• Author / Uploaded
• Rodrigo Corveleyn Rios

Citation preview

INDICE

I.- INTRODUCCIÓN A LAS CENTRALES TÉRMICAS  Generadores de vapor; Metodología

1-3

Configuración del sistema térmico, influencia de la fuente energética y de las condiciones del vapor Fundamentos de la generación de vapor; vaporización en tubos en circulación natural y forzada Componentes del generador de vapor de combustible fósil; hogares, sobrecalentadores, recalentadores, economizadores, bancos de caldera, calderines de vapor, calentadores de aire

5 10-12 13 14-16

Sistemas de flujo agua-vapor

16

Sistemas de combustión y auxiliares

17

Circuito del flujo de gases

18

Control de emisiones

19

Sistemas nucleares de generación de vapor (NSS), (PWR), (BWR), (PHWR), (GCR), (BR) Diseño del sistema de vapor

20-27 28

Aire comburente y agua de alimentación

32-33

II.-TRANSFORMACIONES TERMODINÁMICAS Propiedades de los gases y vapores

35

Principios termodinámicos y su aplicación a calderas

37-40

Entropía e irreversibilidad

40

Ciclos de Carnot y Rankine; rendimiento

42

Extracciones y sangrías de vapor; temperaturas de extracción

46

Energía utilizable; rendimiento y consumo calorífico del ciclo Rankine

50

Ciclos de vapor en plantas nucleares

51

Ciclos de vapor supercríticos

54

Ciclo elemental de turbina de gas

56

Ciclos combinados; calderas de recuperación, cogeneración

58

Procesos de combustión

60

Energía libre

62

Tablas de propiedades termodinámicas del vapor de agua

64-76

III.- PÉRDIDAS DE PRESIÓN Principios de conservación de la masa, de la cantidad de movimiento y de la energía

79

Ecuación energética para un flujo de fluido no viscoso

82

Pérdida de presión por rozamiento

83

Coeficiente de rozamiento; diagrama de Moody

87

Flujo turbulento; campo de velocidades

89

Resistencia al flujo en válvulas y accesorios

92

Pérdidas irreversibles en estrechamientos y ensanchamientos

93

Flujo en codos y curvas

95

Flujo en serpentines

96

Flujo en conductos de sección rectangular

96

Deflectores de dirección

97

Caida de presión: Flujo a través de bancos tubulares; tubos lisos y aleteados

99

Arrastre de fluido por el flujo

100

Circulación por la caldera

101

4º.- TRANSMISIÓN DE CALOR Conducción térmica

101

Coeficiente de conductividad térmica, calor específico y densidad

102

Resistencia de contacto

105 Indice.-

Convección: Formulación práctica para la convección

107

Convección forzada en régimen laminar; flujo por el interior de tubos

108

Flujo turbulento por el interior y por el exterior de tubos. Flujos cruzados

108

Radiación

115

Balance de radiación para recintos con medio no participante y con medio participante

117

Propiedades de la radiación

118

Emisividad de los gases

119

Absortividad de los gases

124

Determinación practica de la emisividad y de la absortividad del anhidrido carbónico, óxido de carbono, vapor de agua, humos

125 125-126

Radiación de nubes de partículas, llamas luminosas y llamas de carbón pulverizado

127

Hornos y hogares

129

Ejemplo IV.1.- Conducción a través de pared plana

131

Ejemplo IV.2.- Flujo de calor por convección en pared compuesta

131

Ejemplo V3.- Flujo de calor a través de la tubería aislada.

132

Ejemplo IV.4.- Transferencia térmica entre un objeto pequeño y una cavidad grande

133

Ejemplo IV.5.- Transferencia de calor entre dos superficies

133

Ejemplo IV.6.- Radiación de un gas caliente a las paredes de hogar

134

Ejemplo IV.7.- Radiación en una cavidad

135

Factores de forma de radiación (configuraciones en 3 dimensiones)

137

V.- INTERCAMBIADORES DE CALOR Introducción a los intercambiadores de calor (Métodos LMTD y NTU)

141-149

Métodos de transmisión de calor en superficies ampliadas y materiales porosos

149-150

Condensación en película, difusión y transferencia de masa; vaporización

151

Consideraciones de diseño en hogares de calderas y bancos de convección

153-155

Transferencia de calor al agua

156

Transferencia de calor al vapor

156

Cavidades

157

Aislamientos

158

Modelado numérico de hogares; Analogía eléctrica. Diseño empírico

159

Modelado numérico de calderas

163

VI.- VAPORIZACIÓN Fundamentos del proceso de vaporización

165

Vaporización forzada

167

Coeficientes de transferencia de calor: Vaporización subenfriada, Vaporización convectiva y puntual Post-flujo térmico crítico, Reinundación

169 170

Fenomenología del flujo térmico crítico

171

Tubos estriados. Criterios de evaluación del flujo térmico crítico

173

Intercambio térmico supercrítico. Seudovaporización

176

Flujo en dos fases. Modelos de flujos

177

Diagramas de flujo. Caída y gradiente de presión

178

Modelo de flujo homogéneo

180

Modelo de flujos separados

181

Inestabilidad errática y de densidad oscilante

182

Separación vapor-agua. Separación natural. Separación primaria asistida por deflectores Separadores mecánicos

185-189 190

Volumen del calderín de vapor

192

Circulación natural y forzada

193-196

Criterios de diseño: Límites de flujo térmico crítico, de estabilidad, en separadores de vapor y en calderín de vapor, mínimos de velocidad Flujo térmico crítico VII.- MATERIALES UTILIZADOS EN LOS GENERADORES DE VAPOR Indice.-

196 197 198

Metalurgia. Estructuras cristalinas; defectos en cristales

201

Metalurgia física del acero; diagrama Fe-C; diagramas de transformaciones isotermas

203-207

Efecto de los elementos aleados en el diagrama Fe-Fe3C

209

Agentes desgasificadores

214

Tratamientos termicos

215

Procesos de fabricación

217

Soldadura: Factores que afectan a la calidad de la soldadura

219

Materiales utilizados en la fabricación de calderas: Aceros, Materiales bimetálicos, Fundiciones, Materiales cerámicos y refractarios

221-225 226-227

Envolturas y protecciones

227

Propiedades mecánicas a baja temperatura. Ensayos de tracción, dureza, tenacidad, conformación

229

Propiedades mecánicas a alta temperatura. Ensayos de tracción y termofluencia

233

Materiales para calderas: a) Especificaciones ASME y tensiones admisibles;

238

b) Caldera, paredes hogar, zonas de convección y economizadores; c) Sobrecalentadores y recalentadores. Factores de selección

238 238

Factores de selección: Sobrecalentadores

239

Materiales para colectores, tuberías y calderines

241

Aceros termoresistentes para partes no presurizadas

242

Equipos medioambientales: a) Desulfuración de humos; b) Entrada en la torre de absorción;

243

c) Zona humidificada por rociado en la torre de absorción;

243

d) Tanque de recirculación en la torre de absorción; e) Colectores con rociadores internos; f) Separadores. g) Flujode gases aguas abajo

243 244

VIII.- DISEÑO Y ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE RECIPIENTES A PRESIÓN Diseño y análisis estructural en condiciones estacionarias

245

Diseño y análisis en condiciones transitorias: a) Teoría de la tensión máxima;

246

b) Teoría del esfuerzo cortante máximo; c) Teoría de la energía de distorsión Clasificación de las tensiones: primarias, secundarias y de pico

247 247

Requisitos para el análisis y el diseño

248

Métodos de análisis de tensiones. Restricciones. Tensiones térmicas. Tensiones por fatiga.

249-252

Análisis de discontinuidades

253

Análisis por elementos finitos

254

Método de mecánica de fractura: a) Mecánica de fractura elástica lineal

258 b) Mecánica de fractura elastoplástica

260

Propagación subcrítica de grietas: a) Por fatiga; b) Por fluencia

261

Configuraciones constructivas: Aberturas, refuerzos, ligamento, uniones y tubuladura

262

Componentes estructurales de soportes

264

Soportes de tipo lineal

266

IX.- FUENTES DE ENERGÍA Formación de los carbones

271

Clasificación de los carbones: ASTM por porcentajes

273

Turba, lignito, subbituminoso, bituminoso, antracita

275

Caracterización de los carbones: Análisis estándar ASTM; Humedad de equilibrio y residual;

277

Análisis inmediato y elemental; Poder calorífico superior del carbón; Grindabilidad; Indice de hinchamiento libre; Temperatura de fusión y composición de la ceniza

278 279

Perfil de la combustión

280

Indice de abrasividad y de erosión. Viscosidad de la escoria

281

Propiedades y tipos de carbones

281

Combustibles derivados del carbón: cocke, subcoque y líquidos

281

Combustibles gaseosos, gas de batería de coque, gas de horno alto, gas de agua, gas de gasógeno, gases subproductos de la gasificación, combustible mezcla carbón y agua

284 285

Fuelóleos: análisis, densidad API, poder calorífico, viscosidad, puntos de congelación y gasificación,

287

agua y sedimentos. Propiedades.

201 Indice.-

Gas natural

293

Otros combustibles: Coque de petróleo, Coque retardado, Alquitrán de petróleo, Emulsiones de aceite, Maderas, Bagazo, Desechos vegetales, Residuos sólidos urbanos

294 295

X.- PREPARACIÓN Y MANIPULACIÓN DE COMBUSTIBLES SÓLIDOS Clasificación del carbón bruto

299

Equipos para reducir el tamaño del carbón: triturador rotativo, simple, de doble tambor,

300

con retención de martillos

302

Cribas: de gravedad, giratoria, de sacudidas, oscilante

302

Preparación y limpieza del carbón: Concentración húmeda

303

Concentración por gravedad en vía húmeda: Lavado con criba, Mesa hidráulica de concentración

306

Concentración por flotación. Concentración por vía seca. Deshidratación

308

Manipulación y almacenamiento de carbón en centrales térmicas: manipulación del carbón bruto,

308

Descarga de vagones ferroviarios y camiones

310

Almacenamiento: en pila, en silo, en tolva. Diseño de los conductos de transferencia

312

Alimentadores: volumétricos, gravimétricos

314

Mezcla de carbones

315

Manipulación del carbón: Supresión de polvo, oxidación, carbón congelado, incendio en pilas de carbón Flujo en tolvas, incendios en tolvas, situación medioambiental Manipulación de combustibles sólidos alternativos: Residuos sólidos municipales, desechos de madera

316 317 318

XI.- INTRODUCCIÓN A LA COMBUSTIÓN Leyes fundamentales: Ley de conservación de la masa, Ley de conservación de la energía,

319

Ley de los gases ideales, Ley de pesos combinados, Ley de Avogadro, Ley de Dalton, Ley de Amagat

319

Aplicación de las leyes fundamentales

320

Evaluación molar de la combustión: Combustibles gaseosos, líquidos y sólidos

323

Composición del aire y aire teórico para la combustión

324

Productos de la combustión por unidad de masa de combustible

327

Unidades alternativas: Método en BTU

329

Calor de combustión, su medida y poderes caloríficos superior e inferior

330

Temperatura de ignición

331

Temperatura adiabática de la llama

333

Cálculos de combustión en aplicaciones comerciales: a) Absorbentes y aditivos;

334

Residuos y desechos; Exceso de aire Cálculos de combustión y rendimiento: Aire comburente-aire teórico; Gases de combustión; Eficiencia; Pérdidas térmicas; Pérdidas por radiación y convección; Pérdidas no consideradas

336 337 340

Entalpía del aire y gases

341

Entalpía de sólidos y combustibles

342

Medida del exceso de aire: Análisis de humos; Toma de muestras de los humos

344

Ensayo de combustibles heterogéneos

345

Ejemplos de cálculos de combustión: Método en MOL; Método en BTU

347

XII.- COMBUSTIÓN DE GASES Y FUELÓLEOS Fuelóleos: Almacenamiento, Viscosidad, Análisis elemental, Poder calorífico, Densidad relativa,

355

Temperatura de desprendimiento de gases, Punto de inflamabilidad, Temperatura de fluidez

357

Destilación, Agua y sedimentos, Residuo carbonoso, Contenido en asfaltenos, Perfil de la combustión

357

Gas natural: Transporte, almacenamiento y manipulación

357

Combustión de fuelóleos y gases

359

Ventiladores

359

Exceso de aire

360

Estabilidad y campo operativo

361

Pulsación de quemadores

361

Rendimiento de la combustión

362

Técnicas de control de emisiones: Óxidos de nitrógeno; Bajo aire exceso; Indice.-

362

Quemadores fuera de servicio; Combustión en dos etapas; Estequiometría en zona de quemadores

364

Lumbreras de aire terciario y su ubicación; Quemadores; Geometría del hogar; Control gasto aire;

364

Recirculación de humos; Recombustión; Óxidos de S; Materias sólidas; Opacidad

365

Selección y diseño de quemadores: Quemador circular; Quemador tipo S; Quemador tipo DRB-XCL

369

Atomizadores

372

Atomizadores mecánicos: Mechero con atomizador mecánico uniflujo;

373

Mechero con atomizador mecánico con retroflujo; Mechero combinado con atom. mecánico y vapor

374

Atomiz. por vapor: Atomizador chorro-Y; Atomizador Racer; Atomizadores Chorro-T y Chorro-I

374

Equipamiento para gas natural: Antorcha multilanza mezcla variable; Antorcha lanza hemisférica;

376

Antorcha de lanza radial

376

Gases subproductos

377

Puesta en servicio de calderas desde el estado frío

378

Ignitores y pilotos

379

Precauciones de seguridad

381

XIII.- PULVERIZADORES DE CARBÓN Pulverizadores verticales con extracción por chorro de aire. De rodillos MPS y Loesche Pulverizadores horizontales con extracción por chorro de aire

383-388 389

Pulverizadores horizontales de alta velocidad; tecnología de molienda+secado

389

Pulverizadores de baja velocidad: Combustión indirecta y directa; Temperatura de salida

391-397

Grindabilidad

398

Propiedades de desgaste: Abrasividad; Erosividad; Humedad

399

Selección del tamaño del pulverizador

400

Consumo energético: Mantenimiento; Materiales cerámicos; Incendios y explosiones; Control; Sistemas especiales de seguridad

401 404

Pulverizadores avanzados: Clasificadores giratorios EL

404

Molienda ultrafina

407

XIV.- COMBUSTORES CICLÓN Disposición del combustor ciclón

409

Principios operativos. Combustor ciclón

411

Combustión en ciclón: Distribución del aire, regímenes de calor, capa de escoria

412

Combustibles idóneos. Criterios de evaluación de combustibles

414

Factor T250 de viscosidad de la escoria

415

Combustores ciclón para carbones: Quemador espiral, quemador vorticial y quemador radial

416

Características de diseño. Hogar de caldera principal

417

Entrega del carbón: Combustión indirecta (configuración del silo), combustión directa y combustión directa con presecado

418 419

Alimentadores de carbón. Equipo de manipulación de escoria

421

Quemadores de fuelóleo y de gas

422

Otros combustibles: Desechos y residuos, cubiertas de caucho, coque de petróleo; virutas de madera

423

Control de la combustión: Ignitores, cortatiros de control del aire secundario

423

Funcionamiento a cargas bajas

424

Revestimiento de tubos con protuberancias y refractario, y con protuberancias planas

425

Revestimiento por metalización y refractarios

426

Control de la contaminación atmosférica: Polvo, reducción de SO2 y NOx

427

XV.- HOGARES MECÁNICOS Hogares mecánicos con alimentación inferior horizontal y por gravedad

429

Hogares mecánicos con alimentación a granel:

433

Parrilla vibrante refrigerada por agua y parrilla móvil articulada o sinfín Parrillas mecánicas planas: Combustión del carbón, alimentadores distribuidores, sistemas de reinyección de carbon y de aire comburente Características del carbón a utilizar, selección de la parrilla y evacuación de ceniza Indice.-

433 435 438 440

Combustión de cortezas, maderas y otros combustibles de biomasa en parrillas mecánicas planas

441

Emisiones

445

XVI.- CALDERAS DE LECHO FLUIDIFICADO Tecnología de la combustión en lecho fluidificado; Comparación con otros métodos de combustión

449

Ventajas de la combustión en lecho fluidificado: Emisiones reducidas de SO2 y NOx; Cenizas;

453

Combustibles de bajo poder calorífico Calderas de lecho fluidificado a presión atmosférica:

454 454

de lecho fluidificado burbujeante y de lecho fluidificado circulante, (CFB) Emisiones de dióxido de azufre, óxidos de nitrógeno, monóxido de carbono, hidrocarburos, partículas (filtro de sacos y precipitador electrostático)

454-457 457 460

Diseño del hogar de una caldera de lecho fluidificado. Requisitos de combustión

461

Caracterización y medida de partículas

463

Caída de presión en lecho burbujeante y en lecho circulante

464

Transferencia de calor en lecho burbujeante: a) Desde lecho denso a bancos de tubos; b) Desde lecho denso a paredes; c) Desde la zona de desprendimiento a tubos; d) Desde la zona de desprendimiento a paredes; e) En la parte superior del hogar Transferencia de calor en lecho circulante: a) Desde el lecho denso;

465 466-467 467 467

b) Desde la zona de desprendimiento y la parte superior del hogar Balance de materia en lecho fluidificado circulante y en lecho burbujeante

468 469-471

Configuración de calderas de lecho fluidificado: Placa distribuidora y casquetes de burbujeo; Sistema de aire secundario; Cerramiento de la caldera Equipos auxiliares: Sistema de alimentación inferior y superior del combustible;

473 473-474 474

Sistema de alimentación del absorbente; Sistema de evacuación de la ceniza del lecho; Sopladores Diseño de calderas de lecho fluidificado: Remodelación con lechos burbujeantes;

475 476-477

Calderas de lecho fluidificado circulante Puesta en servicio de las calderas de lecho fluidificado

478 482

Control de la temperatura, densidad del lecho, aire secundario

483-485

XVII.- GASIFICACIÓN DEL CARBÓN Química de los procesos de gasificación

489

Clasificación de los procesos de gasificación: Lecho agitado o de contracorriente;

491

Lecho fluidificado o de mezcla en contracorriente; Flujo arrastrado o de equicorriente Tecnologías prácticas: Gasificador de lecho agitado, Gasificador de lecho fluidificado, Gasificador de flujo arrastrado, Gasificador primitivo a presión atmosférica y presurizado

493 494 495

Características del gasificador de flujo arrastrado: Ventajas e inconvenientes

498

Gasificadores modernos: Gasificador Texaco; Gasificador Shell; Gasificador Dow;

499

Gasificador de escoria BGC/Lurgi; Gasificador Winkler de alta temperatura (HTW)

501

Líneas en desarrollo. Materiales del refrigerador de gas sintético

503

Servicio como economizador, vaporizador y sobrecalentador

504

Composición del gas producto

505

Purificación del gas: Procesos convencionales; Eliminación de ácido; Emisiones de NOx

506-509

Procesos en desarrollo: Desulfuración en caliente; Efluentes acuosos; Descarga de sólidos

509

Gasificación del carbón para generación de energía: Planta energética de ciclo combinado

512

XVIII.- CALDERAS, SOBRECALENTADORES Y RECALENTADORES Calderas de vapor

515

Calderas industriales de pequeña potencia: a) Caldera con hogar integrado; b) Caldera Stirling Grandes calderas energéticas: Diseño de calderas; Circulación natural; Proceso directo o paso único; Criterios de diseño. Selección y especificación del combustible; Superficie de cerramiento; Tamaño del hogar; Criterios de diseño del hogar

516 517-521 521 523

Influencia de la ceniza

524

Paredes refrigeradas por agua; Superficie de convección de la caldera

526

Análisis del cálculo numérico de calderas

528 Indice.-

Diseño de las partes a presión; Soportes de caldera

530

Sobrecalentadores y recalentadores. Tipos. Tamaño de los tubos. Diseño. Soportes. Limpieza

532-538

Ajuste y control de la temperatura del vapor. Exceso de aire.

539

Temperatura del agua de alimentación

540

Atemperación: Atemperador de simple etapa, de simple etapa doble, de dos etapas

541

Aplicación del atemperador en calderas de presión universal: Cortatiros de distribución de los gases Recirculación de humos. Selección de quemadores. Hogares con diferentes caldeos. Sobrecalentadores autónomos Sistemas bipaso y puesta en servicio: Sistema bipaso de caldera con calderín; Tiempo de puesta en servicio; Cambio rápido de la carga; Control de la presión del calderín Control presión a la salida del sobrecalentador; Control de la temperatura del vapor recalentado

543 543-546 547 548 549-550

Puesta en servicio fría, templada y en caliente

550

Retirada de servicio

551

Sistema de puesta en servicio de calderas de presión universal

551

Sistema de puesta en servicio a presión constante; Control de la temperatura del vapor

551

Sistema de puesta en servicio a presión variable: Válvulas de presión dual.

553

Bipaso de sobrecalentador a condensador. Control de la temperatura del vapor

555

XIX.- ECONOMIZADORES Y CALENTADORES DE AIRE Economizadores

557

Economizador de superficie: Tubos lisos. Superficies ampliadas. Protuberancias.

560

Aletas longitudinales. Aletas helicoidales. Aletas anulares de perfil rectangular. Deflectores Economizadores vaporizadores

561 563

Transferencia térmica: Tubos desnudos. Tubos aleteados. Caída de presión del lado de humos. Caída de presión del lado de agua. Sistemas soporte del economizador. Colectores

564 565

Calentadores de aire

570

Calentadores de aire recuperativos: Calentadores tubulares de acero.

570

Calentadores tubulares de fundición. Calentadores de chapas. Calentadores con tubos isotermos

572

Calentadores de aire regenerativos: Calentador Ljungström. Calentador de aire Rothemühle

574

Características térmicas: Fugas de aire, de holgura, de arrastre y de presión

578

Corrosión, obstrucción, limpieza, erosión e incendios. Aplicaciones a plantas energéticas Reducción de los NOx y del SOx

580 583

XX.- EFECTO DE LA CENIZA DEL COMBUSTIBLE EN EL DISEÑO Y FUNCIONAMIENTO Diseño del hogar para la evacuación de la ceniza: Contenido de ceniza en el carbón. Hogares de ceniza seca y líquida. Deposición de la ceniza. Escorificación. Ensuciamiento

585 588

Características de la ceniza del carbón: Origen. Composición mineralógica. Composición química.

589

Fusibilidad de la ceniza

592

Influencia de los elementos de la ceniza: Clasificación de las cenizas. Efecto del Fe.

593

Relación entre componentes básicos y ácidos. Viscosidad de la ceniza. Influencia de los álcalis.

595

Relación entre la viscosidad y la temperatura de la ceniza de un carbón

599

Métodos de caracterización de la ceniza: Clasificación

601

Índice de escorificación: Para ceniza bituminosa. Viscosidad-temperatura Rvs.

602

Índice de ensuciamiento Rf de las cenizas bituminosas y ligníticas

603

Efecto de la ceniza del carbón en el diseño de la caldera: Diseño del hogar. Efecto de la escorificación.

603

Diseño del paso de convección. Erosión de la ceniza volante en polvo. Aplic. al diagnóstico de calderas

606

Métodos no habituales de evaluación de la ceniza: Hogar incinerador de laboratorio.

609

Medida de la viscosidad de la ceniza. Medida de la resistencia de sinterización de la ceniza.

610

Corrosión de la ceniza de carbón. Depósitos de cenizas corrosivas: Capa exterior, intermedia e interna.

611

Depósitos de cenizas corrosivas. Mecanismos de la corrosión

613

Ceniza del fuelóleo: Liberación de la ceniza durante la combustión

615

Formación y deposición de las cenizas de aceites: Características de la ceniza del fuelóleo.

617

Diseño de la caldera: Funcionamiento

618

Corrosión de la ceniza del aceite: Corrosión a alta y baja temperatura. Control

619

Suministro de fuelóleo: Aditivos para fuelóleo. Control del exceso de aire Indice.-

621-623

XXI.- CARACTERÍSTICAS OPERATIVAS DE LOS COMPONENTES DE UNA CALDERA Condiciones de funcionamiento

625

Balances de calor y de materia

628

Cálculo de las características de funcionamiento de los diversos componentes: a) Hogar

631

b) Pantalla de salida del hogar. Radiación del hogar hacia la pantalla.

632

Pérdida de tiro en la pantalla (lado de humos). Caída presión en el interior de los tubos de la pantalla

638

c) Sobrecalentador: Transferencia de calor. Pérdida de tiro. Caída presión del vapor en el sobrecal.

639-643

d) Banco de caldera: Transferencia de calor. Pérdida de tiro

645-646

e) Cavidad banco de caldera a economizador: Transferencia de calor

647

f) Economizador: Transferencia de calor. Pérdida de tiro.

648

Caída de presión en el agua que circula por el interior de los tubos. g) Calentador de aire: Transferencia de calor. Pérdida de tiro (humos en el interior de los tubos). Caída de presión en el aire (flujo cruzado exterior a los tubos) h) Conductos de aire, humos y chimenea: Pérdidas en el lado aire-salida ventilador forzado a hogar.

650 650-653 653 653

XXII.- CIERRES EN CALDERAS Estanqueidad de la caldera

659

Cerramientos con paredes tubulares: Paredes membrana. Paredes membrana con camisa refractaria.

660

Paredes de tubos con aletas planas. Paredes de tubos tangentes.

661

Mejora de paredes con tubos de aletas y tubos tangentes

662

Cerramiento de envolventes: Tolvas. Caja de aire. Cámara de humos de atemperación. Cobertizo

663

Consideraciones de diseño: Resistencia a la ceniza en polvo y escoria. Expansiones. Soportes.

664

Explosiones. Implosiones. Vibraciones

666

Pérdidas de calor: Lana mineral. Bloques de silicato cálcico. Pasta plástica para alta temperatura.

667

Cálculos: a) Flujo de calor a través de una pared compuesta. b) Ventilación y temperatura superficial.

667

c) Fugas e infiltraciones. d) Corrosión. e) Resistencia a la intemperie Fabricación y montaje

671 671

XXIII.- ELEMENTOS AUXILIARES DE CALDERA Sopladores: Medio de limpieza, presión máxima de impacto y velocidad del chorro

675

Tipos de sopladores: De posición fija. Retráctil de carrera corta. Retráctil de carrera larga.

677

De lanza de agua. Para limpieza de calentadores de aire. Diseños especiales Aplicación a: Calderas que queman carbón pulverizado. Calderas que queman aceite.

679 680

Calderas recuperadoras de calor de procesos. Calderas que queman basuras. Calderas de lecho fluidificado. Control

681 682

Válvulas de seguridad y desahogo

682

Sistemas de manipulación de ceniza

685

Sistemas de escoria: Cenicero lleno de agua. Transportador de cadena sumergida. Sistema de piritas.

685

Sistema de ceniza del paso de convección de la caldera. Sistemas de manipulación de ceniza seca en polvo: Transporte neumático. Transporte mecánico. Almacenamiento de ceniza y descarga Cortatiros de aire y de humos: Cortatiros de persianas, de lenteja, de compuerta

688 688 690 690

Chimeneas: Efecto chimenea. Ejemplo de cálculo del efecto chimenea.

692-695

Chimeneas metálicas y de hormigón. Pérdida por flujo en chimenea. Dimensiones de la chimenea. Agentes externos que afectan a la altura de la chimenea. Mantenimiento de la chimenea Ventiladores: Potencia y características de funcionamiento. Características aerodinámicas

696-698 699 700-703

Control de ventiladores centrífugos a la salida. Accionamiento de ventiladores.

704

Ventilador de tiro forzado. De tiro inducido. De recirculación de humos. De aire primario. Axial.

706

Características operativas y de control. Funcionamiento de ventiladores en paralelo.

707

Zona de inestabilidad. Ruidos Sistema atemperador de condensación

708 710

XXIV.- CALDERAS PARA PLANTAS ELÉCTRICAS Indice.-

Selección del equipo generador de vapor

713

Flujo de vapor. Agua de alimentación de la caldera. Consideraciones medioambientales.

714

Combustión de carbón pulverizado: Caldera radiante (RB).

716

Caldera radiante para carbón pulverizado, CAROLINA (RBC)

716

Caldera radiante para carbón pulverizado, tipo Torre. Caldera de presión universal (UP).

721

Caldera de presión universal para carbón pulverizado.

723

Caldera universal (SWUP) para carbón pulverizado, con paredes de tubos del hogar en espiral.

724

Calderas energéticas para fuelóleo y gas. Caldera radiante para gas natural y aceite.

729

XXV.- DISEÑO DE CALDERAS INDUSTRIALES Generador de vapor: Vapor para procesos y calentamientos. Servicio combinado de calor y energía. Generación de energía. Potencia de los servicios auxiliares. Agua de alimentación de la caldera. Control medioambiental. Calderas para aplicaciones industriales: caldera energética Stirling (SPB). Caldera Towerpack.

733 738 739 740-743

Caldera (PFI).- Caldera (PFT). Caldera (FM). Calderas de alta capacidad (HCFM). Caldera (PFM).

744

Caldera de lecho fluidificado circulante (CFB). Caldera de lecho fluidificado burbujeante (BFB).

749-751

Caldera para extracción mejorada de aceite (EOR).

753

XXVI.- RECUPERACIÓN DE PRODUCTOS Y CALOR EN LA INDUSTRIA PAPELERA Procesos de pulpa:

755

PROCESO DE SULFATO:

755

Filtros de licor verde, de dregs, de licor blanco

758

Capacidad de una unidad recuperadora de una fábrica de pulpa

760

Flujos en el proceso Kraft de la caldera recuperadora: Sistema de distribución de aire

760

Distribución y combustión del licor negro en el hogar:

762

Reacciones de reducción y oxidación del S en el lecho de fundido, y sistema de alimentación de aire

763

Características térmicas de la caldera

765

El licor negro como combustible

769

Emisiones: de NOx y SO2

770

Cenizas procedentes de arrastres, y efluvios

771

Evolución del diseño de la caldera recuperadora de licor negro:

772

Caldera Tomlinson: Construcción de paredes, Diseño con uno o dos calderines, Diseño de bajo olor,

772

Diseño del sobrecalentador, Sistema de aire comburente Consideraciones de diseño para calderas recuperadoras: Diseño del hogar,

774 775

Sistemas auxiliares de la caldera recuperadora: Evaporación de licor negro, Evaporador ciclón, Evaporador en cascada, Oxidación del licor negro

779 781

Calderas recuperadoras de licor negro

782

Quemadores de licor negro: Quemador oscilador y Quemador de barrido vertical limitado (LVS)

783

Sistema de ceniza

784

Sistema de aire comburente

785

Sistema de limpieza de las portillas

786

Sistema de humos

787

Sistema de limpieza de la ceniza. Sistema de combustible auxiliar

787

Sistema de licor verde

787

Caldera recuperadora del proceso de sosa

789

Caldera recuperadora para licor de fibras no leñosas

790

PROCESOS DE SULFITO:

790

Sodio, magnesio: Pulpa de magnesio y proceso recuperador, Combustión del licor de magnesio

791

Absorción del SO2

793

Calcio, Amoniaco: Recolección de gases olorosos: Recolección en la línea de fibras,

793

Recolección en la planta de evaporación, Recolección en la caldera de recuperación: gases GOL, Recolección en la planta de licor blanco

793 794

Calderas de gases olorosos:

794

Calderas de gases de bajo volumen y alta concentración (GOS, LVHC)

794

Calderas de gases de gran volumen y baja concentración (GOL, HVLC) Indice.-

795

Recolección de gases diluidos para la incineración en la caldera de recuperación Recolección e incineración de gases olorosos (concentrados y débiles) en el horno de cal

796 796

XXVII.- CENTRALES QUE QUEMAN BASURAS Combustión de basuras: Combustión en masa, Combustión de basuras preparadas (RDF), Corrosión

799

Unidades de combustión en masa

803

Unidades que queman combustibles derivados de basuras

804

Combustión en masa: Tamaño de la planta de caldera, Diseño del hogar mecánico,

805

Manipulación del combustible, Sistema de alimentación de combustible, Sistema de aire comburente Sistemas de manipulación de ceniza: Extractor de ceniza de brazo móvil,

808 809

Tolva de ceniza de compuerta doble, Ceniza volante de limpiadores, precipitadores y filtros de saco Combustión de RDF: Calderas específicas para quemar RDF, Sistemas de preparación de los RDF, Rendimiento y Calidad de los RDF

810 811-815 816-817

Procesado de los RDF:

818

Separación de vidrio, piedras, arenisca y polvo

818

Recuperación de latas de Al. Residuos voluminosos de tamaños superiores (OBW)

819

Línea de troceado de neumáticos

820

Sistema de alimentación de combustible: Espitas distribuidoras por chorro de aire, Parrillas sinfín

820

Diseño del hogar inferior

821

Temperatura de los humos a la salida del hogar

821

Sistemas de manipulación de ceniza

822

Readaptaciones para RDF

822

Diseño del sobrecalentador

823

Diseño de la caldera: Diseño del hogar superior, Banco de generación de vapor, Economizador, Calentadores de aire, Equipo de limpieza de ceniza, Quemadores auxiliares de aporte Equipo de control de contaminación atmosférica

824-826 826 827

XXVIII.- CENTRALES QUE QUEMAN MADERAS Suministro de vapor a procesos industriales: Pulpa y papel y Procesado de alimentos

829

Suministro de vapor para generación energética: Cogeneración, Plantas que queman biomasa

830

Combustibles: Constituyentes, Combustión de madera y biomasa,

831

Combustión combinada con combustibles tradicionales, Combustión de lodos Sistemas de combustión: Cámara exterior anexa, Parrilla porosa, Parrilla móvil

832 832-835

Hogar con zona de combustión controlada (CCZ)

836

Secadores y pulverizadores

838

Lecho fluidificado

839

Diseño de componentes de caldera para combustión de madera y biomasa:

839

Parrilla, Distribuidor de combustible, Quemadores, Hogar, Sobrecalentador, Banco de caldera, Economizador, Economizador Equipos auxiliares: Ventiladores de tiro forzado (FD), Sopladores,

840 841 842

Sistemas de manipulación del combustible, Sistemas de manipulación de la ceniza, Sistemas de aire Equipos para el control de emisiones: Colectores de polvo, Precipitadores, Filtros de tela o cámaras de sacos, Depuradores húmedos Impacto medio ambiental: Emisión de partículas, Óxidos de nitrógeno, Dióxido de azufre, Monóxido de carbono, Compuestos orgánicos volátiles (VOC)

843 845 846 846 848

XXIX.- COMBUSTIÓN EN LECHO FLUIDO PRESURIZADO Proceso de combustión en lecho fluidificado presurizado (PFBC): Eficiencia del ciclo, Emisiones reducidas y combustión mejorada Tamaño de caldera reducido

849 850 852

Construcción modular

853

Ciclos para plantas de (PFBC): Ciclo turboalimentado, Ciclo combinado, Ciclo combinado avanzado

853-857

Diseño del ciclo combinado: Procesos en lecho fluidificado: Fluidificación, Transferencia calor, Eficiencia combustión 859 Emisiones: Óxidos de nitrógeno, Captura de azufre

861 Indice.-

Ciclos de los fluidos: Ciclo agua-vapor, Ciclo aire-humos

862

Pérdidas de energía

864

Sistemas de (PFBC)

864

Generador de vapor: Tipo de caldera (PFBC), Cerramiento de la caldera, Bancos tubulares, Agua de alimentación, Distribuidor de aire

865-869 870

Turbina de gas

871

Equipos auxiliares: La vasija del combustor, Preparación y alimentación del combustible,

872

Alimentación del absorbente, Evacuación de ceniza, Reinyección en el lecho, Limpieza de humos, Evacuación de la ceniza Funcionamiento de unidades de (PFBC): Control, Puesta en servicio,

874 875 876

Operación normal y cambio de carga, Retirada de servicio o parada, Condiciones anormales

878

XXX.- CICLOS COMBINADOS, RECUPERACIÓN DE CALOR RESIDUAL Y OTROS SISTEMAS Ciclos combinados y cogeneración: Sistema de ciclo combinado simple,

881

Sistemas comerciales de ciclo combinado, Cogeneración, Gen. de vapor recuperador de calor HRSG

883-885

Consideraciones técnicas

886

Sistemas de vapor basados en calor residual

889

Hogar de oxígeno básico: Campana de generador de vapor,

891

Campana de vapor presurizado en circuito cerrado,

893

Sistema de vapor presurizado y agua a alta temperatura en circuito cerrado Calderas de calor residual: Hornos Martin-Siemens,

893 894

Calderas de calor residual para condiciones especiales, Caldera simple de calor residual de tres calderines Sistemas de vapor mediante combustibles singulares: Calderas de CO,

895 895 896

Calderas que queman gas de horno alto (BFG) y gas de batería de coque (COG)

898

Calderas que queman gases peligrosos (RCRA)

899

Ejemplo de sistema de ciclo combinado simple

899

XXXI.- CONSIDERACIONES MEDIOAMBIENTALES Fuentes de emisiones y descargas de planta

903

Métodos de control de la contaminación atmosférica

905

Tipos de contaminantes, fuentes e impactos

906

Tecnologías de control de contaminación atmosférica

910

Tecnologías de control de SO2: Precombustión, Modificaciones de la combustión,

910

Tecnologías de inyección de absorbente, Tecnología de depuración húmeda y seca

911

Tecnologías de control de NOx: Modificación de la combustión,

913

Tratamientos postcombustión para controlar los NOx

914

Tecnologías de control de partículas: Lavado del carbón, Colectores mecánicos, Filtros de tela, Precipitadores electrostáticos (ESP)

915 915

Control de contaminación del agua: Fuentes de descarga (efluentes) de plantas energéticas,

917

Agua de refrigeración en circuito abierto, Purgas de torre de refrigeración,

917

Residuos de agua en la manipulación de la ceniza, Purga de depuración (desulfuración) de humos (FGD)

919

Residuos acuosos de limpieza de metales, Residuos de poco volumen, Clarificación, Filtración Vertido y tratamiento de residuos sólidos: Deshidratación, Estabilización, Fijación Métodos de colocación y utilización

920 921-923 923

XXXII.- ELIMINACIÓN DE PARTÍCULAS Cenizas

925

Regulación de las emisiones de partículas y equipamiento para su control

926

Precipitadores electrostáticos secos (ESP): Caega, Recolección, Golpeado, Retirada de la ceniza,

927

Características del combustible y ceniza Dimensiones del precipitador: Distribución del flujo, Componentes del precipitador, Electrodos de descarga, Superficie colectora, Sistema de golpeo, Cerramiento, Tolvas, Control Aplicaciones y características funcionales: Energéticas, Industriales, Pulpa y papel, Indice.-

927 928 930-933 933

Mejora de las características funcionales Precipitadores electrostáticos

934 935

Cámaras de sacos: Fundamentos operativos, Filtros de sacos, Tecnología del chorro de pulsos, Materiales de los sacos y soportes, Tolvas Colectores mecánicos

936 939 939

Depuradores húmedos tipo Venturi

940

Filtros de lecho móvil granular, Depurador electrostático Electroscrubber (CPC), de tubos cerámicos Selección del equipo

941-943 944

XXXIII.- CONTROL Y ELIMINACIÓN DE LOS NOx Mecanismos de formación de los NOx: NOx térmico, NOx del combustible

945

Efecto NOx sobre la salud y medio ambiente: Ozono/huminiebla, Lluvia ácida, Partículas en suspensión

948

Control de las emisiones de NOx en generadores de vapor: Tratamientos previos a la combustión,

948

Técnicas de combustión

949

Técnicas de postcombustión: Reducción selectiva no catalítica (SNCR)

949

Reducción selectiva catalítica (SCR): Consideraciones de diseño, Catalizadores de metales ordinarios-aleaciones

951

Catalizadores de zeolita, Catalizadores de metales preciosos

955

Consideraciones sobre el amoniaco y estequiometría: Parrilla de inyección de amoníaco (AIG)

958

Ubicación del sistema (SCR) en una unidad generadora de vapor

959

XXXIV.- CONTROL Y ELIMINACIÓN DE LOS SOx Control de los SOx

963

Depuración húmeda (FGD): Diseño de depuradores

965

Procesos de (FGD) con caliza y con cal: Preparación del reactivo: Caliza, Cal.

968

Secado y colocación de la lechada: Deshidratación primaria, Deshidratación secundaria de los

971

subproductos de (FGD), Diagramas de flujo y balance de masa del proceso global Química del depurador húmedo

971 976

Características que refuerzan los aditivos, Aditivos para el control de incrustaciones, Medida del pH Depuradores secos: Química del depurador seco

979 982-985

Otras tecnologías

986

XXXV.- CONTROL MEDIOAMBIENTAL Situación de las tomas de muestras

989

Medidas del lado de humos

994

Medidas de presión, caudal y temperatura

998

Aparatos de medida de la presión

998

Aparatos de medida de la temperatura. Pirometría óptica y de radiación

1000

Propiedades eléctricas: Termómetro de resistencia eléctrica

1002

Termopares. termopar encamisado. Hilos conductores en termopares. Unión caliente

1006

Medida de la temperatura de fluidos en tuberías. Medida de la temperatura de los tubos. Tubos de paredes de hogar

1007

Propiedades acústicas

1008

Medida del flujo térmico. Detección de incrustaciones

1009

Medida de la temperatura de los humos. Termopar de alta velocidad

1010

Medida de la temperatura del aislamiento y envolventes: Superficies aislantes externas. envolventes de acero

1012

Medida del título y pureza del vapor. Obtención de la muestra de vapor. Método trazador de sodio.

1013

Método de conductividad eléctrica. Calorímetro de laminación

1015

Medida de caudales: ventajas e inconvenientes de cada tipo de medidor elemental

1018

Bibliografía

1023

Indice

1039

Indice.-

CENTRALES TERMICAS

Pedro Fernández Díez http://libros.redsauce.net/

I.-0

I.- INTRODUCCIÓN A LOS GENERADORES DE VAPOR http://libros.redsauce.net/

I.1.- INTRODUCCIÓN Las calderas utilizan el calor para convertir agua líquida en vapor, que se destina a una gran variela producción de energía eléctrica dad de aplicaciones, entre las que se encuentran  el calentamiento en procesos industriales  su disponibilidad El vapor de agua es un recurso fundamental por  sus propiedades ventajosas . €  su naturaleza no tóxica Los flujos de vapor y sus condiciones de presión y temperatura, pueden variar: - Desde 0,1 kg/seg para su utilización en un determinado proceso, hasta más de 1250 kg/seg en el caso de grandes plantas de generación de energía eléctrica - Desde 1 bar y 100ºC para algunas aplicaciones de calentamiento, hasta más de 310 bar y 600ºC en plantas energéticas de ciclo avanzado  carbón La utilización de determinados combustibles  petróleo y sus diferentes formas de manipulagas natural  ción, aumentan la complejidad y variedad de las unidades generadoras de vapor. La energía nuclear tiene también un papel importante en el sector de la generación de energía eléctrica, aunque su futuro, al menos en España, sigue siendo incierto a corto plazo. Otras fuentes de calor para la generación de electricidad, son una gran variedad de materiales de biomasa y de subproductos de procesos industriales, como la turba, la madera y sus desechos, la paja, los posos del café, las cáscaras de cereales, los desechos de las minas de carbón, el calor residual de factorías siderúrgicas, las energías geotérmica y solar, así como los procesos de generación de vapor asociados a los de recuperación de subproductos en determinados procesos, como la fabricación de pasta de papel, los residuos sólidos municipales y la destrucción de residuos sanitarios peligrosos. Los generadores de vapor diseñados para cumplimentar tales objetivos, pueden ser: a) Pequeñas calderas prefabricadas montadas en factoría, completamente equipadas y automatizadas, que queman gas y pueden suministrar vapor, a las que sólo hay que acoplar la chimenea y conexiones b) Calderas energéticas de potencia para producir 1300 MW, Fig I.1, que entran dentro del grupo de I.-1

las grandes calderas energéticas; se montan y construyen en el lugar de emplazamiento y pueden producir más de 1250 kg/seg de vapor, a 275 bar y 550ºC; estas unidades, o sus equivalentes nucleares, forman parte de los sistemas actuales que se encuentran en explotación, siendo de gran complejidad. c) Otras calderas energéticas de menor potencia, como las utilizadas en plantas de generación de electricidad que queman 700 Tm/día de residuos en masa incandescente, Fig I.2, o las de combustión en lecho fluido circulante, etc Para obtener un sistema generador de vapor que cumplimente las características de un determinado suministro de vapor en cualquiera de estas aplicaciones, hay que compaginar la ciencia fundamental, la tecnología, datos empíricos y experiencia, con el equipamiento más económico posible. Otros factores que se integran en el proceso de diseño son: Las características del combustible La protección del medio ambiente El rendimiento térmico Las características funcionales Los costes de explotación (producción-control-mantenimiento) Los requisitos legales y las condiciones climatológicas y geográficas locales, etc.

Fig I.1.- Generador de vapor de carbón para planta energética de 1300 MW I.-2

Fig I.2.- Caldera para planta energética quemando 680 Tm/día de residuos en masa incandescente

por lo que el diseño implica ponderar todos los factores mencionados tan complejos y, a veces, tan contrapuestos. Por ejemplo, la reducción del contaminante NOx puede requerir una caldera con gran volumen de hogar, elevando los costes de inversión e incrementando los de mantenimiento. Hay que procurar que el diseño del generador de vapor se oriente hacia determinadas tendencias, para facilitar la mejor opción posible en base a las siguientes consideraciones: - El precio de los combustibles se incrementa en cuanto el suministro se haga más inseguro, por lo que se hace necesario mejorar la eficiencia, al tiempo que se flexibiliza la utilización de los combustibles. - Las crecientes exigencias en el campo de la protección medioambiental tienen que conducir a mejorar la combustión, para reducir la formación de los NOx y las emisiones de CO2. - El aumento de la demanda en muchas regiones puede conducir a la necesidad de mantener, en el generador de vapor, determinados ciclos de carga que se harán más frecuentes y rápidos. I.2.- METODOLOGÍA Para cumplir con los requerimientos de funcionamiento de un generador de vapor, se puede utilizar el método de iteración múltiple en los que siempre es muy difícil encontrar una solución directa, debido a la complejidad real y a las interacciones que se presentan. El proceso de iteración comienza por presuponer una solución y un sistema particular, para el que se definen condiciones tales como: - Requisitos de flujo de vapor - Fuentes de combustibles - Dinámica funcional - Límites de emisiones, etc. I.-3

Fig I.3.- Caldera de carbón y circulación natural de 455 MW

A partir de estos datos, se evalúa el generador de vapor teniendo en cuenta diferentes opciones, y la necesidad de equipos para atender las características funcionales que se hayan fijado. Para una caldera que queme carbón, el método incluye:  combustible - Los requisitos de suministro de vapor, para definir las entradas de  aire , así como las con agua diciones de salida que se deriven de esas entradas - El cálculo de los balances térmicos y, en particular, la absorción de calor de cada tipo de superficie intercambiadora integrada en el generador de vapor - El cálculo de la combustión para definir el aporte de calor y los flujos de gases, (aire y humos) - La configuración del sistema de combustión para completar el proceso, minimizando las emisiones, que afecta a la preparación del combustible, a la combustión y a la manipulación del aire comburente del hogar - La configuración  , atendiendo a temperaturas, mate de las superficies de transferencia térmica riales y relaciones características funcionales del sistema global - El dimensionado de los demás componentes, tanto del lado del agua, como del lado del vapor - Las zonas de recuperación de calor en los intercambiadores finales, como los economizadores y los I.-4

calentadores de aire - La comprobación de las características funcionales del sistema generador de vapor para asegurar que se cumplen los criterios de diseño de todos sus equipos auxiliares - La repetición de los pasos anteriores, para todo el campo de cargas especificado, hasta que se alcancen el flujo y las condiciones de presión y temperatura del vapor - La utilización, en el diseño de las partes a presión, de las normas del Código ASME - El equipo de protección medioambiental necesario para alcanzar los niveles obligados de emisiones,  el sistema de limpieza de las superficies intercambiadoras y otros equipos auxiliares, como  los ventiladores  la instrumentación de control , etc Una consideración a tener en cuenta radica en el ciclo de vida de la unidad generadora de vapor y de sus diferentes sistemas auxiliares; en la actualidad, algunos generadores de vapor se construyen para que puedan funcionar de forma eficiente y fiable durante 60 años, período en el que los componentes se deterioran a causa del medio ambiente agresivo o habrán quedado obsoletos. Para garantizar una determinada fiabilidad, se precisa de inspecciones rutinarias de las partes a presión. Los procesos funcionales transitorios de la unidad, que tanto influyen en la reducción de vida de ésta, se monitorizan.  el tratamiento de aguas en todos sus niveles Las prácticas operativas, que incluyen  los procedimientos de funcionamiento cíclico , pueden  los programas de mantenimiento afectar significativamente a la disponibilidad y fiabilidad del generador de vapor y sus auxiliares. Los componentes principales de la unidad generadora de vapor tienen que ser susceptibles de poderse modernizar para mejorar las características funcionales del generador de vapor, decisiones que se tienen que tomar en la fase de diseño. I.3.- CONFIGURACIÓN DEL SISTEMA La mayoría de las aplicaciones de la generación de vapor se destinan a los sectores de: - Producción de electricidad - Suministro de vapor a procesos A veces se emplean, al mismo tiempo, combinaciones de estas dos aplicaciones, y se habla entonces de la cogeneración. En toda aplicación de vapor, el generador constituye el componente más importante del sistema, estando integrado por otros subsistemas y componentes. En la Fig I.4 se indican los subsistemas principales de una planta de generación de energía que quema carbón, que comprenden: - La recepción y preparación del combustible - El generador de vapor - El equipo de combustión - La protección medioambiental - El grupo turbina-alternador - El equipo de eliminación de calor residual, incluyendo la torre de refrigeración del combustible El recorrido de los productos de combustión , se puede seguir teniendo en cuenta lo siguiente:

{

I.-5

- El sistema de manipulación de combustible comprende su suministro, su preparación para la combustión y su transporte hasta el generador de vapor - El sistema de aire asociado suministra el comburente a los distintos quemadores, por medio de un ventilador de tiro forzado - El subsistema del generador de vapor, (que incluye el calentador de aire), quema la mezcla combustible-aire, recupera el calor liberado y genera el vapor a alta presión y temperatura - Los humos abandonan el calentador de aire y pasan a través de los subsistemas de separación de partículas y de eliminación de SO2 para retener los contaminantes - La ceniza y los residuos sólidos del depurador de humos, se evacúan, - Los humos se envían a la chimenea con ayuda de un ventilador de tiro inducido El generador de vapor vaporiza el agua y suministra vapor a alta temperatura y presión, en condiciones controladas. A continuación, el vapor se lleva a la turbina conectada a un alternador que se encarga de generar electricidad Una vez expansionado el vapor en la turbina, pasa al condensador, en el que se evacúa su calor residual, condensando. Antes de que el condensado retorne a la caldera, el agua procedente del condensador pasa a través de varias bombas y calentadores de agua, para incrementar su presión y temperatura.

Fig I.4.- Perspectiva de una planta de generación de energía que quema carbón

El calor absorbido en el condensador se evacua a la atmósfera por medio de torres de refrigeración, que son los componentes más visibles de toda instalación de producción de energía. La torre de refrigeración de tiro natural es una estructura casi cilíndrica hueca, por cuyo interior circula aire ascendente y agua pulverizada descendente, que cede el calor evacuado por el condensador al aire que circula; estas I.-6

torres, en distintas versiones, existen en la mayoría de los emplazamientos de las modernas plantas generadoras de energía eléctrica.

Fig I.5.- Esquema de una planta de generación de energía que quema carbón

Fig I.6.- Esquema de planta energética de combustible nuclear

En una instalación de energía nuclear, la manipulación de carbón de una planta de combustible fósil se sustituye por un dispositivo para la manipulación y almacenaje de los paquetes de barras del combustible nuclear. En una planta nuclear de producción de electricidad, no se precisan los grandes equipos requeridos para el control de la contaminación atmosférica, característicos de las centrales de combustible fósil. I.-7

Procedimiento para el prediseño del generador de vapor.- La función principal del sistema generador de vapor es la de transformar en calor el contenido energético (químico o nuclear) relativo al combustible, que se utiliza en producir vapor a alta presión y temperatura.  de las fuentes de combustibles La amplia variedad  de las altas temperaturas de los procesos , hacen que la fase de diseño sea  del gran número de interfaces del sistema complicada. Los pasos iniciales en la evaluación del sistema de generación de vapor son: - La necesidad del suministro energético o de la fuente de vapor adicional - La selección del combustible y del tipo de sistema productor de vapor más económicos - La ubicación de la planta - El ciclo energético y las características del vapor de proceso que se desean Los requerimientos principales se pueden clasificar en: - Flujos mínimo, medio y máximo del vapor, la necesidad de una o más etapas de vapor recalentado, la utilización del vapor por el equipo auxiliar y otros requerimientos - Fuente de aporte del agua a renovar, como consecuencia del vapor consumido, y su tratamiento químico y temperatura antes de introducirla en el generador de vapor - Tipos de combustibles considerados y sus características, incluyendo el del peor supuesto, junto con su análisis químico inmediato, bien de cada combustible o de mezclas de los mismos - Altura de la planta sobre el nivel del mar, historia y previsiones climatológicas globales, posibilidad de terremotos, limitación de espacios, etc. - Requerimientos de control de emisiones locales, comarcales, y estatales, así como toda la legislación y normas gubernamentales aplicables - Los tipos de equipos auxiliares, eficiencia global de la planta y de la caldera, accesos, penalizaciones a considerar en las evaluaciones, modos operativos previstos incluyendo los requisitos esperados en ciclici punta dad, como el servicio de carga intermedia y probable uso futuro de la planta.  Una vez establecidos estos requerimientos, comienza el diseño y evaluación de la caldera de vapor. Influencia de la fuente energética.- El combustible principal seleccionado es el que tiene más influencia sobre la configuración y el diseño del generador de vapor. En el caso de la energía nuclear, se ha desarrollado un sistema único para contener el combustible y los productos de la reacción nuclear, dando especial importancia a la seguridad y protección pública a la exposición radiactiva. Como puntos vitales en el diseño del sistema se deben tener en cuenta: - Unas características aceptables en los materiales, frente al medio ambiente de la radiación - Unas determinadas características termohidráulicas y mecánicas, mantenidas a largo plazo Las previsiones para la manipulación y preparación de combustibles fósiles, biomasa y subproductos, varían mucho en lo que respecta a su combustión, recuperación de calor, ensuciamiento de las superficies intercambiadoras, corrosión de los materiales y control de las emisiones efluentes de la planta. Por ejemplo, para una unidad que quema gas, Fig I.7, en lo que atañe al sistema de almacenamiento y manipulación del combustible, se tienen unas necesidades mínimas; sólo se precisa de un pequeño hogar para su combustión y se pueden utilizar superficies intercambiadoras que estén poco espaciadas, ya que no hay deposición de cenizas. I.-8

Fig I.7.- Esquema de planta energética que quema gas

Fig I.8.- Esquema de planta energética que quema carbón

Fig I.9.- Esquema de planta energética que quema varios combustibles I.-9

El sobreespesor de corrosión de la unidad que quema gas, que se contempla en todo el diseño, es relativamente pequeño y el control de emisiones se reduce finalmente al NOx térmico formado en la combustión, resultando un diseño relativamente pequeño, compacto y económico. Cuando se utiliza un combustible sólido, como el carbón, que tiene un notable nivel de cenizas, el sistema global es siempre mucho más complejo, debiendo tener en cuenta que: -El sistema tiene que incluir instalaciones de manipulación y almacenamiento del combustible - Se precisa un hogar mucho mayor para poder completar la combustión y unas superficies intercambiadoras que tienen que estar mucho más espaciadas que en el caso precedente del gas - Hay que contar con equipamiento adicional, como: - El de limpieza (para reducir el efecto del ensuciamiento y de la corrosión) - El de calentamiento de aire, que se destina a secar el combustible y que ha de servir como aire caliente comburente para la mejora de la combustión - El de recogida y evacuación de residuos sólidos La influencia del combustible en una caldera destinada a una planta de producción de electricidad, se indica en las Fig I.7.8, en las que se representan dos generadores de vapor, ambos para la misma producción de vapor, uno quemando gas y otro quemando carbón. Las dificultades particulares cuando se queman diversos combustibles sólidos se muestran en la Fig I.9, en la que se observan previsiones para quemar carbón pulverizado en lecho suspendido por medio de quemadores adecuados, y también para quemar trozos y cortezas de madera, sobre parrilla móvil (hogar mecánico) en la parte baja del hogar de la unidad. Influencia de las condiciones del vapor.- La presión y temperatura del vapor producido en los diversos tipos de generadores, tienen gran influencia en el diseño de los mismos. La Fig I.10 identifica diversos tipos de calderas clásicas y detalla el aporte calorífico relativo necesario para el calentamiento del agua, vaporización, sobrecalentamiento del vapor y su eventual recalentamiento. La energía que se precisa para la vaporización se reduce incrementando la presión de la operación, por lo que las superficies intercambiadoras (en general configuradas por tubos), pueden ser muy diferentes.

Fig I.10.- Absorción energética en el generador, según la función a desempeñar

Fig I.11.- Caldereta

I.4.- FUNDAMENTOS DE LA GENERACIÓN DE VAPOR VAPORIZACIÓN.- Si se dispone de una caldereta con agua a la que se aplica calor, la temperatura del agua se incrementa y, para una presión dada, se alcanza la temperatura de vaporización, (saturación), comenzando la formación de burbujas en el seno del agua que se está calentado. Si el aporI.-10

te de calor continúa, la temperatura permanece constante, el proceso de vaporización continúa y el vapor escapa por la superficie libre del líquido. Si el vapor se elimina del recipiente de modo continuado, la temperatura se mantiene constante, hasta que se haya vaporizado todo el agua; a partir de este momento, si se mantiene el aporte de calor se incrementan la temperatura de la caldereta y la del vapor que queda en el interior de la misma. Para tener un proceso de vaporización continuo, es necesario un suministro regular de agua hacia la caldereta, igual a la cantidad de vapor producido y evacuado. Vaporización en tubos.- Consiste en calentar tubos de diámetro relativamente pequeño, por los que circula un flujo de

Fig I.12.- Proceso de vaporización tubular: (a) Generación de vapor parcial (b) Generación de vapor total

agua, Fig I.12a. El agua subenfriada (a una temperatura por debajo de la de saturación), entra en un tubo al que se le aplica calor. Conforme fluye por el tubo, el agua se calienta hasta su punto de vaporización, se forman burbujas y se produ-

ce vapor húmedo. En la mayoría de las calderas que utilizan el tubo vaporizador se obtiene una mezcla de vapor-agua, que entra en un recipiente de grandes dimensiones (calderín de vapor), en el que el vapor se separa del agua; a continuación, el agua separada se mezcla con el agua de aporte y este conjunto retorna al tubo vaporizador. Un caso especial lo constituye la caldera de proceso directo, ó de paso único Fig I.12b, en la que el flujo de vapor y el aporte de calor se controlan de manera muy precisa, para que todo lo que salga del tubo sea vapor; en consecuencia, para esta clase de generador de vapor no es necesario el calderín de vapor. CIRCULACIÓN.- En un sistema de producción continua de vapor, el agua se hace circular por el  flujo natural (termocirculación) interior de los tubos en  en flujo forzado (bombeo)  En la circulación natural, Fig I.13a: - En el segmento de tubo no calentado (AB) no hay presencia de vapor - La aplicación de calor produce una mezcla vapor-agua en el tramo (BC) - Como la densidad de la mezcla en el tramo (BC) es menor que la del agua en el tramo (AB), la gravedad provoca un flujo descendente en (AB) y ascendente en el (BC) hacia el calderín de vapor La velocidad del movimiento del agua depende de la diferencia entre la densidad media del agua no calentada y de la mezcla citada vapor-agua. El caudal que circula depende, entre otros, de los siguientes factores: - La altura geométrica de la caldera - La presión de operación del vapor generado en la misma - El aporte calorífico - Las secciones de paso libre equivalente que ofrezcan los componentes Las calderas más altas proporcionan mayor presión diferencial entre las dos ramas, calentada y no calentada, y por eso pueden producir mayores gastos másicos de vapor. I.-11

(a) Lazo simple circulación natural o térmica ; (b) Lazo simple circulación forzada o bombeada Fig I.13.- Sistemas de circulación simplificados

Las presiones de vapor más elevadas dan lugar a densidades superiores, lo mismo en el lado del agua que en lado de la mezcla vapor-agua, lo que reduce la diferencia total de gasto entre las ramas calentada y no calentada, con lo que tiende a disminuir el flujo total. Un aporte calorífico mayor incrementa la cantidad de vapor en los segmentos calentados y, por tanto, reduce la densidad media de la mezcla vapor-agua, lo que aumenta el flujo de circulación. Un incremento de la sección de paso para el flujo, lo mismo del lado del agua, que del de la mezcla vapor-agua, aumenta la velocidad de circulación. Por cada unidad de peso de vapor generado, en general, la cantidad de agua que entra en el tubo puede variar entre 3/1 y 25/1. La circulación forzada se representa en la Fig I.13b. Si se adapta una bomba al circuito simple del flujo considerado, la presión diferencial creada controlará la velocidad del flujo de agua. En el caso de calderas pequeñas de baja presión, la separación vapor-agua se puede llevar a cabo utilizando un calderín grande lleno de agua, aproximadamente hasta la mitad de su volumen. La separación natural vapor-agua por la gravedad puede ser suficiente. Sin embargo, en las actuales unidades de potencia elevada y altas presiones, se precisan separadores mecánicos centrífugos para lograr un vapor exento de humedad a la salida del calderín. Con la instalación de estos dispositivos en el interior del calderín, el tamaño de éste se reduce considerablemente en relación con el que se requeriría sin ellos y, por tanto, el coste de la inversión baja. Para presiones muy altas no se usa calderín, por cuanto al aumentar la presión se alcanza el punto crítico, a partir del cual ya no se produce la vaporización; por encima de la presión crítica, 221 bar, la temperatura del agua aumenta, conforme prosigue la aplicación de calor, pudiéndose diseñar generadores de vapor que operen con presiones de funcionamiento superiores a la crítica, no necesitándose calderines de vapor, ni la separación vapor-agua; estos generadores de vapor supercríticos funcionan en un proceso directo o de paso único. Para calcular el flujo de vapor en un determinado diseño con unas condiciones específicas de operación, existen criterios que establecen: - El mínimo valor del flujo I.-12

- El máximo contenido de vapor admisible para cada uno de los tubos individuales - El máximo flujo permisible en el calderín de vapor I.5.- COMPONENTES DEL GENERADOR DE VAPOR DE COMBUSTIBLE FÓSIL Los modernos generadores de vapor están constituidos por configuraciones de secciones termohicalientan y vaporizan el agua dráulicas complejas, con flujos de vapor y agua, que  ; estas superficies  sobrecalientan el vapor de intercambio térmico se disponen de forma que: - El combustible se queme completa y eficientemente, minimizando las emisiones posibles - El vapor se genere a los valores especificados de caudal, presión y temperatura - La energía se recupere en la mayor cuantía posible generación de vapor Los principales componentes del sistema de  incluyen:  recuperación del calor - El hogar y el paso de convección o zona recuperadora de calor - Los sobrecalentadores de vapor, primario y secundario - El recalentador de vapor - La caldera o banco vaporizador (en calderas industriales) - El economizador - El calderín de vapor - El atemperador y el sistema de control de la temperatura - El calentador de aire componentes que están formados por un número de equipos auxiliares, como: - Molinos de carbón - Sistema de combustión - Conductos de humos y aire - Ventiladores - Equipo de limpieza del lado de humos - Equipo de evacuación de cenizas HOGAR.- Es un espacio libre, amplio y cerrado, para la combustión del combustible y la refrigeración de los humos, antes de que entren en el paso de convección o zona de recuperación. Una temperatura excesiva de los humos a la salida del hogar, hacia los bancos tubulares, puede provocar una acumulación de partículas en el lado exterior de los tubos o una excesiva temperatura del acero de los mismos. La geometría y dimensiones del hogar dependen del combustible y del equipo de combustión. Las superficies intercambiadoras del sobrecalentador, recalentador y economizador se sitúan en secciones horizontales y verticales, con flujo descendente de humos dentro del cerramiento de la caldera, constituyendo el paso de convección. En los modernos generadores de vapor, el hogar y las paredes del paso de convención están formadas por tubos de acero al C ó de baja aleación, refrigerados por vapor o agua, para mantener la temperatura del metal tubular dentro de límites aceptables. Los tubos se conectan por la parte inferior y por la superior, a colectores o distribuidores que reúnen o distribuyen el agua, el vapor o las mezclas vapor-agua. En la mayoría de las unidades modernas, los tubos de las paredes del hogar sirven también como componentes para la generación del vapor; van soldados entre sí con varillas de acero interpuestas a lo largo de los mismos, formando las denominadas paredes membrana, que son estancas a gases, continuas y rígidas. I.-13

Los tubos que configuran una pared membrana se construyen en paneles, transportables, con las  los quemadores aberturas necesarias para instalar  los sopladores de limpieza del lado de humos  las lumbreras de inyección de gases SOBRECALENTADORES Y RECALENTADORES.- Se diseñan en forma de bancos de tubos alineados que incrementan la temperatura del vapor saturado; son intercambiadores de una sola fase, con flujo de vapor por el interior y flujo de humos por el exterior, en flujos cruzados. Se fabrican con aceros aleados, por las altas temperaturas de operación y están configurados para controlar: - La temperatura de salida del vapor - El mantenimiento de la temperatura del metal dentro de límites aceptables - La caída de presión en el flujo del vapor La diferencia principal entre un sobrecalentador y un recalentador radica en: - La posición (primero el sobrecalentador) - En la presión del vapor En una caldera con calderín, si la presión de salida del sobrecalentador es de 180 bar, la presión de salida del recalentador sería de sólo 40 bar. El diseño y ubicación de las superficies (que pueden ser horizontales o verticales), depende de: - Las temperaturas de salida - La absorción calorífica - Las características del combustible - Las peculiaridades del equipo de limpieza del lado de humos El sobrecalentador, (a veces también el recalentador), está dividido en múltiples secciones, para facilitar el control de la temperatura del vapor y optimizar la recuperación del calor. BANCO DE CALDERA.- La superficie intercambiadora del hogar puede resultar escasa para generar el vapor requerido por la aplicación final, por lo que se puede añadir un banco de caldera o banco vaporizador, que es necesario en muchas calderas industriales pequeñas (de baja presión), no siéndolo en las de alta presión que equipan las plantas termoeléctricas. Un calderín de vapor en la parte superior El banco de caldera se compone de: Un calderín de agua en la parte inf erior Una serie de tubos que conectan ambos calderines Las partes internas del calderín de vapor y el tamaño de los tubos del banco vaporizador, se disponen de forma que el agua subenfriada descienda por el interior de los tubos más alejados del hogar, hacia el calderín inferior (de agua); en éste, el agua se distribuye entre los demás tubos, a lo largo de los cuales se convierte parcialmente en vapor en su retorno al calderín superior. El calderín de agua se designa frecuentemente como colector de fangos, porque en él se tienden a depositar y recoger los sedimentos del agua de la caldera. ECONOMIZADOR.- Es un intercambiador de calor de flujos en contracorriente que recupera la energía residual de los humos, aguas abajo del sobrecalentador, y del recalentador, incrementando la temperatura del agua del sistema que entra en el calderín de vapor. El banco tubular dispone de tubos en serpentín horizontales paralelos, con el flujo de agua por el interior de los tubos, en contracorriente con el flujo de los humos. I.-14

Fig I.14.- Caldera simple que quema carbón; esquema de circulación aire-humos; el carbón pulverizado se sopla hacia el interior del hogar, en el que se quema en suspensión.

