0,6/1 kV, con secciones adecuadas a la potencia y tipología de receptor como mínimo de 1,0 mm², para el caso de las bombas y de 2,0 mm² para el Aerotermo. Se instalará un cuadro general de distribución de baja tensión (C.G.D.B.T.), formado por unidades metálicas con revestimiento electrostático de protección de polvo epoxy y color RAL 7032 gris sílice.



III.2.15.- MODIFICACION DE LA SALA DE DESHIDRATACION

En este apartado se diseña una nueva línea de fangos a deshidratar, de tal forma que se consiga adaptar en el espacio disponible los diferentes elementos proyectados y sin interferir demasiado en el normal funcionamiento de la deshidratación. Básicamente en la sala de deshidratación se realizaran las siguientes modificaciones:

Instalación del conjunto intercambiador-recuperador de calor. Conexiones, derivaciones y by-pass del sistema Elevación de la decantadora centrifuga mediante soporte metálico

En el primer caso el conjunto ha sido dimensionado para que un operario realice un correcto montaje y mantenimiento del mismo en el espacio reservado para el conjunto. En planos se describe perfectamente con cotas y varias vistas la disposición final del conjunto. En cuanto a las conexiones, se ha diseñado una modificación en la tubería de fangos espesados a la decantadora centrifuga interceptándola mediante tubería del mismo diámetro y válvulas de corte. Establecemos con ello dos líneas independientes o by-pass, es decir, al derivar la tubería en dos, una línea conducida directamente al recuperador de calor y que terminaría en la misma tubería inicial; y la otra línea es la existente. Esta disposición nos permitirá cerrar la nueva línea y deshidratar en frío y viceversa. En cuanto al tercer punto nos encontramos con el problema de recircular el agua clarificada que sale por gravedad y a presión atmosférica desde la centrifuga y que en el diseño del recuperador supusimos que mantendría un caudal constante de 1,56 m3/h por una conducción DN80. El problema radica en las perdidas de carga que supone tanto su paso por el recuperador de calor como la altura geométrica de entrada al mismo. Debido a que actualmente se encuentra la maquina a cota de solera y con una altura de salida de 46 cm., resulta insuficiente para cubrir dichas perdidas de carga, con el consiguiente problema de un posible retorno del fluido a la centrifuga. Estudiamos dos posibles soluciones para resolver este problema:

Un deposito calorifugado de inercia con una pequeña bomba circuladora regulada por boya de mínimos, mas by-pass de seguridad de salida arqueta de vaciados.

Por otro lado podríamos aprovechar el polipasto existente en la sala de deshidratación y elevar la centrifuga a la cota que nos garantice que mediante energía potencial se consiga vencer las perdidas de carga producidas.

Para cuantificar las pérdidas de carga realizaremos como en apartados anteriores el mismo procedimiento de cálculo. Las características de este fluido se recogen en la tabla siguiente:

AGUA CLARIFICADATª de operación

(ºC)Densidad(kg/m3)

Viscosidad(Ns/m2)


Caudal(m3/h)

50 988,1 0,000596 6,0348E-07 1,56



La pérdida de carga en las conducciones son las siguientes: Acero Inoxidable AISI 316L

Diametro exterior(mm)

Diametro interior(mm)

Rugosidad(mm)

Rugosidad relativa

Velocidad(m/s) Reynolds Factor

friccionPerdida unit(mca/mtub)

Perdida (mca)

84 81 0,0008 0,0000099 0,084 11.289 0,0285 0,00051 0,0203 La pérdida de carga en los accidentes del circuito se muestra en la tabla siguiente:

nº uds. KiContracción brusca 0 0,60Expansión brusca 0 0,60Codos a 45º 0 0,40Codos a 90º 8 0,75Válvula de Corte 2 0,50Válvula antirretorno 1 2,30Coeficiente total de accidentes: 9,300Pérdida de carga en accidentes (m): 0,003

AccidenteTramo Centrifuga-Recuperador_arqueta de vaciado

nº uds. KiContracción brusca 16 0,60Expansión brusca 16 0,60Codos a 45º 0 0,40T 1/1 26 1,50Válvula de Corte 0 0,80Válvula antirretorno 0 2,50Coeficiente total de accidentes: 58,200Pérdida de carga en accidentes (m): 0,021