El espaciado de los tubos tiene que ser el menor posible para facilitar: - El intercambio térmico - La limpieza de la superficie tubular exterior - Una caída de presión limitada en el lado de humos Normalmente no se genera vapor en los tubos del economizador. CALDERÍN DE VAPOR.- Es un recipiente cilíndrico de grandes dimensiones, con un diámetro de 0,9÷ 1,8 m y longitud que llega a los 30 m, ubicado en la parte alta de la caldera, en el que el vapor saturado se separa de la mezcla vapor-agua que sale de los tubos de la caldera. Se fabrican con virolas gruesas de acero laminado y fondos hemisféricos, y alojan los equipos de: - Separación vapor-agua - Purificación del vapor - Mezcla del agua de aporte y de los productos químicos e, incluso, facilitan un limitado almacenamiento de agua para atender pequeños cambios instantáneos de carga de la unidad. Las principales conexiones del calderín de vapor son: - Las que reciben más mezclas vapor-agua desde los tubos de caldera - Las que evacúan el vapor saturado, que suelen ser muy pocas en número - Las que añaden el agua de aporte al sistema, normalmente reducidas a una ó dos - Las que retoman el agua casi saturada y la llevan a la entrada de los tubos de caldera I.-15

El diagrama de control de la temperatura del vapor incluye: a) La recirculación parcial de los humos, bien hacia la parte baja del hogar (recirculación de humos), o bien hacia la parte superior del mismo (atemperación de humos), desde el punto de toma ubicado al final del generador de vapor en el lado de humos b) Un ajuste adecuado del sistema de combustión, por modificación de determinados parámetros c) Aplicación de vapor o de agua de baja temperatura, al flujo de vapor de alta temperatura, que se conoce como atemperación de vapor; el componente más frecuente en este caso, que es el más extendido en la vertiente del agua, se denomina atemperador atomizador. En las grandes unidades termoeléctricas, para el control dinámico se usa (debido a su rapidez de respuesta), un atemperador de inyección directa de agua o de vapor, que está diseñado para resistir el choque térmico propio del proceso; se ubica a la entrada del sobrecalentador o entre dos secciones del mismo, para controlar mejor y con más seguridad la temperatura del metal tubular en la sección de salida del sobrecalentador, que es donde el metal alcanza mayor temperatura. CALENTADOR DE AIRE.- No forma parte de los circuitos agua-vapor, pero juega un papel importante en la transferencia de calor y en la eficiencia del sistema generador de vapor. En las calderas de alta presión, la temperatura de los humos a la salida del economizador es todavía bastante alta, por lo que el calentador de aire recupera una gran parte de esta energía residual y la añade al aire comburente, para ahorrar así en consumo de combustible.  los cambiadores de calor tubulares Los diseños de los calentadores de aire incluyen, entre otros,  los de chapa  los regenerativos I.6.- SISTEMAS DE FLUJOS SISTEMA DEL FLUJO AGUA-VAPOR.- Los componentes del circuito agua-vapor se disponen para la consecución del sistema más económico posible, con vistas a un determinado suministro continuo de vapor. El sistema de circulación del flujo (excluido el recalentador) para una unidad de circulación natural a presión subcrítica, con calderín, se presenta en la Fig I.15, que es la referencia para todo lo que sigue. El agua de alimentación llega al colector inferior A del economizador y circula en éste hacia arriba, en sentido contrario al flujo de humos. El agua se recoge en el colector de salida B del economizador, que también puede estar situado dentro del flujo de humos. Finalmente el agua de alimentación fluye por un determinado conjunto de tuberías (BCD), que conectan el colector de salida del economizador con el calderín de vapor D. A veces es conveniente disponer el recorrido de las tuberías (BC) a lo largo del paso de convección, hasta el colector de salida del economizador, que se ubica en la parte superior de la caldera. Estos tubos se utilizan como soportes refrigerados por vapor, para mantener el sobrecalentador horizontal (primario) y el recalentador, cuando estos bancos tubulares tengan vanos demasiado grandes, para poder soportarlos sólo en sus extremos. Posteriormente, el agua de alimentación se inyecta en el calderín de vapor D dentro del cual se mezcla con el agua descargada por los separadores vapor-agua, antes de que entre en las conexiones de los tubos bajantes (DE), hacia la parte inferior del hogar. Desde la parte baja del hogar, los tubos alimentadores (EF) llevan el agua a los colectores individuales F de cada una de las paredes membrana del hogar. El agua circulante asciende a continuación por las paredes del hogar, alI.-16

canzando el colector de salida G y absorbiendo en este trayecto la energía térmica necesaria para transformarse en una mezcla vapor-agua.

Fig I.15.- Esquema de circulación del agua-vapor en la caldera que quema carbón

Estas mezclas abandonan los colectores de salida de las paredes del hogar, por medio de los tubos ascendentes (GD), para descargar en el calderín de vapor a través de los separadores vapor-agua. El equipo de separación retorna el agua, libre de vapor, hacia las conexiones de los tubos bajantes (DE). La humedad residual que pueda quedar en el vapor cuando sale de los separadores primarios, se elimina mediante separadores secundarios. El vapor ya completamente seco sale por las conexiones de salida (HI y HJ) en el calderín de vapor. El conjunto de los circuitos de vapor tiene dos funciones: - La refrigeración del cerramiento correspondiente al paso de convección - La generación de vapor sobrecalentado, con las condiciones requeridas El vapor seco procedente del calderín pasa a través de múltiples conexiones hasta un colector I, que alimenta los tubos del techo del recinto de la unidad, y alcanza también unos colectores J, que alimenta el conjunto de paredes membrana del paso horizontal de convección. A continuación el vapor fluye por las paredes membrana de las paredes, hasta que alcanza los colectores de salida K; el vapor procedente de los colectores K y el que viene de los colectores L de salida de los tubos del techo, facilita la refrigeración del cerramiento del paso vertical de convección (LM). Este vapor desciende por los paneles del cerramiento y se recoge en los colectores de salida M, aguas arriba del banco correspondiente al economizador, en el lado de los humos. Posteriormente, el vapor asciende por el sobrecalentador primario hasta su colector de salida N, desde el cual se dirige al colector P de entrada al sobrecalentador secundario, por medio de tuberías de conexión equipadas con un atemperador atomizador O. El vapor sale del sobrecalentador secundario por su colector de salida Q. Finalmente, el vapor sobrecalentado se saca al exterior R del generador de vapor, por medio de una tubería que atraviesa el cerramiento de la unidad y se conduce por una tubería de vapor principal hasta las válvulas de control y la turbina de vapor. SISTEMAS DE COMBUSTIÓN Y AUXILIARES.- En los generadores de vapor que queman carbón, la mayoría de los componentes no integrados en el sistema de vapor y sus auxiliares, forman parte I.-17

de preparación del combustible de sistemas  de la combustión , pudiéndose citar los siguientes:   alimentadores - Preparación de combustible:  pulverizadores de carbón  - Sistemas de combustión: quemadores, detectores de llama, ignitores, controles, cajas de aire, etc - Manipulación de aire/humos: ventiladores, conductos de aire, conductos de humo, cortatiros, sistemas de medida y control, silenciadores, etc - Otros componentes y auxiliares: sopladores (equipo de limpieza de superficies intercambiadoras, lado humos), equipo de captación y manipulación de ceniza, equipo de control y monitorización El sistema de combustión tiene una gran influencia sobre el diseño global del hogar. Los quemadores habituales, generalmente dispuestos en paredes, se pueden ver en la Fig I.14. Todas las unidades modernas que queman carbón, aceite o gas, están dotadas con quemadores montados en paredes, aunque también se utilizan otros sistemas de combustión, como - Diversos tipos de hogares mecánicos - Hogares ciclones - Unidades de combustión en lecho fluidificado en los que hay que procurar: - El control de la formación y emisión de posibles contaminantes - Una combustión completa - Manipular la ceniza contenida en el combustible Las características del combustible juegan un papel fundamental frente a cómo se pueden cumplimentar estas funciones, y en el diseño y dimensionamiento de cada componente del equipo. CIRCUITO DEL FLUJO DE GASES.- En una planta generadora de electricidad, para una caldera grande que queme carbón, en la Fig I.14 se pueden ver algunos de los auxiliares de este sistema, que se identifican a lo largo del recorrido del flujo de aire y humo. El aire se suministra por un ventilador de tiro forzado A, que lo impulsa hacia el calentador de aire B, en el que se calienta para recuperar calor y mejorar la combustión. La mayor parte de ese aire (secundario) (70 a 80)%, pasa directamente a las cajas de aire C desde las que se distribuye a cada uno de los quemadores. El resto del aire (primario) soplado por A (20 a 30)%, pasa a un ventilador que lo envía a los molinos D, en los que el carbón se seca y pulveriza convenientemente; este aire primario caliente transporta neumáticamente el carbón seco y pulverizado a los quemadores E, en los que se mezcla con el aire secundario y el carbón, para lograr una combustión completa. El carbón y el aire (primario y secundario) forman una mezcla que se quema rápidamente en el hogar F, ascendiendo los gases de combustión hacia la parte superior del hogar. Durante esta ascensión, los humos se refrigeran fundamentalmente por radiación hasta que alcanzan la salida G del hogar. Posteriormente los humos cruzan, el sobrecalentador secundario, el recalentador, el sobrecalentador primario y el economizador, antes de abandonar el cerramiento H del generador de vapor. Finalmente, los humos pasan a través del calentador de aire B, y de algún que otro equipo de control de contaminación, para llegar al ventilador de tiro inducido I, previo a su evacuación a la atmósfera.

I.-18

I.7.- CONTROL DE EMISIONES Un elemento básico en el diseño de un sistema de generación de vapor que queme combustible fósil, lo constituye la protección medioambiental, existiendo un amplio campo de reglamentaciones que establecen los límites de las emisiones primarias de gases, líquidos y sólidos, que se pueden tolerar en un proceso de generación de vapor. Para las unidades que queman carbón, aceite o gas, las emisiones principales de contaminantes atmosféricos incluyen el dióxido de azufre SO 2 , los peróxidos de nitrógeno NO x y las partículas sólidas volantes o polvo volante. En la evacuación de líquidos hay que tener presente las trazas de productos químicos utilizados en € el control de la corrosión y del ensuciamiento, así como también€el calor evacuado desde el condensador. Los residuos sólidos comprenden la ceniza residual del combustible y de cualquier absorbente que se haya empleado en el sistema de control de la contaminación. Los residuos sólidos y gaseosos procedentes del combustible y del proceso de combustión se minimizan actuando sobre: - La selección de un combustible adecuado - El control del proceso de combustión - El equipo ubicado aguas abajo del generador de vapor Las emisiones de SO 2 se pueden reducir - Utilizando combustibles con bajo contenido en S - Con la combustión en lecho fluidificado € lavadores o depuradores de postcombustión - Mediante Las emisiones de NOx se controlan mediante: - Quemadores especiales, con baja producción de NOx - Combustión en lecho fluidificado. La ceniza volante en polvo o partículas suspendidas en el seno de los humos se retiene por medio de  filtro de tela o sacos un  precipitador electrostático , con rendimientos operativos del 99%.  Tabla I.1.- Emisiones y subproductos de un generador de vapor de 500 MW que quema carbón Potencia: 500 MW 196 Tm/hora ó 49,4 kg/seg (Carbón bituminoso) Subproductos: Azufre = 2,5% ; Ceniza = 16% Potencia calorífica = 28750 kJ/kg Factor de carga = 65% Tasa emisiones (ton/h) Emisiones

Equipos típicos control

Sin control

Lavador húmedo con caliza

NOx medido en NO2

Quemador bajo NOx

2,9

2,6

0,7

0,7

No aplicable

485

440

485

440

Precipitado electrostático

22,9

20,8

0,05

0,04

Torre de refrigeración

2,8

821

0

0

Vertido controlado

9,1

8,3

32

29

Vertido controlado o

0

0

25

22,7

CO2 Polvo a atmósfera * Descarga térmica en aguas

9,3

8,4

Sin control

SOx medido en SO2

0,9

0,8

Tiro natural Ceniza a vertedero Lodos de lavador (yeso + agua)

yeso prensado de calidad I.-19

El equipo de recogida de partículas, así como los subproductos sólidos que se generan en los depuradores de SO 2 , se deben verter con cuidado al medio ambiente, o utilizarse para alguna aplicación industrial. Las descargas de aguas se pueden minimizar instalando sistemas de refrigeración en circuito cerrado, con grandes torres de refrigeración, para disipar en el aire el calor residual del ciclo energético, en € lugar de emplear otras fuentes acuosas en circuito abierto; éstos equipamientos se realizan en todas las plantas energéticas nuevas, sean de combustible fósil o nuclear. La descarga de productos químicos se minimiza cuando los sistemas se diseñan con descarga cero. En la Tabla I.1 se indican algunas valores de emisiones, antes y después del control, para una unidad de producción de electricidad de 500 MW. I.8.- SISTEMAS NUCLEARES DE GENERACIÓN DE VAPOR Los sistemas nucleares de generación de vapor incluyen una serie de intercambiadores de calor, recipientes a presión, bombas y componentes diversos, todos ellos altamente especializados, y utilizan el calor generado por las reacciones de la fisión nuclear, para producir vapor con eficiencia y seguridad. El sistema se basa en la energía liberada por los átomos de ciertos materiales, como el uranio, cuando se fracturan o fisionan. La fisión tiene lugar cuando un núcleo de un átomo fisionable, captura una partícula subatómica libre (neutrón); ésto desequilibra las fuerzas internas que mantienen unido al núcleo atómico, dividiéndose el núcleo, y produciendo átomos y un promedio de 2 a 3 neutrones, radiación gamma y energía térmica. El sistema nuclear de vapor (NSS) se diseña para cumplimentar una serie de funciones, que pueden resumirse en los puntos siguientes: - Alojar el combustible nuclear - Controlar el régimen de las reacciones nucleares, para lograr la producción de la energía térmica requerida - Estimular la fisión controlada del combustible nuclear - Recoger el calor y generar el vapor - Contener y almacenar de forma inocua y segura los productos formados por las reacciones nucleares - Proveer los sistemas de emergencia necesarios para evitar la liberación del material radiactivo hacia el medio ambiente, contaminación que se puede originar lo mismo en la atmósfera que en el agua El sistema actualmente empleado para la producción de energía eléctrica, en operación comercial, es el denominado reactor de agua a presión (PWR), Fig I.16. Una diferencia fundamental entre los sistemas que funcionan por energía nuclear y por energía química radica en la cantidad del combustible involucrado. La energía liberada por un combustible nuclear, por unidad de masa, es de un orden de magnitud muy superior al de un combustible fósil (energía química). Por ejemplo, 0,454 kg de uranio enriquecido al 3% producen la misma cantidad de energía térmica, que 45000 kg de carbón, en un sistema convencional de vapor fósil. Para una central de 500 MW de potencia eléctrica, en un sistema de vapor convencional, hay que manipular aproximadamente 1.000.000 Tm/año mientras que en una planta nuclear, sólo se precisan 10 Tm/año de combustible nuclear. La planta de combustible fósil se debe diseñar para un proceso continuo de suministro de combustible, mientras que la mayoría de las plantas nucleares utilizan un método de recarga de combustible, en el que se sustituye, aproximadamente, sólo un tercio del total de la carga del reactor, en períodos de inI.-20

disponibilidad programada (paradas periódicas); una vez generado el vapor, el resto del sistema productor de energía de la planta nuclear (compuesta por turbina, condensador, sistema de refrigeración, etc.) es similar al utilizado en cualquier planta de combustible fósil.

Fig I.16.- Esquema de un reactor de agua a presión (PWR)

Fig I.17.- Esquema de un sistema nuclear de vapor. SIS (Sistema Inyección Seguridad)

COMPONENTES DEL SISTEMA NUCLEAR DE VAPOR (NSS).- Este sistema nuclear de vaEl circuito principal o primario por consta de dos circuitos de refrigeración:   El circuito secundario El circuito primario enfría el reactor, transporta el calor a dos o más generadores de vapor, Fig I.16, (sólo uno está representado) y retorna el refrigerante hacia el reactor, por medio de cuatro o más bombas de refrigerante primario (sólo se representa una). El refrigerante es agua subenfriada y de alta pureza, que fluye en regímenes elevados, entre 22,1 y 28,4 m3/seg, con presiones del orden de 150 bar y temperaturas de 300ºC. El circuito primario cuenta con un presurizador que mantiene la presión operativa de la unidad, en todo el circuito, en los niveles de diseño. El circuito secundario incluye la generación de vapor y las interfaces con el resto de la planta energética. El agua de alta pureza, que proviene del último calentador del agua de alimentación, pasa al geI.-21

nerador de vapor y se convierte en vapor. Desde la salida del generador de vapor (sobrecalentado o saturado), el vapor fluye hacia el exterior del edificio de contención o zona biológica, con dirección a la turbina de alta presión. La presión de operación de la turbina es del orden de 70 bar; el resto del circuito secundario se asemeja a los sistemas que queman combustibles fósiles.

Fig I.18.- Diagrama de flujo del sistema de refrigeración del reactor

El centro del NSS es la vasija del reactor y la región activa (núcleo) del reactor nuclear. El combustible, óxido de uranio enriquecido entre el 2,5% al 5%, se configura en forma de pastillas cilíndricas comprimidas, por ejemplo, de 9,4 mm de diámetro y 18 mm de longitud, que se colocan en el interior de unos tubos de Zircaloy (barras de combustible), que se sellan por ambos extremos, para proteger el combustible y contener los productos de las reacciones nucleares; los tubos se agrupan en pequeños haces o paquetes, con los adecuados dispositivos espaciadores y de cierre, que se reúnen para configurar la región activa o núcleo del reactor. El cerramiento del reactor es un recipiente a presión, de acero de baja calidad, forrado con acero inoxidable para su protección contra la corrosión. El resto del reactor comprende los dispositivos de distribución de flujos, las barras de control, las estructuras soporte del núcleo (región activa), la pantalla térmica y el moderador. I.-22

a) Vasija del reactor; b( Generador de vapor; c) Presurizador ; d) Bomba de refrigeración del núcleo Fig I.19.- Componentes de un reactor de agua a presión (PWR)

En el caso del reactor PWR, el moderador es el agua que, desde el punto de vista del funcionamiento, tiene una doble misión: - Reduce la velocidad de los neutrones, con lo que se logra una velocidad más idónea en las reacciones nucleares - Actúa como refrigerante, para mantener los materiales del núcleo dentro de límites aceptables de temperatura y para realizar el transporte de la energía térmica hacia los generadores de vapor Las varillas de control contienen un determinado material que absorbe neutrones y se deslizan a voluntad hacia el interior o el exterior del núcleo, controlando la reacción nuclear y la generación de energía. Los generadores de vapor correspondientes a los NSS son de dos tipos y, para ambos, el recipiente a presión es un intercambiador de calor de gran tamaño, diseñado para generar vapor como componente del circuito secundario; pueden ser: a) De un paso, Fig I.21a ; b) De recirculación, Fig I.21b I.-23

Fig I.20.- Esquemas de la vasija del reactor PWR y partes internas

El fluido del circuito primario entra en una cámara y pasa desde ahí por el interior de miles de tubos de pequeño diámetro, del orden de 0,625”= (15,9 mm), construidos con Inconel. El generador de vapor es un gran recipiente a presión, fabricado con acero al carbono. Una transferencia térmica efectiva, así como el evitar todo tipo de problemas derivados de las dilataciones térmicas y de las vibraciones inducidas por los flujos, se consigue mediante diseños especiales que afectan a las placas tubulares, a las placas soporte o separadoras, a las protecciones y a los deflectores. En el generador de vapor de un paso (OTSG), Fig I.21a, el agua del circuito secundario fluye desde la I.-24

parte inferior hacia la superior, del lado de la carcasa que encierra el haz tubular, y se convierte totalmente en vapor sobrecalentado, de forma continua, pasando posteriormente a la turbina de AP. En el generador de vapor de recirculación (RSG), Fig I.21b, el agua fluye desde la parte inferior hacia la superior, del lado de la carcasa que contiene el haz tubular, y se convierte parcialmente en vapor; esta mezcla vapor-agua pasa a la parte alta de la carcasa, donde hay unos separadores vapor-agua que proporcionan a la salida del generador de vapor, un vapor saturado seco, que se envía a la turbina de AP. El agua que sale de la parte alta de la carcasa procedente de los separadores, se mezcla con el agua de alimentación que procede del ciclo térmico regenerativo y se lleva a la parte inferior de la carcasa, por debajo del haz tubular del núcleo. Tubuladura vapor

Entrada refrigerante reactor

Entrada hombre

Placa tubular

Entrada hombre

Entrada auxiliar agua alimentación

Deflector superior

Separadores humedad

Placa soporte tubos

Salida vapor

Entrada agua alimentación Entrada agua alimentación

Deflector inferior

Placa tubular

Salida refrigerante reactor

Entrada hombre

Tubuladura primaria

Fig I.21.- a) Generador de vapor de 1 paso; b.c) Generadores de vapor de recirculación

Fig I.22.- Módulos con barras de control y haz de barras de combustible

El presurizador es un recipiente cilíndrico a presión, que contiene agua y vapor en equilibrio. Mediante unos sistemas de calentadores eléctricos y de atomizadores, se mantiene la presión en el recipiente presurizador y en el circuito primario, siempre dentro de unos límites prefijados. Las bombas de circulación del circuito primario mantienen altos regímenes de flujo hacia el núcleo del reactor, para controlar su temperatura y transferir el calor hacia los generadores de vapor. I.-25

También se dispone de un determinado número de sistemas de apoyo como: - Sistema de carga y presurización del refrigerante del reactor - Sistema de aplicación del agua de aporte - Sistema refrigerador del almacenamiento de combustible gastado - Sistema de evacuación del calor producido por la desintegración de núclidos radiactivos, cuando el reactor se retira de servicio Hay otros sistemas especializados que protegen al reactor, en el supuesto de que se produzca un fallo en el sistema refrigerante primario, cuya función es mantener la temperatura de los paquetes de barras de combustible dentro de límites seguros.

Fig I.23.- Bomba de refrigeración

Fig I.24.- Presurizador

I.9.- CLASIFICACIÓN DE LOS SISTEMAS NUCLEARES DE VAPOR (NSS) Existe una gran variedad de sistemas de reactores para obtener la energía térmica del combustible nuclear, que se destina a producir vapor en plantas generadoras de electricidad. Estos sistemas se identifican por el tipo de refrigerante y moderador que utilizan. Los principales sistemas de reactores empleados en plantas termoeléctricas para generación de vapor, son: - Reactor de agua presurizada (PWR).- Es el sistema ya indicado, Fig I.16,17, que utiliza, a la vez, agua como refrigerante y como moderador, siendo el combustible óxido de uranio enriquecido. - Reactor de agua en ebullición (BWR).- Se elimina el generador de vapor, y se produce el vapor directamente en el núcleo del reactor. En este caso, la mezcla vapor-agua es, al mismo tiempo, refrigerante y moderador, siendo el combustible uranio enriquecido, Fig I.25. - Reactor de agua pesada presurizada (PHWR) CANDU.- En el circuito primario se utiliza agua pesada (deuterio) como moderador y refrigerante. La configuración del reactor es muy singular, aunque el generador de vapor se asemeja al generador de vapor de los reactores de agua presurizada (PWR); el combustible es uranio natural (no enriquecido), Fig I.27,28. - Reactor refrigerado por gas (GCR).- Se trata de un reactor moderado por grafito y refrigerado I.-26

por helio o por dióxido de carbono, Fig I.29 y 30. - Reactor reproductor (BR).- Es un sistema avanzado de reactor ya comercializado, que utiliza Na como refrigerante y que no tiene moderador. La peculiaridad del sistema radica en su diseño especial, para producir más material fisionable que el que consume el reactor, Fig I.31.

Fig I.25.- Esquema de un reactor de agua en ebullición (BWR)

Fig I.26- Vasijas de presión del reactor BWR, mostrando el sistema de control de barras de combustible

Fig I.27.- Esquema de un reactor de agua pesada presurizada (CANDU) I.-27

Fig I.28.- Esquema del núcleo de un reactor de agua pesada presurizada (CANDU)

Fig I.29.- Esquema de reactor refrigerado por gas

Fig I.30.- Esquema del reactor experimental de Windscale

Fig I.31.- Esquema del reactor reproductor BR

Sistemas de seguridad.- La seguridad de las centrales nucleares de generación de vapor es prioritaria, tanto en su diseño como en su construcción y funcionamiento. El objetivo de la seguridad consiste en minimizar la probabilidad de una posible liberación de cualquier material radiactivo hacia el medio ambiente; para ello se utilizan: a) Extensos y rigurosos programas de control de calidad, para el diseño, construcción (fabricación y I.-28

montaje) y mantenimiento de instalaciones nucleares. b) Diseños con múltiples barreras, para prevenir cualquier emisión de materiales radiactivos, como: - El que las barras de combustible estén selladas - El sistema de refrigeración del circuito primario de la vasija del reactor y del edificio de contención que contiene en su interior la vasija del reactor - El escudo o envoltura de contención del edificio, realizado con hormigón armado. c) Sistemas de seguridad tecnológica para hacer frente a las consecuencias de una pérdida del refrigerante y para mantener la integridad de las barreras, como: - Los sistemas de emergencia para la retirada de servicio (parada) del reactor, con la rápida inserción de las barras de control y la aplicación de catalizadores solubles en el refrigerante primario, cuya utilización ayuda a la detención de las reacciones nucleares - Los sistemas de emergencia, de alta y baja presión, para la refrigeración del núcleo, con el fin de mantener la temperatura del núcleo del reactor dentro de límites aceptables y de evacuar el calor del combustible en el caso de pérdida total del refrigerante primario o de rotura de una tubería - El sistema de evacuación de calor para el agua de refrigeración y para el edificio de contención - Los sistemas de aspersión y filtrado, para recoger y eliminar trazas de radiactividad del edificio de contención. Como consecuencia de las altas densidades energéticas y de la enorme generación de calor producido por la desintegración de los núclidos radiactivos, la integridad del reactor depende de que la refrigeración de las barras de combustible sea continua. I.10.- DISEÑO DEL SISTEMA DE VAPOR El proceso de diseño de los sistemas básicos de generación de vapor, con combustible fósil y con combustible nuclear, requiere de una serie de evaluaciones particulares, ya que tienen muchos elementos comunes. Para ilustrar el desarrollo del proceso de diseño, vamos a elegir una pequeña caldera que quema gas natural, y de la que se especifican: - El flujo de vapor 50,5 kg/seg - Vapor sobrecalentado a 41,4 bar y 454ºC - Agua de alimentación de alta pureza a 138ºC - La combustión del gas natural produce un flujo de gases de combustión a 1980ºC

Fig I.32.- Curvas temperatura vapor y gases de combustión

Para optimizar el rendimiento térmico del generador de vapor, es necesario enfriar estos gases de combustión lo más posible, mientras se genera el vapor. La temperatura mínima de salida de los gases de combustión se establece mediante factores técnicos y económicos, seleccionando una temperatura de salida de 154ºC para los humos que van hacia la chimenea de evacuación. Las curvas aproximadas de las temperaturas de vapor y humo se indican en la Fig I.32 y definen el proceso de transfeI.-29

rencia térmica. La superficie intercambiadora correspondiente al conjunto del hogar, (6400 m2) se considera constituida por: - El banco de caldera - El sobrecalentador - El calentador de aire Desde el punto de vista del diseño, la caldera se podría considerar como un calentador de vapor o como un enfriador de humos, siendo esto último lo que más se usa en el diseño. Conocida la cantidad de combustible se efectúan los cálculos de combustión, que definen: - El gasto de aire necesario - El peso de los distintos productos producidos en la combustión configurándose la superficie intercambiadora de la forma más económica posible, con el fin de refrigerar los gases hasta la temperatura necesaria y suficiente para alcanzar el rendimiento térmico supuesto al generador de vapor. el sobrecalentador Las superficies intercambiadoras del generador de vapor son  .  la caldera o vaporizador La Fig I.33 indica el proceso del calentamiento del fluido termodinámico agua-vapor, entre la temperatura de entrada del agua, 138ºC y la de salida del vapor, 454ºC; la curva indica que: - El 20% del calor absorbido se usa para llevar el agua hasta la temperatura de saturación, 254ºC - El 60% de la energía térmica global se emplea en la vaporización para producir el vapor saturado a la presión requerida - El 20% restante se destina a sobrecalentar el vapor elevando su temperatura a 454ºC Fig I.33.- Perfil de temperaturas (agua + vapor)

El combustible y el proceso de combustión seleccionados determinan la geometría del hogar. En este ejemplo se utilizarían quemadores circulares, cuya misión es mezclar rápidamente el combustible y el aire comburente, para producir una llama estable y una combustión completa, minimizando la formación de NOx; se construyen y disponen en una serie de tamaños estándar, para minimizar su coste; su número y tamaño se eligen de acuerdo con la experiencia, para proporcionar el aporte calorífico deseado y facilitar el nivel de control de todo el equipo, en el campo de cargas a considerar. La caja de aire distribuye el aire comburente entre los quemadores y se diseña para proporcionar un flujo uniforme de aire comburente, incluso a bajas velocidades, con el fin de que los quemadores funcionen adecuadamente en todo el campo de cargas. A continuación se determina el volumen del hogar para que se pueda producir en el mismo una combustión completa. A partir de las características de la llama desarrollada por el quemador seleccionado, se determina la separación entre quemadores y la de éstos al suelo, techo y paredes laterales del hogar; las separaciones tienen que evitar el impacto de la llama de cualquier quemador en las diversas superficies del hogar, I.-30

puesto que se podría recalentar la pared tubular y provocar el fallo de los tubos afectados. Una vez determinadas las dimensiones del hogar, el volumen se rodea mediante superficies de paredes-membrana refrigeradas por agua. Con esta disposición se obtiene: - Una construcción estanca a gases - Un cerramiento de acero que minimiza las pérdidas energéticas y que reduce bastante el mantenimiento del hogar Los tubos del techo y del suelo están ligeramente inclinados para favorecer el flujo de agua y para evitar que quede atrapado el vapor en su interior, ya que cualquier vapor que quedase atrapado podría provocar el recalentamiento del metal tubular. Fig I.34.- Esquema de temperaturas ( gases de combustión y vapor) La transferencia de calor desde la llama hacia las superficies que conforman el hogar se produce, fundamentalmente, por radiación térmica, por lo que los regímenes de aporte calorífico por unidad de área de estas superficies de hogar son muy altos e independientes de la temperatura de las paredes tubulares. El agua en ebullición proporciona un medio efectivo para refrigerar los tubos y para mantener la temperatura del metal tubular dentro de unos límites aceptables, mientras permanezcan las condiciones de vaporización. La Fig I.34 muestra la influencia que tiene el hogar en la temperatura de los gases de combustión, que, entre los puntos A y B se reduce desde 1980ºC a 1316ºC, mientras la vaporización en las paredes de agua tiene lugar entre (1) y (2), por lo que se transfiere una enorme cantidad de calor a través de una pequeña superficie. Desde el hogar, los humos pasan a través de los tubos que configuran la pantalla del hogar, en donde la temperatura de los gases sufre una pequeña caída de 28ºC, entre los puntos B y C, siendo lo más importante la protección parcial del sobrecalentador frente a la radiación térmica del hogar. Los tubos de la pantalla del hogar están conectados al calderín de vapor y contienen agua en proceso de vaporización. A continuación los gases cruzan el sobrecalentador bajando la temperatura de éste desde 1288ºC a 954ºC entre los puntos C y D. El vapor saturado procedente del calderín recorre los tubos del sobrecalentador, elevando su temperatura desde la de saturación, 254ºC, hasta la de sobrecalentado, 454ºC, requerida a la salida, entre los puntos (5) y (4). La colocación del sobrecalentador y su configuración son fundamentales para mantener la temperatura del vapor en todo el campo de cargas. La transferencia de calor por radiación desde el hogar, se combina con la transferencia de calor por convección desde los gases de combustión que bañan la superficie intercambiadora del sobrecalentador. Cuando los gases de combustión son sucios, como los procedentes de la combustión del carbón, el espaciado de los tubos del sobrecalentador se tiene que ajustar para evitar la acumulación de ceniza y para facilitar la utilización del equipo de limpieza. Tras el sobrecalentador se ha recuperado la mitad de la energía de los gases de combustión, mediante una pequeña superficie intercambiadora (inferior a la décima parte de la correspondiente al conjunto del hogar), lo que resulta posible por la gran diferencia de temperaturas que existe entre los gases I.-31

de combustión y el vapor. A partir de aquí, como la temperatura de los gases de combustión se ha reducido mucho, hay que prever superficies intercambiadoras mucho mayores, para que se pueda recuperar la energía térmica que todavía tienen los gases de combustión. El resto del vapor se genera al pasar los humos a través del banco de caldera o haz vaporizador, que se compone de un gran número de tubos, que conectan el calderín de vapor (superior) con el calderín de lodos (inferior). La temperatura del agua en vaporización es constante entre (5) y (6), mientras que la temperatura de los gases de combustión cae del orden de 556ºC, hasta alcanzar la temperatura de salida de 404ºC entre los puntos D y E. Los tubos del banco de caldera están distanciados el mínimo posible, para incrementar el régimen de transferencia térmica. Si el flujo de gases de combustión está cargado de suciedad, el espaciado de los tubos del banco de caldera se debe seleccionar para que se: - Limite la erosión de los tubos del banco - Reduzca la degradación de la termotransferencia por suciedad - Permita la retirada de la ceniza con los sistemas de limpieza El espaciado entre los tubos del banco de caldera viene limitado por la caída de presión que se pueda admitir del lado de humos a través del banco tubular. En el banco tubular de caldera se pueden emplear tabiques deflectores, para obligar a los gases de combustión a tener una velocidad y dirección adecuadas, con vistas a incrementar el régimen de transferencia térmica y reducir el tamaño y coste del banco. Para recuperar el 30% de la energía restante suministrada por los humos, el banco de caldera requiere una superficie que es nueve veces la que corresponde al hogar y al sobrecalentador, igual a 9 veces la superficie de alta temperatura. En este punto del proceso, la diferencia de temperaturas entre el vapor saturado y los gases de combustión es sólo de 150ºC, por la diferencia entre los puntos E y (6). El tipo y disposición de las superficies intercambiadoras adicionales viene impuesto por limitaciones económicas y técnicas. Se puede utilizar un economizador refrigerado por agua, para calentar el agua de alimentación del ciclo, al mismo tiempo que se enfrían los humos. Si la temperatura mínima de salida de los gases de combustión fuese, teóricamente, igual a la temperatura de entrada del agua de alimentación, 138ºC, el economizador debería tener una superficie infinita para lograr la transferencia en tales condiciones; si la temperatura de los humos fuese sólo de 154ºC, la diferencia de temperaturas en ese punto del generador de vapor se reduce a 17ºC, que conduce también a un intercambiador relativamente grande. En lugar de incorporar un economizador para recuperar la energía residual de los humos, se puede utilizar un calentador de aire para precalentar el aire comburente, lo que reduce el consumo de combustible en el generador de vapor; así se mejora la combustión de combustibles difíciles de quemar, como es el caso de una extensa gama de carbones. La evaluación de estos parámetros permite seleccionar la solución más económica que cumplimente los requisitos técnicos especificados; en este caso se tomaría la decisión de usar un calentador de aire y no un economizador. AIRE COMBURENTE.- El calentador de aire se diseña para tomar aire del medio ambiente a 27ºC, (9) y elevar su temperatura a 300ºC, (8), suministrándolo así a los quemadores. Al mismo tiempo que el aire se calienta, la temperatura de los gases de combustión cae desde 404ºC a 154ºC, tal como se I.-32

indica en el tramo de E a F. Si se utilizase una temperatura de salida de humos menor de 154ºC, las superficies intercambiadoras serían antieconómicamente grandes. Cuando se utilizan combustibles como los aceites o carbones, se pueden producir componentes ácidos en el flujo de gases de combustión, como el SO2, y si en los humos de salida del generador de vapor se utilizan temperaturas inferiores, se puede provocar su condensación sobre las superficies intercambiadoras con el consiguiente daño por corrosión. AGUA DE ALIMENTACIÓN.- Su campo de temperaturas se presenta en un intervalo comprendido entre 138ºC y la temperatura de saturación de 254ºC. Si no existe economizador, el agua de alimentación se suministra directamente al calderín de vapor, en el que se mezcla con el agua de circulación que fluye por los tubos del banco de caldera y del hogar una vez que se ha extraído de ella el vapor y se ha enviado éste al sobrecalentador. En unidades industriales, el flujo del agua de circulación es 25 veces el del agua de alimentación, por lo que cuando el agua de alimentación se mezcla en el calderín de vapor, alcanza muy rápidamente una temperatura que es casi la de saturación, sin que se produzca una apreciable disminución de la temperatura en el agua de circulación que fluye por los tubos de caldera, lo que justifica suficientemente el trazo, prácticamente vertical (7-6). Las partes internas del calderín de vapor se diseñan especialmente para que el agua, ligeramente subenfriada, descienda por los tubos del banco de caldera, hacia el calderín inferior (calderín de lodos); este agua se distribuye entonces entre los restantes tubos del banco de caldera (tubos ascendentes) y los tubos del cerramiento del hogar; en todos estos tubos, el agua se convierte parcialmente en vapor (un 4% en peso); seguidamente, la mezcla vapor-agua retorna al calderín de vapor, en el que la mezcla pasa a través de separadores, enviándose el vapor al sobrecalentador, mientras que el agua residual se mezcla con el agua de alimentación y de nuevo se distribuye entre los tubos descendentes.

I.-33

II.- TRANSFORMACIONES TERMODINÁMICAS http://libros.redsauce.net/

II.1- INTRODUCCIÓN La Termodinámica describe y define las transformaciones de una forma energética a otra: química a térmica, térmica a mecánica y mecánica a térmica. Se fundamenta en los principios Primera y Segunda Ley de la Termodinámica siguientes: - El principio de Conservación de la Energía - Sólo parte de la energía disponible puede pasar a energía útil o trabajo. que aparecen como consecuencia del desarrollo de la máquina de vapor y de los esfuerzos para formular las observaciones de conversión del calor del vapor en trabajo mecánico. Independientemente del tipo de trabajo o forma energética que se considere, los conceptos calor, trabajo y energía tienen significado práctico cuando se refieren a sistemas, procesos, ciclos y sus medios exteriores. En el caso de un trabajo de expansión, el sistema está constituido por un fluido que se puede expansionar o comprimir modificando su presión y temperatura. Un ciclo es una determinada secuencia de procesos, capaz de producir un flujo neto de calor o de trabajo, cuando la secuencia se dispone entre una fuente energética y un sumidero de energía. El medio exterior reúne todas las fuentes y sumideros de energía que puedan existir, para procurar los intercambios de masa, calor y trabajo, hacia o desde el sistema.  generaci ón de energ ía eléctrica El vapor es un sistema termodinámico, que se utiliza en la  , y tie transferencia térmica ne las siguientes características: - Elevada capacidad térmica - Temperatura crítica muy elevada - Amplia disponibilidad - Naturaleza no tóxica Cuando la capacidad térmica de un fluido de trabajo es elevada, se puede aplicar siempre una determinada potencia o transferencia de calor, con equipos de tamaño más reducido. La gama de tempeII.-35

€

€

€

€

€

raturas útiles del agua, y su elevado calor específico, satisfacen las necesidades de muchos procesos industriales y las limitaciones de temperatura que presentan la práctica totalidad de los equipos de conversión energética. II.2.- PROPIEDADES DE LOS VAPORES Y GASES PROPIEDADES DE LOS VAPORES.- Para analizar un proceso, o un ciclo, se necesitan propiedades del fluido de trabajo, como la entalpía, entropía y volumen específico. - La entalpía es una medida de la energía interna almacenada, por unidad de masa del flujo de vapor - La entropía es una medida del potencial termodinámico de un sistema - El volumen específico es el volumen por unidad de masa del fluido. Las dos primeras columnas de las Tablas de vapor de agua definen una relación biunívoca entre presión y temperatura, en condiciones de saturación, en las que ambas fases, líquida y gaseosa, coexisten siempre en equilibrio termodinámico. Para una presión determinada, el vapor calentado a mayor temperatura que la de saturación es el vapor sobrecalentado y el agua enfriada a menor temperatura que la de saturación es agua subenfriada En condiciones de sobrecalentamiento o de subenfriamiento, las propiedades del fluido termodinámico (entalpía, entropía y volumen específico) son función de la temperatura y de la presión. Sin embargo, en condiciones saturadas en las que coexisten las mezclas de agua y vapor, la situación es más compleja; para definir las propiedades exactas se requiere otro parámetro que se conoce como calidad termodinámica de equilibrio, o título x, que se define como el tanto por uno en peso de vapor saturado en la mezcla líquido-vapor, es decir: x=

mv mv + ml

 m la masa de vapor saturado siendo:  v  ml la masa de agua

La entalpía i de la mezcla (vapor húmedo), su entropía s y su volumen específico v se pueden calcular conocido el título x, por las ecuaciones: i = il + x ( iv - il ) s = sl + x ( s v - sl ) v = vl + x ( vv- v l ) Si se conoce la presión o la temperatura de saturación de una mezcla vapor-agua y alguna de sus propiedades, se puede calcular el título de la misma; por ejemplo, si se conoce la entalpía de la mezcla il−v se puede determinar el título x =

iv - il ilv

Los problemas de Ingeniería se plantean sobre diferencias de entalpía o entropía. Las Tablas de vapor de agua indican un cero arbitrario de referencia para la energía interna y para la entropía, el punto € triple, correspondiente a la temperatura de 0,01ºC y presión de vapor 0,6112 kPa. En el punto triple coexisten en equilibrio los tres estados (sólido, líquido y vapor). PROPIEDADES DE LOS GASES.- El aire es un fluido de trabajo muy común en algunos ciclos termodinámicos y se precisan del mismo unas propiedades bien definidas y fiables para analizar los proII.-36

€

cesos y los ciclos. El aire y otros muchos gases utilizados en aplicaciones de ciclos energéticos, se consideran como gases ideales que cumplen la ley fundamental de los gases perfectos: pv=RT en la que p y T son la presión y temperatura absoluta del gas, y R es una constante propia del gas de que se trate; para el aire seco, R = 0,287 kJ/kgºK. La ley de los gases perfectos se utiliza para realizar un primer análisis aproximado del proceso o del ciclo de que se trate, ya que implica cálculos simples. Los cálculos finales, más precisos, se realizan utilizando propiedades tabuladas de los gases. II.3.- CONSERVACIÓN DE MASA Y ENERGÍA Los diferentes procesos termodinámicos vienen regulados por las leyes de conservación de la masa y de la energía, con excepción de las reacciones nucleares; las leyes de conservación establecen que la masa total y la energía total (en cualquiera de sus formas) no se pueden crear ni destruir en un proceso.

Fig II.1.- Balance energético en un sistema

Para un sistema energético de flujo abierto, en el que continuamente entra y sale masa, Fig II.2, estas leyes se expresan en la forma: - Conservación de la masa: m1 - m 2 = Δm - Conservación de la energía: E 2 - E1 + E (t ) = Q - W en las que: € y Δm es la variación de la masa del sistema m es el flujo de masa, € E es la energía total fluyendo hacia o desde el proceso E(t) es la variación de energía almacenada en el sistema Q es el calor que entra o sale del sistema W es el trabajo que sale o entra en el sistema (1) y (2) son las condiciones de entrada y salida, respectivamente. En régimen estacionario, los parámetros Δm y E(t) son iguales a cero. Los términos E 2 - E1 + E(t) representan la energía almacenada, que entra o sale del sistema como parte del flujo másico, y la acumulación de energía total almacenada dentro del sistema. El término Q es el calor transferido al sistema y el término W el trabajo desarrollado por el mismo. € Los componentes de la energía almacenada representada por el término E son las energías interna, cinética y potencial. En un sistema abierto, se necesita un trabajo para mover la masa hacia el sistema, y un trabajo II.-37

€

€

realizado por el sistema para mover la masa hacia el exterior; el trabajo total es el producto de la masa por la presión del sistema y por el volumen específico. Si se separa este trabajo de los demás realizados por el sistema y se subdivide la energía almacenada, la conservación de la energía se expresa por la expresión: 2 2 m2 (u + p v + c + z )2 - m1 (u + p v + c + z)2 + E (t ) = Q - W k 2g c 2 gc

siendo: u la energía interna almacenada, p la presión del sistema, v el volumen específico, c la velocidad del fluido, z la cota, y Wk la suma de los trabajos realizados por el sistema. Los términos de trabajo asociados al movimiento másico de entrada y salida del sistema (p v) se han agrupado con la energía almacenada que cruza la frontera del sistema, (trabajo de circulación); todos los demás trabajos realizados por el sistema se representan por el término Wk. Para los procesos en régimen estacionario, la ecuación de la energía anterior se puede simplificar más; en este supuesto, en un intervalo de tiempo dado, la masa que entra es igual a la que sale del sistema, por lo que la ecuación precedente se puede dividir por m2 ó por m1 (que son iguales) obteniéndose un balance entre la energía almacenada, debida a los flujos de entrada y salida, y los términos de calor y trabajo, referidos a la unidad de masa; en este caso, el término de energía almacenada es cero y la con€ € servación de la energía, se puede expresar en la forma: 2 g Δ u + Δ ( p v) + Δ c + Δ ( z ) = q - wk 2 gc gc

en la que cada término Δ es la variación de las propiedades del fluido entre la entrada y la salida. El valor de Δu es la variación de energía interna almacenada, asociada a los movimientos y fuerzas atómicas y moleculares. La energía interna comprende todas las formas energéticas, con excepción de la cinética y de la potencial. El término Δ(pv) se puede interpretar como la energía almacenada externamente, en la que se refleja el trabajo requerido para mover la unidad de masa saliendo del sistema y entrando al mismo. zg c2 ) Los restantes términos de energía almacenada externamente Δ ( y Δ( ), dependen de los as2g gc pectos físicos del sistema. 2 - El término Δ ( c ) es la diferencia de la energía cinética total del fluido entre los puntos de entrada 2g € € y salida del sistema. zg - El término Δ ( ) representa la variación de la energía potencial, (diferencia de cotas), siendo g la gc € aceleración de la gravedad (g = 9,8 m/seg2) y gc una constante de proporcionalidad, propia del sistema anglosajón de unidades, y cuyo valor se obtiene de la equivalencia entre fuerza y producto de masa por € es decir: aceleración, Fuerza =

Masa × Aceleración gc

En el sistema inglés de unidades, cuando se ejerce una fuerza de 1 libra fuerza (1 lbf), sobre 1 libra masa (1 lbm), ésta se acelera 32,17 ft/seg2. II.-38

€

En el sistema internacional SI de unidades, la fuerza de 1 N sobre 1 kg masa (1 kgm), la acelera en 1  g = 32,17 lb ft/lb seg 2 m f 2 m/seg , por lo que los valores de gc son:  c , y el término de energía potencial en el 2  gc = 1 Kgm/N seg sistema internacional de unidades SI se puede poner como Δ(z g). La aplicación de la ecuación de la energía requiere siempre de una congruencia dimensional en todos € sus términos, de modo que se deben introducir las constantes de conversión; por ejemplo, los términos u y q se expresan normalmente en unidades Btu/lb o J/kg, pero se pueden convertir respectivamente en (ft.lb/lb) ó (N.m/kg), multiplicando por el equivalente mecánico del calor J de valor: J = 778,16 ft.lbf /Btu J = 1 N m/J En el análisis de las máquinas de vapor, las cantidades de calor se definen como positivas cuando se aplican al sistema y el trabajo es positivo cuando sale del sistema. Como u y pv son propiedades del sistema, también es propiedad del sistema su suma (u + p v) que pv se presenta cuando la masa entra o sale del mismo y se define como entalpía: i = u + , que se exJ presa usualmente en Btu/lb o J/kg. II.4.- ALGUNAS APLICACIONES DE LA ECUACIÓN DE LA ENERGÍA € Turbina de vapor.- Para aplicar la ecuación de la energía, cada componente se considera como un sistema independiente, Fig II.2. En la mayoría de los casos prácticos de turbinas de vapor, los valores de c 2 ), q, Δz, Δ ( entre los puntos de admisión (1) y escape (2) de la máquina, son muy pequeños en com2g c paración con el valor de la diferencia (i2 - i1 ), por lo que, en consecuencia, se puede poner: € u2 +

p 2v2 p v w − u1 − 1 1 = k J J J €

⇒

i2 - i1 =

wk J

wk es la diferencia entre las entalpías correspondienJ tes al vapor entrante y saliente en la misma, (trabajo de circulación), aunque es muy raro que se conozcan ambos valores de la entalpía y de ahí que se requieran más datos del proceso, para así llegar a su determinación. € que indica que, el trabajo realizado por la turbina

Caldera de vapor.- La caldera o generador de vapor no realiza trabajo alguno, cualquiera que sea el caso considerado, de modo que w k = 0 . Los valores correspondientes a las variaciones de energía potencial y cinética, Δz y Δ ( c 2/2 g ) desde la entrada (1) del agua de alimentación hasta la salida (2) de vapor son muy pequeños, comparados con la diferencia (i2 - i1 ). € La ecuación de la energía, en régimen estacionario, es: q = i 2 - i 1 , en la que el calor aplicado a la caldera q por unidad de masa de fluido, es igual a la diferencia entre la entalpía i 2 del vapor que sale de la € misma y la i1 del agua de alimentación que entra en el generador de vapor. € Si se asume que la presión varía muy poco a lo largo de la transformación en toda la unidad genera€ dora de vapor, y se conoce la presión del calderín, la ecuación anterior se resuelve en cuanto se conozca € la temperatura del agua de alimentación a la entrada de la caldera. II.-39

Flujo a través de un orificio.- En el caso de un flujo de agua a través de un orificio, la variación del volumen específico entre la entrada y salida del mismo resulta despreciable, como consecuencia de la práctica incompresibilidad del agua; también son despreciables Δz, Δu, w k y q, y la ecuación de la energía se reduce a la expresión: c 22 c2 - 1 = ( p1 - p 2 ) v 2g c 2 g c

en la que el incremento de energía cinética del agua es debido a la caída de presión ( p1 - p 2 ) Si la velocidad de entrada del agua en el orificio es despreciable se tiene: c 2 =

€

€

€

€

€

siendo la diferencia de presiones ( p1 - p 2 ) la altura estática.

2 g c ( p 1- p2 ) v ,

€

Flujo de un fluido compresible a través de un orificio.- En el € flujo incomprensible del vapor o un gas a través de un orificio o tobera, las variaciones experimentadas en el volumen específico y en la € energía interna no son despreciables. Suponiendo Δz despreciable, se tiene: 2

2

c2 c - 1 = (i 1 - i 2 ) J 2g c 2 g c

€

Si la velocidad de entrada es despreciable, la velocidad de un fluido compresible que sale de un orificio o tobera es: c 2 =

2 gc J (i1 - i 2 ) , función de las entalpías de entrada y salida.

Compresor.- En el caso de un fluido compresible que circula por el interior de un compresor adiabático, se€puede admitir, en primera aproximación, que q = 0; se puede suponer también que Δz = 0 y que la variación de la velocidad es muy pequeña en comparación con la diferencia de entalpías (i2 - i1 ) por lo que: -

wk = i 2 - i1 J

€

en la que el signo menos es consecuencia de que al compresor hay que aplicarle un trabajo. El efecto del compresor se manifiesta por un incremento en la entalpía del fluido, desde la entrada a la salida. Bomba.- La diferencia que existe entre una bomba y un compresor radica en que el fluido para el proceso de bombeo se considera incompresible, siendo su volumen específico invariable, el mismo a la entrada y a la salida. Si se admite que el rozamiento del fluido es casi nulo, la variación de energía interna ha de ser nula, Δu = 0. La ecuación de la energía se simplifica y se reduce a la expresión: - wk = ( p 2 - p1 ) v II.5.- CONCEPTO DE ENTROPÍA € El flujo de calor es función de la diferencia de temperaturas que, a su vez, fija la intensidad del flujo. Si la cantidad de calor se divide por su temperatura absoluta, el cociente se denomina entropía, de la forma: s 2 - s 1 = Δs =

∫

2 1

δq rev T II.-40

La utilización del símbolo δ significa que el calor q depende del proceso y no es una propiedad del sistema, por lo que Δq representa sólo una cantidad infinitesimal y no una diferencial en sentido matemático; lo mismo se puede decir del trabajo. Para un flujo de calor reversible a presión constante, se tiene: dqrev = c p dT , magnitud que representa el calor aplicado reversiblemente al sistema, como en el caso de una caldera, o se puede tomar como el equivalente a un flujo interno de calor, debido a rozamientos o a otras irreversibilidades. € Procesos reversibles.- Los procesos termodinámicos reversibles sólo existen en teoría, pero en procesos de flujo de calor y de trabajo desempeñan una importante función en la definición del caso límite. Las propiedades de un sistema en un proceso reversible son homogéneas, ya que no existen variaciones a lo largo de las diversas partes del sistema. La combinación de los Principios Primero y Segundo de la Termodinámica conduce a la expresión: du = T ds - δwk = T ds - p dv siendo δ (wrev ) = p dv el trabajo reversible, para una expansión, en donde la presión está en equilibrio con las fuerzas exteriores que actúan sobre el sistema. El valor de la entalpía se puede poner en la forma: di = T ds + v dp , en la que el término (v dp) re€ presenta el trabajo mecánico reversible, en un sistema abierto y referido a la unidad de masa. Procesos irreversibles.- Todos los procesos € reales son irreversibles, debido: - Al rozamiento - A la transferencia de calor con diferencias finitas de temperatura - A la expansión provocada por una fuerza finita en la frontera del sistema Los procesos reales se pueden resolver en forma aproximada sustituyéndolos por una serie de procesos reversibles, teniendo dicha serie los mismos estados inicial y final que el proceso real sustituido. En la Fig II.2 se representa la expansión adiabática del vapor en una turbina, o la expansión de un gas cualquiera desde p1 hasta p 2 , para producir un trabajo mecánico. La máxima energía disponible para el trabajo en un € es el correspondiente al valor sistema €adiabático, (i1 - i3 ), en donde i3 se define por la expansión isentrópica adiabática entre p1 y p 2 . Una parte de esa €

energía disponible, del orden del 10÷15%, representa € la pérdida de trabajo wroz debida al rozamiento y a € € pérdidas relativas a la configuración de las conducciones, que limita el salto entálpico Δi para el trabajo mecánico al€intervalo (i - i ). 1

Fig II.2- Expansión irreversible a-b

2

Los dos caminos reversibles utilizables para llegar € al punto b de la Fig II.2 son: € - El que va desde a hasta c, a entropía constante II.-41

€

€

- El que va desde c hasta b, a presión constante Estas transformaciones proporcionan la ecuación: (i1 - i3 ) - (i 2 - i3 ) = i 1 - i2 El punto b queda definido al calcular i 2 , lo que determina el valor correspondiente a T2 . €

Los valores correspondientes a v1 y v2 se obtienen de Tablas de propiedades físicas. El valor Δi3−2 se puede obtener gráficamente, mediante el área que queda debajo de la curva p 2 en€ € tre los puntos c y b, o por medio de la expresión: € € € Δi3−2 =

∫

2 3

€

T ds

Las áreas limitadas por las transformaciones reversibles en el diagrama (T-s), representan el flujo de calor por unidad de masa q entre el sistema y el medio exterior. Una situación similar se plantea en la relación entre trabajos y áreas bajo las transformaciones reversibles, en un diagrama (p,v). Como consecuencia de esta distinción entre transformaciones reversibles e irreversibles, cuando se realizan análisis de ciclos hay que tener cuidado en la interpretación gráfica de las áreas consideradas. En general, la valoración se hace descomponiendo la transformación en pequeños escalones; una parte de wroz (que tiene el mismo efecto que el calor aplicado al sistema correspondiente a la primera expansión) se puede recuperar en el siguiente escalón. Este es el fundamento del factor de recalentamiento que normalmente se utiliza en el análisis de las expansiones en una turbina de vapor de varios € escalonamientos. Como en un diagrama (i-s) o en un (T-s), las curvas de presión constante son divergentes, la suma de los valores individuales de Δiescalón (saltos isentrópicos), para los respectivos saltos

Δp escalón (escalones de expansión irreversible), resulta ser mayor que el Δitotal correspondiente entre las presiones inicial y final, por lo que el trabajo mecánico obtenido con las expansiones parciales, es mayor € que el que se consigue con una única expansión isentrópica entre las presiones inicial y final. € II.6.- CICLOS Un ciclo es una representación de una serie de procesos termodinámicos que configuran una cadena cerrada que se puede representar en cualquier sistema de coordenadas termodinámicas. CICLO DE CARNOT.- El ciclo de Carnot se utiliza para definir las características funcionales de un motor térmico, ya que constituye un ciclo en el que todos sus procesos son reversibles, Fig II.3. El ciclo de Carnot no tiene equivalente alguno en las aplicaciones prácticas. La única forma de ejecutar un proceso a temperatura constante, en sistemas de una sola fase, sería aproximarse por una serie compuesta de expansiones isentrópicas y recalentamientos isobáricos y por otra serie formada por compresiones isentrópicas y refrigeraciones isobáricas. Una desventaja de un motor de gas con ciclo de Carnot, sería la pequeña relación entre el trabajo neto (diferencia entre los trabajos de expansión y de compresión) y el trabajo bruto (trabajo de expansión). Para un ciclo de dos fases, tendría en la práctica dificultades mecánicas de compresión húmeda y, en menor grado, de expansión húmeda, al manipular las mezclas vapor+agua. El ciclo de Carnot ilustra los principios termodinámicos básicos y dado que los procesos son reversiII.-42

€

bles, permite obtener el máximo rendimiento que se podría alcanzar en un sistema que evolucionase entre las temperaturas del foco caliente y del foco frío. En un diagrama (T-s) el rendimiento es: η =

T1 - T2 T = 1- 2 T1 T1

€

Fig II.3- Ciclos de Carnot; a) Para un gas ; b) Para un vapor húmedo; c) Para un vapor sobrecalentado

La formulación del rendimiento térmico se puede extender a todos los ciclos reversibles, en los que T1 y T2 se definan como temperaturas medias, calculadas dividiendo el calor aplicado y el eliminado reversiblemente entre Δs; por esta razón, todos los ciclos reversibles tienen el mismo rendimiento, siempre que se consideren las mismas temperaturas medias, tanto para el foco caliente como para el foco frío. €

CICLO RANKINE.- Los primitivos desarrollos termodinámicos estaban centrados en las características funcionales de la máquina de vapor y era natural seleccionar un ciclo reversible, que se aproximara a los procesos relacionados con la misma, para así poderlos comparar. El ciclo Rankine, Fig II.4, cumple el objetivo precedente, de forma que todos los procesos involucrados en el mismo se especifican sólo para el sistema y se procura llevarlos a cabo reversiblemente, configurando un orden cíclico de procesos: - El líquido se comprime isentrópicamente, entre los puntos a y b - Entre los puntos b y c se aplica calor reversiblemente, primero al estado líquido comprimido, después a las dos fases para la vaporización y finalmente al vapor para su sobrecalentamiento - La expansión isentrópica, con producción de trabajo mecánico, tiene lugar entre los puntos c y d - El calor inutilizable se elimina al sumidero atmosférico, entre los puntos d y a La característica principal del ciclo Rankine es que el bombeo se realiza en la fase líquida, evitandose los elevados trabajos de compresión y los problemas mecánicos derivados de una situación similar a la que presenta un ciclo de Carnot con una compresión de un fluido en dos fases. La parte del ciclo entre los puntos a y b se ha representado a una escala ampliada, porque la diferencia entre la curva de saturación y el punto b (en el que se comienza a aplicar calor) es demasiado pequeña, para poder representarla a la misma escala que el resto del ciclo. Por ejemplo, en la compresión isentrópica del agua desde la temperatura de saturación de 212ºF (100ºC) a 1 atmósfera (1,01 bar), hasta 100 psi (69,0 bar), el aumento de temperatura es inferior a 1ºF (0,6ºC). Fig II.4.- Diagrama (T-s) del ciclo Rankine ideal II.-43

Fig II.5.- Ciclos Rankine: a) de contrapresión ; b) de condensación

El mayor rendimiento de un ciclo de condensación es consecuencia de las correlaciones presión-temperatura del agua (fase líquida) y del vapor (fase gaseosa). En un ciclo abierto o de contrapresión, la mínima temperatura a la que se puede eliminar calor es de 212ºF (100ºC), que es la temperatura de saturación correspondiente a la presión atmosférica de 14,7 psi (1,01 bar). En un ciclo cerrado o de condensación, la presión de condensación del fluido de trabajo es igual o inferior a la presión atmosférica, lo que supone la ventaja de disponer de una temperatura de fuente fría más baja, para eliminar calor al medio exterior, agua y atmósfera; la temperatura de condensación en el ciclo cerrado puede ser del orden de 100ºF (38ºC), o incluso menos. La Fig II.5 muestra la diferencia entre dos ciclos Rankine, uno de contrapresión y otro de condensación. Los procesos son los siguientes: - La compresión de líquido tiene lugar entre a y b; las cantidades de trabajo que intervienen en cada uno de los ciclos, son idénticas - La aplicación de calor se verifica entre los puntos b y c, siendo el valor del calor participante en cada ciclo, el mismo. - La expansión y la conversión de energía almacenada en trabajo tiene lugar entre los puntos c y d’ para el ciclo abierto y entre c y d para el ciclo cerrado. Para un proceso irreversible , hay calentamiento interno del fluido y aumento de entalpía. - El calor residual se elimina entre los puntos d’ y a, o alternativamente entre d y a. Como esta última parte del ciclo se representa como un proceso reversible, las áreas sombreadas son proporcionales a los calores que se eliminan. Se observa que el calor eliminado en el ciclo abierto es de mayor magnitud. Ciclo Rankine regenerativo.- El rendimiento del ciclo reversible, en el que T2 y T1 son las temperaturas absolutas medias del calor eliminado y del calor aplicado, respectivamente, sugiere sólo tres modos de mejorar el rendimiento del ciclo ideal: disminuir T2 , aumentar T1 o hacer ambas cosas a la vez. € € - Poco se puede hacer para reducir T2 en el ciclo Rankine, a causa de las limitaciones impuestas a las temperaturas posibles de sumideros energéticos, en el medio ambiente general. Es posible alguna reduc€ ción en el caso de seleccionar condensadores de presión variable, (grandes unidades con dos o más escapes), ya que la temperatura mínima en el condensador viene influenciada por la temperatura mínima del agua de refrigeración. - Hay muchas formas de incrementar T1, aunque la temperatura del vapor esté limitada por la corrosión y por los esfuerzos admitidos por los materiales, en condiciones de muy alta temperatura II.-44

€

Una de las primeras mejoras introducidas en el ciclo Rankine fue la adopción del calentamiento regenerativo del agua del ciclo; este tipo de calentamiento se efectúa extrayendo vapor en varios escalonamientos de la turbina, para calentar el agua del ciclo (condensada y alimentación), a medida que se bombea desde el condensador hacia el economizador de la caldera. La Fig II.6 es un diagrama de un ciclo de vapor a presión supercrítica, muy utilizado, que muestra la disposición de varios componentes, incluyendo calentadores de agua del ciclo; este ciclo contiene una etapa de recalentamiento del vapor, que también es otro medio de aumentar la T1 media. Independientemente de que sea el ciclo de alta temperatura, de AP o con recalentamiento intermedio, la regeneración se usa en todas las plantas energéticas modernas de vapor con condensación. La regeneración aumenta el rendimiento del ciclo, implica un menor flujo volumétrico en los€escalones finales de la turbina, y facilita medios para la desgasificación o desaireación necesaria del agua del ciclo. Algunos parámetros utilizados en los balances energéticos de las plantas termoeléctricas, que figuran dentro de los esquemas que representan los calentadores regenerativos de agua del ciclo, pueden ser: - La temperatura de aproximación del enfriador de purgas, que es la diferencia entre la temperatura de salida del lado de la carcasa del calentador y la temperatura de entrada del agua del ciclo. - La diferencia terminal de temperaturas, que es la diferencia entre la temperatura del vapor en el lado de la carcasa (temperatura de saturación) y la temperatura de salida del agua del ciclo. - La presión nominal del lado de la carcasa.