AccidenteTramo Recuperador de Calor

En resumen tenemos la siguiente perdida de carga: CIRCUITO PRIMARIOPERDIDA DE CARGA EN CONDUCCIONES 0,0203 mcaPERDIDA DE CARGA POR ACCIDENTES TRAMO CENTRIFUGA-RECUPERADOR-ARQUETA 0,0034 mcaPERDIDA DE CARGA POR ACCIDENTES EN EL RECUPERADOR DE CALOR 0,0210 mcaALTURA GEOMETRICA 0,6000 mcaPERDIDA DE CARGA TOTAL 0,6446 mca Como se puede apreciar la altura de 46 cm desde la salida de la decantadora centrifuga no es suficiente para vencer dichas perdidas (0,645cm) por tanto decidimos elevar un metro la decantadora centrifuga respecto a cota de solera. Para ello calcularemos una bancada que resista las vibraciones y el peso de la maquina. En el siguiente apartado se justifican los cálculos y diseño empleado.



III.2.15.- CALCULOS ESTRUCTURALES

En este apartado se va a diseñar y calcular por un lado las estructuras metálicas de soporte tanto de los captadores solares como de la bancada sobre la que se apoyara la decantadora centrifuga; y por otro lado la cimentación necesaria para soportar el acumulador solar y cada una de las baterías de captadores. La estructura soporte de captadores se calculará para resistir tanto el peso propio del captador lleno de agua como las sobrecargas de viento y nieve, de acuerdo con lo indicado en la normativa básica de la edificación NBE-AE-88 “Acciones en la Edificación”. Para el cálculo de estructuras metálicas se ha empleado la norma de acero en edificación EA-95. En este mismo sentido el PCT, nos dice que, si el sistema posee una estructura soporte que es montada en el exterior, el fabricante deberá especificar los valores máximos de Sk (carga de nieve) y Vm (velocidad media de viento) de acuerdo con ENV 1991-2-3 y ENV 1991-2-4. El sistema solo podrá ser instalado en localizaciones donde los valores de Sk y Vm determinados de acuerdo a dicha normativa sean menores que los valores máximos especificados por el fabricante. Otras recomendaciones del PCT son:

Los puntos de sujeción del captador serán suficientes en número, teniendo el área de apoyo y la posición relativa adecuadas, de forma que no se produzcan flexiones en el captador superiores a las permitidas por el fabricante.

Para el diseño y sistema de fijación se ha tenido en cuenta las necesarias dilataciones térmicas sin que ello signifique una transmisión de cargas que puedan afectar a la integridad de los captadores o el circuito hidráulico.

La instalación permitirá el acceso a los captadores de forma que su desmontaje sea posible en caso de rotura, pudiendo desmontar cada captador con el mínimo de actuaciones sobre los demás.

CALCULO DE LOS PERFILES OPTIMOS PARA SOPORTAR LOS CAPTADORES SOLARES. Hipótesis de Carga Ic

Acción constante(Peso propio): El peso de un captador vacío según el fabricante: 54 kg. La capacidad del colector es de 2,4 litros Para el agua de densidad de 1.000 kg/m3: 57 kg. Coeficiente de ponderación: 1,33 Peso mayorado: 6 kg

Sobrecarga de Viento:

Altura de coronación: <10m

Presión dinámica: w = 50 kg/m2 Coeficiente eólico lado barlovento: C = +0,80 Coeficiente eolico lado sotavento: C = +0,40 Coeficiente de Ponderación: 1,50 P = wC 40 kg/m2

P* 60 kg/m2

Sobrecarga de Nieve: Altitud topográfica: 0 – 200 m 40 kg/m2 Coeficiente de ponderación: 1,50 P1 60 kg/m2 Superficie inclinada: α = 45º respecto a la horizontal P = P1cosα 42 kg/m2



A continuación calcularemos el perfil laminado que resista estas hipótesis de carga: Vamos a colocar dos triángulos formados por perfiles en L, uno en cada extremo del captador.

Dimensiones del captador:

L = 2,08 m B = 1,64 m

Superficie bruta de un captador solar: 3,41 m2 Peso total sobre los perfiles formando un ángulo de 45º sobre la horizontal: 124 kg/m2 Como son dos triángulos tendremos: Peso lineal

mlkgLq /51,258124 =⋅= Esta carga sobre el triangulo provocara tres esfuerzos diferentes: un flectores M, un cortante V y un esfuerzo axil de compresión N , el cual puede provocar falta de estabilidad por pandeo. Los esfuerzos en el nudo donde se unen la barra vertical con la inclinada son los siguientes:

cmkgLqM

kgLqV

⋅=⋅=

=⋅

=

800.512

2122

2

Como la sección mas desfavorable se produce en la unión de la barra vertical con la base comprobaremos a resistencia con la tensión de Von Misses:

Vx(kg)

Nz(kg)

My(kgcm)

149,90 149,90 11588,49

En στσ ≤⋅+ )3( 22

Cort

X

Y

Y

X

X

Secc

ZN

AV

WM

WM

AN

=

+=

τ

σ

Utilizando la EA-95, probamos para distintos perfiles para ver cual es el mínimo que cumple.

Perfilen L

Area (cm2)

Wx(cm3)

Tension compuesta

(kg/m2)

Tension Von Misses

L 40.6 4,48 2,26 66,92 33,46 5127,65 5162,41 2600L 45.6 5,09 2,88 58,90 29,45 4023,78 4054,51 2600L 50.8 7,41 4,68 40,46 20,23 2476,17 2497,39 2600L 60.5 5,82 6,89 51,51 25,76 1681,93 1710,01 2600

Tens. tang.Cortante (kg/cm2)

Tens. normalAxil

(kg/cm2)

Tens. normalFlexion

(kg/cm2)

Por tanto el perfil èn L que usaremos como soporte de los captadores serán dos triángulos (uno en cada extremos) formado por perfiles L 50.8 empotrado sobre un elemento de fabrica de hormigón. Respecto a las placas de hormigón que forman la base de sustentación de los captadores deberán tener un peso determinado tal que resista los empujes de las distintas cargas consideradas, sobre todo la carga de viento.

Placas delanteras: 45 kg Placas traseras: 110 kg



CALCULO DE LOS PERFILES OPTIMOS PARA SOPORTAR LA DECANTADORA CENTRIFUGA

Como indicamos anteriormente elevaremos la decantadora centrifuga un metro respecto a la solera de la sala de deshidratación. A continuación calcularemos el perfil mínimo necesario que garantice estabilidad en su funcionamiento. Hipótesis de Carga

Acción constante: Peso propio El peso propio de la decantadora centrifuga instalada en la EDAR piloto es de: 500 kg. Coeficiente de ponderación: 1,50 Peso mayorado = 750 kg

Supondremos dicho peso propio repartido en los cuatro soportes, junto con los esfuerzos de flexión

transmitidos por las patas de la misma maquina sobre las estructura. Las vibraciones sufridas por la estructura serán absorbidas en su totalidad por manguitos

antivibraciones ya instalados en el aparato A continuación calcularemos el perfil laminado que resista estas hipótesis de carga: Esta carga sobre el triangulo provoca tres esfuerzos diferentes: un flector M, un cortante V y un esfuerzo de compresión N, que puede provocar falta de estabilidad por pandeo. Comprobaremos tanto a pandeo como a resistencia uno de los cuatro soportes de la estructura en la sección más desfavorable, la de empotramiento con la solera, para ello usaremos de nuevo el criterio de Von Misses:

Peso mayorado sobre soporte 125,00 kg/m2Coeficiente de ponderacion 1,50Pandeo

β 2L 100 cmlk 200 cm

Esfuerzos sobre la base del soporte

Nz(kg)

My(kgcm)

187,50 46875,00

En στσ ≤⋅+ )3( 22 X

X

Secc

ZN W

MAN

+=σ



Utilizando la EA-95, probamos para distintos perfiles para elegir el mínimo que cumple el criterio:

PerfilCuadrado

Area (cm2)

W(cm3)

i(cm)