Fig II.6.- Diagrama (T-s) para ciclo de vapor con combustible fósil Recalentamiento simple y 7 calentadores regenerativos de agua del ciclo

El diagrama (T-s) de la Fig II.6, muestra el principio de regeneración, en el que la temperatura media del fluido de trabajo se incrementa como consecuencia de la aplicación de calor. En la caldera, en lugar de un aporte calorífico que debería empezar a la temperatura correspondiente al foco de agua caliente del condensador 101,1ºF (38,4ºC), el uso de calentadores de agua del ciclo eleva su temperatura a 502ºF (261ºC), a la entrada del economizador. En principio, parece conveniente fijar la temperatura del vapor recalentado en el límite máximo que admita el fluido de trabajo y su contenedor. Sin embargo, el aumento de T1 no mejora el rendimiento, por II.-45

€

cuanto la entropía aumenta acompañando al recalentamiento, y ésto puede provocar un final de la expansión de vapor en la zona de vapor sobrecalentado, con lo que la temperatura media T2 de eliminación de calor se eleva, a no ser que el vapor sobrecalentado de escape se extraiga para un calentador regenerativo, que caliente agua que va a la caldera. € en la Fig II.6 se superComo en los procesos que configuran el ciclo hay diversos regímenes de flujo, ponen pequeñas secciones de los diagramas (T-s) individuales sobre un diagrama base que identifica los parámetros respectivos de vapor y líquido saturados, que sólo se pueden comparar con puntos específicos del diagrama y corresponden a partes del ciclo que representan calor aplicado al vapor de AP y a la expansión de este vapor en la turbina de AP. En estas partes del ciclo, la entropía específica del fluido y los valores representados en el diagrama son los mismos. En cada uno de los puntos de extracción de vapor, en las turbinas de MP y BP, la línea de expansión debe mostrar una disminución de entropía, debido al menor flujo que entra en el siguiente escalón de la turbina. Sin embargo, por conveniencia, los últimos escalones individuales de la línea de expansión se han desplazado hacia la derecha, para mostrar la expansión del vapor recalentado como un proceso continuo. El calentamiento de agua del ciclo por medio de los regeneradores, y la compresión dada por las bombas, da lugar a un aumento de entropía, en el que: - La entropía aumenta debido al calor aplicado al agua del ciclo, en el intercambio regenerador a la condensación y enfriamiento de los vapores extraidos - La entropía disminuye debido   a las purgas de los calentadores regenerativos de mayor presión EXTRACCIONES Y SANGRÍAS DE VAPOR.- Conviene diferenciar las salidas de vapor desde cualquier punto de la turbina de vapor, en cuanto a su utilización y retorno al ciclo: - La extracción es un flujo de vapor para regeneración (calentamiento de agua del ciclo térmico), que se integra en el ciclo termodinámico. - La sangría es un flujo de vapor para proceso que sale fuera del ciclo y que no retorna al mismo.

Fig II.7.- Ciclo Rankine normal con infinitas extracciones

Ciclo Rankine normal.- Cuando el vapor que se expansiona adiabáticamente a partir de C, Fig II.7, llega al estado indicado por el punto 1 se extrae una parte del vapor, con lo que la mezcla restante adquiere las características del punto 2, que se expansiona de nuevo, hasta el punto 3, donde se extrae una nueva fracción, y así sucesivamente; en este proceso se describe, aproximadamente, la línea continua (C2468...D’), prácticamente conjugada con la (BF); cuanto más numerosas sean las sangrías, más se acercará la línea de expansión a la línea continua (CD’). El vapor que se extrae en cada sangría se utiliza para calentar el agua de alimentación del generador de vapor en los economizadores o precalentadores, a la temperatura correspondiente a la extracción; II.-46

en estas condiciones, el área del ciclo de Carnot y el área del nuevo ciclo, son casi iguales. Además, el calor cedido por el vapor en estas sangrías, área (Cdd’D’C) equivale, aproximadamente, al necesario para calentar el agua de F a B, área (BefFB), por lo que ambos rendimientos serían muy semejantes Para estudiar el ciclo se puede suponer que el fluido de trabajo atraviesa isentrópicamente las etapas de la turbina y bombas, y que en el generador de vapor, en el condensador y en el precalentador del agua de alimentación, el fluido no experimenta pérdidas de presión Para una extracción de vapor, la presión óptima de la misma es la correspondiente a la temperatura media entre la temperatura de la caldera y la del condensador. Si el vapor se extrae en alguna situación límite, ya sea antes de la entrada en la turbina, o bien después de la misma, se encuentra que la eficiencia térmica no se modifica, y de ahí el que como la regeneración sí aumenta la eficiencia, la existencia de una presión óptima de extracción es fundamental; así se realizan las siguientes operaciones, Fig XIII.8: (N2) es el calentamiento del líquido (2M) es el proceso de vaporización en la caldera (M3) es el sobrecalentamiento (34) es la expansión en la turbina, 1 kg en (3A) y, (1-a) kg en (A4) (41) es la condensación, (1-a) kg (AN) es el proceso de la extracción de vapor, a kg El número máximo de economizadores puede llegar a ser de 6 a 8, para grandes turbinas y, aunque aumentan la eficiencia térmica, también es cierto que se aumenta el coste de la instalación, lo cual obliga a limitar su número; así que, aunque en principio un gran número de economizadores originaría un calentamiento progresivo del agua de alimentación de la caldera, la complejidad de tal instalación supone que el número más usual de precalentadores se limite a 3 ó 4. Temperatura óptima de la primera extracción de vapor.- Se calcula de forma que exista la misma diferencia de temperaturas entre la temperatura Ts de entrada del vapor en la caldera y la temperatura de precalentamiento y la temperatura de precalentamiento y la temperatura de condensación. Para esta primera extracción hay que tener en cuenta el número de calentamientos que existen en el ciclo, dos, uno para el generador de vapor y otro para el precalentamiento del agua de alimentación. Si por ejemplo, Fig II.8a, se supone que la temperatura del vapor que entra en la caldera es de 195°C, y la temperatura de entrada en el condensador de 39°C y 0,070 bar, el salto de temperaturas en la turbina es: Intervalo = 195º - 39º = 78ºC ⇒ Temperatura de la extracción = Tcond+ 78º= 39º+ 78º= 117ºC 2 que se corresponde con una presión, pext = 1,806 bar Temperaturas de extracción para dos sangrías de vapor.- Al incrementar el número de precalentamientos, se mantiene para la primera extracción la temperatura óptima calculada anteriormente, en nuestro ejemplo 117°C, Fig II.8b. La segunda extracción se hace teniendo en cuenta el intervalo de temperaturas: 117º - 39º = 39ºC ⇒ TPrimer precalentamiento= 117ºC ⇒ 1,82 bar 2 TSegundoprecalentamiento = 117ºC - 39ºC = 78ºC ⇒ 0 ,4375 bar para una temperatura en el condensador de 39°C. Temperaturas de extracción para tres sangrías de vapor.- Se sigue manteniendo para la primera extracción la temperatura óptima, calculada anteriormente; en nuestro ejemplo 117°C, Fig II.8c, II.-47

y a partir de élla, el resto. Las extracciones se hacen teniendo en cuenta el intervalo entre las mismas  TPrimer precalentamiento = 117ºC ⇒ 1,82 bar 117º - 39º = 26ºC ⇒  T ⇒ 0 ,7286 bar Segundo precalentamiento= 117ºC - 26ºC = 91ºC 3  TTercer precalentamiento= 91ºC - 26ºC = 65ºC ⇒ 0 ,25 bar para una temperatura en el condensador de 39°C. Y así sucesivamente para más extracciones.

(a)

(b)

(c)

Fig II.8.- Efecto del número de precalentamientos entre las temperaturas del generador de vapor y el condensador

Entrada Salida humos aire

1515,6 Btu/lb

Vent. forzada

Vent. ind

4.813.613 lb/h ; 3500 psig 1421,7 Btu/lb 1000ºF

7184 lb/h 636 lb/h

2 1

1334 lb/h 7

Turbina AP 5

1269,3 Btu/lb 5964 lb/h

4.278.276 lb/h 1270,4 Btu/lb

Reg. vapor cierres

3105 lb/h 1340,4 Btu/lb

3105 lb/h

8 1340,4 Btu/lb

715 psi

11870 lb/h

6

4.285.450 lb/h 1515,5 Btu/lb 884,8 psi 1000ºF

1269,3 Btu/lb

39,37 lb/h 1392 Btu/lb

Turbina BP 9278 lb/h 3 1392 Btu/lb 4305 lb/h 4 1392 Btu/lb

3

1270,4 Btu/lb 239.887 lb/h 1415,7 Btu/lb

2400 lb/h 1331,6 Btu/lb

255989 lb/h; 1340,4 Btu/lb 137,9 psi

4

238.553 lb/h

1415,7 Btu/lb

255.989 lb/h

284.120 lb/h

262.971 lb/h

1339,1Btu/lb

1340,4 Btu/lb 3

1245,4 Btu/lb

1046,5 Btu/lb Condensador

289 psi

(7)

408ºF

352ºF 324,3 Btu/lb

(6)

138 psi

352ºF (5)

47,7 psi 298,1ºF

207,9 Btu/lb

247,3 Btu/lb

239ºF

(4) Bomba refuerzo

494.966 lb/h 430,3ºF 408,5 Btu/lb

180,2 Btu/lb

11.915 lb/h 1331,6 Btu/lb

Calentador desgasificador

420,3ºF 409,6ºF

401,5 Btu/lb

Extractor vapor 2800 lb/h 1331,6 Btu/lb

193.132 lb/h 1100,2 Btu/lb 193.132 lb/h 1100,2 Btu/lb

Bomba alimentación Δi= 15,63 Btu/lb

502ºF

101,1ºF 69,1 Btu/lb

9

132.887 lb/h

132.333 lb/h 1200,3 Btu/lb

4.813.813 lb/h

502ºF 490,1 Btu/lb

Bomba condensado

2,5in. 22 kW Hg abs

1

5

693 psi

3.331.954 lb/h

Turbina bomba alimentación

494.966 lb/h Combustible

9

142,2 psi Turbina MP

734.853 lb/h 361,9ºF 334,5 Btu/lb

1.018.972 lb/h 288,9ºF 258,4 Btu/lb

525 psi Δi= 1,69 Btu/lb

27,1 psi

171,1 Btu/lb

13,56psi

203ºF 244,5ºF

5,92 psi

70 Btu/lb 102ºF

164,5ºF 208ºF

(3)

132.333 lb/h 213ºF 181,2 Btu/lb

Fig II.9.- Balance térmico ciclo supercrítico a 3500 psig

II.-48

132,5 Btu/lb

(2)

267.430 lb/h 174,5ºF 142,5 Btu/lb

169,5ºF (1)

472.484 lb/h 112ºF 80 Btu/lb

Entrada aire

Salida humos 3.586.115 G 1519 i ; 546,3 p ; 1000ºF Condensador (2,5 in.Hg abs)

1 4.011.300 G 1460,4 i ; 2400 p ; 1000ºF

980 G

2

3891 G

Calentador aire

Sobrecalentador

4 Recalentador

Turbina AP

285,2 p 180,2 p

3 in.Hg abs

99,22 G 1439,3 i

239,6 G 1386,7 i

3

89,17 G 1288,4 i 247,9 G 1384,4 i

4.011.300 G 485ºF ; 470,6 i

2400 G 1352,1i

68,2 p 43,9 p 12,77 p 5,61 p

163,16 G 1386,7 i 171,2 p

375 G 1317,2 i

Combustible

6

Turbina MP

607 p

3.582.224 G 1317,2 i

Hogar Economizador

1 Turbina BP

8252 G 1317,2 i 7106 G 1317,2 i

3

Regulación vapor cierres 2,4,5

5

4113 G 1386,7 i

2.744.971 G Bomba condensado 256,8p ; Δi = 0,97

Turbina bomba alimentación 14,9 MW

109ºF ; 77,7 i

201 G 1249,3i

482ºF

406,3ºF 384,1 i

7

375078 G 415,3ºF 392 i

262,4 p 406,3ºF 6 474,3 G 387,1ºF 361,3 i

Calentadores agua ciclo AP

171,2 p 369ºF 341,9 i 5

Enfriador H2 108 G 1155,9 i

138,9 G 1104,3 i 7000 G 1352,1i

290,7ºF 260,5 i

3018 p 377,1ºF 354,5 i

95ºF ; 63,7 i

7283kW

Calentador desgasificador 576,7 p

Enfriador condensado

163,16 G 6 1075,3 i Al condensador

Δi=12,6

62,8 p

262,9ºF 232,1 i

40,4 p

295,7ºF

267,9ºF

4

3

195,9ºF 164,6i

11,75 p

104,1ºF; 72,8i 2800 G 180,2 i 2800 G 1352,1i

159,3ºF

158,6ºF

200,9ºF 127,9i

127,1i

2

5,16 p 163,6ºF 1

89,18 G 272,9ºF

290,2 G 205,9ºF

389,2 G 169,3ºF

544,14 G 163,6ºF

244,9 i

174,1 i

137,3 i

131,5 i

Bomba alimentación

105,3ºF 73,9 i

Calentadores agua ciclo BP

Fig II.10.- Balance térmico de un ciclo subcrítico a 2400 psig, en el que: G gasto másico (lb/h), i entalpía (Btu/lb), p presión (psi)

Ejemplo.- Si se considera el ejemplo de la Fig II.9, y concretamente el calentador nº 3, previo al desgasificador, que eleva la temperatura de un flujo de 3.661.954 lb/h, desde 203,8ºF hasta 239,5ºF; según Tablas, la entalpía del agua del ciclo se incrementa desde 171,1 Btu/lb hasta 207,9 Btu/lb y, análogamente, la entropía de la misma crece desde 0,2985 Btu/lbºF hasta 0,3526 Btu/lbºF, por lo que el incremento total de entropía del vapor de AP que fluye con un caudal másico de 4.813.813 lb/h, es: ( s 2 - s1 ) magua alim. mVapor AP

=

(0,3526 - 0,2985 ) × 3.661.954 = 0 ,0412 Btu/lbº F 4.813.813

La temperatura del agua de alimentación sube 36,5ºF, siendo el calor total absorbido: €

€

€

(i2 - i1 ) m Agua Alim. = ( 208,0 - 171,2) × 3.661.954 = 134.759 .907 Btu/lb En el lado de la fuente de calor (vapor), para el balance relativo al mismo calentador, se extraen 132.333 lb/h de vapor a 28,8 psig, de la turbina de baja presión; este vapor tiene una entalpía de 1200,3 Btu/lb y una entropía de 1,7079 Btu/lbºF. El vapor extraído se enfría y condensa, llegando a una entalpía final de: i 2 = i1 -

Calor absorbido agua ciclo = 1200 ,3 - 134.759.907 = 182Btu/lb mextr 132.333 II.-49

€

En Tablas de vapor de agua se encuentra que el vapor extraído se ha enfriado hasta 213ºF, con una entalpía de 181,2 Btu/lb. La entropía correspondiente a la purga del calentador es de 0,3136 Btu/lbF; por lo que la disminución de entropía es: ( s 1 - s 2 ) m extr ( 1,7079 - 0,3136 ) × 132.333 = = 0, 0383 Btu/lbº F mVapor AP 4.813.813 y el calentador estudiado tiene una subida de entropía de: Δscalentador = 0 ,0412 - 0 ,0383 = 0 ,0029 Btu/lbºF Hay que tener en cuenta que un incremento de entropía representa una determinada energía calorífica, que es inutilizable para su conversión en trabajo; por lo tanto, el aumento neto de entropía del agua a través del calentador, es una pérdida de energía utilizable, que se puede atribuir a la: - Caída de presión requerida para la circulación del flujo - Diferencia de temperaturas indispensable para toda transferencia térmica Energía utilizable.- La anergía es el resultado de multiplicar la entropía s por la temperatura absoluta T0 del sumidero calorífico disponible, s T0. La expresión: e = i - s T0 se define como energía utilizable o exergía y depende de la temperatura del foco frío. La combinación de los Principios Termodinámicos indica que la diferencia de energías utilizables entre dos puntos de un proceso reversible, representa la máxima cantidad de trabajo específico que se puede extraer de un fluido, que depende de la variación experimentada por las variables i y s relativas a los puntos. El concepto de energía utilizable resulta útil para el análisis de ciclos, con el fin de poder llegar a la optimización de las características térmicas funcionales de los diversos componentes, y lograr el máximo rendimiento del ciclo. Comparando el trabajo real con el trabajo máximo reversible, determinado por la diferencia de energías utilizables, se deduce la posible mejora que se puede introducir en un ciclo determinado. Rendimiento del ciclo Rankine.- El rendimiento del ciclo Rankine se define en la forma: v ( p - pa ) wsal = ( ic - id ) ηTurbina mw (ic - id ) ηT - a b wsal - w ent (ib - ia ) mw va ( pb - pa ) ηB η= = went = ≅ = Q1 η Bomba η Bomba ic - id Q1 = ( ic - ib ) mw En el caso de una instalación simple productora de energía eléctrica, que utilice un ciclo Rankine, hay que tener en cuenta que: - No toda la energía química del combustible que se suministra a la caldera es absorbida por el vapor, ya que, normalmente, se absorbe entre un 80-85% de la correspondiente energía de entrada. - Parte de la energía producida se utiliza por una serie de equipos auxiliares, como ventiladores, soplantes, sistemas de protección medioambiental, equipos de tratamientos de aguas y equipos de manipulación de combustibles. - Los alternadores y motores eléctricos nunca tienen el 100% de rendimiento, aunque se acercan a este valor. Si se tienen en cuenta estos factores y se añaden a la ecuación anterior para el caso de ciclo simple, se obtiene el rendimiento neto de generación energética: II.-50

€

€

€

€

va ( pb - p a ) - waux η B η motor ic - id ηb

(ic - id ) ηT η g -

η net =

η g es el rendimiento del generador eléctrico ( alternador ) en la que: η motor es el rendimiento del motor de la bomba de alimentación w aux es la potencia utilizada en auxiliares El rendimiento energético bruto se calcula haciendo waux = 0. El cálculo del rendimiento, en los modernos sistemas energéticos de vapor a alta presión, es mucho más complejo, ya que hay que incluir el recalentamiento del vapor, simple o doble, y las extracciones de vapor para el calentamiento regenerativo del agua del ciclo. Consumo calorífico del ciclo Rankine.- El consumo calorífico es una expresión utilizada frecuentemente para indicar los rendimientos de las plantas energéticas y se define por la relación: Consumo calorífico ( Btu/kWh ) =

Energía total calor combustible ( Btu/h ) Energía eléctrica ( kW )

Los consumos caloríficos neto y bruto, están relacionados con el rendimiento de la planta, por las expresiones: Consumo calorífico NETO = 3412 Btu/kW η Neto Consumo calorífico BRUTO = 3412 Btu/kW η Bruto II.7.- CICLO DE VAPOR EN PLANTA NUCLEAR La Fig II.11 representa un ciclo Rankine cuya fuente de energía térmica para el ciclo de vapor, es un sistema nuclear con reactor de agua presurizada. En el circuito de refrigeración de la instalación, circula el refrigerante (agua) a alta presión, desde el reactor nuclear de agua presurizada hacia el generador de vapor. El calor producido por la fisión del uranio enriquecido en el núcleo del reactor, se transfiere al agua del ciclo (agua de alimentación) suministrada al generador de vapor, cuyo vapor se lleva a la turbina. Los generadores de vapor de una planta nuclear son intercambiadores de calor tubulares, configurados por una carcasa envolvente en cuyo interior se sitúa el paquete tubular. El refrigerante de alta presión que enfría el núcleo del reactor, fluye siempre por el interior de los tubos del generador de vapor. El agua de alimentación del ciclo, de menos presión, se vaporiza dentro de la carcasa del intercambiador, exteriormente a los tubos. En el caso del sistema que cuenta con un reactor de agua presurizada, el ciclo Rankine está totalmente del lado del agua no reactiva (secundario), que se vaporiza primero y circula después en el circuito del ciclo vapor-agua. El sistema de refrigerante del reactor (primario) es la fuente calorífica del ciclo Rankine, que es el productor de energía. La presión de vapor a la salida del generador varía con las plantas, debido a diferencias en el diseño, y se sitúa generalmente entre 700 psi ÷ 1000 psi = (48,3 ÷ 69,0 bar). - Un ciclo de vapor con sistema nuclear, dotado de generador de vapor de un paso (proceso directo), II.-51

produce vapor entre 570ºF (299ºC) y 925 psi (63,9 bar) - El flujo de vapor generado llega a la turbina de AP a 900 psi (62,1 bar) y 566ºF (297ºC) Recalentador de vapor

Bombeo al generador Turbina

Pérdidas auxiliares

Separador externo Reactor agua presurizada

Turbina BP

Turbina AP

Potencia neta

Pérdidas condensador

Generador de vapor

Desmineralizador

Bomba refrigerante

Bomba alimentación

Calentadores agua ciclo AP

Calentadores agua ciclo BP

Fig II.11.- Diagrama ciclo energético con combustible nuclear (900 psig, 566ºF, 303ºF) ó ((62,1 bar, 297ºC, 262ºC)) Recalentador con extracción de AP, separador de humedad y 6 calentadores de agua regenerativos

Fig II.12.- Diag. de Mollier del ciclo de vapor en planta nuclear de la Fig II.11 (900 psig, 566ºF, 303ºF) ó (62,1 bar, 297ºC, 262ºC). Recalentador con extracción de AP, separador de humedad y 6 calentadores de agua regenerativos

II.-52

Otros sistemas nucleares utilizan generadores de vapor con recirculación, en el que el agua del ciclo, antes de ir al paquete tubular del generador de vapor, se mezcla con el agua saturada procedente de los separadores (vapor-agua) del sistema generador. En estos generadores de vapor con circulación, en la vaporización la mezcla vapor-agua alcanza un título entre x = 0,25÷ 0,35, al final del intercambiador y a la entrada de los propios separadores internos correspondientes al generador de vapor. Estos separado retornan el flujo líquido para mezclarle con el agua del ciclo que entra en el generador de vapor res   dirigen el flujo de vapor hacia la salida del generador de vapor En el intervalo de tiempo que precisa el flujo para llegar a la turbina de AP, se forma una pequeña cantidad de humedad. Si el generador de vapor fuese de un paso y capaz de suministrar vapor sobrecalentado, hay tener presión en cuenta las limitaciones en la  que tienen los diversos componentes de la planta nuclear.  temperatura En consecuencia, las líneas de expansión de estos ciclos energéticos penetran ampliamente en la región de vapor húmedo, por lo que una planta nuclear consiste en un ciclo térmico de vapor saturado o casi saturado. En la Fig II.12 se presentan en un diagrama (i-s) las líneas de expansión correspondientes al sistema nuclear de vapor que se representa en la Fig II.11, supuesto un generador de vapor de un paso. El vapor sobrecalentado se entrega a la turbina con sólo 34ºF (19ºC) por encima de la correspondiente temperatura de saturación; aunque este sobrecalentamiento mejora el rendimiento de la turbina, quedan aún grandes cantidades de humedad condensada en el interior de la turbina de vapor. Si la línea de expansión indicada en la Fig II.12 se hace sólo en una etapa, desde las condiciones iniciales hasta la presión del escape, que es de 2” Hg = 1 psi = 0,07 bar, la humedad formada sobrepasa el 20%. Las modernas turbinas de potencia toleran hasta un 15% de humedad; las humedades que superan este valor provocan erosiones, especialmente en los álabes y reducen el rendimiento de la expansión. Aparte de las pérdidas mecánicas debidas: - Al intercambio de momentos entre las partículas condensadas móviles - A la alta velocidad del vapor - A la rotación de los álabes de la turbina existe también una pérdida termodinámica asociada a las condensaciones en la turbina. La expansión del vapor es demasiado rápida para permitir que, cuando se producen condensaciones, haya condiciones de equilibrio; en estas circunstancias el vapor se subenfría, perdiendo así una parte de la energía utilizable que se libera por la condensación. La Fig II.11 muestra dos métodos de eliminación de humedad empleados en este ciclo, y la Fig II.12 señala sobre el diagrama correspondiente al ciclo, el efecto de esta eliminación. - En el primer método, tras la expansión del vapor en la turbina de AP, éste pasa a través de un separador de humedad, externo a la turbina, que tiene una pequeña caída de presión. Una vez el vapor ha pa primero con vapor de extracción sado por este separador, se recalienta en dos etapas,  , hasta la tempe después con vapor de alta presión ratura de 503ºF (262ºC), antes de entrar en la turbina de baja presión. - En el segundo método de eliminación de humedad, se utilizan acanaladuras especiales en el reverso de los álabes de la turbina, que drenan en varios escalones de la turbina de baja presión. La humedad separada sale de la turbina con el vapor de extracción. La separación interior de la humedad en la turbina, II.-53

reduce la erosión y proporciona una ventaja termodinámica por la divergencia que presentan las isobaras en el diagrama, conforme crecen la entalpía y la entropía. Esto se pone de manifiesto por medio de la energía utilizable, como se indica a continuación: - En la Fig II.12, se considera un escalón de eliminación de humedad a 10,8 psi - Tras la expansión hasta 10,8 psi la humedad del vapor es 8,9%. - La separación interior reduce la humedad anterior a 8,2% 0,9 Btu/lb El incremento de energía utilizable Δe debido a la extracción de la humedad, es de  .  2,1 kJ/kg Tabla II.1.- Comparación de la energía utilizable con y sin eliminación de humedad Al FINAL de la expansión

SIN extracción humedad

CON extracción humedad

p = presión (psi)

10,8

10,8

i = Entalpía (Btu/lb)

1057,9

1064,7

s = entropía (Btu/lbF)

1,6491

1,6595

To (R) a 2" Hg

560,8

560,8

T0 s (Btu/lb)

924,8

930,7

e = i - T0 s (Btu/lb)

133,1

134

Δe

base

+ 0,9

II.8.- CICLOS DE VAPOR SUPERCRÍTICOS Sabemos que el rendimiento térmico se mejora con el incremento de la temperatura media en el proceso de la aplicación de calor; esta temperatura se eleva al aumentar la presión del agua de alimentación, ya que en el ciclo Rankine, la presión de entrada en la caldera fija la temperatura de saturación. Si la presión se incrementa por encima de la del punto crítico, 3208,2 psi (221,2 bar), la aplicación de calor no reproduce el fenómeno de la vaporización, sino que pasa a través de un punto en el que las propiedades del agua cambian de las propias del estado líquido a las del estado gaseoso. El calentamiento adicional sobrecalienta el vapor y, por tanto, la primera parte de la expansión en la turbina de AP se puede procesar totalmente en la región del vapor sobrecalentado. Esto es lo que ocurre en el ciclo supercrítico de vapor, (conocido como planta Benson de sobrepresión cuando se propuso en la década de 1920). La primera unidad comercial, que incorporó un ciclo supercrítico de vapor, se puso en servicio en 1957. - El punto a representa la salida de la bomba de condensado, que coincide con la entrada a la misma. - Entre los puntos a y b, el agua condensada se calienta en los calentadores de agua de baja presión del ciclo, que utilizan líquidos saturados o vapor de extracciones de la turbina de vapor. - El punto b corresponde a la entrada en la bomba de agua de alimentación, de AP; esta bomba incrementa la presión hasta 4.200 psi (289,6 bar), alcanzando las condiciones del punto c. - Entre los puntos c y d, el calentamiento del agua de alimentación se hace en calentadores de agua del ciclo, con extracciones de vapor desde las turbinas de AP y de BP; el punto d es el correspondiente a la entrada en la caldera supercrítica. Fig II.13.- Ciclo supercrítico con recalentamiento II.-54

Debido a la naturaleza del fluido, la caldera supercrítica es de paso único (paso simple) y no precisa equipo de separación vapor-agua; este diseño, identificado como de presión universal, se utiliza en las unidades supercríticas. Para el ciclo supercrítico indicado, el vapor llegaría a la turbina de AP a 3.500 psi (241,3 bar) y 1050ºF (566ºC). - La expansión se completa en esta turbina de AP hasta llegar a las condiciones correspondientes al punto f que pertenece a un estado de vapor sobrecalentado. - El vapor de salida de la turbina de AP se recalienta en la unidad generadora de vapor, aproximadamente hasta 1040ºF (560ºC), antes de entrar en la siguiente turbina de BP a 540 psi (37,3 bar), lo que corresponde al punto g representado en el diagrama. - El ciclo se completa con la condensación del vapor de escape de la turbina de BP, hasta que se obtiene un líquido ligeramente subenfriado. Posteriormente, una bomba de condensado entrega el líquido a los calentadores de agua del ciclo, de BP, punto a del diagrama (T-s). El punto representativo del agua condensada subenfriada a la entrada de la bomba de condensado, y el punto a se confunden y se representan coincidentes. En un ciclo supercrítico, la alta presión del agua de alimentación requiere un aporte energético para accionar la bomba de alimentación, que es más elevado que el necesario para un ciclo Rankine de vapor saturado o con sobrecalentamiento. En un ciclo Rankine con presión de admisión de vapor subcrítica a 2400 psi (165,5 bar), la bomba de alimentación consume aproximadamente el 2,5% de la potencia nominal de la turbina. En un ciclo Rankine supercrítico, la potencia de bombeo puede ser de hasta un 5% de la potencia de la unidad; este incremento del consumo se compensa y justifica con la consiguiente mejora del rendimiento térmico del ciclo. En general, cuando se consideran plantas con parámetros básicos equivalentes (tipo de combustible, temperatura de sumidero energético, etc.), el ciclo supercrítico de vapor produce un 4% más de potencia neta que el ciclo Rankine regenerativo de presión subcrítica. II.9.- APLICACIONES DEL VAPOR A PROCESOS Desde un punto de vista económico, en las plantas energéticas termoeléctricas que emplean combustibles fósiles, el rendimiento térmico no supera el 40%, siendo más alto en las plantas de ciclo combinado. En plantas nucleares, el rendimiento térmico no supera el 34%. En todos los casos, más de la mitad del calor liberado del combustible se transfiere al medio ambiente. Los recursos energéticos se pueden aprovechar de forma más eficiente, por ejemplo, mediante la utilización de plantas polivalentes de vapor, en las que el vapor de escape o de extracciones de una turbina, a presión suficiente, se utilice para caldeo en procesos industriales o para calefacción ambiental. Con este tipo de disposición es posible alcanzar una utilización térmica global del orden del 65% o más. Las instalaciones combinadas de generación de energía eléctrica y de vapor para procesos, han sido habituales durante muchos años; sin embargo, la demanda de vapor para procesos no ha sido suficiente, ni tampoco lo es actualmente en la mayoría de las plantas productoras de electricidad, para que se pueda permitir el uso de un ciclo combinado. Tendencias recientes hacia instalaciones de cogeneración de plantas que utilizan biomasa y de unidades para la conversión de residuos en energía, han reactivado el interés por las aplicaciones del vapor para calefacción urbana y otros procesos. II.-55

II.10.- CICLO ELEMENTAL DE TURBINA DE GAS La temperatura máxima del ciclo Rankine con sobrecalentamiento (Hirn) es del orden de 1100ºF (593ºC), que viene limitada por las restricciones de los materiales, (punto metalúrgico). Uno de los procedimientos para superar este límite consiste en sustituir el fluido de trabajo (vapor), por aire o gases. El sistema de turbina de gas, en su forma más simple, se compone de un compresor, un combustor y una turbina, tal como se representa en la Fig II.14. La instalación de turbina de gas dada su simplicidad, el bajo coste de inversión y el corto tiempo que precisa para alcanzar la plena carga partiendo de una situación de fuera de servicio, se utiliza en algunas plantas generadoras de energía eléctrica, para aumentar la potencia instalada. La utilización da la turbina de gas junto con un ciclo Rankine o Hirn de vapor, constituye también un procedimiento válido para recuperar parte del calor perdido, cuando los gases de combustión se evacuan a la atmósfera con altas temperaturas, tal como salen de la turbina de gas. En una turbina de gas simple, el aire se comprime, luego se mezcla con el combustible que finalmente arde con aquél en el combustor. Los productos gaseosos de la combustión, a alta temperatura, entran en la turbina y en su expansión generan un trabajo. Una parte de la potencia de la turbina, más del 50%, se absorbe en el accionamiento del compresor y el resto queda disponible para producir energía. Los gases de escape de la turbina de gas se eliminan a la atmósfera circundante. Para analizar el ciclo de una turbina de gas se establecen varias hipótesis simplificadoras, que reducimos a las tres siguientes: - Aunque el proceso de combustión modifica la composición inicial del fluido de trabajo (aire), dicho fluido se considera como un gas ideal (aire caliente), con el fin de disponer de relaciones sencillas entre las propiedades del fluido en diversos puntos del sistema. - El proceso de combustión se asimila a un proceso de Fig II.14.- Instalación elemental de turbina de gas transferencia térmica, en el que el aporte de calor al fluido termodinámico se determina por los poderes caloríficos del combustible, por lo que el flujo másico a través del sistema permanece constante. - Cada uno de los procesos que intervienen en el ciclo se supone reversible internamente. Si la expansión en la turbina de gas es completa, con un gas de escape a la misma presión que el aire a la entrada del compresor, la combinación de los procesos citados se puede tomar como un ciclo. Todas las hipótesis simplificadoras y las consideraciones precedentes conducen a un ciclo ideal para la turbina de gas, que se identifica normalmente como ciclo Brayton de aire estándar. En la Fig II.15 se representa el ciclo Brayton en los diagramas (T-s) y (p-v) que permiten determinar las magnitudes de los diversos puntos del ciclo. El ciclo idealizado supone un proceso isentrópico, tanto entre los puntos 1 y 2 del diagrama (proceso de compresión), como entre los 3 y 4 del mismo (trabajo de expansión). El aumento de temperatura entre los puntos 2 y 3 del diagrama se calcula suponiendo que la aplicación del calor de combustión se realiza a presión constante (isobáricamente). En el análisis del ciclo la relación de presiones entre 1 y 2 se fija por el diseño del compresor y se supone conocida. Para determinar la temperatura en el punto 2, la relación entre los estados inicial y final de un proceso isentrópico, con gas ideal, se obtiene más abajo. Las definiciones de los calores específicos, a presión y volumen constante, son: II.-56

€

€

€

€

3

p 2

Combustor

3 2

Turbina

1 Entrada aire

4 Escape gases

4

1 s

v

Fig II.15.- Ciclo Brayton de aire estándar

Calor específico a presión constante: c p = ( ∂H ) p ∂T Calor específico a volumen constante: cv = ( ∂u )v ∂T € la temperatura; no obstante, en la práctica, para facilitar los cálculos El calor específico varía con termodinámicos se les puede suponer constantes. € Los calores específicos están relacionadas entre sí, puesto que su diferencia es igual a la constante cp de los gases ideales: c p - cv = R (ley de Mayer), y su cociente γ = = coeficiente adiabático. cv Para un gas ideal, con las definiciones y relaciones precedentes, se deducen las respectivas variaciones de entalpía y de entropía: € € di = c p dT du = c v dT Aunque estas expresiones tienen forma diferencial, se pueden utilizar para diferencias finitas de i y de u siempre que las ΔT no sean excesivas. Cuando se requieren precisiones mayores hay que recurrir a las correspondientes tablas de entalpía. Si se establece la condición ds = 0, por tratarse de un proceso isentrópico: T ds = u + p dv = cv dT + p dv = 0 y mediante la ley de gases ideales en forma diferencial se obtiene la ecuación de las politrópicas: dp γ dv + =0 p v

⇒ p vγ = Cte

y de ella y de la ley de los gases ideales se establecen, para un proceso isentrópico, la relación entre presiones y temperaturas: T2 T p = 3 = ( 2 ) (γ T1 T4 p1

1 )/γ

El rendimiento térmico del ciclo Brayton es:

€

€

T

Combustible

η=

wturb - w comp q1

=

wturb = c p ( T3 - T4 ) ; wcomp = c p ( T2 - T1 ) T -T i -i = γ (1 - 4 1 ) = γ ( 1 - 4 1 ) q1 = c v (T3 - T2 ) T3 - T 2 i3 - i 2

Los ciclos reales de las turbinas de gas difieren del ideal, debido a las irreversibilidades relativas al compresor y turbina y a las caídas de presión que se presentan a lo largo del sistema. II.-57

El efecto de las irreversibilidades del ciclo real, sobre el rendimiento, se muestra en un diagrama entrópico, la Fig II.16. - Una compresión isentrópica alcanzaría el punto 2s pero la compresión real llega a la presión p2 con una entropía correspondiente al punto 2 - La expansión en la turbina, alcanza el punto 4 en lugar del 4s - Las isobaras correspondientes a las presiones p1 y p2 ponen de relieve la pérdida de carga en el combustor y en los conductos de conexión - La desviación del proceso entre los puntos 4 y 1, teóricamente pertenecientes a una misma isobara, muestra el efecto de la caída de presión en el escape de la turbina y entrada del compresor En general, el rendimiento de una instalación simple de turbina de gas es bajo (25%÷ 30%), por la alta temperatura de los gases de escape y por la potencia absorbida por el compresor de la planta (más del 50% del generado en la turbina). El rendimiento del ciclo simple real se mejora utilizando, por ejemplo, un cogenerador que caliente el aire antes de introducirle en el combustor, a partir del calor cedido por los gases de escape, o con compresiones y expansiones por etapas. No obstante, para un sistema de combustión dado, el mayor rendimiento se logra con un sistema que tenga una menor relación de presiones, aunque esto disminuye el trabajo mecánico generado, por lo que para cada instalación en particular, habrá que sopesar la menor potencia neta disponible frente a la mejora de rendimiento térmico a obtener. Una de las ventajas fundamentales del ciclo de la turbina de gas es que opera a mucha mayor temperatura que la que caracteriza al ciclo Rankine de vapor. Normalmente las turbinas de gas operan con temperaturas de entrada entre 1800ºF y 2200ºF (982ºC y 1204ºC); con diseños más recientes se ha llegado a operar a 2300ºF (1288ºC), con la correspondiente mejora del rendimiento. Junto a la posibilidad de operar a elevadas temperaturas y de usar gases de combustión como fluido de trabajo, una de las aplicaciones más comunes del sistema de turbina de gas es la de funcionar conjuntamente con un ciclo Rankine de vapor. II.11.- CICLOS COMBINADOS El ciclo Brayton de turbina de gas utiliza gases de alta temperatura que proceden de un proceso de combustión; el escape los descarga a la atmósfera a temperaturas relativamente elevadas, por lo que, en el ciclo Brayton, existe un importante calor residual. El ciclo Rankine de turbina de vapor no puede utilizar las altas temperaturas que se emplean en las turbinas de gas. Los ciclos combinados, Brayton y Rankine operando conjuntamente, se diseñan para aprovechar las ventajas de cada uno de ellos, con el fin de mejorar el rendimiento de la planta. Los ciclos combinados avanzados, en los que el escape de la turbina de gas se utiliza como fuente calorífica para un ciclo de turbina de vapor, pueden alcanzar en aplicaciones de plantas para generaFig II.16.- Diagrama (T-S) de un sistema ideal de turbina de gas II.-58

€

ción de energía eléctrica, rendimientos térmicos superiores al 50%,. Calderas de recuperación.- Una planta simple de ciclo combinado consiste en una instalación de turbina de gas (ciclo Brayton) mejorada, por cuanto los gases de escape de dicha turbina pasan a través de un generador de vapor, que forma parte de un ciclo de vapor, Fig II.17.

Fig II.17.- Planta elemental de ciclo combinado

El generador de vapor utiliza como fuente calorífica los gases de escape de la turbina de gas, para configurar un ciclo Rankine con su turbina de vapor. Se genera electricidad con los trabajos mecánicos de la turbina de gas y la turbina de vapor. En el ciclo combinado, el generador de vapor recupera el calor residual que tienen los gases de escape de la turbina de gas, identificándose como una caldera de recuperación, o caldera de calor residual. Otras aplicaciones de los ciclos combinados incorporan una combustión suplementaria en la caldera de recuperación, aprovechando el exceso de aire caliente de los gases de combustión de la turbina de gas, elevando la temperatura del vapor y mejorar las características de funcionamiento del ciclo de vapor. El rendimiento térmico se define como la relación entre trabajo producido en los dos ciclos y el calor total suministrado:

η=

(Wsal - Went )TG + (Wsal - Went )TV Q tot

Otra solución para combinar ciclos de gas y de vapor, es la representada en la Fig II.18; el hogar de la unidad generadora de vapor sirve de cámara de combustión para producir los gases destinados al ciclo de la turbina de gas; la fuente principal de calor, para ambos ciclos, es el proceso de combustión que tiene lugar en el hogar del generador de vapor, correspondiente al ciclo Rankine; los gases de la combustión, tras el intercambio térmico en el generador de vapor, se expansionan en la turbina de gas, mientras que el vapor generado se expansiona en la turbina de vapor.

Fig II.18.- Planta de ciclo combinado con combustión presurizada II.-59

El calor contenido en los gases de escape de la turbina de gas no es despreciable, y se puede recuperar utilizando un calentador regenerativo gas-aire, en el ciclo de la turbina de gas, o incluso mediante un calentador de agua en el ciclo de la turbina de vapor; un ejemplo de esta solución, lo constituye la combinación de un generador de vapor con combustión en lecho fluido presurizado con su correspondiente ciclo de vapor y de turbina de gas. Cogeneración.- La cogeneración es la producción simultánea de varias formas útiles de energía (térmica, mecánica, eléctrica, etc.), a partir de un combustible único. En la práctica se concreta en la producción de electricidad, a la vez que se realizan otras operaciones industriales, como calefacción, calentamiento de procesos, gasificación de un combustible, etc. Los sistemas de cogeneración se dividen en dos disposiciones básicas: - Ciclos de cabeza (ciclos superiores) - Ciclos de cola (ciclos inferiores) En la Fig II.19 se representa un ciclo de cabeza; el combustible se usa para generar energía eléctrica con una caldera de vapor o con un combustor (cámara de combustión) clásico de un ciclo de turbina de gas; el calor residual del ciclo productor de energía se utiliza en un proceso industrial determinado. Los ciclos superior e inferior se refieren siempre al ciclo energético de vapor.

Fig II.19.- Ciclo de cabeza (o superior)

Fig II.20.- Ciclo de cola (o inferior)

La disposición más corriente en el ciclo de cabeza consta de una caldera o generador de vapor, a una presión mayor que la que se precisa en la aplicación de que se trate. El vapor de alta presión se expansiona en una turbina de vapor, turbina de gas o motor de combustión interna, hasta la presión requerida por la aplicación considerada. El ciclo de cola, Fig II.20, está asociado a una caldera de recuperación de calor residual. Aquí el combustible no se suministra directamente al ciclo generador de energía eléctrica, sino que el vapor se genera con una fuente de calor residual y el vapor producido se expande luego en una turbina, para generar electricidad; el vapor se utiliza en el ciclo de cola configurando un ciclo Rankine, por la posibilidad de condensar a baja temperatura. II.12.- PROCESOS DE COMBUSTIÓN Hasta aquí, los ciclos basados en una combustión se han comparado teniendo en cuenta los rendimientos térmicos alcanzados; sin embargo, para completar la evaluación de un ciclo hay que tener en cuenta el consumo de combustible. La posibilidad de que las diversas máquinas y equipos puedan utilizar la totalidad de la energía de II.-60

€

€

€

€

la temperatura alcanzada en la cámara de combustión combustión, depende de   el grado de disociación de los productos formados por la combustión Si la energía liberada en la combustión del C con el O2 para formar CO2, conforme a la reacción: C + O2 → CO 2 se evacúa de la cámara de combustión y se mantienen los reactivos y los productos de reacción a 77ºF y 14,5 psi = (25ºC y 0,1 MPa) durante el proceso, el calor que se transfiere desde la cámara de combustión sería de 393.522 kJ por cada mol de CO2 que se haya formado. Por el Primer Principio de la Termodinámica, el calor transferido es igual a la diferencia de las entalpías de productos y de reactivos: q - w = i P - iR En el supuesto de que no se realice ningún trabajo en la cámara de combustión, si las entalpías se expresan en base molar {por convenio, la entalpía de los elementos a 77ºF y 14,5 psi = (25ºC y 0,1 MPa) es igual a cero} y siendo n P y n R los moles de cada especie que entran y salen del recinto de combustión, se tiene: Q=

∑ n P i P - €∑ n R€i R

siendo la entalpía del CO 2 en estas condiciones igual a (-393.522) kJ/mol; el signo menos se debe al convenio que establece como negativo el calor que sale del volumen de control; éste calor se transfiere como energía de formación y se designa mediante la notación i of . € Por otro lado, la entalpía del CO2 (y de otros elementos), en condiciones distintas a las citadas, se calcula añadiendo la variación de entalpía, entre las condiciones deseadas y el estado estándar de for€ mación. La reacción estequiométrica facilita las cantidades relativas de reactivos y productos, que entran y salen de la cámara de combustión. La combustión de un combustible fósil, compuesto básicamente por hidrocarburos, está siempre acompañada de formación de vapor de agua; por ejemplo, para el metano, se tiene: CH4 + 2 O2 → CO 2 + H 2 O siendo la variación de entalpía entre la de los reactivos y la de los productos de combustión igual a la transferencia de calor que se produce desde el proceso de combustión. El calor transferido por unidad de masa de combustible es su poder calorífico. Si entre los productos de la combustión: - El agua está presente en estado líquido, el calor transferido es el poder calorífico superior Pc sup - El agua se encuentra en estado de vapor, el calor transferido es el poder calorífico inferior Pc inf La diferencia entre los poderes caloríficos superior e inferior, en la mayoría de los hidrocarburos, es € pequeña, del orden de un 4%, pero no despreciable. € Cuando el rendimiento del ciclo se exprese como porcentaje, referido al poder calorífico del combustible, es importante detallar si se refiere al poder calorífico superior o al poder calorífico inferior. - En algunas aplicaciones se puede estimar un límite superior de la temperatura de combustión, lo II.-61

€

€

€

variaciones de energa cinética o potencial que es factible cuando el proceso se realiza sin  , indicando el  transferencias de calor o de trabajo Primer Principio de la Termodinámica que la suma de entalpías de reactivos es igual a la suma de entalpías de los productos - También se puede determinar la temperatura de los productos de la combustión mediante iteraciones sucesivas; para ello se supone una temperatura de productos y se comprueba la igualdad de la suma de entalpías, correspondientes a productos y reactivos, respectivamente; del error que marque la desigualdad se pasa a corregir la hipótesis inicial Con cualquiera de estos métodos, para combustible y reactivos dados, si se conoce la temperatura de entrada en la cámara de combustión, se puede calcular la temperatura máxima que se alcanza en el proceso de combustión, que es la temperatura de combustión adiabática o temperatura de llama adiabática. II.13.- ENERGÍA LIBRE Otra propiedad termodinámica importante es la energía libre g de Gibbs, de la forma: g = i - Ts que es un potencial termodinámico, por lo que en cualquier proceso reversible o irreversible, su variación depende sólo de los estados inicial y final del sistema de que se trate. La utilidad de la energía libre es evidente para un proceso reversible, con unas variaciones despreciables de energías cinética y potencial: Wrev=

∑{ m1 (i1 − T0 s1 )} - ∑{ m 2 (i 2 − T0 s 2 )}

Cuando se aplica a un proceso de combustión, en el que reactivos y productos están en equilibrio de temperaturas con el medio exterior, la introducción de la energía libre g permite llegar a la expresión: Wrev=

∑ nR gR - ∑ nP gP

que facilita el máximo valor del trabajo reversible que es posible obtener a partir de la combustión de un combustible dado. Las cantidades n R y n P se deducen de la reacción química y la g se expresa en base molar. El trabajo reversible es máximo cuando los reactivos constituyen una mezcla estequiométrica. La energía libre se puede utilizar para calcular la temperatura de combustión que se alcanza con € combustible, € un determinado incluyendo el efecto de disociación. El problema de la disociación se puede estudiar mediante la combustión del C con el O2; cuando la temperatura del proceso de combustión es suficientemente alta, el CO 2 se disocia en CO y en O 2 , según la reacción: CO2 → CO +

1 2

O2

€

€

en la que hay que hacer las siguientes consideraciones: - La ecuación de disociación tiene lugar de izquierda a derecha, por lo que la suma de energías libres II.-62

€

€

de reactivos y de productos varía - El equilibrio de esta reacción se alcanza cuando la suma de energías libres es mínima - El punto de equilibrio (grado de disociación) depende de la temperatura de combustión. El cálculo iterativo para determinar el punto de mínima energía libre se hace con ordenador, en las condiciones de equilibrio de la ecuación de disociación a una temperatura dada y, también, mediante Tablas de valores de las constantes asociadas a las sustancias que participan en la reacción. La constante asociada es la constante de equilibrio Keq que para el caso de gases ideales, es: K eq =

( p B )b ( p C ) c ( p A )a

 A, B, C, son las sustancias presentes  en la que:  p A , p A , pC son las presiones parciales Presión total x Fracción molar Mezcla  a, b, c son los moles presentes de las respectivas sustancias  El balance estequiométrico es: (a A ) ↔ (b B ) + ( c C ) Para reacciones de gases reales hay que sustituir la presión parcial por la fugacidad (tendencia de los gases a expandirse).

€

Para el ejemplo de la combustión del C con O2 la reacción química global es: C + O2 → (a CO 2 ) + (b CO ) + ( c O 2 ) en la que: a, b, c, son las fracciones molares de los productos (que se calculan resolviendo la reacción de disociación a la temperatura supuesta). La ecuación global de la reacción se usa para comprobar la temperatura que se había supuesto, mediante la suma de entalpías de los productos a dicha temperatura. La entalpía a tener en cuenta para cada sustancia, antes de la suma, es el producto de su entalpía molar por la correspondiente fracción molar. La temperatura queda determinada cuando la suma de entalpías de los productos, menos la suma de entalpías de los reactivos, es igual al calor transferido al medio exterior, que rodea la cámara de combustión.

II.-63

Tabla II.2.- PROPIEDADES DEL VAPOR SATURADO Y AGUA SATURADA (Temperatura) Volumen (ft3 /lb) Temp.