λ ω

# 70.4 10 20,1 2,65 75,47 1,45 27,19 2332,09 2359,28 2600# 80.5 14,10 32 3,01 66,45 1,30 17,29 1464,84 1482,13 2600# 90.5 16,10 41,9 3,42 58,48 1,20 13,98 1118,74 1132,71 2600

# 100.5 18,10 53,1 3,83 52,22 1,15 11,91 882,77 894,68 2600# 120.5 22,10 79,6 4,64 43,10 1,09 9,25 588,88 598,13 2600

Tens. Normal flexion

(kg/cm2)

Tension compuesta

(kg/m2)

Tension Von

Misses

Tens. Normal Axil

(kg/cm2)

Por tanto el perfil cuadrado que usaremos como soporte de la decantadora centrifuga será el perfil laminado # 80.5 empotrado mediante placas de acero a la solera de la sala de deshidratación.

A continuación mostramos una imagen de la estructura soporte de la centrifuga:



III.3.- PLANOS III.3.1.- PLANTA GENERAL DE LA E.D.A.R. DE BONARES



III.3.2.- DIAGRAMA DE FLUJO



III.3.3.- PLANTA GENERAL DE LA INSTALACION



III.3.4.- DETALLE DE EQUIPOS Y CONEXIONES



III.3.5.- MODIFICACION DE LA SALA DE DESHIDRATACION DE FANGOS



III.3.6.- MONTAJE DEL CONJUNTO INTERCAMBIADOR-RECUPERADOR DE CALOR



III.3.7.- ESTRUCTURA SOPORTE Y CALORIFUGADO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR



III.3.8.- ESTRUCTURA SOPORTE DEL CAPTADOR SOLAR Y DE LA DECANTADORA CENTRIFUGA



III.4.- MEDICIONES Y PRESUPUESTO III.4.1.- MEDICIONES



III.4.2.- PRESUPUESTO



III.5.- ESTUDIO ECONOMICO III.5.1.- INTRODUCCION

En este capitulo se analiza el coste económico que supone, para el sector de la depuración de aguas residuales, invertir en una instalación de energía térmica solar, con vistas a obtener un cierto ahorro económico en la gestión de residuos, pero sobre todo los beneficios medioambientales que pueden lograrse.

Aunque hemos perseguido desde el principio optimizar la deshidratación del fango, es verdad que las potencias requeridas pueden ser desde un punto de vista económico desorbitadas. El uso de energías renovables supone un gran paso en la modernización de las plantas residuales pero el coste de inversión en este tipo de instalaciones puede ser prohibitivo por suponer un periodo de retorno de muchos años. Por ello analizaremos todos los costes existentes de la explotación en una E.D.A.R. piloto en relación a la deshidratación de fangos mediante estas nuevas tecnologías.

Hay varios métodos para analizar la viabilidad económica de la instalación (TIR, VAN, etc.). Uno de los métodos mas utilizados para analizar la viabilidad económica de una instalación solar térmica es el periodo de retorno simple. El análisis económico se plantea considerando el ahorro económico que genera la instalación solar (valor de la energía solar aportada) y su coste neto (inversión menos deducciones aplicables). El ahorro económico para una instalación de energía solar depende de la energía producida y del coste de la fuente de energía convencional que es sustituida. Este no es el caso, ya que nosotros no sustituimos ninguna energía convencional para el proceso, ya que es de nueva instalación. Lo que se pretende es hacer uso de ella para mejorar un proceso que se realiza sin aporte calorífico. Este ahorro económico que supone el uso de una energía y no otra podríamos plantearla, aunque indirectamente, para el caso de la incineración de los fangos deshidratados, ya que necesitan un consumo de energías convencionales para su combustión, es decir, nosotros podemos conseguir reducir este consumo al reducir el volumen de agua contenida en los residuos a incinerar. Por otro lado, la energía es considerada por la Administración como un sector estratégico, por lo que interviene estableciendo precios y condiciones de calidad y seguridad de suministro. Un precio bajo favorece el desarrollo económico y una inflación reducida pero no motiva al usuario a valorar el coste real de la energía y, por tanto, no contribuye a aumentar el interés por el ahorro energético de los usuarios, siendo este ahorro de energía uno de los pilares en los que se ha de basar la política energética a desarrollar por las diferentes administraciones. Debe buscarse una solución intermedia que fomente un desarrollo sostenible estableciendo medidas que incentiven una demanda racional de la energía, el ahorro y la eficiencia energética y el uso de las energías renovables. Los incentivos económicos más habituales son las subvenciones directas que reducen el precio de adquisición de la instalación, y la subsidiacion de gastos financieros que permiten acceder a préstamos de bajo o nulo coste para el usuario.