Presión

Agua

ºF 32 35 40 45 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 212 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 340 360 380 400 420 440 460 480 500 520 540 560 580 600 620 640 660 680 700 705,5

psia 8,9e-2 9,9e-2 1,2e-1 1,5e-1 1,8e-1 0,2561 0,3629 0,5068 0,6981 0,9492 1,275 1,6927 2,223 2,8892 3,718 4,741 5,993 7,511 9,34 11,526 14,123 14,696 17,186 20,779 24,968 29,825 35,427 41,856 49,2 57,55 67,005 77,67 89,64 117,99 153,01 195,73 247,26 308,78 381,54 4669 566,2 680,9 812,5 962,8 1133,4 1326,2 1543,2 1786,9 2059,9 2365,7 2708,6 3094,3 3208,2

v´ 1,6e-2 1,6e-2 1,6e-2 1,6e-2 1,6e-2 0,1603 1,6e-2 1,6e-2 0,0161 1,6e-2 1,6e-2 0,0162 1,6e-2 1,6e-2 1,6e-2 0,0164 1,6e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,9e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,7e-2 1,8e-2 1,8e-2 1,8e-2 1,8e-2 1,8e-2 1864 1,9e-2 1,9e-2 0,0196 0,02 0,0204 0,0209 0,0215 0,0221 0,0228 0,0235 0,0247 0,026 0,0277 0,0304 0,0366 0,0598

Entalpía (Btu/lb)

Ag+vap

Vapor

Agua

3305 2948 2446 2037,7 1704,8 1207,6 868,3 633,3 468,1 350,4 265,4 203,25 157,32 122,98 97,05 77,27 62,04 50,21 40,94 33,62 27,8 25,78 23,13 19,364 16,304 13,802 11,745 10,042 8,627 7,443 6,448 5,609 4,896 3,77 2,939 2,317 1,8444 1,4844 1,1976 0,9746 0,7972 0,6545 0,5386 0,4437 0,3651 0,2994 0,2438 0,1962 0,1543 0,1166 0,0808 0,0386 0

v'' 3305 2948 2446 2307,7 1704,8 1207,6 868,3 633,3 468,1 350,4 265,4 203,26 157,33 123 97,07 77,29 62,06 50,22 40,96 33,64 27,8 26,8 23,15 19,381 16,321 13,819 11,762 10,06 8,644 7,4 6,466 5,626 4,914 3,788 2,957 2,335 1,863 1,4997 1,2169 0,9942 0,8172 0,6749 0,5596 0,4651 0,3871 0,3222 0,2675 0,2208 0,1802 0,1443 0,1112 0,0752 0,0508

i' - 0,02 3 8,03 13,04 18,05 28,06 38,05 48,04 58,02 68 77,98 87,97 97,96 107,95 117,95 127,96 137,97 148 158,04 168,09 178,15 180,17 188,23 198,33 208,45 218,59 228,76 238,95 249,17 259,4 269,7 280 290,4 311,3 332,3 353,6 375,1 396,9 419 441,5 464,5 487,9 512 536,8 563,4 589,1 617,1 646,9 679,1 714,9 758,5 822,4 906

II.-64

Entropía (Btu/lbºF)

Ag+vap

Vapor

Agua

Ag+vap

Vapor

1075,5 1073,8 1071 1068,1 1065,3 1059,7 1054 1048,4 1042,7 1037,1 1031,4 1025,6 1019,8 1014 1008,2 1002,2 996,2 990,2 984,1 977,9 971,6 970,3 965,2 958,7 952,1 945,4 938,6 931,7 924,6 917,4 910 902,5 894,8 878,8 862,1 844,5 825,9 806,2 785,4 763,2 739,6 714,3 687 667,5 625,3 589,9 550,6 506,3 454,6 392,1 310,1 172,7 0

i'' 1075,5 1076,8 1079 1081,2 1083,4 1087,7 1092,1 1096,4 1100,8 1105,1 1109,3 1113,6 1117,8 1122 1126,1 1130,2 1134,2 1138,2 1142,1 1146 1149,7 1150,5 1153,4 1157,1 1160,6 1164 1167,4 1170,6 1173,8 1176,8 1179,7 1182,5 1185,2 1190,1 1194,4 1198 1201 1203,1 1204,4 1204,8 1204,1 1202,2 1199 1194,3 1187,7 11790 1167,7 1153,2 1133,7 1107 1068,5 995,2 9060

s' 0 0,0061 0,0162 0,0262 0,0361 0,0555 0,0745 0,0932 0,1115 0,1295 0,1472 0,1646 0,1817 0,1985 0,215 0,2313 0,2473 0,2631 0,2787 0,294 0,3091 0,3121 0,3241 0,3388 0,3533 0,3677 0,3819 0,396 0,4098 0,4236 0,4372 0,4506 0,464 0,4902 0,5161 0,5416 0,5667 0,5915 0,6161 0,6405 0,6648 0,689 0,7133 0,7378 0,7625 0,7876 0,8134 0,8403 0,8686 0,8995 0,9365 0,9901 1,0612

2,1873 2,1706 2,1432 2,1164 2,0901 2,0391 1,99 1,9426 1,897 1,853 1,8105 1,7693 1,7295 1,691 1,6536 1,6174 1,5822 1,548 1,5148 1,4824 1,4509 1,4447 1,4201 1,3902 1,3609 1,3323 1,3043 1,2769 1,2501 1,2238 1,1979 1,1726 1,1477 1,099 1,0517 1,0057 0,9607 0,9165 0,8729 0,8299 0,7871 0,7443 0,7013 0,6577 0,6132 0,5673 0,5196 0,4689 4134 0,3502 0,272 0,149 0

s'' 2,1873 2,1767 2,1594 2,1426 2,1262 2,0946 2,0645 2,0359 2,0086 1,9825 1,9577 1,9339 1,9112 1,8895 1,8686 1,8487 1,8295 1,8111 1,7934 1,7764 1,76 1,7568 1,7442 1,729 1,7142 1,7 1,6862 1,6729 1,6599 1,6473 1,6351 1,6232 1,6116 1,5892 1,5678 1,5473 1,5274 1,508 1,489 1,4704 1,4518 1,4333 1,4146 1,3954 1,3757 1,355 1,333 1,3092 1,2821 1,2498 1,2086 1,139 1,0612

Tabla II.3.- PROPIEDADES DEL VAPOR SATURADO Y AGUA SATURADA (Presión) Presión Temper psia ºF

0,0886 0,1 0,15 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 14,7 15 20 30 40 50 60 70 80 90 100 120 140 160 180 200 250 300 350 400 450 500 550 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 2000 2500 3000

32,018 35,023 45,453 53,16 64,484 72,869 79,586 85,218 90,09 94,38 98,24 101,74 126,07 141,07 152,98 162,24 170,05 176,84 182,86 188,27 193,21 212 213,03 227,96 250,34 167,25 281,02 292,71 302,93 312,04 320,28 327,82 341,27 353,04 363,55 373,08 381,8 400,97 417,35 431,73 444,6 456,28 467,01 476,94 486,2 503,08 518,21 531,95 544,58 556,28 567,19 577,42 587,07 596,2 635,8 668,11 695,33

Volumen (ft3 /lb) Agua Ag+vap Vapor v' v''

0,01602 0,01602 0,01602 0,01603 0,01604 0,01606 0,01607 0,01609 0,0161 0,01611 0,01612 0,01614 0,01623 0,0163 0,01636 0,01641 0,01645 0,01649 0,01653 0,01656 0,01659 0,01672 0,01673 1683 0,01701 0,01716 0,01727 0,01738 0,01748 0,01757 0,01766 0,01774 0,01789 0,01803 0,01815 0,01827 0,01839 1,8245 1,5238 1,3064 1,1416 1,0122 0,0198 0,0199 0,0201 0,0205 0,0209 0,0212 0,0216 0,022 0,0223 0,0227 0,0231 0,0235 0,0257 0,0286 0,0343

3302,4 2945,5 2004,7 1526,3 1039,7 792 641,5 540 466,93 411,67 368,43 333,59 173,74 118,71 90,63 73,52 61,967 53,634 47,328 42,385 38,404 26,782 26,274 20,07 13,727 10,479 8,497 7,1562 6,1875 5,4536 4,8777 4,4133 3,7097 3,201 2,8155 2,5129 2,2689 1,8245 1,5238 1,3064 1,1416 1,0122 0,90787 0,82183 0,74962 0,63505 0,54809 0,47968 0,42436 0,37863 0,34013 0,30722 0,27871 0,25372 0,16266 0,10209 0,05073

3302,4 2945,45 2004,7 1526,3 1039,7 792,1 641,5 540,1 466,94 411,69 368,43 333,6 173,76 118,73 90,64 73,53 61,98 53,65 47,35 42,4 38,42 26,8 26,29 20,087 13,744 10,497 8,514 7,174 6,205 5,471 4,895 4,431 3,728 3,219 2,834 2,531 2,287 1,8432 1,5427 1,3255 1,161 1,0318 0,9276 0,8416 0,7698 0,6556 0,569 0,5009 0,446 0,4006 0,3625 0,3299 0,3018 0,2772 0,1883 0,1307 0,085

Entalpía (Btu/lb) Agua Ag+vap Vapor i' i''

0 3,03 13,5 21,22 32,54 40,92 47,62 53,25 58,1 62,39 66,24 69,73 94,03 109,42 120,92 130,2 138,03 144,83 150,87 156,3 161,26 180,17 181,21 196,27 218,9 236,1 250,2 262,2 272,7 282,1 290,7 298,5 312,6 325 336,1 346,2 355,5 376,1 394 409,8 424,2 437,3 449,5 460,9 471,7 491,6 509,8 526,7 542,6 557,5 571,9 585,6 598,8 611,7 672,1 731,7 801,8

1075,5 1073,8 1067,9 1063,5 1057,1 1052,4 1048,6 1045,5 1042,7 1040,3 1038,1 1036,1 1022,1 1013,2 1006,4 1000,9 996,2 992,1 988,5 985,1 982,1 970,3 969,7 960,1 945,2 933,6 923,9 915,4 907,8 900,9 894,6 888,6 877,8 868 859 850,7 842,8 825 808,9 794,2 780,4 842,8 755,1 743,3 732 710,2 689,6 669,7 650,4 631,5 613 594,6 576,5 558,4 466,2 361,6 218,4 II.-65

1075,5 1076,8 1081,4 1084,7 1089,7 1093,3 1096,3 1098,7 1100,8 1102,6 1104,3 1105,8 1116,2 1122,6 1127,3 1131,1 1134,2 1136,9 1139,3 1141,4 1143,3 1150,5 1150,9 1156,3 1164,1 1169,8 1174,1 1177,6 1180,6 1183,1 1185,3 1187,2 1190,4 1193 1195,1 1196,9 1198,3 1201,1 1202,9 1204 1204,6 1204,8 1204,7 1204,3 1203,7 1201,8 1199,4 1196,4 1192,9 1189,1 1184,8 1180,2 1175,3 1170,1 1138,3 1093,3 1020,3

Entropía (Btu/lbºF) Energía (Btu/lb) Agua Ag+vap Vapor Agua Vapor s' s''

0 0,0061 0,0271 0,0422 0,0641 0,0799 0,0925 0,1028 0,103 0,1117 0,1264 0,1325 0,175 0,2009 2199 0,2349 0,2474 0,2581 0,2676 0,276 0,2836 0,3121 0,3137 0,3358 0,3682 0,3921 0,4112 0,4273 0,4411 0,4534 0,4643 0,4743 0,4919 0,5071 0,5206 0,5328 0,5438 0,5679 5882 0,6059 0,6217 0,636 0,649 0,8611 0,6723 0,6928 0,7111 0,7279 0,7434 0,7578 0,7714 0,7843 0,7966 0,8085 0,8625 0,9139 0,9728

2,1872 2,1708 2,114 2,0738 2,0168 1,9762 1,9446 1,9186 1,8966 1,8775 1,8606 1,8455 1,745 1,6854 1,6428 1,6094 1,582 1,5587 1,5384 1,5204 1,5043 1,4447 1,4415 1,3962 1,3313 1,2844 1,2474 1,2167 1,1905 1,1675 1,147 1,1284 1,096 1,0681 1,0435 1,0215 1,0016 0,9585 0,9223 0,8909 0,863 0,8378 0,8148 0,7936 0,7738 0,7377 0,7051 0,6753 0,6476 0,6216 0,5969 0,5733 0,5507 0,5288 0,4256 0,3206 0,1891

2,1872 2,1766 2,1411 2,116 2,0809 2,0563 2,037 2,0215 2,0083 1,997 1,987 1,9781 1,92 1,8864 1,8626 1,8443 1,8294 1,8168 1,806 1,7964 1,7879 1,7568 1,7552 1,732 1,6995 1,6765 1,6586 1,644 1,6316 6208 1,6113 1,6027 1,5879 1,5752 1,5641 1,5543 1,5454 1,5264 1,5105 1,4968 1,4847 1,4738 14639 1,4547 1,4461 1,4304 1,4163 1,4032 1,391 1,3794 1,3683 1,3577 1,3474 1,3373 1,2881 1,2345 1,1619

0 3,03 13,5 21,22 32,54 40,92 47,62 53,24 58,1 62,39 66,24 69,73 94,03 109,41 120,9 130,18 138,01 144,81 150,84 156,28 161,23 180,12 18116 196,21 218,3 236 250,1 262 272,5 281,9 290,4 298,2 312,2 324,5 335,5 345,6 354,8 375,3 392,9 408,6 422,7 435,7 447,7 458,9 469,5 488,9 506,7 532,2 538,6 553,1 566,9 580,1 592,9 605,2 662,6 718,5 782,8

1021,3 1022,3 1025,7 1028,3 1032 1034,7 1036,9 1038,7 1040,3 1041,7 1042,9 1044,1 1051,8 1056,7 1060,2 1063,1 1065,4 1067,4 1069,2 1070,8 1072,3 1077,6 1077,9 1082 1087,9 1092,1 1095,3 1098 1100,2 1102,1 1103,2 1105,8 1107,6 1109,6 1111,2 1112,5 1113,7 1115,8 1117,2 1118,1 1118,7 1118,9 1118,8 1118,6 1118,2 1116,9 1115,2 1113 1110,4 1107,5 1104,3 1100,9 1097,1 1093,1 1068,6 1032,9 973,1

Tabla II.4.- PROPIEDADES DEL VAPOR SOBRECALENTADO Y AGUA COMPRIMIDA (T y p) Volumen (ft3 /lb), Entalpía (Btu/lb), Entropía (Btu/lbºF)

p, psia Tsat. ºF 1 v 101,7 i s 5 v 162,2 i s 10 v 193,2 i s 15 v 213 i s 20 v 227,9 i s 40 v 267,3 i s 60 v 292,6 i s 80 v 312 i s 100 v 327,8 i s 120 v 341,3 i s 140 v 353 i s 160 v 363,6 i s 180 v 373,1 i s 200 v 381,8 i s 250 v 400,9 i s 300 v 417,4 i s 350 v 431,7 i s 400 v 444,6 i s

100 1,6e-2 68 1,3e-1 1,6e-2 68,01 1,3e-1 1,6e-2 68,02 1,3e-1 1,6e-2 68,04 1,3e-1 1,6e-2 68,05 1,3e-1 1,6e-2 68,1 1,3e-1 1,6e-2 6815 1,3e-1 1,6e-2 68,21 1,3e-1 1,6e-2 68,26 1,3e-1 1,6e-2 68,31 1,3e-1 1,6e-2 68,37 1,3e-1 1,6e-2 68,42 1,3e-1 1,6e-2 68,47 1,3e-1 1,6e-2 68,52 1,3e-1 1,6e-2 68,66 1,3e-1 1,6e-2 68,79 1,3e-1 1,6e-2 68,92 1,3e-1 1,6e-2 69,05 1,3e-1

200 392,5 1150 2,051 78,14 1149 1,872 38,84 1147 1,793 1,7e-2 168,1 0,294 1,7e-2 168,1 0,294 1,7e-2 168,2 0,294 1,7e-2 168,2 2,9e-1 1,7e-2 168,2 2,9e-1 1,7e-2 168,3 2,9e-1 1,7e-2 168,3 2,9e-1 1,7e-2 168,4 2,9e-1 1,7e-2 168,4 2,9e-1 1,7e-2 168,5 2,9e-1 1,7e-2 168,5 2,9e-1 1,7e-2 168,6 2,9e-1 1,7e-2 168,7 2,9e-1 1,7e-2 168,9 2,9e-1 1,7e-2 168,9 2,9e-1

300 452,3 1196 2,115 90,24 1195 1,937 44,98 1194 1,859 29,89 1193 1,813 22,36 1191 1,781 11,04 1187 1,699 7,257 1182 1,649 1,8e-2 269,7 4,4e-1 1,8e-2 269,8 4,4e-1 1,8e-2 269,8 4,4e-1 1,8e-2 269,9 0,437 1,8e-2 269,9 0,437 1,7e-2 269,9 0,437 1,7e-2 269,9 4,4e-1 1,7e-2 270,1 4,4e-1 1,7e-2 270,1 4,3e-1 1,7e-2 279,2 4,4e-1 1,7e-2 270,3 4,4e-1

400 511,9 1242 2,172 102,2 1241 1,994 51,03 1241 1,917 33,96 1239 1,872 25,43 1239 1,839 12,62 1236 1,761 8,354 1234 1,713 6,218 1231 1,679 4,935 1227 1,652 4,079 1224 1,629 3,466 1221 1,609 3,006 1217 1,591 2,647 1214 1,574 2,359 1210 1,559 1,9e-2 375,1 5,7e-1 1,9e-2 375,2 5,7e-1 1,9e-2 375,2 5,7e-1 1,8e-2 375,3 5,7e-1

500 571,5 1289 2,224 114,2 1288 2,046 57,04 1288 1,969 37,99 1287 1,924 26,46 1287 1,892 14,17 1285 1,814 9,4 1283 1,768 7,018 1281 1,735 5,588 1279 1,709 4,634 1277 1,687 3,953 1275 1,669 3,441 1273 1,652 3,043 1271 1,638 2,725 1269 1,624 2,15 1264 1,595 1,767 1258 1,57 1,491 1252 1,548 1,284 1245 1,528

600 631,1 1336 2,271 126,2 1336 2,093 63,03 1336 2,017 41,99 1335 1,972 31,47 1335 1,939 15,69 1334 1,862 10,43 1332 1,817 7,794 1331 1,784 6,216 1329 1,759 5,164 1328 1,738 4,412 1327 1,719 3,848 1325 1,704 3,409 1324 1,69 3,058 1323 1,678 2,466 1319 1,65 2,004 1315 1,627 1,703 1311 1,608 1,476 1307 1,59

Temperatura, ºF 700 800 900 690,7 1385 2,314 138,1 150 161,9 1384 1434 1484 2,137 2,178 2,216 69 74,98 80,94 1384 1433 1484 2,06 2,101 2,139 45,98 49,96 53,95 1384 1433 1483 2,016 2,056 2,095 34,47 37,46 40,45 1384 1433 1483 1,984 2,024 2,063 17,19 18,69 20,19 1383 1432 1483 1,907 1,948 1,986 11,44 12,45 13,45 1382 1431 1482 1,861 1,902 1,941 8,56 9,319 10,08 1381 1431 1481 1,829 1,87 1,909 6,833 7,443 8,05 1379 1429 1480 1,804 1,845 1,884 5,683 6,193 6,701 1378 1429 1479 1,783 1,825 1,864 4,859 5,299 5,736 1377 1428 1479 1,765 1,807 1,846 4,242 4,629 5,013 1376 1427 1478 1,749 1,792 1,831 3,762 4,108 4,451 1375 1426 1478 1,736 1,778 1,818 3,378 3,692 4,001 1374 1426 1477 1,724 1,766 1,806 2,687 2,941 3,191 1372 1423 1475 1,698 1,741 1,78 2,226 2,441 2,651 1369 1421 1474 1,676 1,719 1,759 1,897 2,083 2,265 1366 1419 1472 1,637 1,701 1,741 1,649 1,815 1,976 1363 1417 1470 1,641 1,685 1,726

II.-66

1000

1100

1200

1300

1400

1500

173,9 1535 2,252 86,91 1535 2,176 57,93 1535 2,131 43,44 1534 2,099 21,69 1534 2,022 14,45 1533 1,977 10,83 1533 1,945 8,655 1532 1,921 7,206 1531 1,9 6,171 1531 1,883 5,395 1530 1,868 4,791 1529 1,855 4,308 1529 1,843 3,438 1528 1,817 2,859 1526 1,796 2,445 1625 1,779 2,134 1523 1,763

185,8 1587 2,287 92,87 1587 2,21 61,91 1587 2,165 46,42 1586 2,134 23,19 1586 2,057 15,45 1585 2,012 11,58 1585 1,98 9,258 1584 1,955 7,709 1584 1,935 6,604 1583 1,918 5,774 1583 1,903 5,129 1582 1,889 4,613 1582 1,878 3,684 1581 1,852 3,064 1579 1,832 2,622 1578 1,814 2,29 1577 1,799

197,7 1639 2,319 98,84 1639 2,243 65,88 1639 2,198 49,41 1639 2,167 24,69 1639 2,089 16,45 1638 2,045 12,33 1638 2,013 9,86 1638 1,988 8,212 1637 1,968 7,035 1637 1,951 6,152 1636 1,936 5,466 1636 1,923 4,917 1635 1,911 3,928 1634 1,886 3,269 1633 1,865 2,798 1632 1,848 2,445 1631 1,833

209,6 1693 2,351 104,8 1693 2,274 69,86 1693 2,229 52,39 1693 2,198 26,18 1993 2,122 17,45 1692 2,077 13,08 1692 2,045 10,46 1692 2,019 8,713 1691 1,999 7,465 1691 1,983 6,529 1691 1,968 5,801 1690 1,955 5,219 1689 1,943 4,171 1689 1,918 3,472 1688 1,897 2,973 1687 1,879 2,599 1686 1,865

221,5 1748 2,381 110,8 1748 2,305 73,83 1748 2,259 55,37 1748 2,228 27,68 1748 2,152 18,45 1747 2,107 13,83 1747 2,075 11,06 1747 2,05 9,213 1746 2,03 7,895 1746 2,013 6,906 1746 1,998 6,136 1745 1,985 5,521 1745 1,973 4,413 1744 1,948 3,675 1743 1,928 3,247 1743 1,911 2,752 1742 1,896

233,45 1803,5 2,4101 116,72 1803,4 2,3537 77,807 1803,4 2,289 58,352 1803,3 2,2572 29,168 1803 2,1807 19,441 1802,8 2,1359 14,577 1802,5 2,1041 11,659 1802,2 2,0794 9,713 1802 2,0592 8,3233 1801,7 2,0421 7,2811 1801,4 2,0273 6,4704 1801,2 2,0142 5,8219 1800,9 2,0025 4,6546 1800,2 1,9776 3,8764 1799,6 1,9572 3,3205 1798,9 19400 2,9037 1798,2 1,925

Tabla II.4.- PROPIEDADES DEL VAPOR SOBRECALENTADO Y AGUA COMPRIMIDA (T y p) Volumen (ft3 /lb), Entalpía (Btu/lb), Entropía (Btu/lbºF)

p, psia Tsat. ºF 500 v 467 i s 600 v 486,2 i s 700 v 503,1 i s 800 v 518,2 i s 900 v 531,9 i s 1000 v 544,6 i s 1100 v 556,3 i s 1200 v 567,2 i s 1400 v 587,1 i s 1600 v 604,9 i s 1800 v 621 i s 2000 v 635,8 i s 2500 v 668,1 i s 3000 v 695,3 i s 3200 v 705,1 i s 3500 v i s 4000 v i s 5000 v i s 6000 v i s

100 1,6e-2 69,32 1,3e-1 1,6e-2 69,58 1,3e-1 1,6e-2 68,84 1,3e-1 1,6e-2 70,11 0,129 1,6e-2 70,37 0,129 1,6e-2 70,63 1,3e-1 1,6e-2 70,9 1,3e-1 1,6e-2 71,16 1,3e-1 1,6e-2 71,68 1,3e-1 1,6e-2 72,21 1,3e-1 0,016 72,73 1,3e-1 0,016 73,26 1,3e-1 0,016 74,57 0,128 0,016 75,88 1,3e-1 0,016 76,4 1,3e-1 0,016 77,2 1,3e-1 1,6e-2 78,5 1,3e-1 1,6e-2 81,1 1,3e-1 1,6e-2 83,7 1,3e-1

200 1,7e-2 169,2 2,9e-1 1,7e-2 169,4 2,9e-1 1,7e-2 169,7 2,9e-1 1,7e-2 169,9 0,293 1,7e-2 170,1 2,9e-1 1,7e-2 170,3 2,9e-1 1,7e-2 170,6 2,9e-1 1,7e-2 170,8 2,9e-1 1,7e-2 171,2 2,9e-1 1,7e-2 171,7 1,9e-1 1,7e-2 172,2 2,9e-1 1,7e-2 172,2 2,9e-1 1,7e-2 173,7 0,291 1,7e-2 174,9 2,9e-1 1,7e-2 175,3 2,9e-1 1,6e-2 176 2,9e-1 1,6e-2 177,2 2,9e-1 1,6e-2 179,5 2,9e-1 1,6e-2 181,7 0,287

300 1,7e-2 270,5 4,4e-1 1,7e-2 270,7 4,4e-1 0,174 270,9 0,436 1,7e-2 271,1 4,4e-1 1,7e-2 271,3 4,4e-1 1,7e-2 271,4 4,4e-1 1,7e-2 271,6 4,4e-1 1,7e-2 271,8 4,4e-1 1,7e-2 272,2 4,3e-1 1,7e-2 272,6 4,3e-1 1,7e-2 272,9 4,3e-1 1,7e-2 273,3 4,3e-1 1,7e-2 274,3 4,3e-1 1,7e-2 275,2 0,432 0,172 275,6 4,3e-1 1,7e-2 276,2 4,3e-1 1,7e-2 277,1 4,3e-1 1,7e-2 279,1 4,3e-1 0,017 281 4,3e-1

400 1,9e-2 375,4 0,566 1,9e-2 375,5 5,7e-1 1,9e-2 375,6 5,7e-1 1,9e-2 375,7 5,7e-1 1,9e-2 375,8 5,6e-1 1,9e-2 375,9 5,6e-1 1,9e-2 376,1 5,6e-1 1,9e-2 376,2 5,6e-1 1,9e-2 376,4 5,6e-1 1,9e-2 376,7 5,6e-1 1,9e-2 376,9 5,6e-1 1,8e-2 377,2 5,6e-1 1,8e-2 377,8 5,6e-1 1,8e-2 378,5 5,6e-1 1,8e-2 378,7 5,6e-1 1,8e-2 379,1 5,6e-1 1,8e-2 379,8 5,6e-1 1,8e-2 381,2 0,555 0,018 382,7 5,5e-1

500 9,9e-1 1231 1,492 7,9e-1 1216 1,459 2e-2 48793 6,9e-1 2e-2 487,9 6,9e-1 2e-2 487,8 O,6881 2e-2 487,8 6,9e-1 2e-2 487,8 6,9e-1 2e-2 484,7 6,9e-1 2e-2 487,7 6,9e-1 2e-2 487,7 6,9e-1 2e-2 487,6 6,8e-1 2e-2 487,5 6,8e-1 2e-2 487,5 6,8e-1 0,02 487,5 6,8e-1 1,9e-2 487,5 6,8e-1 1,9e-2 487,6 6,8e-1 1,9e-2 487,7 0,676 1,9e-2 488,1 6,7e-1 1,9e-2 488,6 6,7e-1

600 1,158 1299 1,559 9,5e-1 1290 1,533 7,9e-1 1281 1,509 6,8e-1 1271 1,487 5,9e-1 1261 1,466 5,1e-1 1249 1,446 4,5e-1 1237 1,426 4e-1 1224 1,406 3,2e-1 1194 1,365 2,4e-2 616,8 8,1e-1 2,4e-2 615,6 8,1e-1 2,3e-2 614,5 8,1e-1 0,023 612,1 8e-1 0,228 610,1 8e-1 2,3e-2 609,4 7,9e-1 0,225 608,4 7,9e-1 2,2e-2 606,9 0,794 2,2e-2 604,6 0,788 2,2e-2 602,9 7,8e-1

Temperatura, ºF 700 800 900 1,304 1,439 1,571 1358 1413 1467 1,612 1,658 1,699 1,073 1,189 1,301 1352 1408 1463 1,584 1,636 1,677 9,1e-1 1,01 1,108 1346 1404 1459 1,567 1,615 1,658 7,8e-1 8,8e-1 9,6e-1 1339 1399 1456 1,548 1,598 1,641 6,9e-1 7,7e-1 8,5e-1 1333 1394 1452 1,531 1,582 1,626 0,608 6,9e-1 7,6e-1 1326 1389 1449 1,515 1,568 1,613 0,544 6,2e-1 6,9e-1 1319 1385 1445 1,499 1,554 1,6 4,9e-1 5,6e-1 0,625 1312 1379 1441 1,485 1,542 1,588 4,1e-1 4,7e-1 5,3e-1 1296 1369 1433 1,458 1,518 1,567 3,4e-1 4e-1 4,6e-1 1279 1359 1425 1,431 1,497 1,548 2,9e-1 0,35 3,9e-1 1261 1347 1417 1,405 1,477 1,53 2,5e-1 3,1e-1 3,5e-1 1241 1353 1409 1,379 1,458 1,514 1,7e-1 2,3e-1 2,7e-1 1177 1303 1387 1,308 1,413 1,477 9,8e-2 1,8e-1 2,2e-1 1061 1267 1363 1,197 1,369 1,443 3,4e-2 1,6e-1 1,9e-1 800,8 1251 1353 9,7e-1 1,352 1,43 3,1e-2 1,4e-1 1,8e-1 779,4 1225 1338 9,5e-1 1,324 1,411 2,9e-2 1,1e-1 1,5e-1 763 1174 1312 9,3e-1 1,275 1,381 2,7e-2 5,9e-2 1e-1 746 1043 1253 9,2e-1 1,159 1,321 2,6e-2 3,9e-2 7,6e-2 736,1 945,1 1189 9e-1 1,018 1,262 II.-67

1000 1,699 1520 1,737 1,409 1517 1,716 1,202 1514 1,697 1,047 1511 1,681 9,3e-1 1509 1,666 8,3e-1 1504 1,653 7,5e-1 1502 1,641 6,8e-1 1499 1,629 5,8e-1 1492 1,609 5e-1 1487 1,592 4,4e-1 1481 1,575 3,9e-1 1474 1,56 3,1e-1 1458 1,527 2,5e-1 1440 1,498 2,3e-1 1433 1,487 2,1e-1 1422 1,471 1,8e-1 1404 1,445 1,3e-1 1365 1,4 0,102 1324 1,357

1100 1,826 1574 1,773 1,516 1572 1,752 1,295 1569 1,734 1,129 1567 1,718 9,9e-1 1564 1,703 8,9e-1 1562 1,691 8,1e-1 1559 1,679 7,4e-1 1557 1,668 6,3e-1 1552 1,648 5,5e-1 1547 1,631 4,8e-1 1541 1,616 0,432 1536 1,601 0,339 1523 1,57 0,277 1509 1,543 2,6e-1 1504 1,534 2,3e-1 1496 1,519 1,9e-1 1481 1,498 1,6e-1 1452 1,458 1,2e-1 1422 1,423

1200 1,951 1629 1,807 1,621 1627 1,786 1,386 1625 1,768 1,209 1623 1,752 1,072 1621 1,738 9,6e-1 1618 1,726 8,7e-1 1616 1,714 7,9e-1 1614 1,704 6,8e-1 1609 1,685 5,9e-1 1606 1,668 5,2e-1 1601 16528 0,468 1597 1,639 3,7e-1 1586 1,609 3e-1 1575 1,584 2,8e-1 1570 1,575 2,6e-1 1563 1,562 0,221 1552 1,542 1,7e-1 1529 1,506 1,4e-1 1506 1,475

1300 2,075 1684 1,839 1,725 1683 1,818 1,476 1681 1,801 1,289 1679 1,785 1,143 1677 1,771 1,027 1675 1,759 9,3e-1 1674 1,748 8,5e-1 1672 1,737 7,3e-1 1668 1,719 6,3e-1 1664 1,702 5,6e-1 1661 1,688 5e-1 1657 1,674 0,398 1648 1,646 3,3e-1 1639 1,621 3,1e-1 1635 1,613 2,8e-1 1629 1,6 2,4e-1 1619 1,581 0,189 1601 1,548 1,5e-1 1582 1,519

1400 2,198 1740 1,87 1,828 1739 1,849 1,565 1737 1,832 3,7e-1 1735 1,816 1,213 1734 1,803 1,09 1733 1,791 9,9e-1 1731 1,779 9,1e-1 1729 1,769 7,7e-1 1726 1,751 6,7e-1 1723 1,734 0,598 1720 1,72 5,4e-1 1717 1,708 4,3e-1 1709 1,679 3,5e-1 1701 1,656 3,3e-1 1698 1,648 2,9e-1 1694 1,636 2,6e-1 1686 1,618 0,205 1670 1,586 1,7e-1 1654 1,559

1500 2,32 1796,9 1,8998 1,9309 1795,6 1,8792 1,653 1794,3 1,8617 1,4446 1792,9 1,8464 1,2825 1791,6 1,8029 1,1529 1790,3 1,8207 1,0468 1789 1,8097 0,9584 1787,6 1,7996 0,8195 1785 1,7815 0,7153 1782,3 1,7657 0,6343 1779,7 1,7516 0,5695 1777,1 1,7389 0,4529 177o,4 1,7116 0,3753 1761,8 1,6888 0,351 1761,2 1,6806 0,3198 1757,2 1,6691 0,2783 1750,6 1,6516 0,2203 1737,4 1,6216 0,1817 1724,2 1,5962

Tabla II.5.- CONSTANTES TERMODINÁMICAS DEL VAPOR DE AGUA HÚMEDO (Unidades SI)

Presión sat. Temp. sat. bars

ºC

0,0061 0,0061 0,0070 0,0081 0,0094 0,0100 0,0107 0,0123 0,0140 0,0160 0,0182 0,0206 0,0234 0,0250 0,0264 0,0298 0,0336 0,0378 0,0424 0,0475 0,0500 0,0532 0,0594 0,0662 0,0737 0,0750 0,0819 0,0910 0,1000 0,1008 0,1116 0,1233 0,1361 0,1500 0,1651 0,1815 0,1992 0,2000 0,2184 0,2391 0,2500 0,2615 0,2856 0,3000 0,3116 0,3396 0,3500 0,3696 0,4000 0,4019 0,4365 0,4736 0,5000 0,5133 0,5573 0,6000

0,00 1,00 2,00 4,00 6,00 7,00 8,00 10,00 12,00 14,00 16,00 18,00 20,00 21,00 22,00 24,00 26,00 28,00 30,00 32,00 33,00 34,00 36,00 38,00 40,00 40,32 42,00 44,00 45,83 46,00 48,00 50,00 52,00 54,00 56,00 58,00 60,00 60,09 62,00 64,00 65,00 66,00 68,00 69,13 70,00 72,00 72,71 74,00 75,89 76,00 78,00 80,00 81,35 82,00 84,00 85,95

Volumen

Entalpía

Entalpía

v' (dm3/Kg) v" (dm3/Kg)

Volumen

i'(kJ/Kg)

i''(kJ/Kg)

0,0 0,0 8,4 16,8 25,2 29,3 33,6 42,0 50,4 58,8 67,1 75,5 53,4 88,4 92,2 100,6 109,0 117,3 125,7 134,0 137,8 142,4 150,7 159,1 167,4 168,8 175,8 184,2 191,8 192,5 200,9 209,3 217,6 226,0 234,3 242,7 251,1 251,5 259,5 267,8 272,0 276,2 284,6 289,3 293,0 301,4 304,3 309,7 317,6 318,1 326,5 334,9 340,6 343,3 351,7 359,9

2500,8 2500,8 2496,0 2508,1 2511,8 2513,6 2515,5 2519,2 2522,9 2526,5 2530,3 2533,9 2537,6 2539,5 2541,2 2544,8 2548,5 2552,1 2555,7 2559,3 2560,9 2562,9 2566,5 2570,1 2573,7 2574,2 2577,2 2580,8 2584,1 2584,3 2587,9 2591,4 2595,0 2598,5 2602,0 2605,5 2609,0 2609,1 2612,5 2615,9 2617,6 2619,4 2622,8 2624,8 2626,3 2629,7 2630,9 2633,1 2636,3 2636,5 2639,8 2643,2 2645,4 2646,5 2649,9 2653,1

1,0002 1,0002 1,0001 1,0001 1,0001 1,0001 1,0002 1,0003 1,0006 1,0008 1,0011 1,0014 1,0018 1,0021 1,0023 1,0028 1,0033 1,0038 1,0044 1,0050 1,0053 1,0057 1,0064 1,0071 1,0079 1,0080 1,0087 1,0095 1,0103 1,0103 1,0112 1,0121 1,0130 1,0140 1,0150 1,0160 1,0170 1,0171 1,0182 1,0193 1,0199 1,0205 1,0216 1,0223 1,0228 1,0240 1,0244 1,0252 1,0264 1,0264 1,0277 1,0290 1,0299 1,0303 1,0317 1,0331

206288,00 206146,00 179907,00 157258,00 137768,00 129205,00 120956,00 106422,00 93829,00 82894,00 73380,00 65084,00 57836,00 54260,00 51491,00 45925,00 41034,00 36727,00 32929,00 29573,00 28196,00 26601,00 23967,00 21628,00 19546,00 19239,00 17691,00 16035,00 14673,00 14556,00 13232,00 12045,00 10979,00 10021,00 9157,80 8379,90 7677,60 7648,40 7042,80 6468,20 6203,20 5947,30 5474,70 5228,10 5045,30 4654,70 4524,60 4299,10 3992,40 3974,80 3678,80 3408,30 3239,40 3160,90 2934,30 2731,20

II.-68

Entalpía

Entropía

Entropía

Entropía

r{l-v} (kJ/Kg) s' (kJ/Kg.ºK) s''(kJ/Kg.ºK) Δs(kJ/Kg.ºK)

2500,8 2500,8 2487,6 2491,3 2486,6 2484,3 2481,9 2477,2 2472,5 2467,8 2463,1 2458,4 2453,7 2451,1 2449,0 2444,2 2439,5 2434,8 2430,0 2425,3 2423,1 2420,5 2415,8 2411,0 2406,2 2405,5 2401,4 2396,6 2392,2 2391,8 2387,0 2382,2 2377,3 2372,5 2367,7 2362,8 2357,9 2357,7 2353,0 2318,1 2345,7 2343,2 2338,2 2335,4 2333,3 2328,3 2326,5 2323,3 2318,6 2318,3 2313,3 2308,3 2304,9 2303,2 2298,1 2293,2

0,000 0,000 0,031 0,061 0,091 0,106 0,121 0,151 0,180 0,210 0,239 0,268 0,296 0,312 0,325 0,353 0,381 0,409 0,436 0,164 0,476 0,491 0,518 0,545 0,572 0,576 0,599 0,625 0,649 0,651 0,678 0,704 0,729 0,755 0,780 0,806 0,831 0,832 0,856 0,881 0,893 0,906 0,930 0,944 0,955 0,979 0,988 1,003 1,026 1,027 1,051 1,075 1,091 1,099 1,123 1,145

9,155 9,155 9,102 9,050 8,999 8,974 8,949 8,900 8,851 8,804 8,757 8,711 8,666 8,642 8,622 8,579 8,536 8,494 8,452 8,412 8,394 8,372 8,333 8,294 8,256 8,250 8,219 8,182 8,149 8,146 8,110 8,075 8,041 8,007 7,974 7,941 7,909 7,907 7,877 7,845 7,830 7,815 7,784 7,767 7,754 7,725 7,715 7,696 7,669 7,667 7,639 7,611 7,593 7,584 7,557 7,531

9,155 9,155 9,071 8,989 8,908 8,868 8,828 8,749 8,671 8,594 8,518 8,444 8,370 8,330 8,297 8,226 8,155 8,085 8,016 7,948 7,918 7,881 7,814 7,749 7,684 7,674 7,620 7,557 7,499 7,494 7,433 7,372 7,312 7,252 7,193 7,135 7,078 7,075 7,021 6,965 6,937 6,909 6,854 6,823 6,800 6,746 6,727 6,693 6,643 6,640 6,588 6,536 6,502 6,485 6,435 6,386

Tabla II.5 (cont).- CONSTANTES TERMODINÁMICAS DEL VAPOR DE AGUA HÚMEDO (Unidades SI) Presión sat. Temp. sat.

Volumen v" (dm3/Kg)

Entalpía

ºC

Volumen v' (dm3/Kg)

Entalpía

bars

i'(kJ/Kg)

i''(kJ/Kg)

0,6011 0,6495 0,7000 0,7011 0,7561 0,8000 0,8146 0,8769 0,9000 0,9430 1,0000 1,0132 1,2000 1,2080 1,4000 1,4326 1,6000 1,6905 1,8000 1,9853 2,0000 2,2000 2,3209 2,4000 2,6000 2,7012 2,8000 3,0000 3,1305 3,5000 3,6136 4,0000 4,1549 4,5000 4,7597 5,0000 5,4331 5,5000 6,0000 6,1805 6,5000 7,0000 7,0076 7,5000 7,9203 8,0000 8,5000 8,9247 9,0000 9,5000 10,0271 10,5000 11,0000 11,5000 12,0000 12,5000

86,00 88,00 89,96 90,00 92,00 93,51 94,00 96,00 96,71 98,00 99,63 100,00 104,81 105,00 109,32 110,00 113,32 115,00 116,93 120,00 120,23 123,27 125,00 126,09 128,73 130,00 131,21 133,54 135,00 138,88 140,00 143,63 145,00 147,92 150,00 151,85 155,00 155,47 158,84 160,00 161,99 164,96 165,00 167,76 170,00 170,41 172,94 175,00 175,36 177,67 180,00 182,01 184,06 186,04 187,96 189,81

1,0331 1,0345 1,0359 1,0359 1,0374 1,0385 1,0388 1,0404 1,0409 1,0419 1,0432 1,0435 1,0472 1,0474 1,0509 1,0515 1,0543 1,0558 1,0575 1,0603 1,0605 1,0633 1,0649 1,0659 1,0685 1,0697 1,0709 1,0732 1,0747 1,0786 1,0798 1,0836 1,0851 1,0883 1,0906 1,0926 1,0962 1,0967 1,1007 1,1021 1,1045 1,1080 1,1081 1,1115 1,1144 1,1149 1,1181 1,1208 1,1213 1,1243 1,1275 1,1302 1,1331 1,1359 1,1386 1,1412

2726,60 2536,00 2364,30 2360,90 2199,90 2086,80 2051,80 1915,20 1869,10 1789,30 1693,70 1673,00 1428,20 1419,40 1236,50 1210,10 1091,30 1036,50 977,39 891,71 885,59 809,99 770,43 746,60 692,66 668,32 646,19 605,72 582,00 524,14 508,66 462,35 446,12 413,86 392,57 374,77 346,65 342,57 315,56 306,85 292,57 272,76 272,48 255,50 242,62 240,32 226,88 216,60 214,87 204,09 193,85 185,51 177,44 170,05 163,25 156,98

360,1 368,5 376,8 376,9 385,4 391,7 393,8 402,2 405,2 410,6 417,5 419,1 439,4 440,2 458,4 461,3 475,4 482,5 490,7 503,7 504,7 517,6 525,0 529,6 540,9 546,3 551,5 561,4 567,7 584,3 589,1 604,7 610,6 623,2 632,2 640,1 653,8 655,8 670,4 675,5 684,1 697,1 697,3 709,3 719,1 720,9 732,0 741,1 742,6 752,8 763,1 772,0 781,1 789,9 798,4 806,7

2653,2 2656,5 2659,7 2659,7 2663,0 2665,4 2666,2 2669,4 2670,6 2672,6 2675,2 2675,8 2683,3 2683,6 2690,3 2691,3 2696,4 2698,9 2701,8 2706,3 2706,6 2711,0 2713,5 2715,0 2718,7 2720,5 2722,2 2725,4 2727,3 2732,5 2733,9 2738,6 2740,4 2744,0 2746,5 2748,7 2752,5 2735,0 2756,8 2758,1 2760,3 2763,5 2763,5 2766,4 2768,7 2769,1 2771,5 2773,5 2773,8 2776,0 2778,0 2779,8 2781,5 2783,1 2784,6 2786,0

II.-69

Entalpía Entropía Entropía Entropía r{l-v} (kJ/Kg) s' (kJ/Kg.ºK) s''(kJ/Kg.ºK) Δs(kJ/Kg.ºK)

2293,0 2287,9 2282,9 2282,8 2277,6 2273,7 2272,4 2267,2 2265,4 2262,0 2257,7 2256,7 2244,0 2243,5 2231,9 2230,0 2221,0 2216,4 2211,1 2202,5 2201,9 2193,4 2188,5 2185,4 7177,8 2174,2 2170,7 2163,9 2159,7 2148,2 2144,8 2133,9 2129,8 2120,8 2114,4 2108,6 2098,7 2097,2 2086,4 2082,7 2076,2 2066,4 2066,3 2057,1 2049,6 2048,2 2039,5 2032,4 2031,2 2023,2 2014,9 2007,8 2000,4 1993,2 1986,2 1979,3

1,146 1,169 1,192 1,192 1,216 1,233 1,239 1,262 1,270 1,284 1,303 1,308 1,361 1,363 1,411 1,419 1,455 1,473 1,494 1,528 1,530 1,563 1,581 1,593 1,621 1,634 1,647 1,672 1,687 1,727 1,739 1,776 1,791 1,820 1,842 1,860 1,892 1,897 1,931 1,942 1,962 1,992 1,992 2,020 2,042 2,046 2,070 2,091 2,094 2,117 2,139 2,159 2,179 2,198 2,216 2,234

7,531 7,504 7,478 7,478 7,453 7,434 7,428 7,403 7,394 7,379 7,359 7,355 7,298 7,296 7,246 7,239 7,202 7,183 7,163 7,130 7,127 7,096 7,078 7,067 7,040 7,027 7,015 6,992 6,978 6,941 6,930 6,897 6,884 6,857 6,838 6,822 6,794 6,790 6,761 6,751 6,734 6,709 6,708 6,685 6,667 6,663 6,643 6,626 6,623 6,604 6,586 6,570 6,554 6,538 6,523 6,508

6,385 6,335 6,287 6,286 6,237 6,201 6,189 6,142 6,125 6,095 6,056 6,048 5,937 5,933 5,835 5,820 5,747 5,710 5,668 5,602 5,597 5,533 5,497 5,474 5,419 5,393 5,368 5,321 5,291 5,214 5,191 5,120 5,093 5,037 4,997 4,962 4,902 4,893 4,830 4,808 4,772 4,717 4,716 4,665 4,625 4,617 4,573 4,535 4,529 4,487 4,446 4,411 4,375 4,340 4,307 4,274

Tabla II.5 (cont).- CONSTANTES TERMODINÁMICAS DEL VAPOR DE AGUA HÚMEDO (Unidades SI) Presión sat. Temp. sat.

Volumen v" (dm3/Kg)

Entalpía

ºC

Volumen v' (dm3/Kg)

Entalpía

bars

i'(kJ/Kg)

i''(kJ/Kg)

13,0000 13,5000 14,0000 14,5000 15,0000 15,5510 16,0000 17,0000 17,2450 18,0000 19,0000 19,0800 20,0000 21,0000 21,0630 22,0000 23,0000 23,2010 24,0000 25,0000 25,5040 27,5000 27,9790 30,0000 30,6350 32,5000 33,4800 35,0000 36,5240 37,5000 39,7760 40,0000 42,5000 43,2450 45,0000 46,9400 47,5000 50,0000 50,8720 55,0000 55,0510 59,4870 60,0000 64,1920 65,0000 69,1750 70,0000 74,4490 75,0000 80,0000 85,0000 85,9170 90,0000 92,1400 95,0000

191,60 193,34 195,04 196,68 198,28 200,00 201,37 204,30 205,00 207,10 209,79 210,00 212,37 214,85 215,00 217,24 219,55 220,00 221,78 223,94 225,00 229,06 230,00 233,84 235,00 238,32 240,00 242,54 245,00 246,54 250,00 250,33 253,95 255,00 257,41 260,00 260,73 263,92 265,00 269,94 270,00 275,00 275,56 280,00 280,83 285,00 285,80 290,00 290,51 294,98 299,24 300,00 303,31 305,00 307,22

1,1438 1,1464 1,1400 1,1514 1,1539 1,1565 1,1586 1,1633 1,1644 1,1678 1,1722 1,1726 1,1766 1,1809 1,1812 1,1851 1,1892 1,1900 1,1932 1,1972 1,1992 1,2069 1,2087 1,2163 1,2187 1,2256 1,2291 1,2345 1,2399 1,2433 1,2512 1,2520 1,2606 1,2631 1,2690 1,2755 1,2774 1,2857 1,2886 1,3021 1,3023 1,3168 1,3185 1,3321 1,3347 1,3483 1,3510 1,3655 1,3673 1,3838 1,4005 1,4036 1,4174 1,4247 1,4346

151,17 145,79 140,77 136,08 131,70 127,29 123,73 116,66 115,05 110,36 104,69 104,27 99,57 94,93 94,65 90,69 86,80 86,06 83,23 19,94 78,31 72,71 71,47 66,65 65,27 61,49 59,67 57,05 54,62 53,17 50,06 49,77 46,75 45,91 44,05 42,15 41,63 39,44 38,72 35,60 35,63 32,74 32,44 30,13 29,72 27,74 27,37 25,54 25,32 23,52 21,92 21,64 20,48 19,92 19,19

814,7 822,2 830,0 837,4 844,6 852,4 858,5 871,8 875,0 884,5 896,8 897,7 908,6 919,9 920,6 930,9 941,6 943,7 951,9 961,9 966,9 985,9 990,3 1008,3 1013,8 1029,6 1037,6 1049,8 1061,6 1069,0 1085,8 1087,4 1105,1 1110,2 1122,1 1134,9 1138,9 1154,5 1159,9 1184,9 1185,2 1210,8 1213,7 1236,8 1241,1 1263,1 1267,4 1289,9 1292,6 1317,0 1340,6 1344,9 1363,5 1373,2 1385,9

2787,3 2788,5 2789,7 2790,8 2791,8 2792,8 2793,6 2795,2 2795,6 2796,6 2797,8 2797,9 2798,9 2799,8 2799,8 2800,6 2801,3 2801,4 2801,9 2802,3 2802,5 2803,1 2803,2 2803,4 2803,4 2803,2 2803,1 2802,7 2802,2 2801,9 2800,9 2800,8 2799,4 2799,0 2797,8 2796,4 2796,0 2794,0 2793,3 2789,5 2789,4 2784,9 2784,3 2779,6 2788,6 2773,4 2772,3 2766,3 2765,6 2758,3 2750,7 2749,2 2742,5 2738,9 2733,9

II.-70

Entalpía Entropía Entropía Entropía r{l-v} (kJ/Kg) s' (kJ/Kg.ºK) s''(kJ/Kg.ºK) Δs(kJ/Kg.ºK)

1972,6 1966,0 1959,6 1953,4 1917,1 1940,4 1935,1 1923,4 1920,6 1912,1 1901,1 1900,2 1890,4 1879,9 1879,3 1869,7 1859,7 1857,8 1850,0 1840,4 1835,6 1817,2 1812,9 1795,0 1789,5 1773,7 1765,5 1753,0 1740,7 1732,9 1715,1 1713,4 1694,3 1688,7 1675,7 1661,5 1657,4 1639,5 1633,3 1604,6 1604,2 1574,0 1570,6 1542,5 1537,5 1510,3 1540,9 1476,4 1472,9 1441,3 1410,1 1404,3 1379,0 1365,8 1348,0

2,251 2,268 2,284 2,299 2,314 2,331 2,344 2,371 2,378 2,398 2,423 2,425 2,447 2,470 2,471 2,492 2,514 2,518 2,534 2,554 2,564 2,602 2,610 2,645 2,656 2,687 2,702 2,725 2,748 2,762 2,793 2,797 2,830 2,839 2,861 2,885 2,892 2,921 2,931 2,976 2,976 3,022 3,027 3,068 3,076 3,114 3,122 3,161 3,166 3,207 3,248 3,255 3,286 3,302 3,324

6,495 6,482 6,469 6,457 6,445 6,431 6,422 6,400 6,394 6,379 6,359 6,358 6,340 6,322 6,321 6,305 6,288 6,285 6,272 6,257 6,249 6,220 6,213 6,186 6,178 6,154 6,142 6,125 6,107 6,096 6,072 6,070 6,044 6,032 6,020 6,001 5,996 5,973 5,966 5,930 5,930 5,894 5,890 5,857 5,851 5,820 5,814 5,783 5,779 5,744 5,711 5,105 5,679 5,665 5,647

4,244 4,214 4,186 4,158 4,130 4,101 4,078 4,028 4,017 3,981 3,936 3,933 3,893 3,852 3,850 3,813 3,775 3,767 3,738 3,702 3,685 3,618 3,603 3,541 3,522 3,468 3,440 3,399 3,359 3,335 3,278 3,273 3,214 3,197 3,158 3,116 3,104 3,053 3,035 2,955 2,954 2,872 2,862 2,789 2,775 2,706 2,692 2,622 2,613 2,537 2,463 2,450 2,392 2,362 2,323

Tabla II.5 (cont).- CONSTANTES TERMODINÁMICAS DEL VAPOR DE AGUA HÚMEDO (Unidades SI) Presión sat. Temp. sat.

Volumen v" (dm3/Kg)

Entalpía

ºC

Volumen v' (dm3/Kg)

Entalpía

bars

i'(kJ/Kg)

i''(kJ/Kg)

98,7000 100,0000 105,6100 110,0000 112,9000 120,0000 120,5700 128,6500 130,0000 137,1400 140,0000 146,0000 150,0000 155,4800 160,0000 165,3700 170,0000 175,7700 180,0000 186,7400 190,0000 198,3000 200,0000 210,0000 220,0000

310,00 310,96 315,00 318,04 320,00 324,64 325,00 330,00 330,81 335,00 336,63 340,00 342,12 345,00 347,32 350,00 352,26 355,00 356,96 360,00 361,44 365,00 365,71 369,79 373,71

1,4475 1,4521 1,4722 1,4883 1,4992 1,5266 1,5289 1,5620 1,5678 1,5990 1,6115 1,6390 1,6580 1,6860 1,7100 1,7410 1,7690 1,8070 1,8380 1,8940 1,9230 2,0160 2,0390 2,2130 2,6900

18,32 18,02 16,83 15,98 15,45 14,26 14,17 12,97 12,78 11,84 11,49 10,78 10,35 9,77 9,32 8,81 8,38 7,87 7,51 6,94 6,67 5,99 5,85 4,98 3,68

1402,1 1407,7 1431,7 1450,1 1462,2 1491,2 1493,5 1526,0 1531,4 1559,7 1571,0 1594,8 1610,1 1631,8 1649,7 1671,2 1690,0 1713,9 1731,8 1761,5 1776,5 1817,5 1826,6 1888,5 2007,9

2727,2 2724,8 2714,1 2705,5 2699,6 2684,7 2683,5 2665,5 2662,3 2645,2 2638,0 2622,0 2611,3 2595,4 2581,6 2564,2 2548,3 2527,0 2510,4 2481,1 2465,7 2420,9 2410,5 2335,6 2178,0

II.-71

Entalpía Entropía Entropía Entropía r{l-v} (kJ/Kg) s' (kJ/Kg.ºK) s''(kJ/Kg.ºK) Δs(kJ/Kg.ºK)

1325,2 1317,1 1282,4 1255,4 1237,5 1193,5 1190,0 1139,5 1131,0 1085,5 1067,0 1027,2 1001,1 963,6 931,9 893,0 858,4 813,1 778,6 719,6 689,2 603,4 583,9 447,1 170,1

3,351 3,360 3,400 3,430 3,449 3,496 3,500 3,552 3,561 3,605 3,623 3,661 3,685 3,718 3,746 3,779 3,808 3,844 3,872 3,916 3,941 4,001 4,014 4,108 4,289

5,623 5,615 5,580 5,553 5,535 5,493 5,489 5,441 5,433 5,390 5,373 5,366 5,312 5,277 5,248 5,212 5,181 5,138 5,108 5,053 5,027 4,946 4,928 4,803 4,552

2,272 2,255 2,180 2,123 2,086 1,997 1,989 1,889 1,873 1,785 1,750 1,675 1,627 1,559 1,502 1,433 1,372 1,294 1,236 1,136 1,086 0,945 0,914 0,695 0,263

Tabla II.6.- CONSTANTES TERMODINÁMICAS DEL VAPOR DE AGUA RECALENTADO (Unidades SI) v = volumen específico en (dm3/Kg) i = entalpía específica en (kJ/Kg) s = entropía específica en (kJ/KgºK)

T(ºC) 0 50 100 p(bar)=0,01 ; Ts= 6,98°C v) 1,0002 149097 172192 i) 0 2595 2689 s) 0 9,241 9,512 p(bar)=0,1 ; Ts= 45,83°C v) 1,0002 14870 17198 i) 0 2592 2688 s) 0 8,173 8,447 p(bar)=0,5 ; Ts= 81,35°C v) 1,0002 1,0121 3420 i) 0 209,3 2683 s) 0 0,703 7,694 p(bar)=1 ; Ts= 99,63°C v) 1,0001 1,0121 1696 i) 0,1 209,3 2676 s) 0 0,703 7,36 p(bar)=1,5 ; Ts= 114,4°C v) 1,0001 1,012 1,0434 i) 0,1 209,4 419,2 s) 0 0,703 1,307 p(bar)=2,0 ; Ts= 120,23°C v) 1,0001 1,012 1,0434 i) 0,2 209,4 419,3 s) 0 0,703 1,307 p(bar)=2,5 ; Ts= 127,40°C v) 1,0001 1,012 1,0433 i) 0,2 209,5 419,3 s) 0 0,703 1,307 p(bar)=3,0 ; Ts= 133,54°C v) 1 1,012 1,0433 i) 0,3 209,5 419,4 s) 0 0,703 1,307 p(bar)=4,0 ; Ts= 143,63°C v) 1 1,0119 1,0433 i) 0,4 209,6 419,4 s) 0 0,703 1,307 p(bar)=5,0 ; Ts= 151,85°C v) 0,9999 1,0119 1,0432 i) 0,5 209,7 419,4 s) 0 0,703 1,307 p(bar)=6,0 ; Ts= 158,84°C v) 0,9999 1,0118 1,0432 i) 0,6 209,8 419,4 s) 0 0,703 1,306 p(bar)=7,0 ; Ts= 164,96°C v) 0,999 1,0118 1,0431 i) 0,7 209,9 419,5 s) 0 0,703 1,306 p(bar)=8,0 ; Ts= 170,41°C v) 0,9998 1,0118 1,0431 i) 0,8 209,9 419,6 s) 0 0,703 1,306

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

650

700

195277

218357

241436

264514

287591

310661

333737

356813

379889

402965

426041

449117

2784 9,751

2880 9,966

2978 3077 3178 10,163 10,344 10,512

3280 10,67

3384 10,819

3489 10,96

3597 3706 3816 3929 11,094 11,223 11,346 11,465

19514 2783 8,688

21826 2880 8,903

24136 2977 9,1

26446 3077 9,281

28755 3177 9,449

31063 3280 9,607

33371 3384 9,756

35679 3489 9,897

37988 40296 3597 3706 10,032 10,16

42603 44911 3816 3929 10,284 10,402

3890 2780 7,94

4356 2878 8,158

4821 2976 8,355

5284 3076 8,537

5747 3177 8,705

6209 3279 8,864

6672 3383 9,013

7134 3489 9,154

7596 3596 9,289

8058 3705 9,417

8519 3816 9,541

8981 3929 9,659

1937 2777 7,614

2173 2876 7,834

2406 2975 8,033

2639 3075 8,215

2871 3176 8,384

3103 3278 8,543

3334 3382 8,692

3565 3488 8,834

3797 3596 8,968

4028 3705 9,097

4259 3816 9,22

4490 3928 9,339

1286 2773 7,42

1445 2873 7,643

1601 2973 7,843

1757 3073 8,027

1912 3175 8,196

2067 3277 8,355

2222 3382 8,504

2376 3488 8,646

2530 3595 8,781

2685 3704 8,909

2839 3815 9,033

2993 3928 9,152

960,2 2770 7,28

1081 2871 7,507

1199 2971 7,708

1316 3072 7,892

1433 3174 8,062

1549 3277 8,221

1665 3381 8,371

1781 3487 8,513

1897 3595 8,648

2013 3704 8,776

2129 3815 8,9

2244 3928 9,019

764,7 2766 7,17

862,3 2869 7,4

957,5 2970 7,603

1052 3071 7,788

1145 3173 7,958

1239 3276 8,117

1332 3380 8,267

1424 3487 8,409

1517 3594 8,544

1610 3704 8,673

1703 3815 8,797

1795 3927 8,916

634,2 2762 7,078

716,6 2806 7,312

796,5 2968 7,517

875,4 3070 7,702

953,4 3172 7,873

1031 3275 8,032

1109 3380 8,182

1187 3486 8,324

1264 3594 8,46

1341 3703 8,589

1419 3814 8,712

1496 3927 8,831

471 2753 6,929

534,5 2862 7,172

595,3 2965 7,379

654,9 3067 7,566

713,9 3170 7,738

772,5 3274 7,898

831,1 3378 8,048

889,3 3485 8,326

947,4 3593 8,326

1005 3703 8,455

1063 3814 8,579

1121 3927 8,698

1,0905 632,2 1,842

425,2 2857 7,06

474,5 2962 7,271

522,6 3065 7,46

570,1 3168 7,633

617,2 3272 7,793

664,1 3377 7,944

710,8 3484 8,087

757,5 3592 8,222

804 3702 8,351

850,4 3813 8,475

896,9 3926 8,595

1,0905 632,2 1,841

352,2 2851 6,968

394 2958 7,182

434,4 3062 7,373

474,3 3166 7,546

513,6 3270 7,707

552,8 3376 7,858

591,9 3483 8,001

630,8 3591 8,131

669,7 3701 8,267

708,4 3812 8,391

747,1 3925 8,51

1,0904 632,3 1,841

300,1 2846 6,888

336,4 2955 7,106

371,4 3060 7,298

405,8 3164 7,473

439,7 3269 7,634

473,4 3374 7,786

503,9 3482 7,929

540,4 3590 8,065

573,7 3700 8,195

607 3812 8,319

640,7 3925 8,438

1,0903 632,3 1,841

261 2840 6,817

293,3 2951 7,04

324,2 3057 7,233

354,4 3162 7,409

384,2 3267 7,571

413,8 3373 7,723

443,2 3481 7,866

472,5 3589 8,003

501,8 3699 8,132

530,9 381l 8,257

560 3924 8,376

II.-72

T(ºC) 0 50 100 p(bar)=9,0 ; Ts= 175,36°C v) 0,9997 1,0117 1,043 i) 0,9 210 419,7 s) 0 0,703 1,306 p(bar)=10 ; Ts= 179,9°C v) 0,9997 1,0117 1,043 i) 1 210,1 419,7 s) 0 0,703 1,306 p(bar) = 11,0 ; Ts= 184,06 ºC v) 0,9996 1,0116 1,0429 i) 1,1 210,2 419,8 s) 0 0,703 1,306 p(bar) = 12,0 ; Ts= 187,96 ºC v) 0,9996 1,0116 1,0429 i) 1,2 210,3 419,9 s) 0 0,703 1,306 p(bar) = 13,0 ; Ts= 191,60 ºC v) 0,9995 1,0115 1,0428 i) 1,3 210,4 420 s) 0 0,703 1,306 p(bar) = 14,0 ; Ts= 195,04 ºC v) 0,9995 1,0115 1,0428 i) 1,4 210,5 420 s) 0 0,7031 1,3061 p(bar) = 15,0 ; Ts= 198,28 ºC v) 0,9994 1,0114 1,0427 i) 1,5 210,5 420,1 s) 0 0,703 1,306 p(bar) = 16,0 ; Ts= 201,37 ºC v) 0,9994 1,0114 1,0426 i) 1,6 210,6 420,2 s) 0 0,703 1,306 p(bar) = 17,0 ; Ts= 204,30 ºC v) 0,9993 1,0114 1,0114 i) 1,7 210,7 420,3 s) 0 0,703 1,306 p(bar) = 18,0 ; Ts= 207,10 ºC v) 0,9993 1,0113 1,0425 i) 1,8 210,8 420,3 s) 0 0,703 1,306 p(bar) = 19,0 ; Ts= 209,79 ºC v) 0,9992 1,0113 1,0425 i) 1,9 210,9 420,4 s) 0 0,703 1,305 p(bar) = 20,0 ; Ts= 212,37 ºC v) 0,9992 1,0112 1,0424 i) 2 211 420,5 s) 0 0,703 1,305 p(bar) = 22,0 ; Ts= 217,24 ºC v) 0,9991 1,0111 1,0423 i) 2,2 211,1 420,6 s) 0 0,703 1,305 p(bar) = 24,0 ; Ts= 221,78 ºC v) 0,999 1,011 1,0422 i) 2,4 211,3 420,8 s) 0 0,703 l,305

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

650

700

1,0903 632,4 1,841

230,5 2835 6,753

259,7 2948 6,98

287,4 3055 7,176

314,4 3160 7,352

341 3266 7,515

367,4 3372 7,667

393,7 3480 7,811

419,8 3588 7,948

445,8 3699 8,077

471,7 3810 8,202

497,6 3924 8,321

1,0902 632,5 1,841

206,1 2829 6,695

232,8 2944 6,926

258 3052 7,124

282,5 3158 7,301

306,5 3264 7,464

330,3 3370 7,617

354 3478 7,761

377,6 3587 7,898

401 3698 8,028

424,4 3810 8,153

447,7 3923 8,272

1,0901 632,5 1,841

186,1 2823 6,64

210,8 2940 6,877

233,9 3050 7,076

256,3 3156 7,255

278,2 3262 7,419

300 3369 7,572

321,6 3477 7,716

343 3587 7,853

364,4 3697 7,983

385,7 3809 8,108

406,9 3922 8,228

1,0901 632,6 1,841

169,4 2817 6,59

192,4 2937 6,831

213,9 3047 7,033

234,5 3154 7,212

254,7 3261 7,377

274,7 3368 7,53

294,5 3476 7,675

314,2 3586 7,812

333,8 3696 7,943

353,4 3808 8,067

372,9 3922 8,187

1,09 632,7 1,841

155,2 2810 6,542

176,9 2933 6,788

196,9 3044 5,992

216,1 3152 7,173

234,8 3259 7,338

253,3 3366 7,492

271,7 3475 7,637

289,9 3585 7,774

308,8 3695 7,905

326,1 3808 8,03

344,1 3921 8,15

1,0899 632,7 1,841

143 2803 6,496

163,6 2929 6,749

182,3 3042 6,955

200,3 3150 7,137

217,7 3257 7,302

235,1 3365 7,456

252,1 3474 7,602

269 3584 7,739

285,9 3695 7,87

302,7 3807 7,995

319,4 3921 8,115

1,0899 632,8 1,84

132,4 2796 6,452

152 2925 6,711

169,7 3039 6,919

186,5 3148 7,102

202,9 3256 7,268

219,1 3364 7,423

235,1 3473 7,569

250,9 3583 7,707

266,7 3694 7,838

282,4 3806 7,963

298 3920 8,03

1,0898 1,1565 632,8 852,4 1,84 2,331

141,9 2921 6,675

158,6 3036 6,886

174,6 3546 7,07

190 3254 7,237

205,2 3362 7,392

220,2 3472 7,538

235,1 3582 7,676

249,9 3693 7,807

264,6 3805 7,932

279,3 3919 8,053

1,0898 1,0426 632,9 852,4 1,84 2,33

133 2917 6,641

148,9 3033 6,854

164 3144 7,04

178,5 3252 7,207

192,9 3361 7,362

207,1 3471 7,509

221,1 3581 7,647

235,1 3692 7,778

249 3805 7,904

262,8 3919 8,024

1,087 633 1,00

1,1563 852,5 0,84

125 2913 2,33

140,2 3031 6,609

154,6 3142 6,824

168,4 3251 7,011

182 3360 7,179

195,4 3470 7,335

208,7 3580 7,000

221,9 3691 482

235 3804 7,62

248,1 3918 7,751

1,0896 1,1562 633 852,8 1,84 2,33

117,9 2909 6,578

132,5 3028 6,795

146,1 3140 6,983

159,3 3249 7,152

172,2 3358 7,308

185 3468 7,456

197,6 3579 7,594

210,1 3691 7,726

222,6 3803 7,851

235 3918 7,972

1,0896 1,1561 633,1 852,6 1,84 2,33

111,5 2904 6,547

125,5 3025 6,768

138,6 3138 6,957

151,1 3248 7,126

163,4 3357 7,283

175,6 3467 7,431

187,6 3578 7,57

199,S 3690 7,701

211,4 3803 7,827

223,2 3917 7,948

1,0894 1,1559 633,2 852,6 l,840 2,33

100,4 2896 6,49

113,4 3019 6,716

125,5 3134 6,908

137 3244 7,079

148,3 3354 7,236

159,4 3465 7,385

170,3 3576 7,524

181,2 3688 7,656

192 3801 7,782

202,8 3916 7,903

1,0893 1,1557 635,3 852,7 1,84 2,329

91,13 2887 6437

103,3 3014 6,669

114,5 3130 6,863

125,2 3241 7,035

135,6 3352 7,194

145,8 3463 7,342

155,9 3574 7,482

165,9 3687 7,615

175,9 3800 7,741

185,7 3915 7,862

II.-73

T ºC 0 50 100 p(bar) = 26,0 ; Ts= 226,00 ºC v) 0,9988 l,0110 1,0421 i) 2,6 211,5 420,9 s) 0 0,702 l,305 p(bar) = 28,0 ; Ts= 230,00 ºC v) 0,9987 1,0109 1,042 i) 2,8 211,7 421,1 s) 0 0,702 1,305 p(bar) = 30,0 ; Ts= 233,84 ºC v) 0,9986 1,0108 1,0419 i) 3 211,8 421,2 s) 0 0,702 1,305 p(bar)= 32 ; Ts= 237,4ºC v) 0,9985 1,0107 1,0418 i) 3,2 212 421,4 s) 0 0,702 1,305 p(bar)= 34 ; Ts= 240,9ºC v) 0,9984 1,0106 1,0417 i) 3,4 212,2 421,5 s) 0 0,702 1,304 p(bar)= 36 ; Ts= 244,2ºC v) 0,9983 l,0105 1,0416 i) 3,6 212,3 421,7 s) 0 0,702 1,304 p(bar)= 38 ; Ts= 247,3ºC v) 0,9982 1,0104 1,0415 i) 3,8 212,5 421,8 s) 0 0,702 1,304 p(bar)= 40 ; Ts= 250,33ºC v) 0,9981 1,0103 1,0414 i) 4 212,7 422 s) 0 0,702 1,304 p(bar)= 44 ; Ts= 256,0ºC v) 0,9979 1,0102 1,0412 i) 4,4 213 422,3 s) 0 0,702 1,304 p(bar)= 48 ; Ts= 261,4ºC v) 0,9977 1,01 1,041 i) 4,8 213,4 422,6 s) 0 0,701 1,303 p(bar)= 52 ; Ts= 266,4ºC v) 0,9975 1,0098 1,0408 i) 5,2 213,7 422,9 s) 0 0,701 1,303 p(bar)= 56 ; Ts= 271,1ºC v) 0,9973 1,0096 1,0406 i) 5,6 214,1 423,2 s) 0 0,701 1,303 p(bar)= 60 ; Ts= 275,56ºC v) 0,9971 1,0095 1,0404 i) 6 214,4 423,5 s) 0 0,701 1,302 p(bar)= 64 ; Ts= 279,8ºC v) 0,9969 1,0093 1,0402 i) 6,5 214,8 423,8 s) 0 0,701 1,302

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

650

700

l,0892 1,1555 633,5 852,8 1,839 2,329

33,26 2877 5,385

94,82 3008 6,624

105,3 3125 6,821

115,2 3238 6,994

124,9 3349 7,154

134,4 3461 7,303

143,8 3573 7,443

153 3685 7,576

162,2 3799 7,703

171,3 3913 7,824

1,0891 1,1553 633,6 852,9 1,839 2,329

76,49 2868 6,336

87,5 3002 6,581

97,38 3121 6,781

106,7 3234 6,956

115,7 3346 7,117

124,6 3458 7,267

133,3 3571 7,408

142 3683 7,541

150,5 3797 7,667

159 3912 7,689

1,0889 1,1551 633,7 852,9 1,839 2,328

70,61 2858 6,289

81,15 2995 6,541

90,51 3117 6,744

99,28 3231 6,921

107,8 3343 7,082

116,1 3456 7,233

124,3 3569 7,374

132,4 3682 7,507

140,4 3796 7,634

148,3 3911 7,756

1,0888 1,1549 633,8 853 1,839 2,328

75,43 2847 5,243

78,59 2989 6,503

84,49 3112 6,709

92,8 3227 6,887

100,8 3341 7,05

108,7 3454 7,201

116,41 3567 7,343

124 3680 7,476

131,5 3794 7,603

139 3910 7,725

1,0887 1,1547 634 853,1 1,838 2,328

60,84 2836 6,198

70,67 2983 6,466

79,18 3108 6,675

87,08 3224 6,855

94,69 3328 7,019

102,1 3451 7,171

109,4 3565 7,313

116,6 3679 7,447

123,7 3793 7,574

130,7 3909 7,696

1,0885 1,1545 634,1 853,2 1,838 2,327

56,73 2825 6,154

66,3 2976 6,431

74,46 3103 6,644

81,99 3221 6,825

89,23 3335 6,99

96,27 3449 7,142

103,2 3563 7,285

110,1 3677 7,419

116,7 3792 7,547

123,4 3907 7,669

1,0884 1,1543 634,2 853,3 1,838 2,327

53,03 2813 6,11

62,37 2970 6,397

70,23 3099 6,613

77,44 3217 6,796

81,35 3332 6,962

91,05 3447 7,115

97,61 3561 7,258

104,1 3675 7,393

110,5 3790 7,521

116,8 3906 7,643

1,0883 1,1541 1,2511 634,3 853,4 1085,8 1,838 2,327 2,793

58,84 2963 6,364

66,42 3094 6,584

73,34 3214 6,769

79,95 3330 6,935

86,35 3445 7,089

92,61 3559 7,233

98,77 3674 7,368

104,9 3789 7,496

110,9 3905 7,618

1,0881 1,1537 1,2503 634,6 853,6 1085,8 1,837 2,326 2,792

52,71 2949 6,301

59,84 3085 6,528

66,26 3207 6,717

72,35 3324 6,886

78,24 3440 7,04

83,98 3555 7,185

89,61 3671 7,321

95,18 3786 7,449

100,7 3902 7,572

1,0878 1,1533 1,2496 634,8 853,7 1085,7 1,837 2,326 2,791

47,58 2935 6,241

54,34 3075 6,476

60,36 3199 6,669

66,02 3319 6,84

71,47 3435 6,996

76,78 3552 7,141

81,98 3667 7,278

87,11 3783 7,407

92,18 3900 7,53

1,0876 1,1529 1,2489 635,1 853,9 1085,7 1,836 2,325 2,79

43,22 2919 6,183

49,68 3065 6,427

55,35 3192 6,624

60,66 3313 6,797

65,75 3431 6,954

70,69 3548 7,101

75,52 3664 7,238

80,28 3780 7,368

84,98 3898 7,491

1,0873 1,1525 1,2481 635,3 854,1 1085,7 1,836 2,324 2,789

39,45 2904 6,126

45,68 3055 6,38

51,06 3185 6,581

56,07 3307 6,757

60,84 3426 6,916

65,47 3544 7,063

69,98 3661 7,201

74,43 3778 7,331

78,81 3895 7,455

1,0871 1,1522 1,2474 635,6 854,2 1085,7 1,836 2,124 2,788

36,16 2887 6,071

42,2 3045 6,336

47,34 3177 6,541

52,08 3301 6,719

56,59 3421 6,879

60,94 3540 7,028

65,19 3657 7,166

69,35 3775 7,297

73,47 3893 7,421

1,0869 1,1518 1,2467 635,8 854,4 1085,7 1,835 2,323 2,788

33,25 2869 6,016

39,16 3034 6,293

44,08 3170 6,502

48,6 3296 6,683

52,87 3417 6,845

56,98 3536 6,995

60,99 3654 7,134

64,92 3772 7,265

68,79 3890 7,39

II.-74

TºC 0 50 100 p(bar)= 68 ; Ts= 283,8ºC v) 0,9967 1,0091 1,04 i) 6,9 215,1 424,1 s) 0 0,7 1,302 p(bar)= 72 ; Ts= 287,7ºC v) 0,9965 1,0089 1,0398 i) 7,3 215,4 424,4 s) 0 0,7 1,301 p(bar)= 76 ; Ts= 291,4ºC v) 0,9963 1,0088 1,0396 i) 7,7 215,8 424,7 s) 0 0,7 1,301 p(bar)= 80 ; Ts= 295,0ºC v) 0,9961 1,0056 1,0394 i) 8,1 216,1 425 s) 0 0,7 1,301 p(bar)= 84 ; Ts= 298,4ºC v) 0,9959 1,0084 1,0392 i) 8,5 216,5 425,3 s) 0 0,7 1,301 p(bar)= 88 ; Ts= 301,7ºC v) 0,9958 1,0082 1,039 i) 8,9 216,8 425,6 s) 0 0,7 1,3 p(bar)= 92; Ts= 304,9ºC v) 0,9956 1,0081 1,0388 i) 9,3 217,2 425,9 s) 0 0,699 1,3 p(bar)= 96; Ts= 308,0ºC v) 0,9954 1,0079 1,0385 i) 9,7 217,5 426,2 s) 0 0,699 1,3 p(bar)= 100; Ts= 310,96ºC v) 0,9952 1,0077 1,0383 i) 10,1 217,8 426,5 s) 0 0,699 1,299 p(bar)= 110; Ts= 318,04ºC v) 0,9947 1,0073 1,0378 i) 11,1 218,7 427,3 s) 0 0,699 1,299 p(bar)= 120; Ts= 324,65ºC v) 0,9942 1,0069 1,0373 i) 12,1 219,6 428 s) 0 0,698 1,298 p(bar)= 130; Ts= 330,81ºC v) 0,9937 1,0064 1,0368 i) 13,1 220,4 428,8 s) 0,001 0,698 1,297 p(bar)= 140; Ts= 336,63ºC v) 0,9932 1,006 1,0363 i) 14,1 221,3 429,6 s) 0,001 0,697 1,296 p(bar)= 150; Ts= 342,12ºC v) 0,9928 1,0056 1,0358 i) 15,1 222,1 430,3 s) 0,001 0,697 1,296

150

200

300

350

400

450

500

550

600

650

700

1,0866 1,1514 1,246 636,1 854,6 1085,7 1,835 2,323 2,787

30,65 2851 5,961

36,46 3024 6,251

41,21 3162 6,466

45,52 3290 6,649

49,58 3412 6,812

53,49 3532 6,963

57,28 3651 7,103

61 3769 7,235

64,66 3888 7,36

1,0864 636,3 1,834

1,2453 1085,7 2,786

28,31 2831 5,906

34,05 3013 6,211

38,64 3154 6,431

42,78 3284 6,616

46,66 3407 6,781

50,38 3528 6,933

53,99 3648 7,074

57,22 3766 7,206

60,99 3885 7,331

1,0861 1,1506 1,2446 636,6 854,9 1085,7 1,834 2,321 2,785

26,18 2810 5,85

31,89 3001 6,171

36,35 3147 6,397

40,33 3278 6,585

44,05 3402 6,751

47,6 3524 6,904

51,04 3644 7,046

54,41 3764 7,179

57,71 3833 7,305

1,0859 1,1502 1,2439 636,8 855,1 1085,7 1,833 2,321 2,784

24,23 2787 5,793

29,94 2990 6,133

34,29 3139 6,364

38,12 3272 6,555

41,7 3398 6,723

45,1 3520 6,877

48,39 3641 7,019

51,6 3761 7,153

54,76 3881 7,279

1,0856 1,1498 1,2432 637,1 855,3 1085,7 1,833 2,32 2,783

22,43 2763 5,734

28,16 2977 6,095

32,41 3131 6,332

36,12 3266 6,526

39,57 3393 6,696

42,84 3516 6,851

45,99 3638 6,994

49,07 3758 7,128

52,08 3878 7,254

1,0854 1,1495 1,2426 637,3 855,4 1085,7 1,832 2,32 2,782

1,403 1345 3,254

26,54 2965 6,058

30,7 3122 6,301

34,31 3260 6,498

37,63 3388 6,669

40,78 3513 6,826

43,81 3634 6,969

46,76 3755 7,104

49,66 3876 7,231

1,0851 1,1492 1,2419 637,6 855,6 1085,7 1,832 2,319 2,781

1,401 1344 3,252

25,05 2952 6,021

29,14 3114 6,271

32,65 3253 6,471

35,86 3383 6,644

38,9 3509 6,802

41,82 3631 6,946

44,66 3752 7,081

47,44 3873 7,209

1,0849 1,1487 1,2412 637,8 855,8 1085,8 1,832 2,318 2,78

1,399 1344 3,25

23,68 2939 5,984

27,71 3106 6,243

31,12 3247 6,445

34,24 3378 6,62

37,18 3504 6,778

39,99 3628 6,923

42,73 3749 7,059

45,4 3871 7,187

1,0846 1,1483 1,2405 638,1 856 1085,8 1,831 2,318 2,779

1,397 1343 3,248

22,41 2926 5,947

26,39 3097 6,213

29,72 3241 6,419

32,75 3373 6,596

35,59 3500 6,756

38,31 3624 6,902

40,95 3746 7,038

43,23 3868 7,166

1,084 638,7 1,83

1,1474 1,2389 856,4 1085,8 2,316 2,777

1,393 1342 2,244

19,6 2889 5,856

23,5 3075 6,143

26,66 3225 6,358

29,49 3360 6,539

32,13 3490 6,702

34,65 3616 6,85

37,08 3739 6,988

39,45 3862 7,117

1,0833 1,1464 1,2372 639,3 856,8 1085,9 1,829 2,315 2,775

1,389 1341 3,24

17,19 2849 5,762

21,07 3052 6,076

24,1 3209 6,301

26,77 3348 6,487

29,25 3480 6,653

31,59 3607 6,802

33,85 3732 6,941

36,05 3856 7,072

1,0827 1,1455 1,2356 639,9 857,3 1085,9 1,828 2,313 2,772

1,385 1340 2,326

15,09 2804 5,664

19,01 3028 6,011

21,93 3192 6,246

24,47 3335 6,437

26,81 3470 6,606

29,01 3599 6,758

31,12 3725 6,898

33,18 3850 7,03

1,082 640,6 1,827

1,1446 1,2341 857,7 1086 2,312 2,77

1,381 1339 3,231

13,21 2753 5,559

17,22 3003 5,946

20,06 3175 6,193

22,5 3322 6,39

24,71 3459 6,562

26,79 3590 6,716

28,78 3717 6,858

30,71 3843 6,991

1,0814 1,1436 1,2325 641,2 858,2 1086,1 1,826 2,31 2,768

1,377 1338 3,228

11,46 2693 5,443

15,66 2977 5,883

18,44 3157 6,142

20,78 3309 6,345

22,9 3449 6,52

24,87 3581 6,677

26,76 3710 6,82

28,57 3837 6,954

1,151 854,7 2,322

250

II.-75

T(ºC) 0 50 100 p(bar)= 160; Ts= 347,32ºC v) 0,9923 1,0051 1,0353 i) 16,1 223 431,1 s) 0,001 0,696 1,295 p(bar)= 170; Ts= 352,26ºC v) 0,9918 1,0047 1,0349 i) 17,1 223,8 431,8 s) 0,001 0,696 1,294 p(bar)= 180; Ts= 356,96ºC v) 0,9914 1,0043 1,0344 i) 18,1 224,7 432,6 s) 0,001 0,695 1,293 p(bar)= 190; Ts= 361,44ºC v) 0,9909 1,0039 1,0539 i) 19,1 225,6 433,3 s) 0,001 0,695 1,293 p(bar)= 200; Ts= 365,7ºC v) 0,9904 1,0034 1,0334 i) 20,1 2264 434,1 s) 0,001 0,694 1,292 p(bar)= 210; Ts= 369,8ºC v) 0,9899 1,003 1,0329 i) 21,1 227,3 434,9 s) 0,001 0,694 1,291 p(bar)= 220; Ts= 373,7ºC v) 0,9895 1,0026 1,325 i) 22,1 228,1 435,6 s) 0,001 0,693 1,29

150

200

300

350

400

450

500

550

600

650

700

1,0807 1,1427 1,2309 641,8 858,6 1086,2 1,825 2,509 2,766

1,373 1338 3,224

9,764 2617 5,304

14,27 2949 5,82

17,02 3139 6,093

19,28 3295 6,301

21,31 3438 6,481

23,19 3573 6,639

24,98 3703 6,784

26,7 3831 6,919

1,0801 1,1418 1,2294 642,5 859,1 1086,3 1,824 2,307 2,764

1,37 1337 3,22

1,729 1667 3,771

13,03 2920 5,765

15,76 3121 6,044

17,96 3281 6,26

19,91 3427 6,442

21,71 3564 6,603

23,42 3695 6,75

25,06 3825 886

1,0795 1,1409 1,2279 643,1 859,6 1086,4 1,823 2,306 2,761

1,366 1336 3,216

1,704 1659 3,755

11,91 2888 5,691

14,63 3102 5,997

16,78 3268 6,219

18,66 3417 6,406

20,39 3555 6,569

22,03 3688 6,717

23,59 3818 6,855

1,0788 643,7 1,822

1,2264 1086,6 2,759

1,363 1335 3,213

1,683 1653 3,742

10,89 2855 5,625

13,62 3082 5,95

15,72 3254 6,18

17,54 3406 6,371

19,21 3546 6,536

20,78 3680 6,686

22,28 3812 6,825

1,0782 1,1391 1,2249 644,4 860,5 1086,7 1,821 2,303 2,757

1,36 1335 3,209

1,665 1647 3,73

9,95 2819 5,556

12,7 3062 5,904

14,77 3239 6,142

16,54 3395 6,337

18,15 3537 6,505

19,66 3673 6,656

21,1 3806 6,788

1,0776 1,1382 1,2235 645 860,9 1086,9 1,819 2,302 2,755

1,356 1334 3,206

1,649 1642 3,719

9,076 2781 5,484

11,87 3041 5,858

13,9 3225 6,105

15,63 3383 6,303

17,19 3528 6,474

18,65 3665 6,627

20,03 3799 6,768

1,077 645,6 1,818

1,353 1333 3,203

1,635 1637 3,709

8,254 2738 5,409

11,11 3020 5,813

13,12 3210 6,068

14,8 3372 6,271

16,32 3519 6,444

17,73 3658 6,599

19,06 3793 6,742

1,14 860 2,305

250

1,1374 1,2221 861,4 1087 2,3 2,753

II.-76

III.- PÉRDIDAS DE PRESIÓN http://libros.redsauce.net/

En los procesos de producción y utilización del vapor interviene la Dinámica de Fluidos, que: - Gobierna los flujos de vapor y de agua en tuberías, accesorios, haces tubulares, toberas, orificios, bombas, turbinas y en sistemas completos de circulación - Estudia los flujos de aire y gases en conductos, bancos tubulares, ventiladores, compresores y turbinas, y el flujo convectivo de gases debido al efecto chimenea El fluido puede ser líquido o gaseoso, siendo su propiedad fundamental el que se deforma con el más ligero esfuerzo cortante; en los líquidos, gases y vapores newtonianos, cualquier esfuerzo cortante es proporcional al gradiente de velocidad, que es perpendicular a la fuerza de cortadura. Un fluido en estado líquido es relativamente incompresible y, por tanto, tiene un volumen definido, siendo capaz de formar una superficie libre entre él y su vapor, o con cualquier otro fluido inmiscible. Un fluido gaseoso es altamente compresible, se expande indefinidamente, y sólo está sujeto a las limitaciones de las fuerzas gravitatorias o del recipiente que le contiene. El concepto de vapor es impreciso; se refiere generalmente a un gas próximo a las condiciones de saturación, en las que coexisten las fases líquida y gaseosa, a la misma presión y temperatura. El concepto de gas se puede aplicar a un vapor altamente sobrecalentado, con temperatura muy alta con respecto a la de saturación III.1.- PRINCIPIOS FUNDAMENTALES Todos los sistemas de flujos de fluidos están regidos por tres principios fundamentales: - Conservación de la masa - Conservación de la cantidad de movimiento - Conservación de la energía Con la excepción de las reacciones nucleares, en las que pequeñas cantidades de masa se convierten en energía, estos principios se cumplen en todos los sistemas de flujo. Las relaciones matemáticas que rigen estos Principios de Conservación constituyen la base de los modelos para el cálculo numérico con ordenador; como las soluciones analíticas son, frecuentemente, demasiado complejas para que se puedan utilizar normalmente en Ingeniería, es más práctico utilizar forIII.-77

mulación simplificada basada en hipótesis que se asume sin dificultad y relaciones empíricas, con el fin de llegar a soluciones prácticas. Principio de conservación de la masa.- Establece que la variación de la masa almacenada en un sistema tiene que ser igual a la diferencia entre la que entra y la que sale del mismo. En coordenadas cartesianas, la conservación de la masa para un volumen de control infinitesimal fijo, se puede expresar por la ecuación de la continuidad: ∂ ( ρ u ) + ∂ ( ρ v) + ∂ ( ρ z ) = - ∂ρ ∂x ∂y ∂z ∂t u , v, w, son las componentes de la velocidad del fluido según los ejes x, y, z en la que:  t es el tiempo  ρ es la densidad del fluido

€

En condiciones estacionarias, la ecuación anterior se reduce a: ∂u + ∂v + ∂w = 0 ∂x ∂y ∂z Otra relación, especialmente útil en condiciones estacionarias para los sistemas de flujo en grandes tuberías, se refiere a la integración de la ecuación a lo largo de las líneas de flujo, (ecuación de continui€ dad); en el supuesto de que exista una sola entrada (1) y una sola salida (2), se tiene: G = ρ 1 A 1 V1 = ρ 2 A 2 V2 siendo: V la velocidad media, A el área de la sección recta transversal y G el flujo másico.

€

Principio de conservación de la cantidad de movimiento.- La segunda ley de Newton relativa al movimiento dice que, la masa de una partícula multiplicada por su aceleración es igual a la suma de todas las fuerzas que actúan sobre dicha partícula. En un sistema de flujo con un volumen de control dado, la relación equivalente se puede expresar en la forma: la variación de la cantidad de movimiento, entre la entrada y la salida del volumen de control, es igual a la suma de las fuerzas que actúan sobre dicho volumen de control. Esta relación es función de la dirección, por lo que existe una ecuación para cada una de las direcciones cartesianas (x, y, z), con lo que se obtienen tres ecuaciones para la cantidad de movimiento. La expresión matemática completa de la ecuación de la cantidad de movimiento, es compleja y en muchas aplicaciones de Ingeniería tiene una limitación, excepto en la confección de modelos para cálculo numérico por ordenador. Para la dirección x, la expresión de la ecuación de la cantidad de movimiento es:

∂p ∂u ∂u ∂u ∂ 2 ∂u ∂v ∂w ∂ ∂v ∂u ∂ ∂w ∂u +u +v =X - 1 + { ν (2 )} + {ν ( + )} + {ν ( + )} ∂t ∂y ∂z ρ ∂x ∂x 3 ∂x ∂y ∂z ∂y ∂x ∂y ∂z ∂x ∂z y lo mismo para las direcciones y y z constituyendo el sistema de ecuaciones de Navier-Stokes, ecuaciones que se aplican a todos los fluidos newtonianos de viscosidad variable compresibles, siendo:

ν , la viscosidad cinemática r r r r V = u i + v j + w k , la velocidad r r r r F = X i + Y j + Z k , la resultante de las fuerzas exteriores € €

III.-78

€

€

€

€

y en la que: - El primer término es la variación de la cantidad de movimiento - El primer sumando del 2º término comprende el efecto de las fuerzas exteriores - El segundo sumando del 2º término representa el gradiente de presión - El tercer sumando del 2º término representa la variación de la cantidad de movimiento debida a la viscosidad (rozamiento) du ; para el caso particular en que la densidad y la dt viscosidad sean constantes, la ecuación anterior se reduce a la expresión: El primer término se suele poner en función de

du = X - 1 ∂P + ν ( ∂ 2u + ∂ 2u + ∂ 2 u ) = X - 1 ∂P + ν Δu dt ρ ∂x ρ ∂x ∂x 2 ∂y 2 ∂z 2 Si el efecto de la viscosidad es despreciable, la ecuación anterior se reduce a la ecuación de Euler, de la forma: du 1 dp =Xdt ρ dx Ecuación de la Energía (1ª ley de la Termodinámica).- La ley de Conservación de la Energía para fluidos que no reaccionan, establece que la diferencia entre la energía transformada en un sistema y el trabajo mecánico realizado por el mismo, tiene que ser igual a la variación de la energía almacenada por el sistema más la diferencia de energía del flujo que sale y entra en el sistema con el fluido. Una forma general de la ecuación de la energía, para un elemento de flujo diferencial, en función de la entalpía es: dp µ 2 ρ di = q + +k ∇ T + Φ dt dt gc en la que: ρ es la densidad del fluido i es la entalpía por unidad másica de fluido T es la temperatura del fluido q es la generación interna de calor k es la conductividad térmica Φ es la función de disipación viscosa. En forma idéntica a lo que ocurre con las ecuaciones de la cantidad de movimiento, las ecuaciones completas de la energía son demasiado complejas para la mayoría de las aplicaciones utilizadas en ingeniería, a excepción de las utilizadas en modelos matemáticos, por lo que se ha desarrollado una formulación basada en hipótesis y aproximaciones admitidas en la práctica. La forma más común de la ecuación de la energía, para un sistema simple de flujo estacionario no viscoso, es: J Q - W = J ( i2 - i1 ) +

1 ( V 2- V 2 ) + g ( z - z ) = J ( i - i ) + 1 ( V 2- V 2 ) + g ( z - z ) 2 1 2 1 2 1 2 1 2 1 2 gc gc 2 gc gc

en la que: €

III.-79

€

Q es el calor aplicado al sistema, Btu/lbm (J/kg) W es el trabajo realizado por el sistema, ft lbf/lbm (Nm/kg) J es el equivalente mecánico del calor= 778,26 ft lbf/Btu (1 Nm/J) u es la energía interna, Btu/lbm (J/kg) p es la presión, lbf / ft2 (N/m2) v es el volumen específico, ft3/lbm (m3/kg) V es la velocidad, ft/s (m/seg) z es la cota, ft (m) i es la entalpía = u + pv/J, Btu/lbm (J/kg) g = 32,17 ft/seg2 (9,8 m/seg2) ; gc= 32,17 lbmft/ lbf seg2 (1 kgm/Nseg2). III.2.- ECUACIÓN DE LA ENERGÍA PARA UN FLUJO DE FLUIDO NO VISCOSO En la hipótesis de flujo simplificado de un fluido incompresible en régimen permanente, sin rozamiento, las leyes de conservación de la masa y de la energía conducen a un balance de energía mecánica, que es la ecuación de Bernoulli: 2

p1 v +

2

g V g V z1 + 1 = p 2 v + z2 + 2 gc 2g c gc 2g c

en la que: p es la presión, lbf ft2 (N/m2) v es el volumen específico del fluido, ft3/lbm (m3/kg) z es la cota o elevación, ft (m) V es la velocidad del fluido, ft/s (m/seg) y que establece que la energía mecánica total presente en un fluido que fluye, se compone de: - Energía de presión - Energía potencial - Energía cinética siendo convertible cada una de ellas en las demás. La energía mecánica total es constante a lo largo de un tubo de flujo, entre dos puntos referenciales; el tubo de flujo se puede considerar como una superficie limitada por líneas de flujo, o por la propia pared de conducción del flujo, dentro del cual el fluido fluye en ausencia de superficie libre. La ecuación que relaciona la velocidad aguas abajo V2 con la variación de entalpía, en un fluido compresible en condiciones adiabáticas, régimen estacionario, velocidad inicial nula, flujo no viscoso en el que no se produce trabajo alguno, ni existen pérdidas de presión por irreversibilidades locales, ni hay cambios de cota, es de la forma: V2 =

2 g c J ( i1 - i2 ) = C

siendo: C = 223,8 ft/seg ;

i1 - i2 Btu/lb = 1,414 m/seg

J/kg

Si se conocen la temperatura y presión del fluido, en los puntos (1) y (2), la ecuación anterior proporciona la velocidad de salida. III.-80

Si se conocen la presión y temperatura en el punto (1), y la presión en el punto (2), la entalpía a la salida se calcula asumiendo que la expansión se realiza a entropía constante entre ambos puntos. Otro método para determinar las variaciones de la velocidad en una expansión adiabática sin rozamiento, utiliza la ecuación de estado de los gases ideales, junto con la relación presión-volumen a entropía constante. Para un gas ideal, la relación entre presión, volumen y temperatura es de la forma: pv=ℜT= R T M en la que: p es la presión absoluta, lb/ft2 (N/m2)

€

v es el volumen específico, ft3/lbgas (m3/kg) T es la temperatura absoluta, ºR (ºK) M es el peso molecular del gas, lb/lb mol (kg/kmol) ℜ es la constante del gas, ft lbf / lbmºR (Nm / kgºK) R = M ℜ es la constante universal = 1545 ft.lbf/lb molºR (8,3143 kJ/kmolºK). Para gases, en aquellos campos en que la caída de presión varíe poco, para un flujo permanente adiabático se tiene: V22 - V12 = 2 g c

γ p p v {1 - ( 2 ) γ- 1 1 1 p1

γ-1 γ

}

y si la velocidad V1 es nula, (unidades inglesas), la ecuación anterior se reduce a:

V2 = 8 ,02

γ p p1 v1 ⋅{1 - ( 2 ) γ-1 p1

γ- 1 γ

}

Un líquido compresible se puede tratar como incompresible, cuando la diferencia de los volúmenes v -v específicos en los puntos (1) y (2), sea pequeña: 2 1 < 0,05 v2 De la ecuación del balance de energía para un fluido incompresible y sin fricción se deduce: V 22 - V12 = 2 gc { Δ ( p v) +

g Δz } gc

€

en la que Δ(pv) es la diferencia de altura de presión entre los puntos (1) y (2)

€ III.3.- PÉRDIDA DE PRESIÓN POR ROZAMIENTO Hasta ahora sólo se han considerado pérdidas asociadas a variaciones en el término de energía ci2 nética V y en el de presión estática z. 2g c Las pérdidas de presión con flujo constante se presentan, cuando: €

- Se produzcan variaciones en el área de la sección transversal del conducto del flujo - Sean diferentes las cotas de los puntos de entrada y salida del sistema III.-81

€

El rozamiento del fluido y, en algunos casos, el intercambio térmico con el entorno tienen efectos importantes sobre la presión y velocidad del fluido. Cuando un fluido fluye, la difusión molecular provoca un intercambio de cantidades de movimiento entre capas de fluido que se desplazan a velocidades diferentes entre sí. En la mayoría de los flujos se producen intercambios de masa conocidos como difusión turbulenta. Si el fluido se encuentra en el interior de un conducto, estos esfuerzos se transmiten a las paredes del mismo. Para compensar los esfuerzos cortantes en la pared, se establece un gradiente de presión en el fluido proporcional a la energía cinética de la masa en la dirección del flujo. El equilibrio de fuerzas se representa por la expresión:

π d 2 dp = τ π d dx w 4

⇒

dp 4 τw = dx d

siendo: d el diámetro del conducto o el diámetro hidráulico d H = 4

Area flujo Perímetro mojado

x la distancia en la dirección del flujo

τw el esfuerzo cortante en la pared tubular, lb/ft2 ó (N/m2). dp el gradiente de presión a lo largo de la conducción dx

€

λ 1 V 2 , siendo λ el coeficiente de roEl esfuerzo cortante en la pared tubular es de la forma τ w = 4 v 2g c zamiento, quedando el gradiente de presiones en la forma: 2 2 dp = 4 (λ 1 V )= λ 1 V dx d 4 v 2 gc d v 2 gc

€

La ecuación general de la energía en forma diferencial, se puede expresar en la forma: dWk = dQ R + V dV + v dp gc

⇒

dp = - V dV v gc

dQR v

de la que se deduce que: - La ecuación general de la energía no matiza nada sobre pérdidas de presión debidas a rozamientos o a cambios en la geometría de la conducción - La ecuación anterior no tiene en cuenta ninguna transferencia de calor, excepto la que pueda modificar el volumen específico v a lo largo de la conducción - Hay una pérdida de presión, como consecuencia de la variación de la velocidad, que es independiente de cualquier variación del área de la sección transversal del flujo, que depende de las variaciones del volumen específico La pérdida de presión se debe a la aceleración que existe en los fluidos compresibles. En un flujo incompresible sin transferencia de calor la aceleración es despreciable, ya que el calentamiento por rozamiento tiene poca influencia sobre la temperatura del fluido y el consiguiente cambio de volumen específico. dp λ 1 V 2 no contiene ningún término de aceleración y se aplica exclusivamente = La ecuación dx d v 2 gc a pérdidas por rozamiento y caídas locales de presión, por lo que: III.-82

€

€

2 dQ F = λ dx V v d v 2 gc 2 dQ R dp = - V dV = - V dV - λ dx V = G= V v gc v v gc d 2 v gc v

2 2 = - G dV - λ v G dx gc d 2 gc

en la que se ha definido el caudal másico específico G (por unidad de área), expresado en unidades lb/h.ft2 (kg/m2s). La integración de esta ecuación diferencial entre los puntos (1) (x = 0) y (2) (x = L) de la conducción, permite obtener una nueva expresión de la caída de presión: 2 2 p1 - p2 = G ( v2 - v1 ) + λ G 2 gc d 2 gc

L

∫0

v dx

Ejemplo III.1.- Si a lo largo de la conducción del flujo la absorción de calor es constante, la tempeL dT , por lo que: ratura T es aproximadamente lineal con x, de la forma: dx = T2 - T1

∫

L 0

v dx =

L T2 - T1

∫

2 1

) v dT = L v €

) siendo v el volumen específico medio respecto a la temperatura T, cuyo valor se define mediante la ecuación: v2 ) € v = φ (v 1 + v 2 ) = v R = v 1

= φ v1 ( v R + 1 )

y como en la mayor parte de las aplicaciones de Ingeniería, el parámetro v varía linealmente con T, el factor de promediado φ = 0,5. Sustituyendo lo anterior en la expresión de la caída de presión se tiene: 2 2 p1 - p2 = G ( v2 - v1 ) + λ G 2 gc d 2 gc

L

∫0

v dx =

2 2 2 2 ) ) ) ) = G ( v2 - v1 ) + λ G L v = v2 - v1 = v1 ( v - 1 ) = G v1 ( v - 1 ) + λ G φ v1 ( v + 1 ) 2 gc d 2 gc gc d 2 gc

válida para flujos de fluidos compresibles e incompresibles por el interior de tubos de sección transversal dp constante, siempre que T = F(x). La única limitación se tiene cuando sea negativa, para todos y dx cada uno de los puntos de la tubería. En un flujo isotermo, a lo largo de un tramo corto de conducto, se tiene: p1 v 1 = p 2 v 2 , por lo que: € pλ dp 2 d = € gc p v dx 1V2 2 Cuando V = g c p v , el flujo se llega a bloquear porque el gradiente de presiones se hace positivo

para valores superiores a

g c p v , debido a la excesiva expansión del vapor por la caída de presión.

La presión mínima, aguas abajo, que resulta efectiva para producir un flujo de fluido en el conducto, € está definida por: € III.-83

€

€

€

2 2 p2 = V = v2 G v 2 gc gc

La caída de presión se puede expresar también en términos de altura de velocidad, en la forma: p 2 - p1 ) ) = 2 (v - 1 ) + λ φ ( v + 1 ) G 2 v1 d 2 gc La caída de presión que tiene por valor una altura de velocidad es de la forma: ( V ) 2 v1 2 G v1 v1 = = = V 2g c 2 gc 2 gc v 1 2

ΔpUna altura de velocidad

 Δp la caída de presión para una altura de velocidad , lb/in 2 ( N/m 2 ) siendo:  2 2  g c = 32,17 lbm ft/ lbf .s = 1 kg.m/N.s El parámetro λ representa el número de alturas de velocidad equivalentes a la pérdida de presión en una longitud de tubería igual a su diámetro. Ejemplo III.2.- Se considera un flujo adiabático a través de una tubería de diámetro d, con entalpía constante; en este proceso, denominado de caída de presión isoterma, la expansión isoterma de un gas exige entalpía constante; para el cálculo de caídas de presión en el vapor, la ecuación p1 vγ1 = p 2 v γ2 es suficientemente exacta. En un proceso isotérmico, p v = p 1 v 1 , por lo que: 2 p1 - p2 = G 2 gc

2

2 dv + λ G 1 €d 2 g c

∫

L

2

∫ v dx = 2 2Gg 0

c

€

2 2 v1 v 2 2 v1 v2 v ln 2 + λ L G v1 + v 2 v1 2 g c d v1 + v 2

En la mayoría de los casos no se conocen los valores de p 2 y v2 por lo que hay que iterar. 2 v1 v2 se puede sustituir por el valor medio de los volúmenes específicos v1 + v 2 € € p v ) v = v 1 ( p R + 1) siendo entonces: p R = 1 = 2 . p2 v1 A su vez, el término

€  Para p R = 1,10 ⇒ 0,22% de error El error cometido es:  € Para p R = 1,25 ⇒ 1,30% de error En la práctica, para los cálculos de caída de presión por rozamiento del fluido, se utiliza un volumen específico medio. € En conducciones largas hay que comprobar el valor de p2; cuando existe intercambio térmico es raro que p2 sea constante a lo largo de la conducción del flujo, por lo que se tendrán que usar factores promediados. Ejemplo III.3.- Si se considera un flujo en condiciones adiabáticas y fluido incompresible, v1 = v2: 2 2 v1 v2 2 2 v1 v2 2 v p1 - p2 = Δp = 2 G ln 2 + λ L G = v1 = v 2 = v = λ L G v 2 g c v1 + v2 v1 2 g c d v1 + v2 2 gc d III.-84

que en unidades inglesas, se puede poner en la forma: Δp = ξ v ( G5 ) 2 , siendo: 12 10

Δp la caída de presión del fluido, psi λ el coeficiente rozamiento, adimensional € L la longitud del conducto, ft d el diámetro de la conducción, (“) v el volumen específico del fluido, ft3/ lb G la velocidad másica específica del fluido, lb/lb.ft III.4.- COEFICIENTE DE ROZAMIENTO El coeficiente de rozamiento λ se define como la pérdida adimensional de rozamiento del fluido, medida en altura de velocidad por cada longitud de tubería igual a su diámetro, o por cada longitud de conducción igual al diámetro hidráulico de ésta. Las primeras correlaciones establecidas usaban unos coeficientes de rozamiento que eran del orden de 1/4 de la magnitud facilitada por la ecuación: 2 τw = λ 1 V 4 v 2 gc

que se justificaba porque el esfuerzo cortante en la pared es proporcional a 1/4 de la altura de velocidad. El factor de rozamiento se representa gráficamente en la Fig III.1, en función del número de Reynolds Re = V d = G d , definido como el cociente entre las fuerzas de inercia y las de viscosidad, siendo: ν η

ν la viscosidad cinemática ft2/h (m2/s) η la viscosidad dinámica del fluido, lbm fth (kg/m.seg) V la velocidad del fluido, ft/h (m/s) G la velocidad másica del fluido, lb/h.ft2 (kg/m2.seg) d el diámetro de la conducción del flujo, ft (m). Un flujo de fluido circulando por el interior de una conducción a baja velocidad, discurre en forma viscosa o laminar (Re < 2000). Para altas velocidades, el flujo de fluido tiene lugar en forma turbulenta (Re > 4000) y es completamente turbulento con valores más elevados; para 2000 < Re < 4000, el flujo es indeterminado. El flujo de un fluido se puede definir mediante un sistema de ecuaciones en derivadas parciales, pero debido a su complejidad, éstas sólo se pueden resolver en casos de flujo laminar, en los que el intercambio de las cantidades de movimiento son sólo moleculares. Para flujo laminar λ =

64 cuya representación en el diagrama de Moody es una línea recta. Re

Para definir la rugosidad relativa de la superficie de la conducción se introduce el coeficiente (ε/d), que es la rugosidad relativa, en la que ε expresa el valor de la altura media de las protuberancias de la € rugosidad (rugosidad absoluta), equivalente a la aspereza de granos de arena establecida por Nikuradse. Flujo laminar.- El flujo laminar se caracteriza por unas líneas de corriente perfectamente individualizadas, por lo que no existe mezcla entre ellas, excepto la difusión molecular de una línea de corriente a otra. III.-85

Fig III.1.- Diagrama de Moody

III.-86

1

2

1,2,3.- Acero remachado 2,3,4.- Hormigón 4,5,6,7.- Duelas de madera 5.- Fundición 7.- Hierro galvanizado 8.- Fundición asfaltada 9.- Tubos laminados en caliente Acero comercial & Hierro forjado 10.- Tubo estirado en frío 11.- Tubo estirado

3

4 5 6 7 8

9

11

10

Fig III.2.- Rugosidad relativa para varias superficies de conductos

Como consecuencia de las fuerzas moleculares de cohesión, hay una capa de fluido, próxima a la pared del conducto, que tiene velocidad nula, lo que implica la existencia de un gradiente de velocidades perpendicular a la dirección principal del flujo. En un flujo laminar, los intercambios de cantidades de movimiento se producen sólo a nivel molecular, por lo que el gradiente de velocidades no se ve afectado por las condiciones particulares del estado de la superficie de la conducción, y el coeficiente de rozamiento no está influenciado por las características físicas (rugosidad) de la superficie de la conducción; en equipos comerciales, el flujo laminar sólo se presenta con líquidos de viscosidad notable. Flujo turbulento.- Cuando existe turbulencia, hay intercambios de cantidades de movimiento en toda la masa del fluido, que se provocan por velocidades secundarias, cuyas direcciones no son paralelas a la del eje principal del flujo. El estado en que se encuentra la superficie de la conducción (rugosidad) tiene gran influencia en el gradiente de velocidades próximas a la superficie de la conducción, y no es despreciable en el resto de la masa del fluido, por lo que el coeficiente de rozamiento se verá afectado. En el flujo turbulento, la transferencia de calor es notablemente superior, en comparación con la que se presenta en un flujo laminar. Si se exceptúan los líquidos muy viscosos, es posible provocar un flujo turbulento, tanto en agua como en vapor, sin que se presente una excesiva pérdida por rozamiento. En el diseño de generadores de vapor se consideran números de Reynolds superiores a 4000. Campo de velocidades.- En la Tabla III.1 relativa a velocidades comunes en sistemas generadores de vapor se indican los rangos de velocidades que se suelen encontrar en los diseños de equipos de transferencia de calor y en los sistemas de conductos y tuberías. En las Tablas III.2 y 3, se indican las densidades que, junto con la viscosidad dinámica y las Tablas de Vapor ASME, se utilizan para establecer las velocidades másicas, calcular los respectivos números de Re y las correspondientes caídas de presión debidas al rozamiento del flujo de fluido. La viscosidad dinámica se puede obtener de las Fig III.3, 4 y 5.

III.-87

Tabla III.1.- Velocidades comunes en sistemas de generación de vapor Descripción del servicio AIRE Calentador de aire Líneas aire + carbón (pulverizado) Líneas aire comprimido Conductos aire tiro forzado (TF) Conductos TF entrada quemadores Conductos ventilación ACEITE CRUDO Líneas de 6" a 30" (152 a 762 mm) AGUA CALDERA Circulación caldera Tubos economizador AGUA GENERAL Líneas en general GAS NATURAL Líneas (grandes oleoductos) HUMO Calentador aire Pasos humos en calderas Conductos tiro inducido y cajas humo Chimeneas REACTORES AGUA PRESURIZADA Canales vainas combustible Tubería de refrigerante del reactor VAPOR Líneas de alta presión Líneas de baja presión Líneas de vacío (sub-atmosféricas) Tubos sobrecalentador

Velocidad ft/min 1000 3000 1500 1500 1500 1000

a a a a a a

m/seg

5000 4500 2000 3600 2000 3000

5,1 15,2 7,6 7,6 7,6 5,1

a a a a a a

25,4 22,9 10,2 18,3 10,2 15,2

60 a 3600

0,3 a 1,8

70 a 750 150 a 750

0,4 a 3,8 0,8 a 1,5

500 a 750

2,5 a 3,8

1000 a 1500

5,1 a 7,6

1000 3000 2000 2000

a a a a

5000 6000 3500 5000

5,1 a 25,4 15,2 a 30,5 10,2 a 17,8 10,2 a 25,4

400 a1300 2400 a 3600

2,0 a 6,6 12,2 a 18,3

8000 a 12000 12000 a 15000 20000 a 40000 2000 a 5000

40,6 a 61,0 61,0 a 76,2 101,6 a 203,2 10,2 a 25,4

Tabla III.2.- Propiedades de gases a 14,7 psi (1,01 bar) ** Temperatura Gas

AIRE

CO 2

H2

HUMO *

CH4

ºF 70 200 500 1000 70 200 500 1000 70 200 500 1000 70 200 500 1000 70 200 500 1000

Densidad 3

lb/ft 0,0749 0,0601 0,0413 0,0272 0,1148 0,092 0,0634 0,0417 0,0052 0,0049 0,0029 0,0019 0,0776 0,0623 0,0429 0,0282 416 0,0334 0,023 0,0151

cp Calor específico instantáneo γ = c p (Btu/lbºF) c v (Btu/lbºF) cv 0,241 0,242 0,248 0,265 0,202 0,216 0,247 0,289 3,44 3,48 3,5 3,54 0,253 0,255 0,265 0,283 0,53 0,575 0,72 0,96

0,172 0,173 0,18 0,197 0,155 0,17 0,202 0,235 2,44 2,49 2,515 2,56 0,187 0,189 0,199 0,217 0,406 0,451 0,596 0,853

1,4 1,4 1,38 1,34 130 127 1,22 1,19 1,41 1,41 1,39 1,38 1,35 1,35 1,35 1,3 1,3 1,27 1,21 1,15

* Procedentes de carbón con 120% de aire (Humos de peso molecular 30) ** Conversiones al S.I. Temperatura en ºC = 5 (ºF - 32)/9 Densidad ρ en kg/m3 = 16,02 (lbm /ft3 ) Calor específico c en kJ/kg °K = 4,186 (Btu/lbm °F)

III.-88

Tabla III.3.- Propiedades de líquidos a 14,7 psi (1,01 bar) Líquido Agua Agua Aceite SAE 10 Aceite SAE 50 Mercurio Fuelóleo Fuelóleo Queroseno

Temperatura ºF (ºC) 70 (21) 212 (100) 70 (21) 70 (21) 70 (21) 70 (21) 180 (82) 70 (21)

55 56 60 60 50

Densidad lb/ft3 (kg/litro) 62,4 (1,000) 59,9 (0,959) a 57 (0,88 a 0,91) a 59 (0,91 a 0,95) 846 (13,6) a 65 (0,96 a 1,04) a 65 (0,96 a 1,04) a 51 (0,80 a 0,82)

Fig III.3.- Viscosidad dinámica para algunos líquidos

Calor específico Btu/lbºF (kJ/kgºC) 1,000 (4,19) 1,000 (4,19) 0,435 (1,82) 0,425 (1,78) 0,033 (0,138) 0,40 (1,67) 0,46 (1,93) 0,47 (1,97)

Fig III.4.- Viscosidad dinámica para algunos gases a patm

Fig III.5.- Viscosidad dinámica del vapor saturado y sobrecalentado

III.-89

Tabla III.4a.- Correlaciones entre diversas unidades de viscosidad dinámica

Viscosidad absoluta o dinámica Pa.s N.seg/m2 = kg/m.seg

Centipoise 0,01 gr/cm.seg

1

lb/ft.hora

lb.seg /ft2

1000

lb/ft.seg 672.10 −3

2420

20,9.10−3

0,001

1

672.10 −6

2,42

20,9.10−6

1,49 413.10−6

1488

1

3600

0,413

278.10 −6

1

0,0311 8,6.10−6

47,9

47900

32,2

115900

1

Tabla III.4b.- Correlaciones entre diversas unidades de viscosidad cinemática

Viscosidad cinemática Centistoke m2 /seg

00 , 1 cm2 /seg

ft2 /seg

ft2 /h

1

106

10−6 92,9.10−3

1

10,8

38800

10,8.10−6

0,0388

92900

1

3600

25,8.10−6

25,8

278.10 −6

1

Tabla III.5.- Resistencia al flujo de fluidos a través de accesorios comerciales* ACCESORIO Codo de 90º Conexión “T” Codo de retorno Válvula abierta

Radio curvatura estándar Radio curvatura largo Flujo circulación recta Flujo en codo 90º Radio curvatura mínimo Compuerta Retención Globo Angular 90º Retención caldera

Pérdida en altura velocidad 0,30 a 0,70 0,20 a 0,50 0,15 a 0,50 0,60 a 1,60 0,60 a 1,70 0,10 a 0,20 2 a 10 5 a 16 3a7 1a3

Resistencia al flujo en válvulas y accesorios.- Los sistemas de tuberías y conductos cuentan, en general, con un número relativamente elevado de válvulas y accesorios. En general, en una planta termoenergética, las diversas líneas de agua, vapor, aire y gases tienen tramos relativamente cortos y muchas válvulas y accesorios; los tramos rectos de tuberías y conductos son relativamente cortos, a excepción de las líneas que se emplean en la distribución de vapor para procesos industriales; la pérdida de presión (pérdidas continuas) se considera como una consecuencia del esfuerzo cortante del fluido en las paredes limítrofes de la conducción del flujo, lo que conduce a evaluaciones relativamente simples. La resistencia al flujo debida a válvulas, codos y accesorios (pérdidas accidentales), representa la mayor parte de la resistencia del conjunto del sistema; los métodos empleados para su determinación son mucho menos exactos que los utilizados para evaluar las pérdidas continuas. La caída de presión asociada a válvulas, codos y accesorios es consecuencia de impactos y de intercambios inelásticos de cantidades de movimiento; incluso, aunque se conserven las cantidades de movimiento, la energía cinética se disipa en forma de calor, lo que significa que dichas pérdidas de presión están influenciadas por la geometría estructural de las válvulas, accesorios, codos y curvas, y se evalúan normalmente por medio de correlaciones empíricas, que se pueden representar también como longitudes equivalentes de tubería. Tienen la desventaja de que dependen de la rugosidad relativa ε que se haya empleado para estad blecer la correspondiente correlación. III.-90

€

Como hay una gran variedad de geometrías en válvulas y accesorios, es habitual obtener de los fabricantes de tales componentes los coeficientes de caída de presión; también es habitual, entre los fabricantes de válvulas, suministrar el llamado coeficiente de válvula CV , para agua a 60ºF. Este coeficiente es de la forma CV =

G , siendo G el caudal con la válvula totalmente abierta, y Δp la caída de presión Δp

Estos coeficientes se utilizan para relacionar las pérdidas en altura de velocidad con el diámetro de 4 la tubería de que se trate, mediante la ecuación: ξ = k d 2 , siendo: CV € ξ el número de alturas de velocidad, adimensional gal/min k un coeficiente de conversión de unidades, k = 891, con CV = Δp d el diámetro interior de la tubería conectada, ”in” (mm) CV un coeficiente de flujo en unidades compatibles con k y D. € Los valores de CV y ξ se aplican sólo a fluidos incompresibles; sin embargo se pueden extrapolar a fluidos compresibles, siempre que se utilice un volumen específico medio entre p1 y p 2 , para valores de Δp del orden del 20% del valor de p1 , lo que equivale a una relación de presiones 1,25 . Cuando la caída de presión se estima como un número de alturas de velocidad, se puede calcular € € mediante la ecuación: € Δp = ξ v ( G5 ) 2 12 10 en la que:

Δp es la caída de presión en, lb/in2 v es el volumen específico en, ft3/lb G es la velocidad másica específica, lb/ft2h. Otra expresión que permite evaluar la caída de presión de un flujo de aire o gas, sólo aplicable con unidades inglesas, basada en aire que tiene un volumen específico de 25,2 ft3/lb, a 1000ºR y 30”Hg, es: Δp = ξ

30

pbarométrica

Thumos ( °F) + 460 ( G5 ) 2 1,73.10 5 10

 Δp caída de presión en ( in agua )  presión barométrica en ( in agua ) con:  T temperatura del aire o gas , º F  G velocidad específica másica, lb/ft 2 h ecuación que se aplica a cualquier gas, mediante la corrección del volumen específico. III.5.- PÉRDIDAS IRREVERSIBLES EN ESTRECHAMIENTOS Y ENSANCHAMIENTOS En una conducción, un cambio de sección simple es la configuración de un contorno convergente (contracción o estrechamiento) o divergente (ensanchamiento). Configuración convergente.- La contracción o estrechamiento convergente tiene tendencia a estabilizar el flujo, transformando la energía de presión en energía cinética; mediante un diseño adecuado, III.-91

se pueden eliminar las pérdidas por choques. Cuando el ángulo de convergencia es menor de 30º y los empalmes terminales son suaves y tangentes, la pérdida de energía mecánica es, fundamentalmente, pérdida por rozamiento, siendo esta pérdida 0,05 veces la altura de velocidad referida al área menor del flujo aguas abajo. Cuando la variación de cotas es cero, Δ z = z2 - z1 = 0 , el balance de energía mecánica, es: p1 v +

V12 V2 V2 = p2v + 2 + ξ 2 2 gc 2 gc 2g c

en la que ξ es el coeficiente de pérdidas por contracción, Fig III.6.

€

Fig III.6.- Coeficiente de pérdidas por contracción-relación de secciones Caída de presión por estrechamiento con β > 30º ; para β < 30º, ξ = 0,5

Fig III.7.- Coeficiente de pérdidas por ensanchamiento-relación de secciones

Configuración divergente.- Cuando en la conducción del flujo hay un ensanchamiento, Fig III.7, la expansión de las líneas de corriente es proporcional a la energía cinética del fluido, sometida a una pérdida de presión que depende de la geometría; la pérdida por ensanchamiento es una conversión irreversible de energía en calor; estas pérdidas se evalúan como coeficientes del término de energía cinética correspondiente a la velocidad más alta. El balance de energía mecánica para calcular la pérdida debida al ensanchamiento, es: p1 v +

V12 V2 V2 = p2 v + 2 + ξ 1 2 gc 2 gc 2 gc

€

Fig III.8.- Diferencia de presión estática respecto a la relación de áreas. Para cambios bruscos y graduales de sección

(V1 - V2 ) 2 V12 =ξ En un ensanchamiento brusco, la ecuación de Belanguer de la forma: propor2g 2g III.-92

€

ciona el valor de la pérdida de carga. La Fig III.8 presenta las diferencias de presión estática provocadas por cambios bruscos y graduales de sección, que figura en términos de altura de velocidad. III.6.- FLUJO EN CODOS Y CURVAS Los codos y curvas de un sistema de tuberías producen caídas de presión, como consecuencia del rozamiento del fluido y de los intercambios de cantidades de movimiento debidos a la modificación de la dirección del flujo.

Fig III.9.- Pérdida en codos de tuberías circulares, en alturas de velocidad, respecto a la relación (radio codo/diámetro interior), para diversos ángulos de codos

Para calcular las pérdidas totales por rozamiento, la longitud de un codo o curva se puede considerar como longitud equivalente de tubería. Para determinar los coeficientes de pérdidas, es conveniente disponer de una pérdida equivalente a la del rozamiento en un tramo recto a partir de datos experimentales que, convenientemente corregidos, constituyen la base del coeficiente de pérdidas en codos o curvas ξ de tuberías o conductos. La pérdida de presión para un codo o curva, varía muy poco con Re < 150.000, en tuberías circulares. Para Re > 150.000, las pérdidas son prácticamente constantes y dependen sólo de la relación r d entre el radio de curvatura r del filete axial del codo o de la curva y el diámetro interior d de la tubería. Para tuberías comerciales, el efecto del número de Re es despreciable en cualquier caso. El efecto combinado del radio r del codo y el ángulo del mismo, en términos de altura de velocidad, se representa en la Fig III.9, en la que además de la pérdida por rozamiento correspondiente a la longitud del codo hay que añadir la pérdida:

ξ v ( G5 ) 2 10 en la que: Δp = 12

 Δp es la caída de presión, ( psi ) ξ es el coeficiente relativo a la curva  v el volumen específico ft 3/lb  G el caudal másico lb/ft 2 h

III.-93

III.7.- FLUJO EN SERPENTINES Para calcular la caída de presión de un flujo que circula en un serpentín, a la pérdida de presión correspondiente al tramo recto de la tubería que tuviese la longitud de la del serpentín, habría que añadir un coeficiente que depende del régimen del flujo (laminar o turbulento) y del radio del serpentín. Por medio de las curvas Fig III.10, y la formulación que se indica a continuación, se pueden determinar el tipo de flujo y los coeficientes para flujo laminar o turbulento. Laminar: Δp = FFL Δplong Turbulento : Δp = { Re ( d ) 2 }0 ,05 Δplong 2r  Δp es la caída de presión para una espira, (psi) en las que:  Δplong es la caída de presión en la longitud de la espira desarrollada, (psi)  d es el diámetro interior del tubo y r el radio medio de la espira, (in) 

Fig III.10.- Caída de presión en serpentines

III.8.- FLUJO EN CONDUCTOS DE SECCIÓN RECTANGULAR La pérdida de presión provocada por el cambio de dirección de un conducto de sección rectangular, es similar a la de una tubería cilíndrica. Sin embargo, se debe tomar un coeficiente adicional que depende del perfil del conducto con relación a la dirección del codo o curva, que se identifica como relación de forma, y se define como el cociente entre el ancho y la profundidad del conducto, es decir, la fracción

b de la Fig III.11. d

Para una misma relación de radios ( r1/r0 ) la pérdida de presión en el codo o curva disminuye al aub mentar la relación de forma , como consecuencia de € la menor influencia que tienen los flujos secundad rios sobre las líneas de corriente principales. En la Fig III.11 se representa el efecto combinado de la relación de radios y de la relación de forma, € sobre un codo o curva de conducto con ángulo de 90º en función de altura de velocidad. Los valores del coeficiente de pérdida ξ son los promedios de resultados de ensayos realizados en conductos reales. Para un determinado intervalo de la relación de forma, las pérdidas de presión son relativamente independientes del número de Re. Fuera de el intervalo, la variación de la pérdida de presión resulta muy irregular. No obstante, y por lo que respecta a la utilización de los valores de ξ, se suelen hacer dos recomendaciones: III.-94

- Para relaciones de forma b < 0,5 se emplean los valores de ξ correspondientes a b = 0,5 d d b >2 b =2 - Para relaciones de forma se emplean los valores de ξ correspondientes a d d €

€

€

€

Fig III.11.- Pérdidas en codos de 90º de sección transversal rectangular

Las pérdidas de presión en codos o curvas de conductos, con ángulos distintos de 90º, se consideran proporcionales al valor del ángulo que tiene el codo o curva. III.9.- DEFLECTORES DE DIRECCIÓN Las pérdidas en un codo o curva de un conducto se pueden reducir redondeando o achaflanando sus bordes y mediante la instalación de deflectores de dirección o palas direccionales. - Con el redondeo el tamaño del conducto se hace algo mayor, para conservar la misma sección transversal útil. - Con palas direccionales o deflectores de dirección, la forma del conducto se conserva, pudiéndose utilizar en un codo o curva de un conducto, un número cualquiera de deflectores. En la Fig III.12 se representan cuatro disposiciones diferentes, para un mismo codo o curva de 90º La Fig III.12a muestra palas con perfil segmentado La Fig III.12b representa idénticas palas delgadas simplemente curvadas La Fig III.12c representa palas separadoras concéntricas con el conducto La Fig III.12d representa unas palas simples para minimizar el despegue o separación del flujo de fluido, respecto de la arista viva interior del conducto Las palas de dirección, con dimensiones y perfiles idénticos a los que muestra la Fig III.12b, son las que se suelen instalar normalmente dentro de la curvatura de un codo o curva, en un mismo radio o sección del codo o curva del conducto, desde el borde interior hasta el exterior.

Fig III.12.- Palas direccionales en codos y curvas a) Segmentadas; b) Concéntricas estrechas; c) Separadas concéntricas; d) Ranuradas

III.-95

Fig III.13.- Perfiles de velocidades aguas debajo de un codo. a) Sin paletas ; b) Con paletas corrientes ; c) Con paletas optimizadas

Las palas concéntricas representadas en la Fig III.12c se instalan en el interior a lo largo de toda la curvatura, desde un extremo hasta el otro del codo. La finalidad de las palas direccionales, es desviar el flujo hacia la pared interior que tiene el conducto en el codo o curva. Cuando las palas se diseñan adecuadamente, la distribución del flujo previene la separación de las venas de fluido de las paredes y la formación de turbulencia aguas abajo del codo o curva. De esta forma, conforme se indica en la Fig III.13, se mejora la distribución de velocidades, disminuyendo la caída de presión en las secciones transversales que están aguas abajo del codo. Para disminuir la pérdida de presión y lograr la compensación del campo de velocidades hay que eliminar cualquier zona de turbulencia en la pared del lado interior del codo del conducto. Para un campo uniforme de flujo de fluido que entra en un codo de un conducto, con la instalación de palas menos separadas entre sí y más cercanas al radio interior del codo, se consigue un efecto más amplio en la disminución de la caída de presión inducida por el codo y en el establecimiento de un campo uniforme a la salida del cambio de dirección, Fig III.12d y Fig III.13c. Para las aplicaciones en que se requiera una distribución uniforme de velocidades, inmediatamente aguas abajo del codo, es necesaria una disposición normal de palas direccionales, Fig III.13b. En muchas aplicaciones, es suficiente la utilización de un reducido número de palas, Fig III.13c. Para el caso de campos de velocidades no uniformes de un flujo de fluido que entra en un codo de un conducto, la disposición idónea de las palas de dirección es difícil de determinar; en muchas ocasiones hay que recurrir a la modelización numérica y a los ensayos de flujo en el sistema de conductos, para definir la ubicación adecuada de los deflectores.