III.5.2.- PROPUESTA ECONOMICA Se incluyen todos los costes necesarios para la ejecución completa de la instalación y su puesta en marcha, así como los impuestos (IVA) correspondientes. La rentabilidad se analiza comparando el coste neto de la inversión (deduciendo las posibles subvenciones aplicables) y el ahorro económico que proporciona la instalación. Este análisis comparativo permite determinar el plazo de recuperación de la inversión. En este apartado se presenta un análisis global de los costes de la instalación de un sistema solar térmico que permita a la empresa establecer las estrategias de control de gastos más adecuadas. Estructura de Costes directos

La estructura de costes directos es uno de los datos económicos más importantes que permite controlar un elevado porcentaje del total de costes de ejecución de la instalación. Se entiende por costes directos a la parte de los gastos necesarios para ejecutar la instalación, que son directamente imputables a la misma. Pueden agruparse en los siguientes conceptos:

Coste del sistema solar: Es el coste de la inversión en equipos físico lógicos necesarios

para la ejecución completa de la instalación. Coste de transporte y traslado en obra: Habitualmente el sistema se suministra en fábrica

por lo que hay que añadir los gastos de transporte a la obra y al lugar de ubicación definitiva.

Costes de materiales: Incluye el coste de todos los materiales necesarios para instalar,

conectar y dejar completamente terminada la instalación: Costes de mano de obra: Se incluyen en este apartado todos los gastos asociados a los

trabajadores: salario bruto, seguridad social, dietas, desplazamientos y varios. Otros costes directos: Deben considerarse otros costes asociados a la instalación y

mantenimiento del sistema: Ayudas de albañilería, previsión de gastos de mantenimiento y de costes de garantías de materiales

Estructura de Costes Indirectos

Incluyen todos los gastos que no son asignados directamente a los trabajos de montaje:

Gastos generales: electricidad, agua, material de oficina, etc. Gastos financieros Amortizaciones

A continuación se detallan los diferentes costes directos del proyecto resumiéndolos en la siguiente tabla:



INVERSION EN EQUIPOS FISICOS Y LOGICOS

MEDICION UD. MARCA / MODELO

COSTE UD: (EU)

COSTE TOTAL(EU)

Captador Solar de 18 tubos de vaciocon concentrador CPC. 30 IBERSOLAR 1.200,00 36.000,00

Estructura metalixa A42b soporte para captador solar formado por triangulos galvanizados de perfiles L. 30 Caldereria 140,71 4.221,30

Placas de HM rellenas de mortero para cimentacion de soporte metalico de captadores solares. 30 Albañileria 6,62 198,60

Unidad de circuito hidráulico de cobre rígido con aislamiento de coquilla de caucho microporosa, totalmente instalado.

1 Caldereria, Armaflex 6.322,80 6.322,80

Acumulador Solar MV500I de inercia, fabricado en acero al carbono calorifugado con PRI de 80mm. 2 LAPESA 5.200,00 10.400,00

Bomba de circulación para un caudal de 4 m3/h y altura 6 m.c.a; de Potencia< 4kw 5 GRUNDFOS

TP 40-60 540,00 2.700,00

Bomba de circulación para un caudal de 2 m3/h y altura 3 m.c.a; de Potencia< 4kw. 2 GRUNDFOS

TP 30-40 380,00 760,00

Intercambiador de calor exterior de placas soldadas compactas de cobre de 40.000 Kcal/h. 1 ALFA LAVAL 785,00 785,00

Variadores de frecuencia para actuar sobre bombas, con variacion de frecuencia 50Hz - 120Hz. 3 FUJI

ELECTRIC 360,00 1.080,00

Aerotermo agua caliente 50 kw para con ventilador monofasico 1400 rpm 1 IBERSOLAR 710,00 710,00