Fig III.14.- Velocidad másica aire-altura de velocidad, para diversas temperaturas del aire

III.-96

III.10.- CAÍDA DE PRESIÓN La Fig III.14 representa un ábaco con el que se pueden calcular, en los sistemas de conductos que transportan aire, humos u otros gases, las pérdidas de presión debidas a impactos; conocidos los valores de la velocidad másica y de la temperatura del aire o gas, se puede obtener una altura de velocidad en (“) de columna de agua, referida a nivel del mar. Los valores de las alturas de velocidad de la Fig III.14 son para aire con volumen específico de 252 ft3/lb a 1000ºF = 30” Hg a (538ºC). 2 2 v Para humos: V = ( V )aire humo 2g c 2g c vaire

III.11.- FLUJO A TRAVÉS DE BANCOS TUBULARES € Tubos lisos.- El flujo transversal de gases a través de un banco tubular, es el caso de un flujo de fluido sometido a cambios continuos en la sección recta transversal del flujo. Los resultados experimentales y las conclusiones analíticas, ponen de manifiesto que son tres las variables que afectan a la resistencia, además de la velocidad másica, como: - El número N de filas de tubos que se cruzan con el flujo - El coeficiente de profundidad Fψ que se aplica a los bancos tubulares que cuentan con menos de diez filas de tubos, Fig III.15

Fig III.15.- Coeficiente de profundidad Fψ para caída de presión en bancos tubulares de convención según configuraciones regular y al tresbolillo

- El coeficiente de rozamiento λ que está relacionado con el número de Re (basado en el diámetro del tubo), con el cociente entre el espaciado εx y el diámetro dext del tubo y con la configuración de la disposición de tubos (en línea o al tresbolillo). El coeficiente λ relativo a varias configuraciones de tubos alineados se obtiene de la Fig III.16 El producto de estos tres coeficientes representa la pérdida a través del banco, expresada en alturas de velocidad: ξ = λ N Fψ El valor de ξ se utiliza para calcular la caída de presión en el banco tubular con las ecuaciones: III.-97

  v G Δp = ξ ( 5 ) 2 , siendo :  12 10  

Δp = ξ

30

pbarométrica

Δp = caída de presión , lb/in 2 ξ = nº de alturas de velocidad , adimensional v = volumen específico en ft 3/lb G = velocidad másica , lb/ft 2 h

 Δ p = caída de presión (in wg ) p en (in Hg ) T G 2 , siendo : ( )  Tbarométrica = temperatura absoluta del aire o gases , º R 1,73.10 5 103  G = velocidad másica específica, lb/ft 2 h

Fig III.16.- Coeficiente de rozamiento λ para flujos cruzados de gas o de aire en configuraciones de tubos alineados

III.12.- TUBOS CON ALETAS En las aplicaciones para el diseño de calderas convectivas, se suelen utilizar bancos de tubos con aletas, como las helicoidales continuas, las helicoidales discontinuas, las longitudinales, cuadradas, espárragos claveteados, etc. Para las aplicaciones en hogares, la limpieza del gas y el medio de transferencia de calor imponen el tipo de banco tubular con superficie ampliada que se puede utilizar y el tipo de aleta. Hay varios métodos para calcular bancos tubulares con superficie ampliada, que dependen del tipo de aleta que se utilice. En todos ellos, la caída de presión en cada fila de un banco tubular es mayor cuando los tubos tienen superficie ampliada, en comparación con la que corresponde a la misma configuración ejecutada con tubos lisos. En haces tubulares con tubos alineados, la resistencia por fila de tubos con aletas es aproximadamente 1,5 veces la de una fila de tubos lisos. Sin embargo, debido al incremento de intercambio térmico que la superficie ampliada facilita, se requiere un número menor de filas de tubos aleteados, en relación al correspondiente numero de tubos lisos, por lo que la caída de presión en un banco tubular con superficie ampliada puede ser equivalente a la de un banco con mayor número de tubos lisos, que tenga igual capacidad termointercambiadora. III.13.- ARRASTRE DE FLUIDO POR EL FLUJO Un fluido a alta velocidad puede transportar partículas sólidas u otro fluido. El fluido principal opera mediante chorros que utilizan sólo pequeñas cantidades de fluido a alta presión, para arrastrar y transportar grandes cantidades de otro fluido o de partículas sólidas. La energía de presión del fluido a alta presión se convierte en energía cinética por medio de toberas que reducen la presión. III.-98

El material a transportar se succiona en la zona de baja presión, en la que se encuentra, y se mezcla con el fluido que configura el chorro de alta velocidad. A continuación, el chorro mezclado con el material arrastrado circula por una sección prolongada, de igual área transversal que la de la garganta de la tobera, que se encarga de igualar el perfil de velocidades; posteriormente, la mezcla entra en una sección divergente en la que parte de la energía cinética se convierte en energía de presión. El inyector es una bomba de chorro que utiliza vapor como fluido motor para arrastrar agua de baja presión, a fin de entregarla a una contrapresión mayor que la del vapor suministrado. El eyector es similar al inyector y se diseña para arrastrar gases, líquidos o mezclas de sólidos y líquidos, a fin de entregarlos a una presión menor que la del fluido primario o fluido motor. El aspirador por chorro de agua se utiliza para arrastrar el aire con el fin de obtener un vacío parcial. Los sopladores que, a veces, se instalan en la base de la chimenea de pequeñas calderas de tiro natural, emplean un chorro de vapor, para incrementar el tiro durante breves puntas de carga. En algunos casos, el arrastre puede ser una fuente de problemas en el funcionamiento de calderas de vapor. Las partículas de ceniza arrastradas por los gases de combustión, originan problemas: - Cuando se depositan en las superficies intercambiadoras, reduciendo la conductancia térmica - Cuando pasan a través de los ventiladores, erosionando sus palas o álabes - Cuando se descargan a la atmósfera por la chimenea, contribuyendo a la contaminación medioambiental El vapor puede arrastrar humedad y sólidos en suspensión o en disolución, que pueden llegar a la turbina, incrustándose en sus álabes, reduciendo la potencia y el rendimiento. En las calderas que cuentan con circulación natural, en los tubos bajantes de caldera que alimentan agua a las paredes del hogar, las burbujas de vapor se arrastran por el agua circulante, reduciendo la densidad de la columna de bombeo. III.14.- CIRCULACIÓN POR LA CALDERA Para efectuar la generación de vapor y controlar la temperatura del metal de los tubos, en todos los circuitos de la unidad generadora de vapor se necesitan unos flujos adecuados, de agua y de agua+vapor. En el caso de instalaciones que operan a presión hipercrítica, (unidades supercríticas), este flujo se produce mecánicamente por medio de bombas. Cuando se trata de presiones subcríticas, la circulación requerida en el generador de vapor se produce: - Por la fuerza gravitatoria - Por medio de bombas - Por la combinación de las dos anteriores Para evaluar el sistema de circulación de los diversos tipos de generadores de vapor de combustible fósil y de combustible nuclear, es preciso considerar conjuntamente: - Las particularidades del flujo en una sola fase - Las características del flujo en dos fases - Los aportes de calor III.-99

IV.- TRANSMISIÓN DE CALOR http://libros.redsauce.net/

IV.1.- CONDUCCIÓN TÉRMICA La temperatura es una propiedad intrínseca a cualquier sustancia, que indica el nivel de energía de sus moléculas. Cuanto más elevada es la temperatura, mayor es la energía cinética o actividad molecular de la sustancia en cuestión. La conducción molecular del calor es simplemente una transferencia de energía debida a una diferencia de temperaturas, entre moléculas de una sustancia sólida, líquida o gaseosa. La transferencia de calor por conducción se evalúa por medio de la ley de Fourier, de la forma: Qk = - k A dT dx El flujo de calor qk es positivo cuando el gradiente de temperatura dT es negativo, resultado que dx es congruente con el Segundo Principio de la Termodinámica, e indica que el calor fluye en la misma dirección que las temperaturas decrecientes. € € La conductividad térmica k es una propiedad del material que caracteriza su posibilidad de conducir o transmitir calor; en la Tabla IV.1 se indican algunos valores de conductividades térmicas. Otra forma de la ecuación de Fourier, es: Qk = k A ( T1 - T2 ), en la que el término L se denomina L kA resistividad térmica Rk . Tabla IV.1.- Conductividad térmica k de algunos materiales comunes

€

Materiales

Btu/ft hºF

Gases a presión atmosférica

€

W/mºC

0,004 a 0,70

0,007 a 1,2

Materiales aislantes

0,01 a 0,12

0,02 a 0,21

Líquidos no metálicos

0,05 a 0,40

0,09 a 0,70

0,02 a 1,5

0,04 a 2,6

Sólidos no metálicos (ladrillo, piedra, hormigón) Metales líquidos

5,0 a 45

8,6 a 78

Aleaciones

8,0 a 70

14 a 121

Metales puros

30 a 240

52 a 415

IV.-101

En régimen permanente las temperaturas varían de un punto a otro del sistema, pero la temperatura de cada uno de los puntos permanece inalterable en el tiempo. En régimen transitorio la conducción de calor implica un almacenamiento de energía térmica. Por ejemplo, en el calentamiento de un hogar hay que suministrar el calor suficiente para elevar la temperatura de las paredes hasta sus nuevos valores de operación y aportar el calor que compense las pérdidas en régimen permanente para el funcionamiento normal. En las calderas de gran potencia que operan continuamente durante prolongados períodos de tiempo, el calor almacenado en las paredes y en el metal de la caldera es una fracción insignificante del aporte total de calor. En las calderas pequeñas, con cerramientos de refractario y que funcionan a tiempo parcial o, incluso, en aquellas calderas con hogares que frecuentemente se calientan y enfrían en operación discontinua, la energía almacenada en las paredes durante la puesta en servicio, puede ser una fracción considerable del aporte total de calor. La conducción en régimen transitorio tiene mucha importancia en la igualación de temperaturas en el calderín de vapor de la caldera, durante los períodos de aumento o disminución de presión de la unidad. En aquella parte del calderín que se encuentra por debajo del nivel de la superficie libre del agua, la superficie interior del mismo está calentada por su contacto con el agua de la caldera, mientras que la superficie interior del calderín de vapor que se encuentra por encima de dicha superficie libre del agua, está calentada por la condensación del vapor situado sobre el citado nivel. Durante un período transitorio de calentamiento, las temperaturas interior y exterior de la superficie del calderín de vapor aumentan por conducción, de forma que la diferencia de temperaturas a través de la pared del calderín, son mayores que las correspondientes a los períodos en régimen permanente, lo que implica solicitaciones mayores, por lo que hay que controlar el incremento de temperatura y presión, con el fin de mantener siempre las solicitaciones térmicas dentro de unos límites aceptables, a efectos de proteger el calderín de vapor. Durante los períodos de reducción de presión, la superficie interior del calderín que se encuentra bajo el nivel de agua, está refrigerada por el agua de la caldera; la parte alta del calderín por encima del nivel de agua, se refrigera por radiación por el flujo de vapor hacia las conexiones de salida y por la conducción a través de la propia pared del mismo. La conducción transitoria se presenta en todos los procesos de calentamiento, en los que la temperatura varía con el tiempo, por lo que el análisis de la conducción se complica; para un flujo transitorio, la ecuación de energía térmica unidimensional, es: ∇ 2 T = 1 ∂T α ∂t

siendo: α =

k , la difusividad térmica. ρ cp

En coordenadas cilíndricas: 1 ∂ ( r ∂T ) = 1 ∂T r ∂r ∂r α ∂t En coordenadas esféricas:

∂ (sen θ ∂T ) + ∂ 2 T + E = 1 ∂T 1 ∂ (r 2 ∂T ) + 1 1 ∂r ∂θ k α ∂t r 2 ∂r r 2 sen θ ∂θ r 2 sen 2θ ∂Φ 2

Coeficiente de conductividad térmica, calor específico y densidad.- La conductividad térmica es una propiedad que depende de la composición química del material, y se expresa en Btu/fthºF ó (W/mºK); en general, la conductividad térmica es más alta en los materiales sólidos, menor en los líquidos y mucho más reducida en los gases. IV.-102

A) k = Cte ; B) k crece con el aumento de temperatura ; C) k disminuye con el aumento de temperatura Fig IV.1.- Representación de la relación temperatura-espesor para diversas conductividades térmicas

La conductividad térmica de los metales puros decrece cuando aumenta la temperatura, mientras que la conductividad de las aleaciones puede aumentar o disminuir con la temperatura. Los valores de la conductividad térmica para una capa caliente de deposición de ceniza pueden variar mucho según sea la ubicación de la deposición en el interior del hogar de la caldera; la conductividad térmica efectiva de deposiciones de ceniza varía entre 0,03÷ 0,29 Btu/fthºF = (0,05÷ 0,5 W/mºK), y la resistencia suele oscilar desde 0,11÷ 0,006 ft2 hºF/Btu = (0,02÷ 0,001 m2ºK/W). La conductividad térmica efectiva de las deposiciones de ceniza, para altas temperaturas, es similar a la del aire y el CO2; a veces, está más próxima a la de la lana de vidrio, pero no supera los valores correspondientes a los de materiales refractarios; aumenta con la temperatura y crece con la cantidad de óxido de hierro presente en la deposición. La conductividad térmica del agua varía desde 0,33 Btu/fthºF, (0,57 W/mºK) a la temperatura ambiente, hasta 0,16 Btu/fthºF (0,28 W/mºK) en las proximidades del punto crítico. Las propiedades del agua son relativamente insensibles a la presión, en particular para presiones alejadas de la crítica. La mayoría de los líquidos no metálicos tiene una conductividad térmica que varía entre 0,05÷ 0,15 Btu/fthºF = (0,09÷ 0,26 W/mºK), y disminuye, cuando aumenta su temperatura. La conductividad térmica de los gases aumenta con la temperatura y para las condiciones que se presentan normalmente en los generadores de vapor son independientes de la presión; disminuye cuando aumenta su peso molecular. Así, la relativa alta capacidad del hidrógeno (gas de bajo peso molecular), lo ha convertido en un buen medio refrigerante de alternadores. En el cálculo de la conductividad térmica de materiales no homogéneos, se puede utilizar una conductividad térmica aparente, para tener en cuenta los poros de los materiales constituidos por capas. La conductividad térmica de todos los materiales no homogéneos, depende mucho de la densidad aparente (masa por unidad de volumen). En calderas y hogares con paredes de refractario, la conductividad térmica puede variar de un punto a otro, debido a diferencias estructurales en la composición, humedad y porosidad, que pueden atribuirse a la construcción de la unidad. En el caso de aislamientos para altas temperaturas, la conductividad térmica aparente de aislamientos fibrosos y de ladrillos refractarios disminuye cuando aumenta la densidad aparente porque el material más denso atenúa la radiación. Sin embargo, existe un límite a partir del cual todo aumento de densidad incrementa la conductividad térmica, debido a la mayor conducción propia del material sólido. Los calores específicos de sólidos y líquidos, en general, son independientes de la presión. La Tabla IV.2 compendia valores de calores específicos de diversos metales, aleaciones y materiales heterogéneos, referidos a la temperatura de 68ºF (20ºC). Todos esos valores se pueden utilizar, para otras temperaturas, sin que se cometan errores apreciables. En las aplicaciones prácticas para calderas, la influencia de la presión sobre el calor específico de IV.-103

los gases, se puede considerar casi despreciable, mientras que para el vapor de agua, la variación del calor específico y la conductividad térmica pueden ser importantes en todo el campo de presiones y temperaturas.

Fig IV.2.- Conductividad térmica de algunos metales y aleaciones Tabla IV.2.- Propiedades de varias sustancias a la temperatura ambiente de (20ºC = 68ºF) ρ (lb/ft3 )

cp (Btu/lbºF)

k (Btu/ft.hºF)

Cobre

559

0,09

223

Aluminio

169

0,21

132

Níquel

556

0,12

52

Hierro

493

0,11

42

Acero al carbono

487

0,11

25

Acero 18% Cr, 8% Ni

488

0,11

9,4

105

0,2

0,87

Cristal Pirex

170

0,2

0,58

Ladrillo K-28

27

0,2

0,14

140

0,2

0,075

SUSTANCIAS Metales

Sólidos no metálicos Caliza

Argamasa Lana mineral Gases

Líquidos

8

0,2

0,016

0,006

3,3

0,099

Oxígeno

0,09

0,22

0,014

Aire

0,08

0,24

0,014

Nitrógeno

0,08

0,25

0,014

Vapor de agua

0,04

0,45

0,015

Agua

62,4

1

0,32

Dióxido azufre

89,9

0,33

0,12

Hidrógeno

TEMPERATURA

 3 3  ρ ⇒ (kg/m ) = 16,02 (lb/ft ) Conversión de unidades a S.I.  c p ⇒ (kJ/kgK) = 4,1869 (Btu/lbF)  k ⇒ (W/mK) = 1,7307 (Btu/ft.hF) 

€

Temperatura en ºC = (ºF -32)/1,8 Temperatura en ºF = 1,8 ºC + 32 Temperatura en ºK = ºC + 273,14 Temperatura en ºR = ºF + 460

Tabla IV.3.- Conductividad térmica de humos en Btu /ft hºF, con exceso de aire del 15 % en aceite o gas y del 20 % en carbón. Temperatura (ºF)

Gas Natural

Aceite

Carbón

0

----

----

----

500

0,022

0,022

0,022

1000

0,03

0,029

0,029

1500

0,037

0,036

0,036

2000

0,044

0,043

0,043

2500

0,051

0,049

0,05

IV.-104

Tabla IV.4.- Propiedades de una selección de gases a 14,696 psi (1,01 bar)

0

ft3 0,0855

Aire Btu cp l b ºF 0,24

Btu k lbhºF 0,0131

500

0,0408

0,248

1000

0,0268

0,263

1500

0,02

2000 2500 3000

T (ºF)

Dióxido de Carbono lb Btu Btu ρ cp k ft3 l b ºF lbhºF 0,132 0,184 0,0076

ft3 0,0945

Oxígeno Btu cp l b ºF 0,219

0,0247

0,063

0,274

0,0198

0,0451

0,235

0,0249

0,0334

0,0414

0,28

0,0318

0,0297

0,252

0,0344

0,276

0,041

0,0308

0,298

0,042

0,0221

0,263

0,0435

0,0159

0,287

0,0508

0,0247

0,309

0,05

0,0178

0,0672

0,0132

0,3

0,063

0,0122

0,311

0,055

0,0148

0,0792

0,0113

0,314

0,0751

0,0175

0,322

0,061

0,0127

0,0912

ρ

lb

Nitrógeno

ρ

lb

Btu lbhºF 0,0133 k

Hidrógeno

0

0,0826

0,249

0,0131

0,0059

3,421

0,1071

500

0,0395

0,254

0,0236

0,0028

3,47

0,161

1000

0,026

0,269

320

0,0019

3,515

0,2206

1500

0,0193

0,283

0,0401

0,0014

3,619

0,2794

2000

0,0156

0,0468

0,0011

3,759

0,3444

2500

0,013

0,0568

0,0009

3,92

0,4143

3000

0,0111

0,0528

0,0008

4,218

0,488

Resistencia de contacto.- Un caso especial de conducción se plantea en el caso particular de una resistencia térmica de contacto, a través de una junta o interfaz entre materiales sólidos, en los que la superficie de contacto, debido a su rugosidad superficial, es imperfecta como consecuencia de los intersticios. En aplicaciones nucleares, la resistencia de contacto entre las pastillas de combustible, puede tener una gran influencia sobre el proceso de la transferencia de calor. En un flujo unidimensional en régimen permanente la transferencia de calor a través de la superfiT - T2 cie de contacto es: Q = 1 Rcont Los valores correspondientes al coeficiente de contacto h cont se pueden obtener de tablas especializadas; como ejemplo de tales valores se indican los siguientes coeficientes de contacto: - Acero inoxidable 304, contacto/aire = 300 Btu/ft2hºF = 1,7 W/m2ºK € - Cobre de puesta a tierra, contacto/aire = 25000 Btu/ft2hºF = 142 W/m2ºK En las aplicaciones, los factores de contacto se suelen desconocer, por lo que se recurre a algunas estimaciones sustitutivas. Tabla IV.5.- Conductancias interfaciales de algunos materiales a presiones moderadas

Interface Cerámica-cerámica Cerámica-metal Grafito metal Acero inoxidable-acero inoxidable Aluminio-aluminio Acero inoxidable-aluminio Cobre-cobre Hierro-aluminio

hi, W/m2 ºK 500-3000 1500-8500 3000-6000 1700-3700 2200-12000 3000-4500 10000-25000 4000-40000

A través de un intersticio, que forma parte de una interfaz de contacto, se presentan al menos dos tipos de aportación: - La conducción sólido-sólido, por puntos de contacto directo - La conducción térmica a través de los gases atrapados en los poros o espacios vacíos del material IV.-105

IV.2.- CONVECCIÓN La transferencia de calor por convección en el seno de un fluido tiene lugar mediante una combinaConducción molecular ción de:  Movimiento macroscópico del fluido  La convección se produce siempre en el espacio contiguo a superficies calentadas, como consecuencia del movimiento del fluido en contacto con dichas superficies, Fig IV.3. La convección natural tiene lugar cuando el movimiento del fluido se debe únicamente a diferencias locales de densidad y de viscosidad; el calor fluye desde la superficie hacia el fluido, la densidad disminuye y provoca que el fluido suba y que se sustituya por fluido frío, más denso. La convección forzada se presenta cuando el movimiento del fluido se genera por energía mecánica, mediante aparatos específicos, como bombas y ventiladores.

Fig IV.3.- Perfil de velocidades en la convención a) Natural sobre placa vertical; b) Forzada con capas laminar y turbulenta sobre placa horizontal

El flujo térmico de la convección qc se calcula por medio de la ley de Newton: qc = hcF (T pF - TF ), siendo h cF el coeficiente de convección. En la mayoría de las aplicaciones se utilizan unos coeficientes promedios de transferencia de calor, € para cada caso particular de superficie y fluido, relativos a un determinado proceso de intercambio tér€ mico, que depende fundamentalmente de las propiedades hidrodinámicas del fluido y de la geometría de la superficie. En la Tabla IV.6 se indican algunos datos aproximados de coeficientes de convección. Tabla IV.6.- Coeficientes de convección típicos Btu/ft2 h ºF 1a5

W/m2 ºK

Convección natural aire Convección forzada aire

5 a 50

30 a 300

Convección forzada vapor

300 a 800

1800 a 4800

Convección forzada aceite

5 a 300

30 a 1800

50 a 2000

300 a 12000

500 a 20000

3000 a 120000

Condición

Convección forzada agua Vaporización agua

6 a 30

FORMULACIÓN PRÁCTICA PARA LA CONVECCIÓN.- La transferencia de calor por convección, cerca de la superficie, tiene lugar por una combinación de conducción y de transporte de masa. IV.-106

€

En el caso del calor que fluye desde una superficie caliente hacia un fluido refrigerante, hay que hacer las siguientes consideraciones: - El calor fluye por conducción hacia el fluido, incrementando su energía interna - El elemento de fluido calentado se desplaza hacia una zona más fría, en la que el calor fluye por conducción desde el elemento calentado y desplazado, hacia el fluido contiguo más frío Este movimiento producido en el fluido se puede lograr de dos maneras diferentes, que caracterizan dos tipos de convección: - Si el movimiento se debe a una diferencia de densidad, consecuencia de una variación de temperatura, se trata de una convección natural o libre - Si el movimiento se induce externamente, por una bomba o ventilador, el proceso es una convección forzada La transferencia convectiva se puede presentar con dos tipos de flujo, laminar y turbulento: - En flujo laminar, el fluido se mueve en capas de modo que cada elemento del mismo sigue ordenadamente una trayectoria particular bien determinada - En flujo turbulento, que es el predominante en los de convección de la caldera, el movimiento local del fluido es caótico y para establecer los valores de velocidad media y de transferencia de calor, hay que utilizar un tratamiento estadístico Cualquier campo de flujo se puede dividir en dos zonas distintas: - Una zona viscosa, adyacente a la superficie - Otra zona no viscosa, separada de la superficie de transferencia de calor La zona calentada es la zona viscosa, y se denomina capa límite térmica. La capa límite hidrodinámica se define como el espesor del flujo para el que la velocidad local llega al 99% del valor de la velocidad lejos de la pared Los coeficientes de transferencia de calor en la región transitoria, son mayores que los correspondientes a la región en régimen permanente. En la mayoría de las aplicaciones relacionadas con calderas, se asume que las capas límite térmica e hidrodinámica, empiezan a crecer en el mismo punto de la conducción, aunque en realidad no es así. Convección libre o natural.- Un fluido en reposo, expuesto a una superficie caliente, estará a temperatura más alta y, por tanto, con menor densidad que el resto del fluido que la rodea. La diferencia de densidad, consecuencia de esa diferencia de temperaturas, provoca que los elementos de fluido más calientes y por ello más ligeros, circulen y transporten el calor a otro lugar. En los diseños de sistemas de calderas, el aire y el humo (gases de combustión) son medios termodinámicos de transferencia de calor para la convección natural o libre. Para diseños de calderas, la expresión del coeficiente convectivo de transferencia de calor es: h c = C ( Ts - TF )1/3 correlación que se aplica cuando el número de Rayleigh (Ra) es superior a 109, zona de transición entre el flujo laminar y el flujo turbulento; esta correlación facilita coeficientes convectivos de transferencia de calor en el campo de 1÷ 5 Btu/ft2hºF, (5,68 ÷ 28,39 W/m2ºK). IV.-107

€

Tabla IV.7.- Valores habituales de la constante C que se utilizan en el diseño de calderas 2

Btu/h ft ºF

Geometría

4/3

2

W/m ºK

Placa horizontal, cara superior

0,22

1,32

Placas verticales o tubos de más de 1 ft (0,3 m) de alto

0,19

1,31

Tubos horizontales

0,18

1,24

€

€

4/3

CONVECCIÓN FORZADA EN RÉGIMEN LAMINAR.- La convección forzada implica la utilización de un mecanismo exterior, ventilador, bomba o una chimenea de tiro natural, para inducir el movimiento requerido en el fluido. El número de Reynolds se usa para correlacionar el flujo y la correspondiente transferencia de calor en conductos cerrados; sólo es válido para flujos continuos de fluido que llenen por completo la sección total del conducto. A bajas velocidades, las fuerzas viscosas son muy importantes y predomina el flujo laminar, mientras que a altas velocidades predominan las fuerzas de inercia y tiene lugar un flujo turbulento. En el flujo por el interior de conducciones cerradas, la transición a flujo turbulento se desarrolla a partir de Re = 2000 La transición de flujo laminar a turbulento, en condiciones ordinarias, en el interior de un conducto, corresponde al intervalo 2000 < Re < 4000 En el flujo externo de un fluido sobre una superficie plana, la longitud característica para el número Reynolds es la longitud de dicha superficie, en la dirección x del flujo; la transición a la turbulencia se sitúa en Re > 105 Para bancos tubulares con flujo cruzado, la transición de flujo laminar a turbulento tiene lugar para Re > 102. Para el aire y el humo Pr = 0,7; la capa límite térmica es más gruesa que la capa límite hidrodinámica. Flujo laminar por el interior de tubos.- Para el calentamiento o refrigeración de líquidos viscosos, en tubos horizontales o verticales, el coeficiente de transferencia de calor se determina mediante la expresión:

η Nu = 1,86 (Re Pr D )0,33 ( F )0,14 L η pF

ηF es un factor de corrección debido a la viscosidad que tiene en cuenta la temperatuη pF ra del fluido y de las paredes El cociente

Para fluidos de baja viscosidad, como el agua y los gases, se precisa una ecuación más compleja, si € se quieren tener en cuenta los efectos de la convección natural en la superficie de transferencia de calor; en la práctica industrial, esta consideración tiene poco interés, porque el uso de agua y gases en flujos laminares resulta imposible. FLUJO TURBULENTO.- Los estudios sobre flujo turbulento ponen de manifiesto la existencia de varias regiones bien definidas, Fig IV.4. a) Una región muy delgada de flujo (subcapa laminar), próxima a la superficie de transferencia de calor, de menos del 2% de la longitud característica, en la que el flujo de calor, desde o hacia la superficie, es una conducción molecular b) Otra subcapa denominada capa intermedia, adyacente a la anterior del lado del núcleo del flujo, IV.-108

€

€

que representa menos del 1% de la longitud característica, y que está constituida por una mezcla de flujo laminar y flujo turbulento. En esta subcapa el calor se transfiere por convección y por conducción simultáneamente. c) Un núcleo turbulento, que comprende aproximadamente el 98% de la sección transversal, en el que el calor se transfiere por convección

Núcleo turbulento 97 % Long. característica

Capa intermedia Subcapa laminar

1% Long. característica 2 % Long. característica

Fig IV.4.- Estructura de un campo de flujo próximo a un contorno sólido

En el flujo turbulento, el movimiento caótico del fluido, provoca movimientos locales axiales y radiales de los elementos del fluido. Esta combinación de movimientos origina remolinos que aumentan la transferencia de calor y la subcapa laminar. El flujo laminar en la subcapa, así como la componente laminar de la capa intermedia, actúa como una barrera o película resistente, frente al proceso de transferencia de calor. Si la velocidad del fluido aumenta, se comprueba que disminuye el espesor de esta película y que, consecuentemente, se reduce la resistencia a la transferencia de calor. Flujo turbulento por el interior de tubos.- La diferencia que existe entre dos flujos totalmente turbulentos, uno desde el punto de vista hidrodinámico y otro desde el punto de vista térmico, es mucho más reducida que la separación que hay entre dos flujos laminares, desde esos mismos puntos de vista. La longitud de flujo necesaria para lograr todas las características de un flujo completamente turx < 20. bulento desde el punto de vista hidrodinámico está comprendida en el intervalo: 6 < D Un flujo térmico completamente turbulento para gases y aire, en el análisis de calderas, tiene lugar para unas relaciones similares; para líquidos, la relación correspondiente es algo mayor aumentando con el nº de Pr. € Para un flujo turbulento completamente desarrollado, la expresión de Dittus-Boelter es : Nu d = 0,023 Re 0 ,8 Pr 0 ,4 de aplicación a gases y líquidos en el intervalo 0,5 < Pr < 100, que incluye prácticamente todos los líquidos que aparecen en el diseño de calderas. Cuando las condiciones de flujo turbulento no están totalmente desarrolladas, la correlación precedente se corrige mediante la expresión: Nu = Nu d { 1 + (

D 0 ,7 x ) } con la condición: 2 ≤ ≤ 20 x D

McAdams sugiere utilizar la ecuación de Dittus-Boelter con todas las propiedades evaluadas a la temperatura de película, a excepción del calor específico. € TF + T pF La temperatura Tf = de la película se define como la temperatura media aritmética en2 tre la de la pared T pF y la del fluido TF . IV.-109

€ €

€

€

0,8 c 0 ,4 k0 ,6 TF 0 ,8 p El coeficiente de convención es: h c = 0,023 G 0 ,2 ( ) = hc* F pp FT 0 ,4 T f D η siendo: 0,8 h *c un coeficiente geométrico, Fig IV.5, de la forma: hc* = 0,023 G0 ,2 Di € 0,4 0,6 cp k un coeficiente función de las propiedades del fluido, Fig IV.6, 7 y 8 Fpp = η 0,4 T FT = ( F )0 ,8 un factor de temperatura Tf

*

Flujo longitudinal: hc = 0,023

G

0,8

*

; hc = hc Fpp FT 0, 2 Di Fig IV.5.- Factor de geometría y velocidad para convección básica en flujo longitudinal (en medidas inglesas) €

Flujo longitudinal humos: Fpp =

0,6 c0,4 p k 0,4

η Fig IV.6.- Efecto de la temperatura de película y de la humedad en el factor de propiedades físicas Fp p, para humos en flujo longitudinal (sólo para medidas inglesas) €

IV.-110

Flujo longitudinal aire: Fpp =

0,6 c 0,4 p k 0,4

η Fig IV.7.- Efecto de la temperatura de película y de la humedad en el factor de propiedades físicas Fp p, para el aire en flujo longitudinal (sólo para medidas inglesas) €

Flujo longitudinal vapor de agua: F pp =

0,6 c 0,4 p k 0,4

η Fig IV.8.- Efecto de la temperatura de película y de la humedad en el factor de propiedades físicas Fp p, para el vapor de agua en flujo longitudinal (sólo para medidas inglesas) €

Flujo longitudinal: FT = (

Tb Tf

)0 ,8 ; Tf =

Tb + Ts 2

Fig V,9.- Factor de temperatura FT para convertir la velocidad másica de base aparente (núcleo), a base pelicular para flujo longitudinal de aire, humo, gas y vapor IV.-111

Flujo turbulento por el exterior de tubos.- En cualquier caldera, la aplicación más importante de la convección está en la transferencia de calor desde los humos hacia las superficies tubulares que se encuentran en los pasos de convección. Para el caso de un flujo turbulento sobre baterías de 10 ó más tubos en la dirección del flujo, se utiliza la ecuación general: 2000 < Remáx < 40000 n Nud = C Remáx Pr 1/3 con:  , viniendo dados C y n en la Tabla IV.8 Pr > 0 ,7  En el caso de que el número de tubos en la dirección del flujo sea menor de 10, en la Tabla IV.9 o en la Fig IV.16 se indica un factor de corrección del coeficiente de convección: h C( N ) = ψ h C( 1 tubo )

€

Fig IV.10.- Flujo forzado a través de un haz de tubos

Fig IV.11a-b- Flujos cruzados en baterías de tubos en línea y al tresbolillo

El valor de Re máx se corresponde con la velocidad máxima, y ésta con la sección mínima de paso; de acuerdo con la Fig IV.11a-b se tiene: u e Disposición regular: Paso mínimo = ( ex - d ) ⇒ u máx = F x € ex - d  ex - d  2 Disposición triangular: Se toma el menor de los pasos:  e  ( x ) 2 + e 2y - d  2

uF e x 2 ⇒ umáx = Paso mínimo

Una correlación para flujo cruzado, de aplicación al estudio de calderas que se aplica al calentamiento y refrigeración de fluidos que fluyen por el exterior de tubos limpios, es: Nu = 0 ,287 Re 0 ,61 Pr 0 ,33 ψ IV.-112

hc ( N ) = (

c 0p ,33 k0 ,67 0 ,287 G 0 ,61 ) ( ) ψ = h *c Fpp Fa ψ D 0 ,39 µ 0 ,28

Las Fig IV.12 a 16 definen los factores de esta correlación: - El factor de propiedades físicas F pp es similar al definido anteriormente Espaciado - El factor Fa depende de la disposición de los tubos, de la relación de tubos y del número Diámetro de Reynolds, Fig IV.15 € - El gasto másico G, y el nº de Re se calculan utilizando la sección mínima transversal del flujo de € fluido. La conductancia pelicular se aplica a bancos tubulares que tengan menos de 10 filas en la dirección del flujo de gases. Para un flujo no distorsionado, (flujo en línea recta y sin perturbación alguna, al menos desde 4 ft (1,2 m) antes de llegar al banco de tubos), que se aproxime a un haz tubular de menos de 10 filas, el coeficiente de convección se multiplica por el factor de corrección ψ, que es igual a la unidad cuando el banco tubular está precedido por un codo, por una pantalla distribuidora o por un cortatiros. Las ecuaciones que se han establecido para el flujo por el interior de tubos se pueden asumir también para flujos paralelos por el exterior de tubos introduciendo en las ecuaciones un diámetro equivalente D equiv para flujo paralelo a un banco de tubos circulares dispuestos en un espaciado rectangular, de la forma: €

Dequiv =

2 ) 4 ( ε x ε y - 0 ,785dext ; ε x y ε y son los espaciados entre tubos π d ext Tabla IV.8.- Valores de C y n para baterías de 10 ó más tubos

EN LINEA

ex /d = 1,25

ex /d = 1,50

ey /d C n 1,25 0,386 0,592 1,5 0,407 0,586 2 0,464 0,570 3 0,322 0,601 AL TRESBOLILLO ex /d = 1,25 ey /d 0,6 0,9 1 1,125 1,25 1,5 2 3

C --------0,575 0,501 0,448 0,344

n --------0,556 0,568 0,572 0,592

C 0,303 0,278 0,332 0,396

n 0,608 0,620 0,602 0,584

ex /d = 2,00 C 0,111 0,112 0,254 0,415

n 0,704 0,702 0,632 0,581

ex /d = 3,00 C n 0,0703 0,752 0,0753 0,744 0,220 0,648 0,317 0,608

Base triángulo ex ; altura triángulo ey

ex/d = 1,50 C ----0,552 --0,561 0,511 0,462 0,395

n ----0,558 --0,554 0,562 0,568 0,580

ex /d = 2,00 n --0,571 --0,565 0,556 0,568 0,556 0,562

C --0,495 --0,531 0,576 0,502 0,535 0,488

ex /d = 3,00 C 0,236 0,445 --0,575 0,579 0,542 0,498 0,467

n 0,636 0,581 --0,560 0,562 0,568 0,570 0,574

Tabla IV.9.- Factor de corrección Ψ del valor de hC para N tubos por fila dividido por el valor correspondiente a 10 tubos por fila

N Tubos al tresbolillo Tubos alineados

1 0,68 0,64

2 0,75 0,80

3 0,83 0,87

4 0,89 0,90

IV.-113

5 0,92 0,92

6 0,95 0,94

7 0,97 0,96

8 0,98 0,98

9 0,99 0,99

10 1 1

Fig IV.12.- Factor geométrico y velocidad básica de convección h’C para gases o aire en flujo cruzado (Unidades inglesas)

Fig IV.13.- Efecto de la temperatura de película y de la humedad en el factor de propiedades físicas Fp p, para humos en flujo cruzado

Fig IV.14.- Efecto de la temperatura de película y humedad en el factor de propiedades físicas Fpp, para el aire en flujo cruzado IV.-114

€

Fig IV.15.- Factor de disposición de los tubos Fa según el nº de Re, para disposiciones de tubos alineados para humos o aire en flujo cruzado

Fig IV.16.- Factor de corrección ψ para N número de filas de tubos atravesadas

IV.3.- RADIACIÓN La radiación es la transferencia energética entre cuerpos, en cualquier estado, mediante ondas electromagnéticas; este intercambio térmico, a diferencia de la conducción y convección, no necesita de un medio soporte, ya que se puede transmitir en el vacío. La radiación electromagnética se sitúa en el intervalo de longitudes de onda entre 0,1 y 100 micras, sólo se produce por la temperatura del cuerpo. Una parte de la radiación térmica que incide sobre un cuerpo se absorbe por el mismo y se convierte en energía interna, mientras que el resto se puede reflejar o transmitir a través del cuerpo. La suma de las tres fracciones de la radiación, reflejada, transmitida y absorbida es igual a la unidad:

ρ+τ +α= 1 La radiación térmica puede pasar a través de los gases sin que se produzca absorción alguna, como el aire; estos gases no absorbentes o no participantes, no afectan a la transferencia por radiación. Otros gases como el CO2, el vapor de agua, el CO, etc., afectan a la transferencia radiativa, y se les denomina gases absorbentes o participantes; estos gases, dominantes en los humos de calderas, influyen en la transferencia de calor hacia las superficies intercambiadoras y en la distribución de la energía absorbida por la caldera. Todos los cuerpos emiten energía radiante de forma continua, en cantidades que están determinadas por la temperatura y por la naturaleza de la superficie. Un radiador perfecto (cuerpo negro), absorbe toda la energía que llega a su superficie y, también, emite energía radiante hasta el máximo límite teórico, de conformidad con la Ley de Stefan-Boltzman, de la forma: IV.-115

€

€

€

€

qr = A Ebs = A σ Ts4  -8 Btu W ó 5,67.10 -8  σ = 0,1713.10 2 4 2 en la que:  ft hº R m ºK 4  4  Ebs = Poder emisivo del cuerpo negro = σ Ts (con Ts en º R ó en º K ) La radiación de un cuerpo negro se extiende a todo el intervalo de longitudes de onda; en las aplicaciones a calderas se encuentra en una banda desde 0,1 hasta 20 micras. € La longitud de onda a la que tiene lugar la máxima intensidad de radiación (ley de Wien), es inversamente proporcional a la temperatura absoluta del cuerpo. Un radiador real (cuerpo gris), absorbe menos del 100% de la energía radiante que incide sobre él. El calor transferido por radiación desde una superficie gris, se puede expresar por: qr = ε A σ Ts4 siendo ε la emitancia o emisividad de la superficie. La Tabla IV.10 compendia algunos valores representativos de las emisividades características más corrientes. Si la emisividad es independiente de la longitud de onda, la superficie se dice que pertenece a un radiador no selectivo, o que es una superficie gris. Si la emisividad depende de la longitud de onda, se habla de una superficie no gris, o de un radiador selectivo. Tabla IV.10.- Valores representativos de la emisividad Material Metales en estado pulido Metales tal como se reciben (mates) Metales en estado oxidado

Emisividad 00 , 1 < ε < 0,08 01 , < ε < 0,2 02 , 5 < ε < 0,7 04 , < ε < 0,8 09 , < ε < 0,98

Óxidos cerámicos Pinturas especiales

El análisis exacto de las condiciones en que se presenta un radiador no gris es complejo; sin embargo, si se supone que todas las superficies son grises, se puede realizar un tratamiento sencillo mediante la introducción de un factor de forma F que depende de la configuración o geometría, de las emisividades y de las áreas de las superficies. La transferencia neta de calor por radiación entre dos cuerpos negros, separados por el vacío o por un gas no participante, es: q12 = A1 F12 σ ( T14 - T24 )  A1 es el área de la superficie (1) en la que: F12 es el factor de forma o fracción de energía que sale de (1) y alcanza directamente (2) T y T son las temperaturas de las superficies  1 2 Como la energía neta en la superficie A1 debe equilibrar necesariamente la energía neta en la superficie A2, se puede escribir la igualdad: q12 = - q21 La conservación de la transferencia del calor de radiación entre dos superficies viene garantizada IV.-116

€

€

€

 el principio de reciprocidad ⇒ A1 F12 = A2 F21 por  la regla de la sumatoria ⇒ , que permiten calcular los factores de forma, para ∑ Fij = 1  diversas geometrías. Balance de radiación para recintos con medio no participante.- La energía neta entre dos superficies negras, se puede escribir en la forma: q12 = A1 F12 σ (T14 - T24 ) ecuación que en calderas tiene un valor limitado, porque en éstas la mayor parte de las superficies que se encuentran del lado de fuegos, son casi siempre grises; se utiliza para estimar la máxima transferencia de calor por radiación entre dos superficies. La energía incidente G que llega a una superficie es la energía total que llega a dicha superficie desde todas las demás que hay en el recinto. La energía que sale de una superficie es la radiosidad J, y se compone de: - La energía emitida ε Eb por dicha superficie - La energía incidente reflejada ρ G en la forma: J = ε E b + ρ G € € por radiación desde una superficie es: qneta = A ( J - G ) La energía neta de calor €Para calcular la transferencia de calor por radiación, hay que determinar en primer lugar la radiosidad. La energía neta entre la superficie i y la superficie j es la diferencia de las respectivas radiosidades: € q( i− j )neta = Ai Fij ( J i - J j ) La suma de los términos similares, para todas las superficies de un recinto considerado, verifica la siguiente expresión matemática: N

qi ( neta ) = ∑ Ai F ij ( J i - J j ) j= 1

Recinto formado por dos superficies grises, difusas y opacas con F12 = 1.- Un problema general es aquel en el que intervienen sólo dos superficies grises, difusas y opacas que forman un recinto, en las que . €

Fig IV.17.- Circuito térmico de dos superficies grises que conforman un recinto

- Dos placas paralelas infinitamente anchas: q1( neta ) =

Eb1 - Eb 2 Eb1 - Eb 2 A = A ρ1 ρ2 1 1 + 1 -1 1 +1+ ε1 ε2 ε1 ε2

- Dos cilindros concéntricos largos, el interior de superficie A1 y el exterior de superficie A2, o dos esferas concéntricas IV.-117

€

€

€

q1(neta) =

Eb1 - Eb2 A1 1 + ρ 2 A1 ε1 ε 2 A2

- Un cuerpo pequeño A1 rodeado por una gran superficie cerrada A2: q1( neta ) = ε 1 A1 ( Eb1 - Eb 2 ) Balance de radiación para recintos con medio participante.- En el lado de fuegos del hogar de la caldera, la mezcla de gases absorbe y emite energía radiante. Cuando una superficie limítrofe, a temperatura uniforme, rodea un volumen de gas isotermo, la transferencia de calor por radiación se puede considerar como si fuese la correspondiente a una zona única. La radiación incidente en la superficie se compone de: - La radiación que se emite desde el gas

ε g Eg

- La energía que llega desde las paredes que la rodean (1 - α g ) J s . €

La expresión de la energía incidente es: G s = ε g Eg + ( 1 - α g ) J s €  La emisión de radiación directa: ε s Ebs La energía que sale de la superficie se compone de:   La radiación incidente reflejada: (1 - ε s ) Gs por lo que la expresión de la radiosidad es: J s = ε s Ebs + ( 1 - ε s ) Gs La transferencia neta de calor, entre la superficie y los humos, se evalúa mediante la ecuación: € As (ε s ε g Ebg € - εs α g Ebs ) qneta ( s− g ) = J - G = 1 - ( 1 - α g ) (1 - ε s ) Cuando las superficies son negras se verifica ε s = 1 y la ecuación anterior se reduce a: qneta ( s− g ) = A ( α g Ebg - α g Ebs ) € Para superficies ligeramente grises, Höttel y Sarofin sugieren la siguiente modificación, con errores inferiores al 10%: qneta ( s− g ) = A

εg + 1 2

(ε g Ebg - α g Ebs )

En general, las paredes del recinto de caldera, e incluso los humos y gases que ocupan su interior, tienen temperaturas que varían de una pared a otra y también entre puntos distintos de una misma pared, por lo que se hace necesario un análisis multizona, ya que no se pueden aplicar las expresiones simples de la transferencia de calor a una superficie con aquellas características de temperaturas diferenciales. PROPIEDADES DE LA RADIACIÓN.- Los cuerpos que son buenos absorbentes de la radiación son también buenos emisores; para tales cuerpos, la ley de Kirchoff establece que, en el equilibrio térmico, la emisividad es igual a la absortividad. Un cuerpo negro absorbe toda la energía radiante incidente, de modo que no refleja ni transmite nada de ella por lo que la absortividad y la emisividad son iguales a la unidad. Esta terminología no implica que el cuerpo negro tenga que ser necesariamente de color negro; por ejemplo, la nieve sólo absorbe una pequeña porción de la luz visible incidente, pero para longitudes de onda más largas (que constituyen el grueso de la radiación térmica), la nieve se comporta como un cuerpo negro. IV.-118

Tabla IV.11.- Factores de forma de radiación en configuraciones de 2 dimensiones

2.- PLACAS CONTIGUAS LARGAS

1.- PLACAS PARALELAS DEL MISMO ANCHO

FA1 →A2 =

1 + ( ac )2 - ac

FA 1 →A 2 =

3.- CUÑA SIMÉTRICA LARGA

1 c {1 + 2 a

c 1 + ( )2 } a

4.- CILINDRO LARGO PARALELO, O ESFERA, RESPECTO A UNA GRAN SUPERFICIE PLANA

FA1→A2 = 1 2

FA1→A2 = 1 - sen α 2 5.- CILINDRO LARGO PARALELO A UNA PLACA

6.- CILINDROS ADYACENTES LARGOS Y PARALELOS DE DIÁMETROS IGUALES

F A1 →A2

= r (arc tg cb - arc tg ca ) b-a

F A1 →A2 = 1 ( X 2 - 1 + arc sen 1 - X) , con: X = 1 + s π X d

A una temperatura de 2000ºF (1093ºC), un cuerpo negro brilla, porque una parte no despreciable de la radiación está situada en el campo visible. Los cuerpos nunca son completamente negros, sin embargo, un pequeño agujero a través de una pared de un gran recinto se puede utilizar para aproximarse a las condiciones de un verdadero cuerpo negro. En efecto, la radiación que entra por el agujero sufre múltiples reflexiones y absorciones y, por lo tanto consecuencia de ello, la mayor parte de la radiación se retiene en el interior del recinto. Emisividad de los gases.- Numerosas superficies comerciales, particularmente en condiciones de alta temperatura, tienen emisividades entre 0,80÷ 0,95, y pueden considerarse como cuerpos negros. En la Tabla IV.12 se indican valores promedios de emisividades.  la composición de la superficie Aunque las emisividades dependen de  su rugosidad , la realidad es que en el  la longitud de onda de la radiación campo práctico de las calderas, la dependencia entre longitud de onda y emisividad es despreciable. La emisividad de las deposiciones de ceniza en el hogar de la caldera, incide a veces en forma notable en la transferencia de calor relativo a la propia caldera; depende no sólo de las condiciones del sustrato citadas, sino también de la composición química, de la estructura y de la porosidad de la capa de depo emisividad combinada del sustrato sición, por lo que, la emisividad aparente se compone de la  .  deposición Una misma deposición de ceniza sobre superficies diferentes, puede facilitar emisividades aparenIV.-119

tes muy distantes entre sí. Los valores de las emisividades para la ceniza, oscilan entre 0,5÷ 0,8. La emisividad aparente de la deposición de ceniza, aumenta con el contenido en hierro que tenga la deposición; la emisividad disminuye cuando aumenta la temperatura de la pared, especialmente porque las deposiciones se hacen transparentes y, en consecuencia, la emisividad efectiva se aproxima entonces a los valores correspondientes a los del sustrato. Hay muchos gases, como el O2 y el N2, que absorben o emiten cantidades insignificantes de radiación, pero otros la absorben o emiten en cantidades sustanciales, como ocurre con el vapor de agua, el CO2, el SO2 y el CO. La consideración del vapor de agua y del CO2 es muy importante en los cálculos de calderas, debido a su presencia en los productos de combustión de los combustibles hidrocarburados; estos dos gases son radiadores selectivos, es decir, emiten y absorben radiación sólo en ciertas longitudes de onda, fuera del intervalo visible, por lo que se identifican como radiadores no luminosos La radiación desde una pared del hogar es un fenómeno de superficie y, por lo tanto, los gases que se encuentran en la caldera emiten y absorben radiación, dentro de sus propias bandas, desde cada uno de los puntos del volumen del hogar. La energía emitida por una mezcla gaseosa radiante depende de: - La temperatura del gas - Las presiones parciales de los constituyentes de la mezcla - La longitud de onda L del haz, que es función de la geometría y dimensiones del volumen que contiene dicha mezcla gaseosa Tabla IV.12.- Emisividades normales para varias superficies MATERIAL

Emisividad

Temperatura (ºF)

Descripción

0,09

212

Chapa comercial

Óxido aluminio

0,63 a 0,42

530 a 930

Pintura aluminio

0,27 a 0,67

212

Según edad y % Al

Aluminio

Bronce

0,22

120 a 660

Placa mate

Cobre

0,16 a 0,13

1970 a 2330

Fundido

Cobre

0,023

242

Pulido

0,66 a 0,54

1470 a 2012

Óxido cobre Hierro

0,21

392

Fundición pulida

Hierro

0,55 a 0,60

1650 a 1900

Chapa lisa Esmerilado reciente

Hierro

0,24

68

0,85 a 0,89

930 a 2190

Acero

0,79

390 a 1110

Oxidado a 1110 ºF

Acero

0,66

70

Chapa laminada

Acero

0,28

2910 a 3270

Fundido

Acero Cr-Ni (18-8)

0,44 a 0,36

420 a 914

Tras calentamiento

Acero Cr-Ni (25-20)

0,90 a 0,97

420 a 980

Oxidado en servicio Basto

Óxido hierro

Ladrillo rojo

0,93

70

Ladrillo arcilla refractaria

0,75

1832

0,945

100 a 700

0,95 a 0,963

32 a 212

Filamento C lámpara negra Agua

De 0,003” o más

Una estimación de esta longitud de onda desde el gas hacia la superficie del recinto, que tiene un área A y un volumen V, se obtiene mediante la expresión: L = 3 ,6

V A IV.-120

Para una gran cantidad de aplicaciones en calderas, el valor recomendado es 3,4. Las Fig IV.18 presentan la emisividad correspondiente al vapor de agua y las Fig IV.19 la del CO2. Para calcular la absortividad de un gas cuando se utilizan las Fig IV.18 y 19, Höttel recomienda corregir el término pL, mediante la aplicación de la relación de temperaturas pared/gas.

Fig IV.18a.- Emisividad del vapor de agua a la presión total de 1 atm (Höttel) (Unidades inglesas)

Fig IV.18b.- Emisividad del vapor de agua a la presión total de 1 atm (Höttel) (Unidades S.I.) IV.-121

Fig IV.19a.- Emisividad del dióxido de carbono a la presión total de 1 atm (Höttel)

Fig IV.19b.- Emisividad del dióxido de carbono a la presión total de 1 atm (Höttel)

IV.-122

Tabla IV.13.- Longitud media L del haz para diversas situaciones geométricas del gas Geometría

Esfera Cilindro infinito Planos paralelos infinitos Cilindro circular infinito radiando al interior de la superficie cilíndrica Cilindro circular semiinfinito radiando a la base Cilindro circular semiinfinito radiando al centro de la base Cilindro circular recto de altura igual a dos diámetros radiando a la base Cilindro circular recto de altura igual a dos diámetros radiando a la superficie cilíndrica Cilindro circular recto de altura igual al diámetro, radiando al centro de la base Cilindro circular recto de altura igual al diámetro, radiando a toda la superficie Cilindro circular recto de altura igual a la mitad del diámetro, radiando al centro de la base Cilindro circular recto de altura igual a la mitad del diámetro, radiando a toda la superficie Cubo radiando a alguna cara Paralelepípedo rectangular, 1,1,4, radiando a la cara,1x4 Paralelepípedo rectangular, 1,1,4, radiando a la cara, 1x1 Paralelepípedo rectangular radiando a todas las caras Conjunto infinito de tubos al tresbolillo al espacio exterior, Diámetro del tubo = espacio libre Conjunto infinito de tubos al tresbolillo al espacio exterior, Diámetro del tubo = (1/2) espacio libre Hemisfera radiando a un elemento y al centro de la base Volumen entre dos planos paralelos radiando a un elemento sobre una de las caras Volumen de gas fuera de un conjunto de tubos radiando a un único tubo, Disposición al tresbolillo (Distancia entre centros de los tubos, S = 2 D) Disposición al tresbolillo (Distancia entre centros de los tubos, S = 3 D) Disposición regular (en línea) S= 2D

L 2/3(Diámetro) Diámetro 2 (Distancia entre planos) 0,95 (Diámetro) 0,65 (Diámetro) Diámetro 0,60 (Diámetro) 0,76 (Diámetro) Diámetro 0,66 (Diámetro) 0,43 (Diámetro) 0,46 (Diámetro) 0,6 (Arista) 0,90 (Arista más corta) 0,86 (Arista más corta) 0,89 (Arista más corta) 3,4 (Espacio libre) 4,44 (Espacio libre) 0,5 (Diámetro) 1,8 (Espaciado entre planos) 3 (S-D) 3,8 (S-D) 3,5 (S-D)

Fig IV.20- Factor de corrección de la emisividad del vapor de H2O a presiones distintas de 1 atmósfera, (Höttel)

Fig IV.21- Factor de corrección de la emisividad del CO2 a presiones distintas de 1 atmósfera, (Höttel) IV.-123

Fig IV.22a.- Factor de corrección Δe de la emisividad de una mezcla de vapor de H2O y CO2 (Höttel)

Fig IV.22b.- Factor de corrección Δε de la emisividad de una mezcla de vapor de H2O y CO2 (Höttel)

Cuando el H 2 O y el CO 2 coexisten ambos en una mezcla, la emisividad se puede calcular sumando la correspondiente a cada uno de los gases, en el supuesto de que cada gas existiera por sí solo, a la que se resta un factor de corrección de la emisividad Δε que indica la emisión de las bandas de longitud de € se superponen. € onda que

ε = ε H 2O + ε CO2 - Δε mezcla = CCO2 ( ε CO2 )PT =1 + CH 2 O ( ε H 2O )PT =1 - Δε mezcla en la que Δεmezcla es un factor de corrección, que computa el efecto de un gas sobre el otro. Esta ecuación desprecia las correcciones por presión y, a todos los efectos, considera que la caldera funciona a 1 atmósfera. El factor de corrección Δε para la mezcla de vapor de H 2 O y CO2 viene representado en las Fig IV.22. Absortividad de los gases.- La determinación de la absortividad α de un gas es un poco más compleja que la emisividad ε; el procedimiento incluye€el uso de los diagramas de emisividades, pero modificando previamente los parámetros utilizados en los mismos. Hay que recordar que la absorción (o la emisión) de la radiación en gases no tiene lugar sobre todo el espectro, sino que sucede sobre determinadas bandas de longitudes de onda. En la Fig IV.23 se muestra el espectro de absorción para el CO2 en el que el producto de la densidad ρ del gas por el espesor de la capa de gas L vale (ρL = 2,44 kg/cm2). El espectro se compone de 4 bandas de absorción, posicionadas en las longitudes de onda de 15 µm, 4,3 µm, 2,7 µm y 1,9 µm. IV.-124

€

Fig IV.23.- Absortividad espectral del CO2 : ρL = 2,44 kg/m2

DETERMINACIÓN PRACTICA DE LA EMISIVIDAD Y DE LA ABSORTIVIDAD a) Anhidrido carbónico.- La presión parcial p del CO 2 es proporcional a su concentración en volumen en la mezcla. Si, por ejemplo, su proporción en volumen es del 12% a la presión atmosférica, se tiene una presión parcial p = 0,12 atm; si la presión total de la mezcla fuese de 4 atm, la presión parcial € del CO2 sería de 0,48 atm Según la forma del recinto o mediante la Tabla IV.13 se obtiene el valor de la longitud característica L, se determina el producto p L, y con ayuda de la Fig IV.19 se calcula la emisividad ε del CO 2 a la temperatura del gas. La absortividad α es diferente de ε y se calcula también con la Fig IV.19 utilizando el mismo valor € de p L que el empleado para la determinación de ε pero tomando como temperatura la de la superficie Tsól del sólido (que se comporta como un cuerpo negro), que emite radiación (si el gas está más frío), o que la recibe (si el gas está más caliente). La absortividad del CO 2 se calcula también mediante la ecuación de Höttel, de la forma: TCO2 α CO2 )Tsól = CCO2 ε 'CO2 )Tsól ( )0 ,65 Tsólido € en la que el valor de CCO 2 se toma de la Fig IV.19, y el de ε 'CO2 )Tsól de la Fig IV.19, a la temperatura del T sólido, calculándose las nuevas emisividades e’ a las presiones parciales: p′ CO = p CO2 sól 2 Tgas € A título de ejemplo, en el supuesto de que la proporción de CO 2 sea del 12,2% a la presión total de 1 atm, (no hay factor de corrección), se tiene:

€  Tgas = 1.000ºC ; ε = 0,12 a ) p = 0, 12 atm ; L = 1 m ; p L = 0,12 ⇒  €  Tsól = 600ºC ; α = 0,14

b) p= 0, 12 atm ; L = 1 m ; Tgas= 600ºC ; Tsól = 1000ºC ; p L = 0, 12 ; e = 0,14 ; a = 0,12 b) Oxido de C.- Para este gas se utiliza el mismo diagrama que para el CO 2 pero se dividen por 2 los valores de ε y de α así determinados. c) Vapor de agua.- Se opera igual que para el CO 2 con ayuda€ de la gráfica IV.3 para 1 atm, y IV.-125

€

cuando la presión sea distinta de la unidad los valores obtenidos se multiplican por un factor de corrección que se obtiene de la Fig IV.20. Si el vapor de H 2 O se encuentra a una temperatura T H 2O para una radiación incidente que procede de una superficie negra a la temperatura Tsól , la absortividad del H 2 O se calcula mediante la ecuación:

α H 2O )Tsól = CH 2O ε ' H 2O )Tsól (

€

€

€

Tsólido

€ €

) 0 ,45

€

en la que el valor de C H 2O se toma de la Fig IV.20, y el de ε 'H 2O )Tsól de la Fig IV.18, a la temperatura del sólido, calculándose las nuevas emisividades e’ a las presiones parciales: p′ H

2O

= p H 2O

Tsól Tgas

€ Para una presión parcial del vapor de = 0,122 atm, L = 1, Tgas = 1025ºC y Tsól = 750ºC, resulta: ε = 0,105 € x 1,07 = 0,112 p L = 0,122 ; ε = 0 ,105 ; α = 0,14 ; C H 2O = 1,07 ⇒  1,07 = 0,15 α = 0,14 x € € d) Humos.- Los humos son el resultado de la combustión y contienen anhidrido carbónico, vapor de agua, nitrógeno y en el caso mas general, O2, óxido de C y un poco de anhidrido sulfuroso, que se despre-

€

€

TH 2O

€

cian para estos cálculos a menos que estén en cantidades importantes. Si tanto el vapor de H 2 O como el CO 2 están presentes en una mezcla gaseosa, la absortividad es de la forma:

α ( mezcla) = α CO2 + α H 2O - Δα €

€

en la que α H 2O y α CO2 se calculan mediante las ecuaciones anteriores, mientras que Δα = Δε se obtiene de la Fig IV.22 a la temperatura Tsól. Cuando el CO 2 y el H 2 O radian, cada uno de ellos es opaco a la radiación del otro, ya que ellos no € € son diatérmicos, es decir, el H 2 O intercepta una parte de la radiación emitida por el CO 2 y viceversa, introduciéndose un término correctivo Δε que se tiene que restar de la suma de los ε. € € p H 2O Este término viene mientras que € dado por una serie de curvas cuyo eje de abscisas es € p H 2O + p CO2 (p H 2O L + p CO 2 L) figura como un parámetro. En el ejemplo anterior de los humos con 12,2% de CO 2 y 12,2% de € vapor de agua se tenía:

ε CO2 = 0,125 ; ε H 2O = 0,112 € pCO 2 L + p H 2O L = 0,122 + 0,122 = 0,244 Se considera el diagrama por encima de 927ºC: p H 2O L 0 ,122 = = 0,5 pCO 2 + p H 2O 0,244

€

Se puede utilizar la curva 0,228 que proporciona, Δε = 0,035. La emisividad total de los humos es: 0,112 + 0,125 - 0,035 = 0,202 4 4 El calor intercambiado es: q1 ( neta ) = σ { ε gas Tgas - α gas Tsól } , que indica que el gas emite y, al no ser

transparente a la radiación, absorbe una parte de la radiación devuelta. € €

IV.-126

€

€

RADIACIÓN DE NUBES DE PARTÍCULAS.- La radiación de nubes de partículas puede ser debida a las llamas de carbón pulverizado, llamas de gases naturales, llamas de residuos de fuel producidos en la combustión de líquidos pesados, llamas luminosas de sebos originados en el craking de hidrocarburos pesados, llamas con mucho polvo, etc. Las llamas se encuentran cargadas de partículas incandescentes que aumentan su emisividad como consecuencia del recalentamiento de las partículas de combustible no quemadas, o por la formación de C por craking, o como consecuencia de la presencia de cenizas, etc. Para llamas de carbón pulverizado, se debe efectuar un proceso meticuloso de preparación del polvo de carbón, de manera que no basta una molienda, sino que además hay que seleccionar el tamaño del grano, de forma que las partículas no superen las 200 micras. Para llamas luminosas de sebos debidos al craking de hidrocarburos pesados, (el sebo se origina por la parte pesada del hidrocarburo), el tamaño de dichos sebos es notablemente inferior siendo del orden de 0,06 micras. Para llamas debidas al fuel, además de los sebos existen otros sólidos que los acompañan cuyas partículas son del orden de 50 a 100 micras. Para el caso de llamas debidas a partículas de polvo, el fenómeno es mucho menos importante. De todo ésto se deduce que las dimensiones de unos casos son muy distintas a las de otros y, por lo tanto, el comportamiento de la llama será también muy distinto. Las partículas del orden de magnitud de 200 micras son opacas a la radiación, mientras que las partículas del orden de magnitud de 0,06 micras son semitransparentes a la misma, por lo que el estudio de las llamas luminosas de sebos es distinto al de las llamas de carbón pulverizado. Para llamas claras de gases pobres y de gas de petróleo se toma εF = εgases Para llamas de mazut, se toma:

ε F = εgases + 0,1 , (cuando el aspecto de la llama se aproxima a las escalas 1 y 2 de Ringelmann)

ε F = εgases + 0,2, (cuando el aspecto de la llama se aproxima a las escalas 3 y 4 de Ringelmann) siendo las escalas de Ringelmann unas placas cuadriculadas de espesor variable, según la progresión de la escala. Un sistema óptico permite comparar el aspecto de los humos con la impresión gris proporcionada por la visión de las escalas de Ringelmann a una distancia determinada y apreciar así la calidad de la combustión. Para llamas de color más fuerte la combustión es defectuosa y el cálculo no tiene sentido. En la llama, el valor de ε F no es nunca constante, por lo que existiendo en la misma zonas diferentes, se puede considerar la radiación particular del fondo de la llama, en donde la temperatura es muy elevada. Llamas luminosas.- La emisividad de la llama se mejora añadiendo benzol, ya que se favorece la € de sebos; el rendimiento obtenido así es mucho mayor. Se han llegado a obtener por este proformación cedimiento valores de la emisividad ε gas = 0,95 muy próximos a la unidad. El mecanismo de la formación de sebos no es muy conocido, pero se conocen algunos resultados; por ejemplo, se ha comprobado que si se mezcla oxígeno con el combustible no hay formación de sebos; también se sabe que la mezcla€ no debe ser homogénea y que existe una dependencia de la relación (airecombustible), de la cantidad de aire primario, del grado de atomización del combustible, de la energía cinética de los gases, de la geometría de la llama, de la presencia de sumideros y refractarios, etc. Para determinar el valor de la emisividad de las llamas luminosas, se parte de la energía dE que incide sobre un volumen determinado, que se supone conocida. IV.-127

Fig IV.24.- Humos de gas de horno de cok

Fig IV.25.- Humos de gas de gasógeno

Fig IV.26.- Humos de gas de horno alto

En un espesor dL habrá una absorción de energía de la forma: dE = - K E S dL que integrada para una superficie S unidad:

€

∫

E

dE = E0 E IV.-128

€

∫

L 0

K dL

⇒

ln E = - K L ; E0

E = e- K L E0

€

€

y considerando la absorción en tanto por uno de energía radiada: α =

E0 - E = 1 - E = 1 - e- KL E0 E0

Como α y λ están relacionadas entre sí, se puede poner: ε λ = 1 - e- C L f ( λ ) , en la que C es una constante y f(λ) depende de una serie de factores, teniendo que € recurrir a la medida de temperaturas por técnicas de pirometría óptica o caña pirométrica.

€ Llamas de carbón pulverizado.- El cálculo experimental del coeficiente ε de emisividad conduce a la expresión: L{(1 - Z )

ε = 1 - e x , siendo: x =

γ 0 2/3 } γ

G h γ 0 d 0 Tm( llamas )

con: L recorrido de la radiación Z es el tanto por uno de sustancias volátiles y de humedad contenidas en el carbón Gh es el peso de los productos de la combustión por unidad de peso kg/kg d0 es el diámetro de las partículas de carbón pulverizado antes de su combustión g0 y g son los pesos específicos antes y después de la crakización Hay que tener en cuenta que en estas emisiones aparece el fenómeno de la luminosidad con la consiguiente radiación, por lo que el valor de e obtenido es por defecto. Los valores obtenidos en la mayoría de los casos, son muy próximos a la unidad. Un horno limpio pierde emisividad, mientras que otro con polvo la gana. Para la combustión del carbón pulverizado, se adopta: αF = εF = 0,8 a 1 HORNOS Y HOGARES.- El cálculo en hornos se puede hacer por aproximaciones sucesivas, dividiendo el horno en varias partes elegidas arbitrariamente y tales que, en cada una de ellas, las condiciones sean suficientemente uniformes. Para la conservación del buen estado de los refractarios no es prudente sobrepasar las 300.000 Kcal/h.m3 de laboratorio y de hogar, por lo que así se tiene una primera aproximación del volumen a adoptar. Además, si los elementos reaccionantes (hornos de vidrio por ejemplo) atacan el refractario hay que refrigerar las paredes, lo que implica la solidificación de una parte de las escorias fundidas que protegerán a los ladrillos. En la cámara de combustión la llama se puede aproximar a una esfera, cilindro o cubo, evitándose la forma cónica en que la superficie radiante es menor y que por el vértice podría provocar recalentamientos muy localizados; la llama no se debe dirigir directamente al objeto a calentar, sino paralelamente para un mejor reparto del calor. En la construcción de un horno hay que tener en cuenta las siguientes consideraciones: - Las pérdidas al exterior a través de las paredes refractarias y algunas veces a través del suelo, son iguales a la convección entre llama y refractario, o llama y receptor, compensándose

ε gas - α gas ( - La llama es gris: α F = ε F = 1-(

TReceptor 4 ) Tgas

TReceptor 4 ) Tgas IV.-129

€

€

€

- Todas las superficies refractarias tienen una temperatura común, pero desconocida - Se puede considerar para la llama y los productos de la combustión una temperatura media Tgas - El receptor térmico (cuerpo a calentar gris), tiene una temperatura superficial uniforme TReceptor un factor de emisión εR y una superficie AR.

€

El calor emitido por la llama se determina por la ecuación:

€

*

q1( neta ) = A R F gas- R { E b( gas ) - Eb ( Recep ) } + hgas- R A R (Tgas - TRecep ) + U gas-ext Aext ( Tgas - Text )

en la que el primer sumando es la radiación de las llamas al receptor, el segundo es la convección hacia el receptor y el tercero son las pérdidas al exterior; esta ecuación es válida para cada sección en que se ha dividido el horno. Para las demás secciones se repite el mismo cálculo. 1

*

El valor de: F gas-R =

1

F gas-R

+ 1 -1 εR

,

AR A gas

con: F gas-R= 1 + 1+

ε gas (1 - ε gas ) Fgas-R

El valor de F gas-R se puede obtener, con bastante aproximación, utilizando la Fig IV.27, establecida para un valor de ε g = 0,9 . Las temperaturas de entrada y salida de cada sección se determinan a partir del calor qF consumi€ do en la misma, por la relación: € qF = G c pF ( TEntrada llama - TSalida llama ) siendo G la masa total del gas de combustión y c pF el calor específico medio del gas a presión constante en esta sección €

Fig IV.27.- Factor de forma Fgas-R relativo a la radiación entre la llama y el receptor

IV.-130

€

Si ε g es diferente de 0, 9 se corrige el valor encontrado para ε g = 0,9 , mediante la expresión: (F gas− R )ε R = Fε R =0,9 €

€

€

IV.4.- APLICACIONES

Ejemplo IV.1.- Conducción a través de pared plana.- Si una placa plana se calienta por una de sus caras y se refrigera por la cara opuesta, el régimen del flujo de calor se calcula por la ecuación q = k A (T1 - T2 ) L  espesor de 0 ,25" (6 ,3 mm) Para una placa de acero, especificada por  área superficial de las caras igual a 1 ft 2 (0 ,0929 m2 )  gradiente de temperaturas Δ T = 25 ºF ( 13 ,9ºC )

€

€

ε R ε gas (1 - 0,9 ) + 0,9 0 ,9 ε gas ( 1 - ε R ) + ε R

el flujo de calor a través de la placa considerada, de k = 30 Btu/(ft.h.ºF), es: 25 q = k A ΔT = 30 x 1 x = 36000 Btu/hora L 0,25/12 Ejemplo IV.2.- Flujo de calor por convección en pared compuesta.- El flujo calorífico es función de las resistencias intrínsecas que presentan el refractario, el acero y el aislamiento, y por las resistencias de las superficies de contacto. Si se considera una superficie de 600 ft2 (55,75 m2) con gases a 1080ºF (582,2ºC) en su lado interno, y temperatura ambiente de 80ºF (26,7ºC) en su lado exterior, siendo las conductividades térmicas: del refractario kref = 0,09; acero kacero= 25; aislamiento kaisl = 0,042 Btu/ft.hºK con espesores: Δxref = 4” (10,16 cm), Δxacero = 0,25” (0,635 cm) Δxaisl = 3” (7,62 cm) y coeficientes de transferencia de calor por convección, en cada una de las caras de la superficie consiinterior → ( hcv )int = 5 ,0 Btu/ft 2 hºF derada:   exterior → ( hcv )ext = 2 ,0 Btu/ft 2 hº F Como la diferencia de temperaturas entre la del gas radiante Tgas y la de la superficie Tsup es pequeña, y suponiendo que la emisividad de la superficie es igual a 1 y que el factor de forma F = 1, el coeficiente de transferencia de calor por radiación se calcula mediante la expresión: hr = 4 σ ε F ( Req

Tg + Ts 2

) 3 = 4 σ ε F T g3 = 4 x 0,1713.10 -9 x (1080 + 460) 3 = 25 Btu/ft 2 hº F

0 ,25 1 1 4 3 ft 2 h  F 1 5 25 12 12 12 A= + + + + 0 ,033 + 3 ,7 + 0 ,000833 + 5 ,95 + 0 ,5 = 10,18 1 + 1 0 ,09 25 0 ,0 42 2 Btu 5 25

El refractario y el aislamiento son los que controlan la resistencia global de la pared compuesta; la resistencia del acero representa un valor despreciable, en el conjunto. Si las sucesivas capas de materiales no ofrecen un buen contacto térmico, en sus respectivas interfaces, habrá resistencias debidas a espacios de aire o resistencias de películas. En el caso de paredes compuestas de materiales aislantes, esas resistencias se pueden considerar despreciables; no obstante, si las resistencias de las capas son pequeñas, en comparación con las respectivas resistencias de las interfaces, deben incluirse en los cálculos de la resistencia global. IV.-131

€

Un ejemplo de esta circunstancia se presenta en la transferencia de calor hacia un tubo de caldera, que tiene deposición interna de óxidos; el flujo de calor se puede determinar en la forma: q=kA

T1 - T2 T - T2 T - T2 = 1 =A 1 = 600 × 1080 - 80 = 58939 Btu/h L Req Req A 10,18

Para comprobar si las conductividades supuestas son correctas, hay que calcular los intervalos de temperaturas correspondientes a cada material componente de la pared compuesta; para ello hay que calcular las temperaturas respectivas en las interfaces de los materiales en la forma: T1 = T0 T2 = T1 -

€

T3 = T2 -

€

T4 = T3 -

€

T5 = T4 -

€

€

q A q A q A q A q A

( RA )f = 1080 - 58939 × 0 ,033 = 1077ºF 600 58939 × 3,7 = 713ºF 600 58939 ( RA )2 = 713 × 0,000833 = 713ºF 600

( RA )1 = 1077 -

( RA )3 = 713 -

58939 600

×

5,95 = 128ºF

( RA )4 = 128 -

58939 600

×

0,5 = 80ºF

La resistencia despreciable correspondiente al conducto de acero se pone de manifiesto por la caída de temperatura, entre las interfaces 2 y 3 igual a 0. Si las temperaturas calculadas en las interfaces indicasen que las conductividades estaban mal elegidas, a priori, deberían elegirse nuevas conductividades utilizando la temperatura media para cada material. Para el refractario se elegiría una nueva conductividad térmica correspondiente a la temperatura

T1 + T2 2

Ejemplo V3.- Flujo de calor a través de la tubería aislada.- El flujo de calor a través de geometría cilíndrica es importante en la evaluación de la transferencia térmica en caldera. Se considera € una línea de vapor, como la de la Fig IV.28. La analogía térmica relativa a la tubería se puede escribir mediante la expresión: r r ln 2 ln 3 r r2 1 1 1 Req = + + + hi 2 π ri l 2 π k1 l 2 π k2 l hext 2 π rext l El tubo de acero es de diámetro nominal 3 pulg siendo sus diámetros interior y exterior de 3,07 y 3,50 pulg respectivamente, con una k = 25 Btu/ft hºF, y se recubre con una capa de aislamiento de 0,75 pulg que tiene una k = 0,10 Btu/ft hºF. La tubería transporta un fluido a 300ºF y está en un medio ambiente a 80ºF. Fig IV.28.- Flujo de calor en tubería aislada térmicamente

Con un coeficiente de transferencia de calor de 50 Btu/ft2hºF para el interior y de 4 Btu/ft2hºF para el lado exterior, la resistencia tér-

mica por unidad de longitud es: Req

3 ,50 ln ln 5 3 ,0 7 3 ,5 1 1 = + + + = 3 ,07/2 2π × 25 × 1 2 π × 0 ,10 × 1 4 × 2 π 5/2 × 1 50 × 2 π × 1 12 12 = 0,0249 + 0,000834 + 0,568 + 0,191 = 0,785 (ft hºF/Btu) IV.-132

€

€

observándose que la resistencia global está dominada por la resistencia del aislamiento y de la capa pelicular externa, mientras que la resistencia del metal resulta despreciable. El flujo de calor por una unidad de longitud de tubería es:

q = 300 - 80 = 280 Btu l 0,785 ft h

Ejemplo IV.4.- Transferencia térmica entre un objeto pequeño y una cavidad grande.- Se considera una determinada sonda de termopar no apantallado con una emisividad 0,8 que está inserta € en un conducto que transporta aire comburente a 240ºF. Se supone que el termopar indica una temperatura de 540ºF y que el coeficiente de transferencia de calor termopar-gas, es de 20 Btu/ft2hºF. Se desea conocer la temperatura real correspondiente al gas. La temperatura del termopar debe ser inferior a la del gas (aire comburente), ya que existe una pérdida de calor a través de las paredes. En régimen permanente, mediante un balance de energía se igualan la pérdida de calor por radiación desde el termopar hacia la pared, con la convención desde el gas hacia el termopar. El flujo de calor entre el termopar y la cavidad es: q -8 4 4 Btu = 0 ,8 × (0,173.10 ) × { ( 540 + 460) - ( 240 + 460) } = 1041,9 2 A ft h siendo la temperatura real del gas (aire comburente): Tg =

q/A 1041,9 + T1 = + 540 = 592ºF hc 20

Se pueden realizar análisis similares sobre termopares apantallados con cinta reflectora, en medios ambientes de alta temperatura; esta práctica impide las pérdidas de calor del termopar y las lectu€ ras de temperaturas incorrectas. El flujo de calor desde un termopar apantallado se calcula mediante: qApant = do N el número de capas concéntricas del material pantalla.

1 q No Apant , sienN+ 1

Ejemplo IV.5.- Transferencia de calor entre dos superficies.- La ecuación € q12 = A1 F12 σ (T14 - T 24 ) permite hacer una estimación de la máxima transferencia de calor radiante entre dos superficies, cuando se dan las dos condiciones siguientes: - Ambas superficies se consideran cuerpos negros - En el intercambio energético los gases absorbentes no se tienen en cuenta Si se consideran dos superficies rectangulares iguales, de 5 a 10 ft, enfrentadas directamente y separadas entre sí 10 ft, y con unas temperaturas respectivas de 1040ºF y 940ºF, la energía que abandona la superficie 1 y que alcanza directamente la superficie 2, se define por el factor de forma F12 = 0,125 que significa que el 87,5% de la energía que sale de la superficie 1, alcanza a otras superficies distintas de la superficie 2. El flujo neto de calor es: q12 = A1 F12 σ (T14 - T24 ) = 50 × 0 ,125 × ( 0 ,173⋅10−8 ) { (1040 + 460)4 - ( 940 + 460)4 } = 13078 Btu h En el caso de que se considere la participación de gases absorbentes, o bien que las paredes sean cuerpos grises, el flujo neto de calor se reduce aún más. IV.-133

€

€

€

Ejemplo IV.6.- Radiación de un gas caliente a las paredes de hogar.- La transferencia neta de calor, entre la superficie y los gases (humos), se determina mediante la ecuación: qsup− gas = J - G =

As ( ε s ε g Ebg - ε s α g Ebs ) 1 - (1 - α g ) ( 1 - ε s )

Cuando las superficies son negras se verifica εs = 1 y la ecuación anterior se reduce a: qneta = qsól− gas = Asól (ε g Ebg - α g Eb sól ) La superficie negra A sól recibe por unidad de superficie un promedio de energía del gas igual a la energía que recibiría una superficie negra ficticia de área unidad colocada en el centro de una semiesfera de radio L constituida por el mismo gas y a la misma temperatura Tg. La longitud característica del gas € L se denomina longitud media del gas y sus valores se encuentran tabulados. Para superficies ligeramente grises, Höttel y Sarofin sugieren con errores inferiores al 10%, la siguiente: qsol− gas = A sól

εg + 1 2

(ε g Ebg - α g Eb sól )

Si se considera un volumen de hogar de 160.000 ft3, con un área superficial para la transferencia de calor de 19860 ft2, por el mismo pasan los gases de combustión a 2540ºF estando las paredes del hogar a 1040ºF. Los gases producto de la combustión, a 1 atmósfera, están compuestos por: - Dióxido de carbono (CO2), 10 % - Vapor de agua (H2O), 5 % - Nitrógeno (N2), 85 % Siendo la presión parcial de cada uno de ellos proporcional a su concentración en la mezcla. El cálculo de la emisividad total del gas es función de la temperatura, de la presión parcial y de la longitud L que el gas debe recorrer. El valor de L depende de la forma del recinto y vale: L = 3 ,6 ×

V 160.000 = 3,6 × ≈ 29 A 19.860

Las emisividades del vapor de agua y del CO2 se calculan a la presión de 1 atmósfera en la forma: - Para el agua se tiene: pH 2 O L = 29,0 × 0 ,05€ = 1,45 ⇒

ε H 2 O = 0 ,17

- Para el dióxido de carbono: pCO2 L = 29,0 × 0 ,10 = 2,90 ⇒

ε CO2 = 0 ,16

El factor de corrección es Δε = 0 ,05 , por lo que: ε g = ε H 2O + ε CO 2 - Δε = 0,17 + 0,16 - 0,05 = 0,28 El cálculo de la absortividad a de los gases es un poco más complejo que el de la emisividad; se calcula a partir de las mismas figuras que para la emisividad utilizando el mismo valor de p L que el em€ pleado en el cálculo de e pero se toma como€temperatura la de la superficie del sólido que emite la radiación (si el gas está más frío), o que la recibe (si el gas está más caliente) Tsól = 0 ,05 × 29,0 × 1040 + 460 = 0,73 T H 2O 2540 + 460 T ⇒ CCO 2 = p CO 2 L sól = 0,10 × 29,0 × 1040 + 460 = 1,45 TCO 2 2540 + 460

- Para el H2O ⇒ C H 2O = p H 2O L - Para el CO2 €

IV.-134

€

- En la Fig IV.18, con los valores 0,73 y 1.500ºF, se lee: ε H 2O (C H 2O , Tsól ) = 0 ,22 - En la Fig IV.19, con los valores 1,45 y 1.500ºF, se lee: ε CO2 (CCO 2 , Tsól ) = 0 ,16 - Para el H2O: α H 2O

€ T H 2O 0,45 = ε H 2O (C H 2O , Ts ) ( ) = 0,22 ( 2540 + 460 )0,45 = 0,35 Ts € 1040 + 460

TCO 2 0,65 ) = 0,16 ( 2540 + 460 ) 0,65 = 0,25 - Para el CO2: α CO2 = ε CO2 (CCO 2 , Ts ) ( Ts 1040 + 460 € - Los dos parámetros para entrada en la Fig IV.20, son: p H 2O € 0,10 = = 0,66 y p H 2O L + p CO 2 L = 1,45 + 2,90 = 4 ,35 pCO 2 +p H 2O 0,05 + 0,10 y con estos valores se obtiene el coeficiente de corrección Δα = 0,05 , obteniéndose: € α g = α H 2O + α CO 2 - Δα = 0,35 + 0,25 - 0,05 = 0 ,55 El flujo neto de la transferencia de calor es:

€ 4

4

6

€

qneta = q sól−gas = Asól ( ε g Ebg - α g Eb sól ) = 19860 {(0 ,28 x 3000 ) - ( 0,55 x 1500 )} = 677

€

En las estimaciones de transferencia de calor en calderas, la longitud del haz siempre es grande, y por ello son también grandes los valores de los parámetros p L. Para valores elevados de p L es conveniente utilizar tabulaciones particulares, en lugar de obtener

x

10 Btu/h

cifras aproximadas (siempre más erróneas), mediante interpolación en los correspondientes ábacos de curvas, que se recogen en el conjunto de Fig IV.19, 20, 21, 22 y 23. Ejemplo IV.7.- Radiación en una cavidad.- La radiación en una cavidad que contiene gases absorbentes, se puede estimar del mismo modo que cuando se estudian las transferencias de superficie a superficie, como: - La de pared de caldera a pared de caldera - La de placas tubulares radiantes a placas tubulares radiantes - La de paredes de caldera a termointercambiadores contenidos en el cerramiento de la caldera

Fig IV.29.- Radiación en una cavidad

Hay que tener en cuenta que la resistencia entre las superficies 1 y 2 disminuye, cuando aumenta la transmisión ε12 en el gas, hasta una condición de transparencia ε12 = 1. IV.-135

Si el valor de la transparencia es nulo ε12 = 0, los gases son opacos y, entonces, la resistencia es muy grande. Cuando la emisividad del gas disminuye, el circuito térmico reduce la radiosidad, según la ecuación: J sól = ε sól E b sól + ( 1 - ε sól ) Gsól La resolución del circuito de la Fig IV.29 se obtiene por aplicación de las leyes de Kirchoff, en los nudos J1 y J2 . Las ecuaciones son:

€

Eb gas - J 1 Eb 1 - J 1 J 2- J 1 + + =0 1 - ε1 1 1 A1 F12 τ 12 A1 ε g 1 ε 1 A1

Eb gas - J 2 Eb 2 - J 2 J1 - J2 + + =0 1 - ε2 1 1 A1 F12 τ 12 A2 ε g 2 ε 2 A2

El flujo neto de calor entre superficies es: q12 = A 1 F12 τ 12 ( J 1 - J 2 ) €

€ €

IV.-136

FACTORES DE FORMA DE RADIACIÓN (CONFIGURACIONES EN 3 DIMENSIONES) DOS RECTÁNGULOS IGUALES Y PARALELOS : X = L , Y = h D D FA1 →A2 ( π X Y ) = ln 2

(1 + X2 )(1 + Y2 ) 1 + X 2 + Y2

+ Y 1 + X2 arc tg

Y + X 1 + Y2 arc tg( X ) - Y arc tg Y - X arc tg X 2 1 +X 1 + Y2

DOS RECTÁNGULOS CON UNA ARISTA COMÚN FORMANDO UN ÁNGULO DE 90º X = a ; Y = c ; X 2 + Y2 = Z2 b b (1 + X 2 )(1 + Y 2 ) X 2 (1 + Z 2 ) X 2 Y 2 (1 + Z 2 ) Y 2 ( π Y) FA 1→A 2 = X arc tg 1 + Y arc tg 1 - Z arc tg 1 + 1 ln [ { 2 } { 2 } ] X Y Z 4 1 + Z2 Z (1 + X 2 ) Z (1 + Y 2 )

IV.-137

DOS RECTÁNGULOS CON UNA ARISTA COMÚN FORMANDO UN ÁNGULO Φ

FA1→A2

X = a ; Y = c ; Z = X 2 + Y2 - 2 X Y cos Φ b b (π Y) = - sen 2Φ {X Y sen Φ - ( π - Φ) (X 2+Y2) + Y2 arc tg X-Y cos Φ + X 2 arc tg Y-X cos Φ } + 4 2 Y sen Φ X sen Φ

2 (1 + X2 ) (1 + Y2 ) Y 2 (1 + Z) X 2 (1 + X2 ) cos2 Φ + ( 1 - sen Φ ) ln + Y2 ln + X2 ln + 2 4 1+Z Z (1 + Y2 ) Z (1 + Z) cos 2Φ

+ X arc tg 1 + Y arc tg 1 - Z arc tg 1 + X Y Z X cos Φ + sen Φ sen 2 Φ X 1 + X2 sen2 Φ {arc tg + arc tg Y - X cos Φ } + 2 2 2 1 + X sen Φ 1 + X2 sen2 Φ Y

+ cos Φ

∫

0

1 + ξ 2 sen 2 Φ {arc tg

X - ξ cos Φ 1 + ξ 2 sen 2 Φ

+ arc tg

IV.-138

ξ cos Φ 1 + ξ 2 sen 2 Φ

} dξ

RECTÁNGULO A1 CON CILINDRO FINITO A2

PLANO A1 CON RESPECTO A UNA O DOS FILAS DE TUBOS PARALELAS AL PLANO

IV.-139

CILINDROS COAXIALES FINITOS A1 EXTERIOR, A2 INTERIOR X = rr1 ; Y = rL ; A = Y 2 + X2 - 1 ; B = Y 2 - X 2 + 1 2

F1 2 =

1 1 B 1 B 1 πA {arc cos ( (A + 2) 2 - (2 X ) 2 arc cos ) + B arc sen } X πX A 2Y XA X 2

F1 1 = 1 -

-

2

1 2 2 + arc tg ( X πX

Y 4 X2 +Y { 2 πX Y

2

X 2 −1 )Y Y 2 (X 2 −2) X2 - 2 π X2 ) - arc sen + ( 2 2 2 2 Y + 4 (X - 1) X

4 (X 2 - 1) + arc sen (

IV.-140

4 X2+ Y 2 - 1)} Y

V.- INTERCAMBIADORES DE CALOR http://libros.redsauce.net/

V.1.- INTRODUCCIÓN A LOS INTERCAMBIADORES DE CALOR (MÉTODO LMTD) Los sistemas de calderas tienen muchos intercambiadores de calor con fluidos que varían su temperatura a medida que los atraviesan. (Ver Cap 17 de Ingeniería Térmica) Un balance de energía entre los estados inicial (1) y final (2) del sistema proporciona la siguiente ecuación: q = m c p ( T2 - T1 ) La diferencia media efectiva de temperaturas sirve para calcular el flujo de calor intercambiado y se determina por medio de un balance de energía entre la cedida por el fluido caliente y la recibida por el fluido frío, en la forma:

€

q = U A F ΔTLMTD siendo: U el coeficiente global de transferencia de calor A el área de la superficie de intercambio térmico F un factor de corrección

€

€

ΔT2 − ΔT1 ΔT2 ln ΔT1 ΔT1 , ΔT2 las diferencias de temperaturas, inicial y final, entre los fluidos caliente y frío

(LMTD) la diferencia media logarítmica de temperaturas =

€

El parámetro U define el coeficiente global de transferencia de calor para superficies limpias y, por € tanto, puede caracterizar la resistencia térmica entre los fluidos caliente y frío, que se puede expresar, € referido a la sección exterior A e en la forma: Ae 1 = + Requiv + 1 U lim pio h ci Ai h ce € V.-141

Fig V.1.- Transmisión de calor entre la cámara de combustión y el agua de una caldera con incrustaciones calcáreas

Si se realizan ensayos de rendimiento en un intercambiador limpio y se repiten después de que el aparato haya estado en servicio durante algún tiempo, se puede determinar la resistencia térmica del depósito (o factor de incrustación) RSucio mediante la relación: RSucio= R Func- RLimpio =

siendo: RSucio= Re + Ri

1 U Func €

Ae Ai

;

-

1 U Limpio

U Limpio =

€

€

⇒

U Func =

1 RSucio +

1 U Limpio

1 1 +R 1 Ae equiv + h ce h ci Ai

La expresión del coeficiente global de transmisión de calor U func en funcionamiento al cabo de un €tiempo, referida a la sección exterior A e es: U func=

1

€

R A Ae 1 + Re + Requiv + i€ e + h ce Ai h ci A i

en las que: Ulimpio es el coeficiente global de transmisión de calor del intercambiador limpio, respecto a la sección exterior Usuc. es el coeficiente global de transmisión de calor del intercambiador después de producirse el depósito hce es el coeficiente de convección medio del fluido en el exterior del tubo hci es el coeficiente de convección medio del fluido en el interior del tubo Re es la resistencia unitaria del depósito de suciedad en el exterior del tubo Ri es la resistencia unitaria del depósito de suciedad en el interior del tubo Requiv es la resistencia unitaria del tubo, en la que no se han considerado los depósitos de suciedad interior y exterior, y el material del tubo, en m2°K/W, basada en el área de la superficie exterior del tubo. A e/Ai es la relación entre la superficie exterior y la interior del tubo En las Tablas V.1.2 se presentan valores estimados de algunos coeficientes globales de transferencia de calor y de factores de ensuciamiento, aplicados en calderas. Los factores de ensuciamiento son específicos para cada punto de la instalación y dependen de la V.-142

€

química del agua y de otros factores relativos a la velocidad de deposición. Los factores globales de transferencia de calor se pueden obtener, según los casos, teniendo en cuenta: - Las condiciones del fluido a cada uno de los lados de la superficie intercambiadora - La especificación de los materiales a utilizar en la correspondiente superficie intercambiadora - Los factores de ensuciamiento indicados en la Tabla V. 2 Tabla V.1.- Valores aproximados del coeficiente global de transmisión de calor U Btu/ft2h ºF

COMPONENTE FÍSICO

W/m2 ºK

Ventana de cristal plano

1,1

Ventana de doble cristal plano

0,4

2,3

20 a1000

1100 a 5700

Calentador de agua del ciclo

200 a1500

1100 a 8500

Termopermutador agua-agua

150 a 300

850 a 1700

Termopermutador tubo aleteado (agua interior a tubos)

5 a 10

30 a 300

Termopermutador tubo aleteado (aire exterior a tubos)

5 a 10

30 a 300

20 a 60

110 a 340

Vapor a gas

5 a 50

30 a 300

Agua a gas

10 a 20

55 a 200

Condensador de vapor

Termopermutador agua-aceite

6,2

Tabla V.2.- Factores de ensuciamiento empleados en calderas ft2 h ºK/Btu

m 2 ºC/W

sobre 125ºF

0,001

0,0002

sobre 125ºF

0,001

0,0002

Aceite combustible

0,005

0,001

Vapores de alcohol

0,0005

0,0001

Vapor exento de aceite

0,0005

0,0001

0,002

0,0004

TIPO DE FLUIDO

Aire industrial

Frecuentemente, la resistencia correspondiente a la pared de los tubos del cambiador de calor es muy pequeña, en comparación con las resistencias de las capas de suciedad depositadas en las superficies interior y exterior de los tubos, por lo que se puede despreciar, lo que conduce a otra ecuación que, para el caso de superficies limpias, es de la forma: Ui =

h ci hce D h ci + e h ce Di

La dificultad de cuantificar los factores de ensuciamiento en los generadores de vapor que queman gases, aceites y carbones, justifica la definición de un factor de limpieza mediante una superficie extra que tenga en cuenta la reducción en la transferencia de calor debida al ensuciamiento. En las unidades que queman gas, la experiencia demuestra que los coeficientes de intercambio térmico del lado de los humos, son mayores que los que resultan de una superficie limpia. En unidades que queman aceites y carbones, sin deposición de ceniza (escoria y polvo), se usan factores algo menores; en las unidades que tengan dificultades para eliminar la ceniza, los valores se reducen todavía más. Existen tres disposiciones generales para la realización práctica del intercambio térmico: flujo en equicorriente, flujo en contracorriente y flujo cruzado. - En el flujo en equicorriente, los fluidos entran por la misma posición de la superficie intercambiadora y fluyen, separados, por recorridos paralelos V.-143

Flujos paralelos en contracorriente: ΔT( LMTD) =

(TC1 - TF2 ) - (TC2 - T F1 ) T - TF2 ln C1 TC2 - TF1

;

F=1

€

(TC1 - TF2 ) - (TC2 - TF1 ) ; F en Fig V.17 T - TF2 ln C1 TC2 - TF1 Fig V.2.- Diferencia logarítmica media de temperaturas

Flujos cruzados: ΔT(LMTD) =

€

Fig V.3a.- Factor de corrección de la (LMTD) para un intercambiador de flujos cruzados, con mezcla de un fluido en la parte de la carcasa y sin mezcla del otro fluido, y 1 paso de tubos

V.-144

Fig V.3b.- Factor de corrección de la (LMTD) para un intercambiador de flujos cruzados, con mezcla de ambos fluidos y 1 paso de tubos

Fig V.3c.- Factor de corrección de la (LMTD) para un intercambiador de flujos cruzados, con mezcla de un fluido en la parte de la carcasa y sin mezcla del otro fluido, y un múltiplo de 2 pasos de tubos

Fig V.3d.- Factor de corrección de la (LMTD) para un intercambiador de flujos cruzados, con mezcla de un fluido en la parte de la carcasa y sin mezcla del otro fluido, y un múltiplo de 2 pasos de tubos

- En el flujo en contracorriente, los fluidos entran por extremos opuestos de la superficie intercambiadora y fluyen separados, en direcciones opuestas, siendo el intercambiador más eficiente, aunque también es el que alcanza las temperaturas más elevadas en el metal de los tubos intercambiadores. - En el flujo cruzado, los recorridos de los fluidos son perpendiculares entre sí. La Fig V.2 muestra estas disposiciones de flujo y presenta la ecuación particularizada para cada uno de los casos. El factor de corrección F= 1 para las disposiciones de flujo en equicorriente y en contracorriente. Los factores de corrección para el flujo cruzado y para pasos múltiples se dan en las Fig V.3; para calcular el factor de corrección F, se utilizan las siguientes relaciones adimensionales: Coeficiente de efectividad: P =

TF 1 - TF 2 TF 1 - TC 1 V.-145

€

Relación de capacidades térmicas: Z =

mF c pF mC c pC

=

CF T - TC 2 = C1 CC TF 2 - TF 1

que permiten obtener la diferencia media de la temperatura como una función de F(P,Z) y de la temperatura logarítmica media calculada para el caso de flujos en contracorriente para un solo paso de tubos € y carcasa (LMTD). En general, para modificar la (LMTD) en cualquier otro tipo de disposición, se utilizan los factores de corrección F(P,Z) obtenidos mediante las gráficas representadas en las Fig V.3, en las que el eje de abscisas es el valor de P y la ordenada en cada una de ellas es el factor de corrección F correspondiente a cada caso estudiado, para distintos valores de Z. El coeficiente de efectividad P es un indicativo de la eficiencia del intercambio térmico y puede variar desde 0, en el caso en que la temperatura se mantenga constante en uno de los fluidos, a la unidad, en el caso en que la temperatura de entrada del fluido más caliente, sea igual a la de salida del fluido más frío, TC1= TF 2 . Para la aplicación de los factores de corrección en flujos paralelos carece de importancia el que sea €

el fluido más caliente, o el más frío, el que fluya por el interior de los tubos. Si la temperatura de cualquiera de los fluidos permanece constante, carece también de importancia el sentido del flujo, puesto que F= 1 y, por lo tanto, se aplicará directamente la (LMTD). Si en un intercambiador de flujos cruzados la temperatura de uno de los fluidos es constante, se aplica directamente la (LMTD) sin factor de corrección, como si los flujos fuesen en contracorriente; pero si la temperatura de los dos fluidos es variable, las condiciones no se pueden asimilar a las del flujo en contracorriente, sino que se considera como flujo cruzado y, por lo tanto, habrá que proceder a su rectificación mediante el factor F de corrección correspondiente. V.2.- INTERCAMBIADORES DE CALOR (MÉTODO NTU) Hay situaciones de diseño en las que se conocen las características funcionales de un determinado intercambiador, pero en cambio no se conocen las temperaturas correspondientes a los fluidos que fluyen por el mismo. Esta circunstancia se plantea cuando se selecciona una unidad nueva, para la que los fluidos de operación son distintos de los previamente ensayados; estas aplicaciones se manejan mediante el método de Unidades Netas de Transferencia (NTU), que utiliza el parámetro de la eficiencia ε del intercambiador. (Consultar en el Cap 18 de Ingeniería Térmica los conceptos y definiciones) El valor de ε se define en la forma: ε = Velocidad real de transferencia de calor en un intercambiador determinado Velocidad máxima posible de transferencia de calor

La eficiencia ε compara la velocidad de transferencia térmica real, que es la absorbida por el fluido que se calienta, con la velocidad de transferencia térmica máxima que podría transmitirse en un intercambiador en contracorriente de superficie de intercambio infinita, cuyos límites viene impuestos por el Segundo Principio de la Termodinámica, que tiene en cuenta los focos térmicos a las temperaturas extremas TF1 (foco frío) y TC1 (foco caliente). Cmín es la menor de las capacidades caloríficas C En lo que sigue: C  máx es la mayor de las capacidades caloríficas C Número de unidades de transferencia térmica: NTU = U A Cmín V.-146

fluido caliente ó

C fluido frío fluido caliente ó C fluido frío

Cmín   =0 Cmáx a) Una sola corriente y todo tipo de intercambiadores cuando:   ε = 1 - e- NTU ; NTU = ln

1-e b) Flujos en equicorriente: ε =

- NTU (

Cmí n + 1) C máx

Cmín +1 Cmáx

; NTU =

1 1-ε

1 1 ln Cmín Cmín +1 1-( + 1) ε Cmáx Cmáx

Fig V.4b.- Eficacia de un intercambiador de calor con flujos en equicorriente

NTU (

c) Flujos en contracorriente: ε =

C mín - 1) Cmáx

1- e C NTU ( mín C C máx 1 - mín e Cmáx

; NTU = - 1)

1 ln Cmín 1Cmáx

Cmín Cmáx 1-ε

1-ε

Fig V.4c.- Eficacia de un intercambiador de calor con flujos en contracorriente

d) Intercambiadores de carcasa y tubos, 1 paso por la carcasa y un número par de pasos de tubos - NTU

C ε = ε 1 = 2 {1 + mín + 1 + e Cmáx - NTU 1 -e NTU = -

1 C 1 + ( mín )2 Cmáx

1 +( 1 +(

Cmín 2 ) Cmáx Cmín 2 ) Cmáx

1 +(

Cmín 2 ) } Cmáx

2 - (1 + Cmín ) ε Cmáx ln E - 1 , siendo: E = E+1 C 1 + ( mín )2 Cmáx

V.-147

Fig V.4d.- Eficacia de un intercambiador de calor, 1 paso por la carcasa y un número par de pasos de tubos

e) Intercambiadores de carcasa y tubos, n pasos por la carcasa y un número par de pasos por tubos, 2n, 4n, 6n,... C 1 - ε 1 mín Cmáx n ( )-1 1 - ε1 ε= C 1 - ε 1 mín Cmáx n Cmín ( ) 1 - ε1 Cmá x

Cmín Cmáx C - (1 + mín ) F-1 Cmáx

1 E-1 ln E+1 Cmín 2 1 +( ) Cmáx

NTU = -

;

F-

2 E=

C 1 + ( mín )2 Cmáx

;

F=

n

ε

Cmín -1 Cmáx ε-1

0,22 f) Flujos cruzados sin mezcla: ε = 1 - exp { - NTU (1 - e Cmín Cmáx

C mín NTU 0 ,78 Cmáx

)}

Fig V.4f.- Eficacia de un intercambiador de calor, con flujos cruzados con y sin mezcla

NTU

g) Flujos cruzados con mezcla en ambos fluidos: ε = NTU 1 -e V.-148

€

- NTU

NTU +

Cmín Cmáx

- NTU

1-e

Cmín Cmáx

-1

h) Flujos cruzados con mezcla en un fluido, y el otro sin mezclar: -

C mín (mezclado ) ; C máx ( sin mezclar ) : ε = 1 - e

C mín ( sin mezclar ) ; C máx ( mezclado ) : ε = 1 - e

Cmín

C máx − 1 - e C mín Cmáx

−

NTU

Cmín (1 - e- NTU ) C máx

Cmín Cmáx

C mín ln (1 - ε) + 1} C máx ; NTU = C mín C máx C ln (1 - ε mín ) Cmáx ; NTU = - ln {1 + } Cmín Cmáx ln {

Fig V.4g.- Eficacia de un intercambiador de calor, con flujos cruzados con y sin mezcla

V.3.- MÉTODOS PARTICULARES DE TRANSMISIÓN DE CALOR Transferencia de calor en superficies ampliadas.- El área de la superficie de absorción de calor correspondiente a una caldera o generador de vapor, se puede aumentar mediante la utilización de superficies ampliadas, configuradas por tubos con aletas longitudinales o transversales. Las superficies ampliadas de tubos con aletas, se usan del lado de los gases de combustión; no obstante, en las zonas propensas al ensuciamiento, las aletas tubulares deben espaciarse, para facilitar la limpieza de toda la superficie del lado de humos. Para proceder al diseño de superficies ampliadas:: - Se pueden tomar datos experimentales en condiciones similares a las que se esperan en el diseño - Se puede utilizar el método Schmidt, que es específico para la transferencia de calor a través de tubos aleteados; se basa en la transferencia de calor a la configuración subyacente de tubos desnudos o lisos, tratándose el tubo como si tuviese una aleta de altura cero La correlación Schmidt para la conductancia, en el caso de tubos con aletas helicoidales, rectangulares, circulares o cuadradas, es de la forma: h C = hcF Z { 1 - (1 - η aleta ) (

Saleta Stubo+aletas

)}

en la que: h cF es el coeficiente de transferencia térmica para tubo desnudo en flujo cruzado

€

Saleta es el área de la superficie de la aleta, incluyendo ambos lados y periferia € € €

Stubo+aletas es el área de la superficie del tubo expuesta entre aletas, más la de las aletas V.-149

Z es un factor geométrico definido por: Z = 1 - 0 ,18 (

Laleta Lespaciado entre aletas

) 0,63

La eficiencia de las aletas se muestra en la Fig V.5, como función de un parámetro X de valor: € - Aletas helicoidales: X = L aleta

2 Z hcF k F Lespaciado

- Aletas rectangulares, cuadradas o circulares: X = r Y

2 Z hcF , en la que el parámetro Y se kF Lespaciado

define en la Fig.V.6. € La conductancia global se puede poner, considerando el parámetro Clim p (factor de limpieza) como: € 1 = 1 1 + Requiv + UA Climp Ae hc ext A i hc int €

€

Fig V.5.- Eficiencia de aletas en función del parámetro X

Fig V.6.- Coeficiente Y función de la relación R/r para diversos tipos de aletas

Transferencia de calor en materiales porosos.- En las aplicaciones para calderas, los materiales porosos están representados por paredes sólidas o envolventes, de modo que hay un flujo mínimo a través de los mismos. El flujo de calor en los materiales aislantes porosos tiene lugar: - Por conducción, a través de la masa no porosa del material - Por conducción y radiación, a través de los espacios vacíos que tiene el material rellenos de gas

V.-150

Fig V.7a.- Efectividad de las aletas de sección uniforme y de sección triangular

Fig V.7c.- Eficiencia de aletas longitudinales de perfil triangular

Fig V.7d.- Eficiencia de aletas de perfil triangular y de aletas anulares V.-151

En la mayoría de los materiales refractarios el número de Ra es tan pequeño que la convección es despreciable, aunque éste no es el caso de los aislamientos de baja densidad, menor de 32 kg/m3. La magnitud de los mecanismos de transferencia de calor depende de varios factores, que incluyen: - La porosidad del material - La densidad y composición del gas que rellena los poros - El gradiente de temperaturas a través del material y su temperatura absoluta La evaluación analítica de cada uno de estos mecanismos es compleja; la conductividad efectiva se puede expresar, aproximadamente, en la forma: ke = a + b T + c T 2 En las aplicaciones a alta temperatura, la transferencia térmica a través de poros es fundamentalmente por radiación, mientras que a bajas temperaturas predomina la conducción.

€

Condensación en película.- Cuando un vapor saturado alcanza una superficie que se encuentra a menor temperatura, condensa y forma sobre ella una película, que fluye a lo largo de la superficie debido sólo a la gravedad; si se da la condición de flujo laminar en todo el espesor de la película, la transferencia térmica a través de la misma se realiza por conducción. En una superficie vertical, como consecuencia de la evacuación del condensado, el espesor de la película es mayor en la parte inferior (Re < 1800) que en la superior; el espesor de la película de condensado aumenta a medida que la superficie se inclina desde la posición vertical hacia la horizontal. Cuando se incrementa la temperatura de la película de condensado, su espesor disminuye como consecuencia del aumento de la velocidad de evacuación. El espesor de la película de condensado disminuye al aumentar la velocidad del vapor en la misma dirección y sentido que el sistema de evacuación. (Para una más amplia información consultar el Cap 16 de Ingeniería Térmica) Difusión y transferencia de masa.- La transferencia de calor se puede realizar también por difusión y transferencia de masa. Cuando una mezcla de vapor condensable y de gases no condensables entra en contacto con una superficie que está a temperatura inferior a la del punto de rocío de la mezcla, se produce condensación y se forma una película de líquido sobre la superficie. Un ejemplo de este fenómeno es la condensación del vapor de agua, en el exterior de un recipiente metálico. Conforme el vapor que procede del núcleo principal de la mezcla se difunde a través de la capa deficitaria en vapor, condensa en la superficie fría, tal como se representa en la Fig V.8; el régimen de condensación viene regulado por las leyes de la difusión de gases; la transferencia de calor se realiza y regula por la conducción y la convección. El calor que se transfiere a través de la capa líquida debe ser igual al calor transferido a través de la película de gas, más el calor latente liberado en la interfaz gas-líquido para la condensación de la masa transferida a través de la película de gas. Una ecuación relativa a la transferencia de masa es de la forma: h cl (Tg - Tl ) = hcg ( Tg - Tl ) + K m il−g (Yg - Yl ) en la que: T, Y son las temperaturas y concentraciones definidas en la Fig V.5 y 6

€

h cl es el coeficiente de transferencia de calor en película líquida V.-152

€

h cg es el coeficiente de transferencia de calor en película de gas K m es el coeficiente de transferencia de masa €

il−g es el calor latente de vaporización

€ €

Fig V.8.- Transferencia simultánea de calor y masa en la deshumidificación del aire

La transferencia de calor debida a la transferencia de masa es importante en el diseño de torres de refrigeración y humidificadores, en donde se presentan mezclas de vapores y gases no condensables. Vaporización.- Las calderas de circulación natural que queman combustibles fósiles se diseñan dentro del intervalo de vaporización nucleada, en el que el coeficiente de transferencia de calor varía desde 5.000÷ 20.000 Btu/ft2hºF = (28.000÷ 113.500 W/m2ºK). Este elevado coeficiente no constituye un límite en el diseño de calderas que queman combustible fósil, ya que independientemente del mismo se pueden prevenir incrustaciones y deposiciones mediante un tratamiento del agua y con un diseño adecuado se pueden evitar los fenómenos derivados del flujo crítico de calor. En calderas de un paso de presión subcrítica, el agua se evapora totalmente en los tubos de las paredes del hogar (se obtiene vapor seco); a continuación están los tubos del sobrecalentador, en la dirección del flujo de fluido. Estas unidades se diseñan para: . Vaporización puntual subenfriada - Vaporización puntual - Vaporización pelicular según sean las condiciones del fluido y los valores máximos de absorción de calor. Transferencia de calor en lecho fluidificado.- La transferencia de calor en lecho de partículas fluidificado con un gas, que se utilizan en algunos sistemas de combustión, es compleja, viniendo afectada por las variables: - Contacto película-superficie - Convección general - Radiación térmica de partícula hacia la superficie V.4.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO EN CALDERAS Hogares.- La solución analítica para la transferencia de calor en el hogar de un generador de vapor, es compleja, ya que no es posible calcular la temperatura de los humos a la salida del hogar empleando procedimientos teóricos, ya que esa temperatura se tiene que predecir correctamente, porque influye en el diseño del sobrecalentador y de otros componentes del sistema de generación de vapor. V.-153

En una caldera, los mecanismos de transferencia de calor tienen lugar simultáneamente, y son: - Radiación en sólidos, entre las partículas sólidas en suspensión, tubos y materiales refractarios - Radiación no luminosa de gases, proveniente de los gases de combustión - Convección, desde los gases de combustión hacia las paredes del hogar - Conducción, a través de las deposiciones de ceniza (escoria y polvo), hacia el metal de los tubos. La combustión se puede realizar en lecho suspendido de un carbón pulverizado, o de aceites, o de gases o de combustibles residuales. Las diferentes clases de un mismo tipo de combustible pueden exigir variaciones notables en el ditener un alto o un bajo contenido en materias volátiles seño; por ejemplo, el carbón puede  .  contener reducidas o notables cantidades de humedad y de ceniza Las cenizas del carbón pueden tener un elevado o un bajo punto de fusión e, incluso, la temperatura puede variar considerablemente con las propiedades oxidantes de la atmósfera que exista en el hogar. La geometría del hogar es compleja, existiendo una gran variedad en lo que respecta a: - La ubicación y espaciados de los quemadores - El tamaño del lecho de combustible - La deposición de las cenizas (escoria y polvo) - La superficie de refrigeración - El espaciado de los tubos de paredes del hogar - La disposición de la bóveda - La configuración de la tolva del hogar, etc El perfil de las llamas y la longitud desarrollada por las mismas, influyen en la distribución de la radiación y de la absorción de calor en el hogar. Los quemadores de alta capacidad y elevada turbulencia (gran potencia térmica) dan lugar en la parte baja del hogar a llamas ramificadas y extensas zonas de alta temperatura. Los quemadores de baja capacidad y turbulencia controlada dan lugar a llamas más largas, que propagan la combustión y controlan la formación de contaminantes. Las paredes del cerramiento del hogar tienen que aceptar cualquier configuración de: - Disposiciones de combustible - Material refractario - Tubos claveteados - Tubos espaciados con respaldo de refractario - Construcciones membrana - Bancos tubulares Las emisividades de estas superficies son diferentes, ya que una superficie refrigerada por agua puede estar recubierta de escoria viscosa (solidificada) o de ceniza seca (polvo) o, incluso, podría estar limpia. Las temperaturas varían en todo el hogar; el aire y el combustible que entran en el hogar a temperaturas relativamente bajas, alcanzan altas temperaturas durante la combustión y, posteriormente, se vuelven a enfriar cuando los humos pierden calor en el hogar.   La temperatura de cada uno de los puntos del hogar, cambia con:    V.-154

La carga de la unidad El exceso de aire Los ajustes en quemadores Otras condiciones

La estimación de la temperatura de los humos a la salida del hogar es importante: - Si se evalúa por exceso, conduce al sobredimensionado de las superficies termointercambiadoras que se encuentran aguas abajo - Si se evalúa por defecto, puede dar lugar a graves problemas de operación de la unidad V.5.- BANCO DE CONVECCIÓN Espaciado y disposición de los tubos.- Otros factores importantes a considerar aparte de la absorción de calor y resistencia al flujo de gases, son los que permiten optimizar en una superficie de convección, el espaciado y disposición de los tubos; estos factores son: - La escorificación o ensuciamiento de superficies - La accesibilidad a las mismas para su limpieza - El espacio ocupado por la superficie intercambiadora Un espaciado grande en sentido longitudinal (en la dirección del flujo), comparado con el espaciado transversal (perpendicular al flujo), se rechaza porque requiere mayor volumen, sin mejorar ninguna de las características funcionales. Diámetro de los tubos.- El diámetro de los tubos se debe minimizar para optimizar la transferencia de calor; sin embargo, el diámetro óptimo puede requerir una disposición de: - Fabricación costosa - Difícil instalación y montaje - Mantenimiento caro por lo que para seleccionar el diámetro de tubo, hay que llegar a un compromiso de efectividad entre la transferencia de calor, su construcción, la instalación, montaje y las posibles limitaciones de servicio. Penetración de la radiación.- El banco tubular de convección limita y configura la frontera de un hogar, actuando como un cuerpo negro que absorbe calor radiante. No obstante, parte del calor incidente se irradia y pasa por los espacios que existen entre los tubos de la primera fila del banco y, posteriormente, penetra hasta la cuarta fila de tubos. La magnitud de la penetración de calor se puede establecer por métodos geométricos o por métodos analíticos. El efecto de esta penetración es importante para determinar la temperatura de los tubos de los sobrecalentadores que estén ubicados cerca del hogar o en una cavidad de alta temperatura. Si se consideran tubos de 2 pulgadas (50,8 mm), colocados al tresbolillo con un espaciado de 6 pulgadas (152,4 mm), se puede utilizar la Fig V.9, para estimar la radiación residual. Con estas curvas se determina un área reducida (superficie fría equivalente) para las paredes no refrigeradas totalmente por agua. Para un flujo dado, el 47% se absorbe en la primera fila (curva d), por lo que el 53% va a la segunda fila en la que el 47% de ese 53% se absorbe en la misma, y así sucesivamente, por lo que, tras la cuarta fila, queda menos del 10% de la radiación inicial considerada. Efecto pasillo.- La absorción de calor puede disminuir considerablemente, si aparecen pasillos o pasos preferenciales de humos en los bancos tubulares, que se pueden haber formado por omisión de filas de tubos que estén bañados por el flujo de los humos. Los pasillos actúan como bipasos para el flujo convectivo de los humos calefactores y para las pérdidas de radiación. La existencia de los bipasos disminuye la eficiencia global, aunque el mayor flujo másico en los pasillos, aumenta la absorción de calor en los tubos adyacentes a los mismos. V.-155

Se puedan alcanzar temperaturas tubulares críticas en sobrecalentadores, o en economizadores bajo unas determinadas características de vaporización. Hay que evitar, en lo posible, la existencia de pasillos entre los bancos tubulares y las paredes correspondientes al recinto que los contiene, aunque en la práctica no siempre se puede conseguir.

a) Suma total ; b) Directa indirecta ; c) 1ª fila: directa-indirecta d) 1ª fila: directa ; e) 2ª fila: directa-indirecta ; f) 2ª fila: directa Fig V.9.- Factores de forma (efectividad relativa) de la disposición de tubos en el hogar

V.6.- TRANSFERENCIA DE CALOR AL AGUA Coeficiente de transferencia de calor.- En el diseño de calderas, el coeficiente global de transferencia de calor, en el lado de humos (convección más radiación intertubular), rara vez excede el valor de 180 W/m2ºK. El coeficiente de transferencia de calor para agua en ebullición, mucho mayor que el anterior, es del orden de 50000 W/m2K), por lo que se puede despreciar en el cálculo de la resistencia al flujo de vapor. Efecto de la presencia de aceites e incrustaciones.- Los depósitos incrustados del lado del agua y del vapor, imponen una alta resistencia al flujo de calor. Conforme aumenta el espesor del depósito, se requiere más calor para mantener la temperatura en el interior de los tubos del hogar y del fluido que contienen, debido al nivel de temperatura que exige el proceso, lo que conduce siempre a una elevada temperatura del metal tubular, que puede producir el fallo de los tubos. deposición de incrustaciones La  , se evitan mediante un buen tratamiento del agua, tanto  presencia de otros contaminantes para la de aporte, como para la del ciclo, mediante las adecuadas técnicas operativas. V.7.- TRANSFERENCIA DE CALOR AL VAPOR La película de vapor constituye en los sobrecalentadores, una importante resistencia al flujo de calor; esta resistencia es mucho menor que la del lado de humos, pero no se puede despreciar en el cálculo del coeficiente global de transferencia de calor; su influencia en el cálculo de la temperatura de los tubos del sobrecalentador es importante, porque la temperatura promediada de la pared tubular es igual a la del vapor, más la caída de temperatura a través de la película de vapor y más la mitad de la caída de temperatura en el metal tubular. El coeficiente de transferencia de calor en el vapor que se aplica a bancos tubulares de menos de 10 filas en la dirección del flujo de gases, se determina con ayuda de las gráficas V.10÷ 14 por la ecuación: V.-156

hc = (

€

D

0,39

)(

c 0p,33 k 0 ,67

µ

0 ,28

, ) Fa , ó por: hc = hc Fpp Fa ψ

en la que: hc’ es un factor geométrico de convección, Fig V.12

€

€

0 ,287 G 0 ,61

€ €

Fpp es un factor de propiedades físicas, Fig V.13 para gases y Fig V.14 para el aire Espaciado Fa es un factor que depende de la disposición de los tubos, de la relación de tubos y del Diámetro número de Reynolds; sus valores se dan en la Fig V.15, para diversas aplicaciones G es la velocidad másica (lb/ft2h); el número de Reynolds se calcula utilizando el área de la sección € mínima transversal del flujo de fluido

ψ es un factor de corrección por el número de filas menor de 10 atravesadas por los gases, Fig V.16 Para un flujo no distorsionado (flujo en línea recta y sin perturbación alguna al menos desde 1,2 m antes de llegar al banco de tubos), que se aproxime a un haz tubular de menos de 10 filas, la conductancia pelicular hay que multiplicarla por un factor de corrección ψ, que es igual a la unidad cuando el banco tubular está precedido por un codo, o por una pantalla distribuidora o por un cortatiros. Aunque la ecuación de Dittus-Boelter, Nu = 0,023 Re 0,8 Pr 0,4 , se estableció para el flujo por el interior de tubos, se puede asumir también para el flujo exterior paralelo a los tubos, introduciendo el diámetro hidráulico dH para flujo paralelo a un banco de tubos circulares dispuestos en un espaciado rectan€ gular ε x , ε y . Si el coeficiente de transferencia de calor del vapor se designa por hvap , la caída de temperatura € ΔTF en la película referida a la superficie exterior del tubo, es:

ΔTF =

q

€

hvap A

Hay que evitar todo tipo de deposición de incrustaciones en los tubos del sobrecalentador, ya que la temperatura provocada por una delgada capa de incrustaciones puede ser muy elevada, lo suficiente para recalentar el metal tubular y que el tubo llegue a fallar. CAVIDADES.- Entre los bancos tubulares de las unidades generadoras de vapor se necesitan cavidades para la accesibilidad de sopladores y para una posible ampliación de la superficie intercambiadora. Los gases calientes irradian calor hacia las superficies que configuran el recinto de la cavidad, cuando pasan a su través. Los factores que intervienen en el cálculo de la transferencia de calor en cavidades son: Tamaño de la cavidad.- El calor transferido por unidad de tiempo aumenta con el tamaño de la cavidad; las capas de humos de gran espesor irradian mucho más intensamente que las capas delgadas; el perfil de la cavidad puede complicar los cálculos de la transferencia de calor. Nivel de temperatura.- La radiación de gases no luminosos hacia las paredes del cerramiento y la radiación de éstas hacia los gases, aumentan con la cuarta potencia de sus temperaturas absolutas. Composición de los humos.- En los generadores de vapor, los constituyentes de los gases de comV.-157

bustión como emisores no luminosos son, el CO2 y el vapor de agua; las concentraciones de estos componentes dependen del combustible quemado y del exceso de aire empleado. Partículas de humos.- Las partículas sólidas transportadas en suspensión por los humos reciben calor de los gases por radiación, convección y conducción, al tiempo que emiten radiación hacia el cerramiento del hogar del generador de vapor. Superficie receptora.- Una superficie refractaria que forma parte del recinto de una cavidad, alcanza una elevada temperatura por convección y radiación desde los humos. Esta superficie puede irradiar también hacia los humos y hacia las paredes del cerramiento; la reirradiación de una superficie que absorbe calor es pequeña cuando la misma está limpia, salvo que la temperatura de la superficie absorbente sea alta, tal como es el caso de un sobrecalentador o un recalentador. Las deposiciones de ceniza (escoria o polvo) en los tubos reducen la absorción de calor y aumentan la reirradiación. Como consecuencia de la radiación de cavidades, en el diseño de calderas se registran dos efectos significativos: - Cuando los humos pasan a través de una cavidad, su temperatura cae desde algunos grados hasta los 22ºC - La radiación de humos aumenta la absorción de calor en los tubos que configuran el cerramiento de la cavidad. Este último efecto influye mucho en la temperatura del metal de los tubos de las superficies intercambiadoras y, por tanto, en la selección de las aleaciones para los tubos correspondientes. V.8.- AISLAMIENTOS Temperatura de la cara caliente.- En los hogares con paredes tubulares, la temperatura de la cara caliente del aislamiento es la temperatura de saturación del agua contenida en los tubos que conforman las paredes. Si la cara interior del hogar fuese de refractario, la temperatura de la cara caliente de la pared tu considerando la radiación y la convección de los humos hacia la pared del hogar bular se calcula   o mediante una estimación empírica Pérdida de calor y temperatura de la cara fría.- La pérdida de calor a los alrededores y la temperatura de la cara fría correspondientes a las paredes de un hogar, disminuyen al aumentar el espesor del aislamiento. Condiciones del aire ambiente.- La baja temperatura del medio ambiente y la velocidad del aire exterior reducen la temperatura de la cara fría del aislamiento; estos parámetros tienen un efecto pequeño en el total de las pérdidas de calor, porque la resistencia de la película superficial es una pequeña parte de la resistencia global de aislamiento. Límites de temperatura y conductividades.- El refractario que es apto para aplicaciones en alta temperatura, normalmente es caro y menos efectivo que los materiales adecuados para baja temperatura, por lo que es habitual que en cualquier diseño se usen varias capas de aislamiento. El material aislante de menor coste y mayor efectividad se utiliza siempre en las zonas frías, y los materiales de mayor coste se emplean sólo donde sean requeridos por la alta temperatura de operación.

V.-158

€

€

V.9.- MODELO NUMÉRICO Los modelos numéricos constituyen una importante herramienta de trabajo para el análisis de los sistemas de generadores de vapor o calderas. Analogía eléctrica de la conducción.- Para un flujo térmico en régimen permanente, el método consiste en dividir el sistema de transferencia de calor en una serie de volúmenes de control, Fig V.10. Las ecuaciones reguladoras se integran y promedian en cada volumen de control, llegándose a una expresión de la forma: Te - T p R pe

+

Tw - T p R pw

+ (qm p Vp ) = c p

T p - T po

Δt

en la que los subíndices indican las localizaciones contiguas, como puntos pertenecientes a un mismo recinto. Si se desea una solución en régimen permanente, el segundo miembro de la ecuación indica la variación de la energía almacenada, que debe ser igual a cero, obteniéndose una solución numérica. La geometría se subdivide y para cada uno de los volúmenes elementales interiores se determinan las ecuaciones correspondientes.

T1- T 2 T3 - T 2 + = 0 (Cara en contacto con los gases calientes) R1 R2 Ti−1- Ti T -T + i+1 i = 0 (Para i entre 3 y 5) Ri-1 Ri €

T5 - T 6 T -T + 7 6 = 0 (Cara en contacto con el medio ambiente) R5 R6 € Fig V.10.- Esquema de volúmenes de control en una pared plana, para flujo térmico hacia el punto 3, y solución en régimen estacionario €

La analogía eléctrica de la ecuación consiste en que: - Cada término es la expresión de un flujo de calor en un punto, utilizando la ley Fourier - La ley de Kirchoff relativa a circuitos se utiliza para definir el flujo neto de calor en cualquier punto En los límites se definen las temperaturas o los flujos de calor. En régimen transitorio, en el intervalo de tiempo Δt, se obtiene una secuencia de soluciones, siendo T po la temperatura nodal en el comienzo del intervalo y T p la temperatura del intervalo al final de éste. HOGARES.- En el diseño de calderas que queman combustibles fósiles, se necesitan evaluar: - La temperatura de las paredes del hogar y€los flujos caloríficos - La composición y temperatura de los humos V.-159

- La temperatura de los humos a la salida del hogar Estos parámetros sobre paredes, flujos y humos, son necesarios para que se puedan: - Especificar y definir los materiales y sus límites - Dimensionar las superficies intercambiadoras de calor - Asegurar la conversión de toda la energía del combustible Para alcanzar una solución correcta se utilizan tres métodos que se pueden combinar entre sí: - Diseño empírico basado en la experiencia - Diseño semiempírico, que combina los resultados de los modelos físicos de flujo y evalúa el campo de flujo mediante cálculos numéricos - Diseño por modelado numérico del hogar, que resuelve las ecuaciones fundamentales de la cinética de reacciones, para el flujo de fluidos y para la transferencia de calor Diseño empírico.- El método empírico considera: - El tipo de combustible - El régimen de combustión - La configuración del hogar y contiene siempre modelos de Ingeniería basados en ecuaciones fundamentales. Las desviaciones e irregularidades que se suelen presentar en la distribución del flujo de calor se pueden provocar por: - Fuegos desequilibrados - Diferencias en las condiciones superficiales de los tubos - Variaciones de escorificación en diversas zonas - Cambios de carga en la unidad - La forma de operar del sistema de sopladores, etc Estos factores de irregularidad se deducen de la experiencia y dependen de: - La ubicación del plano de referencia, horizontal o vertical - El método de combustión utilizado - El tipo de combustible que se quema - La configuración del hogar El flujo calorífico aplicado a los tubos de una pared de hogar tampoco es uniforme en el perímetro circunferencial de los mismos. En la Fig V.12, la pared tubular de membrana se expone hacia el hogar sólo por una de sus mitades, mientras que la otra mitad se encuentra aislada, para minimizar las pérdidas de calor. La distribución del flujo calorífico depende fundamentalmente de las siguientes variables: - Diámetro exterior de los tubos que configuran la pared membrana - Espesor de la pared tubular y espaciado de los tubos - Espesor y material de la membrana propiamente dicha La energía calorífica suministrada con el combustible y con el aire comburente calentado, corregida   la pérdida en inquemados por  la pérdida de radiación  la pérdida en humedad del combustible  V.-160

Fig V.11.- Distribución del flujo calorífico en las paredes horizontales y verticales del hogar

Flujo calorífico punta = 1,22 Flujo calorífico en el hogar Fig V.12.- Distribución del flujo calorífico circunferencial para tubo de pared membrana € se simplifica en un único parámetro, denominado calor utilizable o disponible, que da lugar a las siguientes definiciones:

Difusividad térmica =

Calor utilizable Area plana proyectada del cerramiento del hogar refrigerado por agua

ó factor de refrigeración del hogar Calor específico liberado en el hogar =

Calor utilizable Volumen del hogar

La temperatura de los humos a la salida del hogar depende más de la difusividad térmica que de la liberación de calor. Una correlación aproximada entre la temperatura de salida de humos y la difusividad, para un hogar determinado, se muestra en la Fig V.13, para tres combustibles fósiles: carbón, aceite y gas natural. En la mayoría de los hogares que queman carbón pulverizado en lecho suspendido, la temperatura de los humos que salen del hogar, así como el calor absorbido, en función de la difusividad térmica, quedan dentro de bandas muy estrechas, sombreadas en las Fig V.14 y 15, respectivamente. Los límites indicados por las correlaciones gráficas sólo sirven como guía y pueden variar apreciablemente con: - El tipo del sistema de combustión - La disposición de quemadores y entradas de aire secundario V.-161

- La estequiometría - Las características del combustible - El ciclo de limpieza

Fig V.13.- Relación entre la Temperatura de los humos a la salida hogar y la difusividad, para algunos combustibles

Fig V.14.- Relación entre la Temperatura de los humos a la salida del hogar y la difusividad, en hogares para carbón pulverizado, con escoria sólida y con escoria fundida

Fig V.15.- Relación entre la absorción y la difusividad, en hogares para carbón pulverizado, con escoria sólida y con escoria fundida V.-162

Las bandas correspondientes a hogares con ceniza seca, y a hogares con extracción de escoria fluida se solapan entre 100.000÷ 150.000 Btu/ft2h = (315.000÷ 473.190 W/m2), estando involucrados ahí varios tipos de carbones. Para que un carbón bituminoso sea idóneo, en un hogar con extracción de escoria fluida, se necesitan viscosidades que no pasen de 250 Poises a la temperatura de 2450ºF (1343ºC). En la zona del solape, ambos hogares, de ceniza seca y de extracción de escoria, tienen la misma tasa de absorción o la misma suciedad. Las dos bandas son bastante anchas, ya que que cubren un amplísimo campo de características de cenizas y una considerable diversidad de construcciones y suciedades de paredes de hogar. El calor que sale del hogar se calcula a partir del flujo de humos que sale del mismo (con valores de entalpías de humos evaluadas a la temperatura de salida del hogar), más la transferencia neta radiativa a la salida del hogar. El calor absorbido en el hogar es la diferencia entre el calor utilizable, correspondiente a la mezcla de combustible y comburente, y el calor que sale del mismo. V.10.- MODELO NUMÉRICO DE CALDERAS Los modelos de combustión se basan en la descripción de una serie de procesos iterativos que incluyen flujo, combustión y transferencia de calor. Estos modelos, todavía en desarrollo, se usan para estudiar cualitativamente la variación de los parámetros correspondientes a las características funcionales de la caldera, de forma que, en un momento determinado, se puedan predecir con mucha exactitud las características funcionales que tendrán las unidades en sus respectivas plantas. Las fuentes de energía incluyen: - La energía radiante capturada por los gases absorbentes presentes en los humos, como son el CO2 y el vapor de agua - La energía procedente del carbón, coque y ceniza (escoria y polvo) - La energía que entra con el combustible y el comburente Las pérdidas de energía en los límites se consideran como si se tratase de un sumidero de calor. La temperatura de la pared se calcula mediante un balance de energía entre las transferencias de calor convectiva y radiativa y la pérdida de calor que tiene lugar a través de la pared. El esquema de hogar que se representa en la Fig V.16, corresponde con una caldera supercrítica de 560 MW, quemando un carbón bituminoso alto en volátiles del Este de USA. Para la modelización de esta caldera se han confeccionado modelos de las paredes del hogar, de la nariz del hogar y de la tolva de escoria o cenicero. Así, en los límites se situaron adecuadamente las entradas de combustible y de aire y las salidas permanentes de flujos. La distribución prevista del flujo de calor hacia las paredes, se muestra en la Fig V.17. La temperatura de humos a la salida del hogar, en este caso, es de 2242ºF (1228ºC), mientras que el valor medio observado fue de 2276ºF (1247ºC). La evaluación numérica de grandes unidades, quemando carbón bituminoso del Este de USA. identifica las magnitudes relativas a las transferencias calorífica convectiva y radiativa en varios puntos de la unidad; su representación, Fig V.18, pone de relieve que el área del hogar está dominada por el aporte radiativo a la entrada, mientras que las últimas superficies de transferencia de calor (en el sentido del flujo) se ven dominadas por la convección. V.-163

Fig V.16.- Esquema de hogar de caldera (Unidad eléctrica de 560 MW)

2

2

Btu/ft h = 0,317 (W/m ) Fig V.17.- Distribución prevista de flujo térmico proyectado sobre una pared plana del hogar

€

Fig V.18.- Comparación del intercambio térmico por radiación y convección absorbidas en diversas zonas de una caldera de 650 MW V.-164

VI.- VAPORIZACIÓN http://libros.redsauce.net/

El proceso simultáneo de la vaporización a presión y del flujo en dos fases agua-vapor, es un caso de transferencia de calor y de flujo, de interés en el estudio de los generadores de vapor. La vaporización es un proceso de intercambio térmico a presión constante, en el que al aplicar calor al líquido éste no eleva su temperatura; en este proceso el calor se absorbe al tiempo que la fase líquida pasa a fase gaseosa. La transferencia térmica es elevada por lo que el proceso de vaporización es un método ideal de refrigeración de las superficies expuestas a elevados aportes de calor. El fenómeno de la vaporización en los generadores de vapor plantea problemas como: - La interrupción súbita de la vaporización, con aportes de calor muy elevados - El presentar fluctuaciones en el régimen de circulación - La obtención de una eficiente separación entre vapor y agua - La aparición de diferencias significativas en la densidad de los fluidos contenidos en los tubos calentados y en los tubos no calentados Para una caldera de circulación natural, el agua fluye hacia los tubos calentados a través de un circuito de circulación. La mayor parte de los generadores de vapor que queman combustibles fósiles y todos los sistemas nucleares, operan dentro de un intervalo de presiones en el que la vaporización es el elemento clave, por lo que para el diseño de estas unidades se necesita comprender la vaporización y todos los fenómenos relacionados con ella. En condiciones supercríticas, en las que el agua no hierve sino que experimenta una transición continua desde la fase líquida a la de vapor, se presentan unas características especiales de transferencia de calor y un comportamiento muy particular del proceso de vaporización. VI.1.- FUNDAMENTOS DEL PROCESO DE VAPORIZACIÓN La temperatura de saturación Tsat depende sólo de la presión. A la presión atmosférica la temperatura de saturación del agua es de 212ºF (100ºC), punto en el que tiene lugar la generación de vapor, produciéndose burbujas libres de vapor en el seno del líquido que está sometido a un calentamiento continuo. A medida que la presión aumenta hasta la presión crítica, 3.208,2 psi (221,2 bar), el calor latente de vaporización tiende a cero y la formación de burbujas asociada a la vaporización disminuye. VI.-165

A presiones superiores a la crítica, a medida que aumenta la temperatura al aplicar calor, se presenta una suave transición desde el estado líquido al de vapor. Curva de vaporización.- La Fig VI.1 representa una curva de vaporización relativa a un conductor eléctrico que calienta agua en un recipiente; el flujo térmico por unidad de superficie intercambiadora y la diferencia de temperaturas entre la superficie metálica y la masa de fluido se representan a escala logarítmica.