Garrafa de propilenglicol al 25% y volumen 25 litros. 8 IBERSOLAR 95,00 760,00

Vaso de expansion, en acero inoxidable y para aplicación solar. 2 IBERSOLAR 250,00 500,00

Unidad de accesorios para el equilibrado, control y proteccion del sistema incluido valvuleria, purgadores, 1 IBERSOLAR 3.883,66 3.883,66

Control universal microprocesador 7 (imp/sensor+temp/radiacion) 4 salidas 2 IBERSOLAR 410,00 820,00

Cuadro eléctrico constituido por armario metálico, elementos de protección y cableado general 1 LORA 1.500,00 1.500,00

Intercambiador de calor de tubos concentricos, acero inoxidable AISI316L, mas accesorios 2 Caldereria 7.250,00 14.500,00

Unidad de circuito hidráulico de Acero inox. AISI 316L con aislamiento de coquilla de caucho microporosa, totalmente instalado.

1 Caldereria, Armaflex 969,32 969,32

Estructura metalica A42b para soporte de la centrifuga 2 Caldereria 430,00 860,00

Sonda de Temperatura de inmersion 17 DANFOSS 61,25 1.041,25

Sonda de Radiacion solar 1 DANFOSS 56,00 56,00

Termometro de rango 0-200ºC 3 DANFOSS 34,50 103,50

Manometro de glicerina 15 DANFOSS 56,60 849,00

Caudalimetro electromagnetico ( DN80, DN40) 3 DANFOSS 1.100,00 3.300,00

Software de SCADA(PC y Runtime mas programación). 1 Vijeo-look 4.500,00 4.500,00

Material de Laboratorio 1 ETSII 1.200,00 1.200,00

Total: 98.020,43



GASTOS DE PERSONAL Y SUBCONTRATACION

• Dirección técnica en la obra……………………………………………………………………….10.000 € • Obra civil (Albañil u oficial de 1ª)…..……………………………………………………….……....3.000 € • Fontanería (Fontanero u oficial de 1ª)…………………………………………………...………...6.000 € • Electricidad y automatismos (Electricista u oficial de 1ª)………………………….……………..3.000 € • Transporte a obra de equipos electromecánicos…………………………………………..….....4.000 €

Total: 26.000 € GASTOS DE ELECTRICIDAD

* Tarifa de baja tension 3.0 (Baja Tensión. General)

* Término de Potencia: 1,494345 eu/kWh

* Término de Energía: 0,087479 eu/kWh

Pm Ud Inst. Ud Serv. Pe P cons. Pt serv. Pt Inst. H Func. Cons. Energ.

kW/ud Ud Ud kW/ud kW/ud kW kW h/día kWh/día0,18 2,00 1,00 0,31 0,23 0,23 0,61 8,00 1,880,18 2,00 1,00 0,31 0,23 0,23 0,61 8,00 1,880,18 2,00 1,00 0,31 0,23 0,23 0,61 8,00 1,880,18 1,00 1,00 0,31 0,23 0,23 0,31 2,00 0,470,75 1,00 1,00 1,27 1,04 1,04 1,27 2,00 2,080,10 3,00 3,00 0,17 0,13 0,38 0,51 8,00 3,010,05 1 1 0,08 0,06 0,06 0,08 8,00 0,471,62 12,00 9,00 2,75 2,17 2,42 4,00 44,00 11,67

Variador de frecuenciaInstrumentacion control y medid

CONSUMIDOR

Bomba circulacion primario

Bomba circulacion llenadoBomba circulacion consumo

Aerotermo

Bomba circulacion secundario

INSTALACION TERMICA SOLAR Y DESHIDRATACION DE FANGOS

TOTAL LÍNEA DE FANGOS :

Termino de potencia

* Tarifa aplicable:* Máxima potencia absorbida: kW* Coeficiente de simultaneidad* Potencia contratada: kW* Potencia anual kW/año* Canon potencia: €/kW * Término potencia €/año34,72

0,801,94

23,231,494345

3,002,42

Instalacion de Energia Termica Solar

Término de energía

* Tarifa:* Nº de días al año dias* Término de Energía: €/kW h* Consumo medio diario: kW h/día* Consumo energético anual: kW h/año* Término energía €/año

Instalacion de Energia Termica Solar3,00

365,00

372,62

0,0911,67

4.259,55

Total: 407,34 €



AHORRO EN EL CONSUMO DE POLIELECTROLITO

Concentracion estimada 220 kgMS/m3 300 kgMS/m3Produccion masica

Horas 43,93 kgMS/Hfto 43,93 kgMS/HftoDias 351,40 kgMS/Dfto 351,40 kgMS/Dfto

Produccion volumetricaHoras 0,20 m3/Hfto 0,15 m3/HftoDias 1,60 m3/Dfto 1,17 m3/Dfto

Lodos DeshidratadosDeshidratacion en calienteDeshidratacion actual

Consumo de Polielectrolito con fango a temperatura ambiente: Actualmente para el acondicionamiento de los lodos a deshidratación, se utiliza el polielectrolito catiónico cuya dosificación se especifica a continuación:

* Consumo de polielectrolito: 0,35 Kg/hfto

* Funcionamiento diario de la deshidratación: 8,00 (hfto/d)* Dosis media producto puro: 8,00 kg/TnMS* Riqueza producto comercial: 30,00 %* Consumo polielectrolito diario: 2,81 kg/día* Nº de días al año 260 días* Consumo polielectrolito anual: Kg/año* Coste producto comercial: 3,67 Eu/kg

Total gasto polielectrolito catiónico deshidratación en frio: €/año2.679,67

Polielectrolito catiónico:

730,91

Consumo de Polielectrolito con fango a temperatura a 60ºC: Para el proceso en caliente el nuevo acondicionamiento de los lodos a deshidratación, según estudios experimentales, empleará el mismo polielectrolito cationico pero con un consumo bastante menor:

* Consumo de polielectrolito: 0,13 Kg/hfto

* Funcionamiento diario de la deshidratación: 8,00 (hfto/d)* Dosis media producto puro: 3,00 kg/TnMS* Riqueza producto comercial: 30,00 %* Consumo polielectrolito diario: 1,05 kg/día* Nº de días al año 260 días* Consumo polielectrolito anual: Kg/año* Coste producto comercial: 3,67 Eu/kg

Total gasto polielectrolito catiónico deshidratación en frio: €/año

274,09

1.004,88

Polielectrolito catiónico:

Ahorro anual estimado de consumo de polielectrolito : €/año1.674,79



AHORRO EN LA RETIRADA DE RESIDUOS A VERTEDERO Se consideran en este apartado los lodos generados en el tratamiento convencional actual, realizado en condiciones ambientales. Se realiza una valoración del coste de los fangos para el caso de ser depositado en vertedero.

* Funcionamiento de la deshidratación: 8,00 hfto/d* Nº de días a la semana: 5,00 d/semana* Nº de días al año: 260,00 días* Carga másica: 43,93 kgMS/hfto

1.597,27 kg /dfto

* Producción total anual de lodos: 415,29 Tn/año* Lodos producidos [22%]:

Gasto retirada de lodos con destino vertedero

Producción anual EDAR 415,29 Tn/añoPrecio Tn retirada a vertedero 32,00 €/Tn

GASTO ANUAL RETIRADA LODOS A VERTEDERO €/año13.289,31

En cambio, si utilizamos la tecnología del presente proyecto los lodos generados en el tratamiento biológico serían los siguientes:

* Funcionamiento de la deshidratación: 8,00 hfto/d* Nº de días a la semana: 5,00 d/semana* Nº de días al año: 260,00 días* Carga másica: 43,93 kgMS/hfto

1.171,33 kg / dfto

* Producción total anual de lodos: 304,55 Tn/año* Lodos producidos [30%]:

Producción anual EDAR 304,55 Tn/añoPrecio Tn retirada a vertedero 32,00 €/Tn

GASTO ANUAL RETIRADA LODOS A VERTEDERO €/año9.745,49

Obtendríamos un beneficio económico en la gestión del fango del siguiente valor:

AHORRO ANUAL EN LA RETIRADA DE LODOS A VERTEDERO €/año3.543,82



RENTABILIDAD Y PERIODO DE RECUPERACION DE LA INVERSION A continuación mostramos en la siguiente tabla un resumen tanto de los costes directos e indirectos derivados del proyecto así como el total de beneficio anual por el ahorro que supone la aplicación de estas nuevas tecnologías en el campo de la deshidratación de fangos activados.

CONCEPTO COSTOS (€)Inversion en la Instalacion 98.020,43

BENEFICIO ECONOMICO

Gastos de Electricidad 407,34Gastos de Personal y Subcontrata

CONCEPTO COSTOSReduccion en la retirada de lodos a vertedero 3.544,22Reduccion del Consumo de Polielectrolito 1.663,93

21.000,00INVERSION TOTAL 119.427,77

INVERSION +GASTOS GENERALES

BENEFICIO ANUAL 5.208,15

TASA DE RENTABILIDAD (%) 4,36%PERIODO DE RECUPERACION DEL CAPITAL INVERTIDO (AÑOS) 22,93 III.6.- PROGRAMAS DE PROMOCION DE ENERGIAS RENOVABLES

A raíz de las crisis energéticas de finales de los años 70 y principios de los 80, la mayor parte de los gobiernos de países desarrollados y en vías de desarrollo, pusieron en marcha programas de fomento del uso de las energías renovables.

Además de los programas promovidos por las Instituciones responsables de la planificación energética a nivel nacional, desde mediados de 1985, comunidades autónomas como Andalucía, conscientes de los recursos propios disponibles, han fomentado el uso de instalaciones de energías renovables con programas de promoción de ámbito regional. La filosofía básica, común a todos los programas de promoción de instalaciones de energías renovables, es poner a disposición de los potenciales usuarios incentivos económicos que reduzcan el coste de las instalaciones, con objeto de que sean más asequibles y competitivas respecto de las instalaciones convencionales. A nivel nacional, el instituto para el Ahorro y Diversificación Energética (I.D.A.E.) gestiona el Plan de Fomento de las Energías Renovables. Por su importancia en el contexto nacional se destaca el programa PROSOL, promovido por la conserjería de Empleo y Desarrollo Tecnológico de la Junta de Andalucía y gestionado por Sodean S.A. Consecuencia de esta iniciativa andaluza es el paso de apenas 2.000 m2 instalados al año a los mas de 20.000 m2 en estos últimos años. De cara al futuro, el ya aprobado PLEAN (Plan energético de Andalucía) hace una fuerte apuesta por la solar térmica: un millón de metros cuadrados de instalaciones para el año 2010.



BIBLIOGRAFIA

MANUAL DEL INGENIERO QUIMICO…………………………………………………………..……. PERRY (1977) MANUAL TECNICO DEL AGUA………………………………………………………………………..DEGREMONT EMPLEO DEL POLIELECTROLITO PARA LA FLOCULACION DE SUSPENSIONES DE PARTICULAS DE CARBON……………………………..J.L. BUENO DE LAS HERAS MANUAL DE INSTALACIONES SOLARES TERMICAS………………………………....JUNTA DE ANDALUCIA FUNDAMENTOS Y APLICACIONES DE MECANICA DE FLUIDOS…………………………………………………………….ANTONIO BARRERO RIPOLL PRODUCCION Y CARACTERISTICAS DE LOS FANGOS…………………………...J.L. BARRANCO (CEDEX) DESHIDRATACION DE FANGOS………………………………………………………….A. GALLARDO (CEDEX) PLIEGO DE CONDICIONES TECNICAS DE INSTALACION A BAJA TEMPERATURA PET-REV-OCT 2002 TEXTO REFUNDIDO DE LAS ESPECIFICACIONES TECNICAS DE DISEÑO Y MONTAJE DE INSTALACIONES SOLARES TERMICAS PARA PRODUCCION DE AGUA CALIENTE DEL PROGRAMA PROSOL APUNTES DE TRANSMISION DE CALOR Y TABLAS DE TERMOTECNIA (ESDU AE-88 ACCIONES EN LA EDIFICACION EA-95 ESTUCTURA DE ACERO EN LA EDIFICACION

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