Fig VI.1.- Curva de vaporización

Entre los puntos A y B el intercambio térmico por convección refrigera el conductor, no existiendo en este período vaporización. Si se traspasa el punto B (punto de vaporización incipiente), la temperatura del fluido próximo a la superficie calentada, sobrepasa ligeramente a la temperatura de saturación del fluido, mientras que la masa restante de fluido permanece subenfriada. A continuación, en las regiones cercanas al conductor comienza la formación generalizada de burbujas que, al principio, son muy pequeñas y que, posteriormente, se colapsan en cuanto entran en contacto con la masa restante del fluido, que está más fría; este fenómeno se denomina vaporización subenfriada y se representa entre los puntos B y S de la curva; la transferencia térmica es bastante elevada, pero no hay generación neta de vapor. Entre los puntos S y C, la temperatura del fluido crece y alcanza la temperatura de saturación. Las burbujas ya no quedan confinadas en las regiones próximas a la superficie, sino que se desplazan hacia la masa restante; esta zona de la curva se conoce como región de vaporización puntual, en la que la transferencia térmica, al igual que en la vaporización subenfriada, es bastante elevada; la superficie del metal se encuentra a una temperatura ligeramente superior a la de saturación. A medida que se llega al punto C la vaporización puntual aumenta; el régimen de generación de vapor es tan grande que separa el contacto del líquido con la superficie metálica, refrigerándola mal. Transitoriamente, la superficie metálica queda recubierta por una capa aislante de vapor, que dificulta el intercambio térmico y, de ahí, el que se reduzca la disponibilidad de la superficie para la transferencia de calor; esta transición se conoce como flujo térmico crítico, o zona de quemado. En hogares de calderas que queman combustible fósil y en los núcleos de reactores nucleares, el aporte de calor es independiente de la temperatura de la superficie; sin embargo, una reducción de la transferencia de calor puede provocar un incremento de la temperatura en la superficie, desde D hasta D’, de forma que, en algunos casos, la temperatura de la superficie es tan elevada que se puede fundir el metal de la misma. VI.-166

En el generador de vapor perteneciente a un sistema nuclear el régimen de aporte de calor depende de la temperatura de la superficie, por lo que la temperatura media de ésta se incrementa, conforme se reduce el intercambio térmico. Esta región se representa, Fig VI.1 entre los puntos D y E y se designa como vaporización pelicular inestable, o vaporización transitoria. Como no se presenta un importante incremento de temperatura en la superficie, las consecuencias son: - Reducción de las características de intercambio térmico - Menor transferencia de energía Los fenómenos locales relativos a esta región de D a E son complejos e inestables, porque hay áreas de superficies intercambiadoras de calor que fluctúan entre las condiciones de una vaporización húmeda y de una vaporización seca. Del punto E a D’ y F, la superficie está recubierta por una capa aislante de vapor de agua; la energía térmica se transfiere desde la superficie sólida a través de esa capa por radiación, conducción y algo de convección, hacia la interfaz líquido-vapor; a partir de aquí se produce la vaporización y se desprenden burbujas; a esta región de transferencia de calor se la denomina zona de vaporización en película estable. En zonas de superficies con alto aporte de calor, o en los núcleos de reactores nucleares, es muy importante mantener una vaporización subenfriada, para garantizar la refrigeración adecuada de la superficie y para prevenir los posibles fallos de materiales. En zonas de bajo flujo térmico, o cuando el régimen de intercambio térmico esté controlado por el coeficiente de transferencia de calor del lado de la vaporización, se puede aceptar generalmente una vaporización pelicular, estable o inestable. VI.2.- VAPORIZACIÓN FORZADA En un flujo de fluido, la vaporización forzada es la que se produce prácticamente en todos los sistemas de generación de vapor siendo, un fenómeno muy complejo que involucra la participación de: - Los flujos de un fluido en dos fases - La acción de la gravedad - El intercambio másico - El intercambio térmico en vaporización La Fig VI.2 representa la vaporización de agua en un tubo largo, circular y uniformemente calentado. El agua entra en el tubo como líquido subenfriado y la transferencia de calor por convección es la que refrigera el tubo. Se alcanza el punto de la vaporización incipiente (1) y comienza la vaporización subenfriada con el inicio de un flujo de burbujas; la temperatura sigue subiendo hasta que toda la masa del fluido alcanza la temperatura de saturación y entonces se produce la vaporización puntual (2). A partir de este punto comienza la vaporización forzada, en la que la mezcla vapor-agua progresa a través de una serie de estructuras de flujo, identificadas como de burbujas, intermedia y anular, consecuencia de las complejas interacciones asociadas al comportamiento de la vaporización superficial, entre: - Las fuerzas de tensión superficial - Los fenómenos interfaciales - Las caídas de presión - Las densidades de la mezcla agua-vapor - El efecto de las cantidades de movimiento VI.-167

Fig VI.2 Vaporización en tubo vertical calentado uniformemente

Mientras continua el intercambio térmico en la vaporización por toda la masa del fluido, se alcanza un punto del régimen de flujo anular en el que la película de líquido en contacto con la pared, se hace tan delgada que desaparece la vaporización nucleada en la película (3); entonces el intercambio térmico a través de la delgada película anular tiene lugar por conducción y convección, con vaporización superficial en la interfaz vapor-agua; este mecanismo de transferencia de calor se conoce como vaporización convectiva, y da lugar a altos valores de transferencia de calor. Hay que matizar que no todo el líquido llega a estar en contacto con la pared tubular, por cuanto una parte del mismo se arrastra hacia el núcleo de vapor, generalmente en forma de gotitas dispersas. En el punto (4) toda la superficie tubular ya no está mojada por el agua, presentándose el flujo térmico crítico o punto de secado, que va asociado a un incremento de temperatura. La ubicación del punto (4) y el aumento correspondiente de la temperatura, dependen de varios parámetros, como: Flujo térmico muy alto Dos fases (vapor-agua)

Flujo térmico alto

Entalpía del vapor

Entalpía del agua

Fig VI.3.- Temperaturas de la pared tubular para diversas condiciones de aporte de calor

VI.-168

€

€

- El régimen de flujo térmico - El flujo másico - La configuración y dimensiones - El título del vapor Entre los puntos (4) y (5) de la Fig VI.2, se produce una transferencia de calor que se identifica como post-flujo térmico crítico; más allá del punto (5), todo el líquido está vaporizado, y tiene lugar una convección hacia el vapor. La Fig VI.3 representa el efecto que tiene el aporte de calor en la posición del flujo térmico crítico y el correspondiente incremento de la temperatura. Evaluación del intercambio térmico en la vaporización.- Es importante determinar la posición del flujo térmico crítico que, como se sabe, es un punto singular en el que la drástica reducción que experimenta el intercambio térmico se pueden provocar: - Temperaturas excesivas en el metal y posibles fallos de los tubos - Pérdidas inaceptables en las características térmicas funcionales - Fluctuaciones de temperatura inaceptables y posibles fallos por fatiga térmica También hay que disponer de datos que permitan predecir el régimen de la transferencia térmica, aguas abajo del punto de secado. VI.3.- COEFICIENTES DE TRANSFERENCIA DE CALOR Todas las correlaciones que intervienen en la transferencia de calor son el resultado de estudios específicos, con unas particulares condiciones de superficie y geometría. En líneas generales, la gran mayoría de las correlaciones se refieren a: - Convección en fase única - Vaporización subenfriada - Vaporización convectiva y puntual - Intercambio térmico post-flujo térmico crítico - Reinundación Convección en fase única.- La convección forzada tiene lugar cuando el flujo térmico calculado para la misma es mayor que el flujo térmico calculado para la vaporización, punto (1) Fig VI.2, es decir, se verifica: qConvección forzada > qvaporización Para la mayoría de las aplicaciones en generadores de vapor, existen muchas correlaciones que definen la vaporización subenfriada y la región de transición. Vaporización subenfriada.- Para las zonas en las que tiene lugar la vaporización subenfriada, una correlación que caracteriza el proceso térmico, en unidades inglesas, es:

ΔTsat = 60 (

q" 106

1 )4

=e

-

p 900

en la que: VI.-169

ΔTsat = TpF – Tsat , ºF TpF = temperatura de la pared ; Tsat = temperatura del agua saturada, ambas en ºF q = flujo térmico, Btu/ft2h p = presión, psi Vaporización convectiva y puntual.- En la región de vaporización saturada, la transferencia de calor tiene lugar mediante una combinación de: - Formación de burbujas (puntual) en la vaporización en superficie tubular - Vaporización en la interfaz vapor-agua (convectiva), con flujo anular Con títulos de vapor bajos predomina la primera, mientras que con títulos altos predomina la vaporización convectiva. Para cada valor del título de vapor existen correlaciones independientes, siendo las más utilizadas las que cubren todos los regímenes de vaporización saturada que implican la suma promediada de las vaporizaciones que intervienen, puntual y convectiva. En general es suficiente la correlación de vaporización subenfriada, propuesta por la ecuación anterior. Existen otras correlaciones de mayor precisión que se recomiendan para su aplicación a sistemas de vaporización saturada, pero que en muchas calderas y en aplicaciones a reactores no son de interés. Post-flujo térmico crítico.- En la Fig VI.3 se indica la posibilidad, cuando se interrumpe la vaporización, de que se incremente notablemente la temperatura del metal del tubo a causa del fenómeno del flujo térmico crítico. La máxima elevación de la temperatura es importante, ya que permite establecer cuando puede tener lugar el recalentamiento de la pared tubular, por lo que es interesante estimar la transferencia de calor con vistas a una exacta previsión de todas y cada una de las condiciones y características térmicas funcionales. Cuando la superficie tubular deja de estar mojada y las gotitas de agua se arrastran por el flujo de vapor, el proceso de transferencia térmica se complica, comprendiendo las siguientes situaciones: - Intercambio térmico convectivo hacia el vapor, que llega al estado de vapor sobrecalentado - Intercambio térmico hacia las gotas de agua que impactan la superficie tubular desde el núcleo del flujo de fluido - Radiación directa de la superficie tubular a gotas que están en la masa del flujo de fluido - Intercambio térmico desde el vapor a las gotas Las correlaciones de la transferencia de calor en esta región no proporcionan una buena estimación, y aunque los modelos informáticos resultan prometedores, la predicción exacta requiere datos experimentales sobre condiciones de flujo de fluido similares a las consideradas. Reinundación.- La evaluación de los sistemas de refrigeración en una emergencia, en especial para los núcleos de los reactores nucleares, introduce el concepto de reinundación. En el caso de una supuesta pérdida total del sistema de refrigeración, el núcleo del reactor podría pasar por las condiciones de flujo térmico crítico y llegar a quedar totalmente seco. El término reinundación se utiliza para identificar los fenómenos termohidráulicos que intervienen en el proceso de la reposición del mojado en las superficies de las vainas de combustible, cuando se restablece el flujo del sistema refrigerante hacia el núcleo del reactor. A veces la temperatura superficial del metal cae lo suficiente como para permitir que un frente líquido sea capaz de mojar de nuevo la superficie de las vainas de combustible; un análisis completo del VI.-170

fenómeno incluiría el estudio de las condiciones transitorias de los elementos de combustible y la interacción con los procesos de transferencia en agua-vapor. Fenomenología del flujo térmico crítico.- Uno de los objetivos que se persiguen en el diseño de un generador de vapor con caldera dotada de recirculación o de un reactor nuclear, es evitar las condiciones del flujo térmico crítico, que es uno de los parámetros más importantes a tener en cuenta en el diseño de un generador de vapor, y que identifica el conjunto de condiciones funcionales: flujo másico, presión, flujo térmico y título de vapor, que cubren la transición entre: - Regímenes de intercambio térmico elevados, con vaporización forzada, puntual o convectiva - Regímenes de intercambio térmico más bajos, resultantes de la vaporización pelicular Fig VI.1 y 2 El conjunto de las condiciones operativas depende de la geometría que interviene en el proceso, siendo el flujo térmico crítico el parámetro que comprende todos los fenómenos relacionados con el punto de quemado. El diseño de los generadores de vapor de paso único consiste en situar el incremento de temperatura en la ubicación del flujo térmico crítico; para ello se definen: - El perfil del flujo térmico - La geometría de paso del flujo - La presión de operación - La entalpía de entrada - El flujo másico dejando como variables, - El título del vapor , que - El efecto e inf luencia del diámetro de los tubos y de algunas superficies son más fáciles de ajustar. Factores que afectan al flujo térmico crítico.- La fenomenología asociada al flujo térmico crítico en las condiciones de flujos que se presentan en los generadores de vapor, tanto fósiles como nucleares, está afectada por una gran variedad de parámetros, siendo los principales las condiciones de operación y la geometría del diseño. - Las condiciones de operación afectan al flujo térmico crítico, son la presión, el flujo másico y el título del vapor - Los factores geométricos de diseño incluyen: * Las dimensiones y perfil de las secciones de paso del flujo másico * Las obstrucciones en el recorrido del flujo másico * El perfil del flujo térmico * La inclinación y configuración de la superficie de paredes conductoras del flujo másico, etc. Algunas de estas dependencias se representan en las Fig VI.3 a 7. La Fig VI.3 muestra el efecto que origina en la temperatura un incremento en el aporte de calor, para un tubo vertical uniformemente calentado refrigerado interiormente por un flujo ascendente de agua: - Con flujos térmicos bajos, el flujo de agua se puede vaporizar casi por completo, antes de que se pueda observar una elevación de la temperatura - Con flujos térmicos moderados y altos, la posición del flujo térmico crítico se mueve progresivamente hacia la entrada del tubo al tiempo que se incrementa la temperatura - Con flujos térmicos muy altos, el flujo térmico crítico se presenta con un bajo título del vapor, puVI.-171

diendo ser la temperatura del metal lo suficientemente elevada como para que se llegue a fundir el tubo - Con regímenes de aporte de calor extraordinariamente altos, el flujo térmico crítico se puede presentar incluso en agua subenfriada En reactores nucleares de agua presurizada PWR, uno de los criterios más importantes es evitar este último tipo de flujo térmico crítico. Muchas de las grandes calderas que queman combustibles fósiles se diseñan para operar con presiones que se sitúan entre 2000÷ 3000 psi = (137,9÷ 206,9 bar). En este intervalo de presiones, el efecto de la presión sobre el flujo térmico crítico es importante y se muestra en la Fig VI.4, por medio de un límite de la calidad del vapor que cae rápidamente en las proximidades del punto crítico; para un flujo térmico constante, el flujo térmico crítico se presenta con menor título de vapor, conforme aumenta la presión de operación. La Fig VI.5 es muy útil en el diseño de calderas con circulación natural que quemen combustibles fósiles; en ella se definen los límites seguro e inseguro para dos niveles de flujo térmico a una presión dada, en función de la calidad del vapor y de la velocidad másica.

Fig VI.4.- Límite de calidad del vapor para FTC-presión para varios flujos térmicos en superficie tubular interna

Fig VI.5.- Límite de calidad del vapor para FTC-Flujo másico a 2700 psi (1286,2 bar) VI.-172

Fig VI.6.- Efecto de la inclinación sobre el FTC para 700000 lb/ft2h (950 kg/m2seg)

Se han propuesto muchas correlaciones relativas al flujo térmico crítico, siendo en general, la mayoría de ellas satisfactorias dentro de ciertos límites de presión, velocidad másica y flujo térmico. Se pueden incluir otros factores cuando los tubos que forman parte de la construcción de paredes membrana están inclinados respecto a la vertical, o tienen diferentes diámetros interiores o distintas configuraciones superficiales. La pendiente del paso de flujo másico puede tener un efecto drástico sobre las condiciones del flujo térmico crítico, tal como se muestra en la Fig VI.6. VI.4.- TUBOS ESTRIADOS Para retrasar la aparición del flujo térmico crítico se han diseñado y ensayado un extenso número de dispositivos como: - Los torsionadores internos - Los muelles - Diversos tipos de tubos: acanalados, estriados y corrugados ondulados El rendimiento más satisfactorio se obtiene con tubos estriados que tienen talladas en su cara interna, una o varias hélices de estrías: - Tubos estriados monohelicoidal, para tubos de pequeño diámetro interior, como los que se utilizan en calderas subcríticas de paso único - Tubos estriados multihelicoidales Ambos tipos de tubos han demostrado una notable aptitud para retrasar la interrupción de la vaporización puntual y evitar la rápida aparición del flujo térmico crítico (FTC). La Fig VI.8 compara la efectividad de un tubo estriado con la de un tubo liso, en una pared membrana.; este diagrama difiere del de la Fig VI.5, en el que el flujo térmico se define como un valor promedio referido a la superficie proyectada, que es mucho más significativo cuando se discute la absorción de calor por paredes membrana.

Fig VI.7.- Tubos estriados multihelicoidal, monohelicoidal, tubo liso y tubo con muelle VI.-173

Presión del vapor 2800 psi (193,1 bar); Flujo térmico/Área proyectada = 140000 Btu/ft2h (0,44 MW/m2) Fig VI.8.- Límite de calidad del vapor para flujo térmico crítico (FTC) en tubos lisos y estriados

Los tubos con estriado interno ofrecen un balance mejorado de las características funcionales en condiciones de flujo térmico crítico: - Con una aceptable caída de presión - Sin prácticamente otros efectos contraproducentes Las estrías generan un flujo turbulento que provoca una acción centrifugadora del agua hacia la pared tubular retrasando el arrastre de líquido por el vapor, por lo que se previene el secado de la película, hasta que se alcanzan títulos de vapor y flujos térmicos que son mucho más altos. Como un tubo estriado es más caro que un tubo liso, su utilización depende del balance económico que se haga entre diversos factores de diseño; en la mayoría de los casos, el uso de tubos estriados tiene poco interés a presiones inferiores a 2.200 psi (151,7 bar). Criterios de evaluación del flujo térmico crítico.- Existen una gran cantidad de datos y correlaciones que le definen, pero con una serie de condiciones y geometrías. Se han realizado algunos progresos en el desarrollo de los procedimientos de evaluación generales y, en particular, para el caso más estudiado que es el de un tubo liso, uniformemente calentado por el exterior y con circulación de agua ascendente por su interior. Para minimizar en lo posible este fenómeno se ha desarrollado una extensa base de datos con sus correspondientes correlaciones; un ejemplo gráfico se presenta en la Fig VI.5, para un tubo de una caldera convencional que consume combustible fósil. Una correlación interesante para el flujo térmico crítico, establecida para el análisis de los subcanales de los haces de barras de combustible de un reactor nuclear es: QFTC =

( a - b d H ) { A1 ( A2 G ) A3 + A4 ( p -

2000 ) -

A5 ( A6 G ) A7 + A8 ( p -

A9 x FTC rlíq−vap G }

2000 )

en la que: a = 1,15509 ; b= 0,40703 ; A1 = 0,3702.103 ; A2 = 0,59137.10-6 ; A3 = 0,8304 ; A4 = 0,6848.10-3 A 5 = 12,71 ; A6 = 0,30545.10-5 ; A7 = 0,71186 ; A8 = 0,2073.10-3 ; A9 = 0,1521 QFTC es el flujo térmico para FTC, Btu/ft2h d H = 4 A/Pmoj es el diámetro hidráulico, A es el área y Pmoj el perímetro mojado, en (“) G es el flujo másico, lb/ft2h VI.-174 €

€

x FTC es el título del vapor para flujo térmico crítico rliq−vapor es el calor latente de vaporización, Btu/lb p es la presión, psi €

Con el fin de asegurar márgenes suficientes en una geometría de haces tubulares, frente al flujo térmico crítico, se pueden utilizar algunos conceptos, como: - Relación de flujo térmico crítico: Es el valor mínimo del cociente

Flujo térmico para FTC Flujo térmico perturbado

Mínimo flujo másico de diseño Flujo másico FTC € - Margen de calidad: Es la diferencia de calidades = Calidad para FTC - Calidad máxima de diseño

- Relación de flujo: Es el valor mínimo del cociente

€ €

Fig VI.9.- Relación de FTC en caldera “fósil”.

Fig VI.10.- Relación de FTC en reactor nuclear.

Mínimo valor de FTC

Mínimo valor de FTC

Flujo térmico perturbado

Flujo térmico de diseño

La Fig VI.9 representa los valores del flujo térmico crítico en una caldera que quema combustible fósil y tiene€tubos lisos/tubos estriados; se observa el incremento€relativo en el aporte local de calor que se puede tolerar antes de que se establezcan las condiciones del flujo térmico crítico. En la Fig VI.10 se representa una correlación similar, para el caso de las barras de combustible de un reactor nuclear. VI.5.- INTERCAMBIO TÉRMICO SUPERCRÍTICO Los fluidos a presiones supercríticas experimentan una transición continua desde la fase de agua líquida hasta la fase de vapor, por lo que no se puede esperar un comportamiento similar al anteriormente discutido, tanto en la vaporización como en las condiciones de flujo térmico crítico. A presiones supercríticas se han observado, en lo que se podría identificar como vaporización, dos seudovaporización, y tipos de comportamiento, denominados  , en el intervalo de presiones: vaporización seudo- pelicular p 1< < 1,15 , siendo p la presión de operación y pC la presión crítica pC Seudovaporización.- Se caracteriza por un incremento del coeficiente de intercambio térmico. En el caso de flujos térmicos pequeños o cuando la temperatura del fluido esté muy próxima a la VI.-175

temperatura pseudocrítica, se produce una mejora en el régimen de termotransferencia, fenómeno que se atribuye a la turbulencia resultante de la interacción entre los fluidos, agua y vapor, que tiene lugar en las proximidades de la pared tubular. Vaporización seudopelicular.- Se caracteriza por una drástica reducción del coeficiente de intercambio térmico para flujos térmicos elevados, similar a la condición de flujo térmico crítico para presiones subcríticas. En el caso de flujos térmicos elevados se observan las variaciones de las temperaturas que siempre son perjudiciales, asociadas a reducciones bruscas del intercambio térmico; el fenómeno se atribuye a la limitación de la capacidad de la turbulencia disponible para mover desde la pared tubular (en el interior de la corriente del flujo másico) un flujo de mayor temperatura (vapor), hacia un fluido más frío y de más densidad (agua). Se presenta así un fenómeno similar al del mojado con vapor y, consecuentemente, la temperatura de la pared aumenta como respuesta a la aplicación de un flujo térmico relativamente constante. Estos comportamientos se atribuyen a cambios bruscos en las propiedades térmicas del fluido tal como ocurre en la transición, desde el comportamiento en fase líquida hasta el comportamiento en la fase de vapor. Propiedades del fluido.- En la región supercrítica, cuando las presiones y temperaturas se acercan o sobrepasan ciertos valores, las propiedades termofísicas relevantes para el proceso de la transmisión de calor, como son la conductividad, viscosidad, densidad y calor específico, experimentan cambios bruscos, como se indica en la Fig VI.11.

Fig VI.11.- Propiedades termofísicas del agua (unidades inglesas)

Regímenes de transferencia térmica.- Teniendo en cuenta los cambios significativos que afectan al calor específico en el entorno de la temperatura seudocrítica, es necesario un método alternativo que permita la evaluación del intercambio térmico convectivo; una de las correlaciones más significativas, utilizada para tubos lisos, es: ipF - iF η p 0 ,613 v F 0 ,231 d int d G = 0 ,0049 ( int )0 ,923 ( ) ( ) kp ηp TpF - TF kp v pF en la que: h

h es el coeficiente de intercambio térmico, Btu/ft2hºF (W/m2ºK) VI.-176

k es la conductividad térmica, Btu / ft.hºF (W/mºK) dint es el diámetro interior del tubo, ft (m) G es el flujo másico, lb/ft2h (kg/m2s) η es la viscosidad, lb/ ft.h (kg/m.s) i es la entalpía, Btu/lb (J/kg) T es la temperatura, ºF (ºC) v es el volumen específico, ft3/lb (m3/kg) los subíndices

(F)

y

(pF)

se refieren a los parámetros evaluados a las temperaturas del fluido y de la

pared Esta correlación coincide con los datos experimentales obtenidos en tubos de 0,37”< dint 10,75" y para el exterior de la caldera Limitado a un máximo de 875ºF para el exterior de la caldera Requiere inspección especial, si se usa para el 100% de su capacidad La temperatura máxima del diámetro exterior es de 1025ºF. La media máxima para cálculos por Código es 1000ºF Actualmente se requiere usar los casos particulares del Código La carga mínima de fluencia de 32 ksi requiere usar el Caso 2070 del Código Los números 1 a 40 son SA. Los números 41 y 42 son SB VII.-237

3

6-7

5-7

VII.10.- MATERIALES PARA CALDERAS Especificaciones ASME y tensiones admisibles. La mayor parte de las calderas industriales y energéticas se diseñan de acuerdo con la Sección I del Código ASME para Calderas y Recipientes a Presión, Calderas Energéticas (calderas para plantas de producción de energía eléctrica). Las especificaciones propiamente dichas se listan en la Sección II, que comprende: parte A, materiales férreos y parte B, materiales no férreos. En la parte C, figuran las especificaciones para los materiales aptos para soldadura, como varillas de soldar, electrodos, metales de aportación, etc. En la parte D, figuran los valores admisibles para las solicitaciones de diseño La configuración de los productos metálicos utilizados en las partes a presión son los tubos, chapas, piezas forjadas y piezas fundidas. La Tabla VII.1 muestra algunas especificaciones de materiales comunes para partes a presión utilizados en calderas que queman combustibles fósiles, así como las propiedades mínimas exigibles, las temperaturas máximas recomendadas para el servicio y las aplicaciones sugeridas. Esta lista no es completa, ya que la Sección I del Código ASME permite otras especificaciones para componentes que no se citan en dicha Tabla. La temperatura de servicio máxima recomendada es una de las posibilidades de limitación, y se debe tomar como la más alta de entre las siguientes: - La de la tensión indicada en la Sección I - La del límite de oxidación a largo plazo - La de una posible grafitización - La de la práctica comercial normal Caldera, paredes hogar, zonas de convección y economizadores.- Las superficies de caldera, paredes de agua del hogar y del cerramiento del paso de convección, se construyen generalmente con tubos de acero al C, acero (C + Mo) y acero (0,5 Cr + 0,5 Mo), con costura soldada por resistencia eléctrica, y sin costura. Los tubos que tienen costura soldada por resistencia eléctrica, son los habituales en las aplicaciones muy críticas de las calderas de recuperación de calor en procesos de la industria papelera, en los que una fuga de agua implica siempre explosiones, derivadas del contacto entre el agua y el material fundido. En las zonas de elevado aporte de calor, para evitar el riesgo de grafitización, se usan aceros bajos en C y los aleados con (0,5 Cr + 0,5 Mo); en esas zonas la temperatura del metal puede estar sujeta a algunas fluctuaciones. Los aceros altos en C y los de (C + Mo) se usan en los suelos y partes altas del hogar, en las superficies de cerramiento de la zona de convección y en los economizadores. Sobrecalentadores y recalentadores.- Las temperaturas máximas en las partes a presión se presentan en el sobrecalentador y en el recalentador, por lo que los tubos de estos componentes deben estar fabricados con materiales que tengan propiedades y resistencia a la corrosión a altas temperaturas. El acero al C es un material económico y adecuado para temperaturas del metal que no excedan de 850÷ 950ºF, (454÷ 510ºC), dependiendo también de la presión. Por encima de estos valores, se precisan aceros aleados y aceros inoxidables, ya que los aceros al C tienen baja resistencia a la oxidación y menores tensiones admisibles. VII.-238

En la construcción de sobrecalentadores se utilizan aceros aleados con dos o más elementos: - Los aceros de baja aleación, como el acero al C y el (C + Mo), se pueden emplear en las secciones de entrada - Los aceros (Cr + Mo) de media o baja aleación se usan en las secciones de salida, en las que se incrementan las temperaturas del metal y del vapor Los tubos de acero inoxidable se emplean en las secciones más calientes del sobrecalentador, aunque ya comienzan a sustituirse por el acero (9 Cr + 1 Mo + V) (Croloy 9V), que es un material ferrítico de alta resistencia, que se desarrolló inicialmente para componentes de los reactores rápidos reproductores y que ha tenido muchas aplicaciones en calderas que queman combustibles fósiles, por su alta resistencia y excelente tenacidad. Gracias a su estructura ferrítica, con el empleo de este acero en lugar de los inoxidables, se eliminan los riesgos de los fallos propios de las soldaduras que se presentan entre metales diferentes. VII.11.- FACTORES DE SELECCIÓN SOBRECALENTADORES.- Para un sobrecalentador se pueden citar: - Area de la superficie requerida para la termopermutaci ón - Temperatura final del vapor Factores operativos:  - Caudal másico total que pasará por los tubos - Equilibrio de caudales en los distintos circuitos  - Presión interna - Temperatura de diseño Factores mecánicos:  - Sistemas de soporte - Tensiones de dilataciones térmicas relativas  Factores medioambientales: - Resistencia a la oxidación por vapor y a la corrosión (picaduras), sobre la superficie interna de los tubos en los períodos de fuera de servicio - Resistencia a la oxidación, a la corrosión y a la erosión por la ceniza del combustible, en la superficie exterior de los tubos. Tensiones.- La Tabla VII.2 muestra las tensiones admisibles para una serie de tubos sin costura, que se pueden utilizar en un sobrecalentador de una caldera para producción de energía eléctrica. Tabla VII.2 .- Tensiones admisibles de varios materiales para tubos sin costura Fuente: Sección I, Código ASME para Calderas y Recipientes a presión Nº

Material

Temperaturas de metal que no excedan de, ºF 700

750

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1200

1

SA-210C

16,6

14,8

12

7,8

5

3

1,5

-

-

-

-

2

SA-209T1A

15

14,8

14,4

14

13,6

8,2

4,8

-

-

-

-

3

SA-213T2

15

14,8

14,4

14

13,7

9,2

5,9

-

-

-

-

4

SA-213T12

14,8

14,6

14,3

14

13,6

11,3

7,2

4,5

2,8

1,8

1,1

5

SA-213T11

15

14,8

14,4

14

13,6

9,3

6,3

4,2

2,8

1,9

1,2

6

SA-213T22

15

15

15

14,4

13,6

108

8

5,7

3,8

2,4

1,4

7

SA-213T91

20

19,4

18,7

17,8

16,7

15,5

14,3

12

10,3

7

4,3

8

SA-213TP304H

15,9

15,6

15,2

14,9

14,7

14,4

13,8

12,2

9,8

7,7

6,1

VII.-239

€

El espesor mínimo de la pared tubular se calcula por la expresión: e=

pD + 0,005 D 2σ+p

 e es el espesor de la pared tubular  p es la presión de diseño en la que:  D es el diámetro exterior del tubo σ es la tensi ón admisible  El peso del tubo por unidad de longitud en ft, se calcula mediante la siguiente expresión, que incluye un factor de sobreespesor (1,11), normal para tubos sin costura: Peso del tubo = 10,69 ( D − 1,11 e ) 1,11 e Longitud del tubo La Tabla VII.3 muestra los espesores mínimos de pared para la superficie de sobrecalentadores correspondientes a siete materiales, para un tubo de 2,5" (63,5 mm) y presión de diseño de 2975 psi (205 bar). Estas cifras ponen de relieve que sólo tres o cuatro materiales podrían ser seleccionados para el sobrecalentador previsto: el SA-210C, el SA-213T12, el SA-213T22 y el SA-213T91. El paso del SA-210C al SA-213T12 se puede situar entre los 750÷ 800ºF, (399÷ 427ºC), aproximadamente. Tabla VII.3.- Espesor mínimo de pared (in) en función de la temperatura de los materiales para sobrecalentador, tubos de diámetro 2,5" y presión de diseño = 2975 psi; (--), material no permitido para la temperatura de referencia Nº

Material

Temperatura 700

750

800

850

900

950

1000

1050

1100

1150

1

SA-210C

0,218

0,241

0,288

0,413

0,586

0,841

--

--

--

--

2

SA-209T1A

0,238

0,241

0,247

0,253

0,259

0,396

0,604

--

--

--

3

SA-213T2

0,238

0,241

0,247

0,253

0,257

0,36

0,516

0,922

--

--

4

SA-213T12

0,238

0,238

0,241

0,25

0,267

0,31

0,472

0,678

--

--

5

SA-213T22

0,238

0,238

0,238

0,247

0,267

0,31

0,413

0,523

0,666

--

6

SA-213T91

0,185

0,191

0,197

0,205

0,217

0,231

0,248

0,271

0,328

0,451

Análogamente, la sustitución del SA-213T12 por el SA-213T22 se puede realizar a una temperatura que depende de los requisitos másicos del flujo de vapor que circula por el sobrecalentador, lo que ocurrirá probablemente entre 1000÷ 1050ºF) = (538÷ 566ºC), por lo que el cambio del SA-213T22 por el SA-213T91 quizá tendría lugar entre 1050÷ 1100ºF = (566÷ 593ºC). Como resultado de todo ésto, se podría necesitar sólo una pequeña longitud de SA-213T22, por lo que el diseño podría eliminar una soldadura, y pasar directamente del SA-213T12 al SA-213T91, a 1050 ºF, (566ºC). La Fig VII.23 indica para diversos materiales, las curvas (tensión admisible-temperatura) en los principales campos de utilización de los mismos. Una consideración de diseño, que se deduce de estas familias de curvas, es la sensibilidad a las variaciones de la temperatura final que superen a la de diseño; los materiales con una baja reducción de resistencia cuando aumenta la temperatura, son mucho más tolerantes, con desvíos ocasionales sobre las especificaciones de servicio, que conduzcan a temperaturas que lleguen a superar la temperatura final de diseño. En algunos casos, las consideraciones de una probable corrosión por la ceniza del combustible puede obligar a la utilización de aceros más aleados, en intervalos de temperaturas más bajas, lo que es VII.-240

bastante frecuente en las calderas recuperadoras que se usan en procesos industriales, y en las calderas que queman basuras, porque generan gases y cenizas con elevado potencial corrosivo. Por ejemplo, la aleación 825, SB-407-825 (42 Ni + 21,5 Cr + 3 Mo + 2,25 Cu + 0,9 Ti + resto Fe), se utiliza en zonas altamente corrosivas de los sobrecalentadores de calderas que queman basuras, incluso para temperaturas inferiores a 1000ºF, (538ºC).

Fig VII.23.- Sensibilidad de la tensión admisible con cambios de temperatura

En casos extremos, se han utilizado tubos bimetálicos con un núcleo de material para soportar la presión y un revestimiento de aleación resistente a la corrosión como: SA-210A1//304L, SA-210A1//825 y SB-407-800H//50 Cr+50 Ni. COLECTORES Y TUBERÍAS.- Las especificaciones de la mayoría de las tuberías que se utilizan normalmente, están recogidas en la Tabla VII.1. Los componentes de colectores y tuberías no se ubican dentro del flujo de gases por lo que no están calentados por éstos directamente. De ahí que el parámetro de diseño, salvo la resistencia mecánica, sea la resistencia a la oxidación por el vapor. VII.-241

Para evitar la grafitización en el exterior del generador de vapor, los aceros al C no se emplean por encima de los 800ºF, (427ºC) Los aceros al (C+Mo) se limitan a aplicaciones de tamaño pequeño, diámetros menores de 10,75" (273 mm), y por debajo de 875ºF, (468ºC), . La aleación (9 Cr + 1 Mo + Va) está sustituyendo al acero (2,5 Cr + 1 Mo) en los colectores de salida de sobrecalentadores; este material no opera en la mayoría de los componentes de calderas, dentro del campo de fluencia, incluso para temperaturas de diseño comprendidas entre 1000÷ 1050ºF, (538÷ 566ºC). Esta circunstancia y su elevada resistencia conducen a componentes más delgados, que son menos susceptibles de fallos provocados por la fatiga de fluencia observada en antiguos colectores fabricados con el (1,5 Cr + 1,5 Mo + Si ) y con el (2,5 Cr + 1 Mo). El empleo de conexiones de salida forjadas, en lugar de soldadas, reduce posibles fallos de estas grandes conexiones tubulares. CALDERINES.- En la fabricación de calderines se utiliza el acero al C. Para calderines con paredes gruesas > 4" (101,6 mm), se emplea el acero de grano fino SA-299, con una resistencia a la tracción de 75.000 psi (517,1 MPa), idóneo para alcanzar una tenacidad mejorada. En paredes de menor espesor (1,5" < e < 4") se utiliza el SA-516-Gr70, con grano fino y resistencia a la tracción de 70.000 psi (482,7 MPa). En carcasas delgadas se usa el acero fundido de grano grueso SA-515-Gr79. ACEROS TERMORESISTENTES PARA PARTES NO PRESURIZADAS.- Estos materiales termoresistentes de alta aleación se utilizan en algunas partes de la caldera expuestas a altas temperaturas y que no se pueden refrigerar por agua o por vapor; estas partes están fabricadas con aleaciones tipo (Cr+Ni+Fe) resistentes a la oxidación y elevada resistencia a la tracción; muchas de estas fundiciones se destinan a configurar accesorios como deflectores, soportes y colgantes. También se construyen con estos aceros termoresistentes los impulsores de los mecheros de aceite y las abrazaderas y colgantes-soporte del sistema de sopladores de hollín. El deterioro de estos componentes se manifiesta por la conversión de sus capas superficiales en óxidos, sulfuros o sulfatos, y en este supuesto se dice que está quemado u oxidado. Los aceros (25 Cr + 12 Ni) y (25 Cr + 20 Ni) facilitan una vida de servicio buena, dependiendo de la ubicación que la parte considerada tenga en el flujo de gases y de las características del combustible. La temperatura a la que estas partes pueden estar expuestas, varía entre 1000÷ 2800ºF = (538÷ 1538ºC), evitándose las soldaduras de estas fundiciones austeníticas con tubos de aleaciones ferríticas, para minimizar los fallos en soldaduras entre metales distintos. La vida de estos componentes se acorta si los aceros citados se exponen a los gases de combustión, especialmente si proceden de la combustión de aceites con alto contenido en Va. Los sulfuros que se forman en la combustión de combustibles que tienen un elevado contenido en S, son dañinos y, por supuesto, reducen la vida de servicio; estos sulfuros pueden reaccionar, especialmente en presencia de Va, y provocar una velocidad de ataque del metal muy grande, si la temperatura de éste excede de 1700ºF, (649ºC). La combinación de compuestos de Na, S y Va funde a 1050ºF (566ºC); los depósitos y deposiciones de estos compuestos son extremadamente corrosivos cuando se funden, a causa de su acción escorificante; para hacer frente a esta corrosión lo mejor es utilizar las fundiciones (30 Cr + 50 Ni) ó (60 Cr + 40 Ni).

VII.-242

VII.12.- EQUIPOS MEDIOAMBIENTALES Desulfuración de humos.- Se utiliza para reducir las emisiones de SO2 en las calderas que queman combustibles fósiles. La depuración y lavado del SO2 contenido en los gases de combustión, se realiza por medio de la saturación de los gases con una lechada de un producto altamente reactivo, en torre de absorción, con flujos en contracorriente. Entrada en la torre de absorción.- La entrada a la torre de absorción se considera zona húmeel flujo entrante seco de gases calientes da/seca, porque está expuesta a ambos ambientes,  , y está  los rociadores de lechada del reactivo ubicada en la zona en la que las condiciones de corrosión son más severas. En la interfaz húmeda/seca se presentan, a veces, condiciones muy ácidas, en particular con altos niveles de cloruros y fluoruros. Para esta interfaz, debido a las altas temperaturas presentes, se seleccionan metales aleados con Ni, en lugar de los revestimientos no metálicos. Las siguientes aleaciones han prestado un excelente servicio en esta situación: C-276 = 2,5 máx Co + 15,5 Cr + 16 Mo + 3,75 W + 5,5 Fe + resto Ni C-22 = 2,5 máx Co + 4 Fe + 21 Cr + 13,5 Mo + 0,3 V + 3 W + resto Ni Zona humidificada por rociado en la torre de absorción.- Esta zona de la torre de absorción es la única que está expuesta a condiciones corrosivas y abrasivas. Los rociadores de lechada dentro de la torre de absorción, están dispuestos de forma que se garantice la cobertura de toda el área de la sección transversal y, por tanto, de que se elimine el establecimiento de cualquier circulación de flujo no tratado a través de los rociadores. En la fabricación de las torres de absorción se utilizan aceros austeníticos inoxidables que contienen Mo. Sin embargo, los niveles de solución de cloruros exceden de los valores en los que son efectivos los aceros inoxidables, por lo que los únicos materiales viables, para esta zona de la torre de absorción humidificada por rociado, son: - Acero al C forrado con elastómero clorobutil o plástico reforzado con fibra de vidrio - Aceros inoxidables dúplex - Aceros altos en Ni Dado el alto precio de los aceros inoxidables y de los aceros altos en Ni, se prefiere utilizar el acero al C forrado con láminas de elastómero clorobutil o plástico reforzado con fibra de vidrio, de 0,0625" (1,59 mm) de espesor, soldadas a las chapas de acero al C. Tanque de recirculación en la torre de absorción.- El tanque de recirculación está integrado en la estructura de la torre; los materiales para el mismo son similares a los de la zona húmeda de rociadores de la torre de absorción. Los aceros inoxidables o los que contienen Mo proporcionan un excelente servicio dependiendo de la química del sistema, pero una inversión mínima inicial implica utilizar revestimientos plásticos reforzados con fibra de vidrio, siendo la alternativa de mejor coste la que corresponde al empleo de un revestimiento de elastómero clorobutilo. El inconveniente de estos revestimientos radica en su vida limitada (no excede de 10÷ 15 años), siendo ambos tipos de revestimiento susceptibles de admitir una capa de ladrillo superpuesta. Colectores con rociadores internos.- Las tuberías de los sistemas de desulfuración de humos son las únicas que deben tener resistencia a la abrasión, lo mismo por su superficie interior como por la VII.-243

exterior. Se han empleado también tuberías de acero al C, revestidas y recubiertas de elastómeros, pero resultan caras y es difícil determinar la extensión de una corrosión en el sustrato. En la actualidad se utiliza una tubería de plástico reforzada con fibra de vidrio y resina sintética. Separadores de humedad.- Los primitivos sistemas de depuración de humos, utilizaban separadores de humedad fabricados con aceros inoxidables, debido a la variación de las temperaturas. fiabilidad de las torres de absorción Una vez mejorada la  , la tendencia ha evolucionado hacia los  estabilidad de las temperaturas  separadores de humedad construidos en plástico, que mejoran la resistencia a la corrosión, resultando frecuentes los separadores de humedad fabricados con fibra de vidrio, reforzados con resinas termoplásticas. Zona de salida y separador de humedad en la torre de absorción.- Esta zona está expuesta a un medio ambiente distinto de los anteriormente discutidos, por cuanto no predomina la lechada abrasiva de recirculación de cloruros; para el lavado del separador de humedad, existe en su lugar, un agua blanda que se combina con el SO2 residual de los gases, para formar ácido sulfúrico SO4H2. En esta zona, como la resistencia a la abrasión no constituye un factor preponderante, no es necesario utilizar un forro de elastómero, siendo suficiente un acero al C revestido de plástico reforzado con vidrio en escamas. Flujo de gases aguas abajo del bipaso.- En algunas unidades de depuración de gases de combustión, se instala un bipaso que rodea la torre de absorción, conectando la salida de la torre con el flujo aguas arriba de la misma; la salida del bipaso está expuesta al ambiente altamente corrosivo de los gases lavados y calientes. Debido a que las temperaturas son del orden de 300ºF (149ºC), en esta sección de los conductos de humos se suelen utilizar, entre otros, revestimientos con bloques de vidrio celular de borosilicato.

VII.-244

VIII.- DISEÑO Y ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE RECIPIENTES A PRESIÓN http://libros.redsauce.net/

Un equipo generador de vapor comprende un sistema de componentes a presión, desde tubos de pequeño diámetro, hasta grandes tuberías y enormes recipientes que pueden alcanzar pesos del orden de 1.000 toneladas. Un generador de vapor grande, que quema combustibles fósiles en una planta termoeléctrica, puede llegar a tener una altura del orden de 90 m sobre el nivel del suelo, y requiere una estructura soporte de acero, comparable a la de un edificio de 30 plantas. Para garantizar la fiabilidad de todos los componentes y de los elementos estructurales, se precisa un análisis completo del diseño de todos esos componentes, tanto de los integrados en las partes a presión y en las partes no presurizadas, como de sus respectivas estructuras soporte. VIII.1.- DISEÑO DE RECIPIENTES A PRESIÓN Las unidades generadoras de vapor utilizan recipientes a presión que operan a presiones que alcanzan 4000 psi (275,8 bar) y temperaturas que superan los 1050ºF (566ºC) . El método de diseño y análisis de las tensiones en: calderines de vapor, colectores de sobrecalentadores y recalentadores, precalentadores, condensadores, evaporadores, reactores presurizados y reactores nucleares, etc., consiste en compendiar las tensiones en otras que incluyan, mediante los adecuados coeficientes de seguridad, parámetros desconocidos, como: - La redistribución local de tensiones debida a deformaciones permanentes - La variabilidad de las propiedades mecánicas - El conocimiento inexacto de las cargas - La evaluación imprecisa de diversas tensiones El análisis y diseño de recipientes y componentes a presión complejos, como puede ser la tapa de la vasija de un reactor ó el calderín de una caldera que quema combustible fósil, requieren de métodos muy sofisticados. En regiones con discontinuidades como aberturas de toberas y soportes. se aplica la teoría de la elasticidad. VIII.-245

En USA los Códigos de Construcción de Recipientes a Presión establecen las normas de seguridad para la construcción de recipientes, siendo el más utilizado el Código ASME, para Calderas y Recipientes a Presión, que comprende entre otros: Calderas para plantas energéticas, Sección I Especificaciones de materiales, Sección II Componentes de plantas energéticas nucleares, Sección III Exámenes no destructivos, Sección Reglas recomendadas para el cuidado y operación de calderas, Sección VI Recipientes a presión (no nucleares) y especificaciones en tanques, Sección VIII, división I Cualificación de soldaduras con materiales especiales (aleaciones), Sección IX Bridas y accesorios para tuberías Tuberías para plantas químicas y refinerías Válvulas bridadas, roscadas y para soldar CONDICIONES ESTACIONARIAS.- Una tensión permanente elevada, como la originada por la aplicación de una presión en un recipiente dúctil, puede provocar: - Distorsión del material del recipiente - Aparición de fugas en los accesorios - Fallo del material Las propiedades de los materiales a considerar a priori, son: - El límite elástico, que define la presión que produce la máxima distorsión como deformación macroscópica - La resistencia a la tracción, que determina la tensión de rotura Las normas del Código ASME para el diseño de los recipientes a presión, establecen los factores de seguridad basados en los siguientes parámetros: - Calidad del material correspondiente - Control de la fabricación del material - Análisis del diseño empleado con el material CONDICIONES TRANSITORIAS.- Si las tensiones aplicadas son periódicas (régimen transitorio) aparecen fenómenos de fatiga por lo que hay que determinar el tiempo que, el componente considerado, puede resistir a estas tensiones. En los generadores de vapor, los recipientes disponen de tubuladuras, soportes y bridas para conexiones, que pueden originar cambios bruscos en la sección transversal de los recipientes, introduciendo tensiones irregulares locales y puntuales. Para determinar cuándo sobreviene un fallo bajo la acción de tensiones multiaxiales, se utilizan diversas teorías de resistencia de materiales, fundamentadas en grandes bases de datos confeccionadas con los resultados obtenidos en ensayos de tracción y compresión.  Teoría de la tensión principal máxima  Las teorías que se utilizan son:  Teoría del esfuerzo cor tan te máximo  Teoría de la energía de distorsión 

€

Las tensiones permisibles en un recipiente a presión, se determinan considerando la naturaleza de la carga y la respuesta del recipiente a la misma; la interpretación de las tensiones determina su análiVIII.-246

€

€

sis y las magnitudes permisibles en las mismas. Teoría de la tensión máxima.- Considera que el fallo se produce cuando una de las tres tensiones principales alcanza el límite de fluencia:

σ = σ yp Esta teoría proporciona la aplicación más simple, y con un determinado coeficiente de seguridad, conduce a diseños fiables de recipientes a presión; esta teoría se utiliza en el Código ASME y se aplica en las secciones: I- Calderas para plantas energéticas VIII- Recipientes a presión, división 1 III.- Componentes de plantas energéticas nucleares, división 1, “Diseño mediante formulación” Teoría del esfuerzo cortante máximo.- Considera que el fallo tiene lugar en un elemento cuando el esfuerzo cortante máximo alcanza el valor del esfuerzo cortante correspondiente al límite elástico del material en un ensayo de tracción. El esfuerzo cortante máximo τ es igual a la mitad de la diferencia entre las tensiones principales máxima y mínima; en una probeta, el esfuerzo cortante es la mitad de la tensión axial principal, siendo la condición para llegar a una deformación plástica:

τ=

σ máx - σ mín 2

=

σ yp 2

⇒

2 τ = σ máx - σ mín = σ yp

El valor 2τ se conoce como intensidad de tensión. La teoría del esfuerzo cortante máximo predice la deformación plástica de un material dúctil, con más exactitud que la teoría de la tensión máxima, y se utiliza por el Código ASME, en las secciones: VIII, Recipientes a presión, división 2 III, Componentes de plantas energéticas nucleares, división 1, subsecciones NB, NC-3200 y NE-3200 Teoría de la energía de distorsión.- Conocida como criterio de von Mises, considera que la deformación plástica tiene lugar cuando la energía de distorsión en un punto de un elemento, es igual a la energía de distorsión de una probeta uniaxial, en el punto en que comienza a deformarse. Aunque esta teoría es la más aceptable y exacta, es la más engorrosa de utilizar y la que no está asumida por ningún Código como directiva para el diseño de recipientes a presión. VIII.2.- CLASIFICACIÓN DE LAS TENSIONES En los recipientes a presión, las tensiones se clasifican en: primarias, secundarias y de pico. Tensiones primarias.- Se desarrollan por cargas mecánicas, que pueden provocar un fallo macroscópico en el recipiente a presión; estas tensiones se dividen en los siguientes esfuerzos: - Esfuerzos de membrana primarios generales PM - Esfuerzos de membrana primarios locales PL - Esfuerzos primarios de flexión PB Una tensión primaria es aquella en la que si el material se deforma, tanto plástica como elásticaVIII.-247

mente, la tensión no se reduce en ningún caso, como es el caso de la producida por la presión en el interior de una caldera de vapor en funcionamiento. Cuando se sobrepasa el límite elástico del material del recipiente, aparece una distorsión macroscópica permanente y puede ocurrir el fallo.  cargas mecánicas Tensiones secundarias.- Originadas por  , se deben a las res expansiones térmicas diferenciales tricciones impuestas por los componentes contiguos, estando restringidas en determinadas áreas localizadas del recipiente a presión. Una deformación plástica local puede reducir las tensiones secundarias; aunque estas tensiones no afectan a la resistencia estática del recipiente frente a la rotura, sí se deben tener en cuenta para establecer el tiempo de vida de resistencia a la fatiga. Tensiones de pico.- Se concentran en zonas muy localizadas, en las que se presentan cambios geométricos bruscos; con estas tensiones no se presentan deformaciones apreciables del recipiente, pero son muy importantes para evaluar su tiempo de resistencia a la fatiga. REQUISITOS PARA EL ANÁLISIS Y EL DISEÑO.- Los límites permisibles, en el diseño de recipientes a presión, para tensiones y los requisitos de análisis varían mucho según el Código empleado. En la Sección I del Código ASME, el espesor mínimo de la pared del recipiente se determina evaluando la tensión general primaria de membrana, limitada al esfuerzo permisible de tensión S en el material, que se calcula a la temperatura de diseño del recipiente. Las normas de la Sección I se establecen para asegurar que las tensiones secundaria y de pico se minimicen, por lo que no se requiere un análisis detallado de estas tensiones. El espesor mínimo de pared requerido en el recipiente a presión, se fija con la tensión máxima en cada dirección. La Sección III, división 1, permite combinar las tensiones principales de membrana y primarias de flexión, hasta un límite de: - 1,50 S para la temperatura a la que el límite elástico alcanza la tensión permisible - 1,25 S para la temperatura a la que la fluencia y la rotura alcanzan la tensión permisible. El Código ASME, Sección VIII, división 2, proporciona la formulación y reglas, para configuraciones ordinarias de virolas y fondos. Para geometrías complejas incluye un análisis detallado de tensiones, con condiciones de cargas anormales y cíclicas. Tabla VIII.1.- Intensidad de la tensión admisible Sm, función del límite elástico del material Sy ó de la resistencia a la tracción Su Valores permisibles

Categorías de la intensidad de la tensión

Base de permisividad Valor para k = 1 , Valor menor

k Sm

2 Sy /3

Esfuerzos de membrana primarios locales PL

1 ,5 k Sm

Sy

ó

Su/ 2

Esfuerzos de membrana primarios + Flexión primaria (PM + PB )

1 ,5 k Sm

Sy

ó

Su/ 2

Esfuerzos de membrana primarios generales PM

3 k Sm

Esfuerzos primarios ( Membrana + Flexión ) + secundarios ( P M + PB + Q )

ó

Su / 3

2 Sy ó

Su

Valores de k según el tipo de carga Tipo de carga

Diseño

k

1

Normal y transitoria Prueba hidrostática Prueba neumática 1,2

1,25

1,5

La intensidad de tensión permisible de cada categoría, se obtiene multiplicando un factor k por la intensidad admisible de tensión Sm que fije el Código correspondiente, que puede ser el límite elástico del material Sy o la resistencia a la tracción Su afectados de un coeficientes de seguridad. VIII.-248

€

€

VIII.3.- MÉTODOS DE ANÁLISIS DE TENSIONES El análisis de tensiones en recipientes a presión, se puede realizar por métodos numéricos, analíticos y experimentales. - El método de análisis de tensiones más directo y barato, implica un tratamiento matemático riguroelasticidad so basado en las teorías de la  , siempre que el problema en cuestión se acomode a este tipo de  plasticidad tratamiento. - Si el problema es demasiado complejo para el método matemático, se puede aplicar el análisis por elementos finitos. - Si el problema estuviera fuera del alcance de las soluciones analíticas clásicas, se deberán utilizar métodos experimentales. Expresiones analíticas.- Los recipientes a presión suelen ser esferas, cilindros, elipsoides, toros o combinaciones diversas de estas configuraciones elementales. Cuando el espesor de la pared es pequeño en comparación con otras dimensiones del recipiente, éste se identifica como recipiente de pared delgada. Las tensiones que actúan perpendicularmente sobre el espesor de la pared del recipiente y tangencialmente a la superficie del mismo, se pueden representar mediante expresiones matemáticas, para cada una de las configuraciones comunes de carcasas. Las tensiones debidas a las presiones se clasifican como tensiones primarias de membrana, ya que permanecen mientras esté aplicada la presión. La ecuación básica para la tensión longitudinal σ 1 y la circunferencial σ 2 , en un recipiente de espesor e, radio de curvatura longitudinal r1 y radio de curvatura circunferencial r2, que está sometido a la presión p, Fig VIII.1, es:

σ1 r1

+

σ2 r2

=

p e

Con esta ecuación se deducen las tensiones en las paredes de revolución, igualando la carga total de la presión con las fuerzas longi€ Fig VIII.1.- Tensión de carcasa en recipientes tudinales que actúan en una sección trasversal del recipiente. pr pr - Recipiente cilíndrico: r1 = ∞ y r2 = r ⇒ σ 1 = ; σ2= 2e e pr - Recipiente esférico: r1 = r2 = r ⇒ σ 1= σ 2 = 2e - Recipiente cónico: En este caso, si α es el semiángulo en el vértice del cono, se verifica que: r1 = ∞ ; r2 =

r cos α

⇒ σ1 =

€p r 2 e cos α

;

σ 2=

pr e cos α

- Recipiente con forma de elipsoide.- Para este caso particular, Fig VIII.2, el radio de curvatura varía en cada punto del elipsoide, de semiejes mayor a y menor b, por lo que:

σ 1=

p r2 2e

; σ2 =

r2 p ( r2 − 2 ) e 2 r1

En el ecuador, la tensión longitudinal es idéntica a la del recipiente cilíndrico: σ 1 = ferencial: σ 2 =

2 pa (1 − a 2 ) e 2 b VIII.-249

pa , y la circun2e

€

Eje mayor del elipsoide = 2, la tensión cirEje menor del elipsoide cunferencial, (de compresión), es idéntica a la de un cilindro enCuando la relación

volvente. La tensión circunferencial crece rápidamente cuando la relación entre los ejes es superior a 2; al ser la tensión de compresión, la inestabilidad frente al pandeo implica un problema mayor.

Fig VIII.2.- Tensión en un elipsoide

- Recipiente toroidal.- Cuando se trata de un toro si el radio de la fibra neutra es Ro y δ la posición angular para la tensión

circunferencial, Fig VIII.3, a partir de la fibra neutra, el cálculo conduce a las expresiones:

σ 1=

pr 2e

; σ2=

p r 2 Ro + r sen δ 2 e Ro + r sen δ

- La tensión longitudinal permanece constante alrededor de toda la circunferencia y es idéntica a la de un cilindro recto - La tensión circunferencial varía en los diversos puntos de la sección recta transversal correspondiente al toro En la fibra neutra, la tensión circunferencial es la misma que la correspondiente a un cilindro recto. En la parte exterior a la fibra neutra, la tensión circunferencial es menor que en ésta alcanzando su valor mínimo, mientras que en la parte interior a la fibra neutra la tensión circunferencial es máxima. Las tensiones circunferenciales son inversamente proporcionales al radio de curvatura correspondiente a la fibra neutra. En los codos, los espesores disminuyen hacia el exterior y aumentan hacia el interior, lo que constituye un factor compensador para las mayores tensiones circunferenciales que se presentan con menores radios de curvatura. Las tensiones térmicas se consideran como tensiones secundarias. RESTRICCIONES.- Cuando la restricción existe en una sola dirección, la tensión es: σ = ± E α ΔT  E es el módulo de elasticidad en la que: α es el coeficiente de dilatación térmica  ΔT es la variación de la temperatura

Fig VIII.3.- Variación de ta tensión circunferencial en un codo

Cuando la restricción es en dos direcciones, como en el caso de los recipientes a presión, la tensión E α ΔT resultante es: σ = ± , en la que µ es el coeficiente de Poisson, adimensional. 1 -µ Estas dos ecuaciones implican unas restricciones completas y, por tanto, las tensiones resultantes VIII.-250

son las máximas que se pueden presentar. TENSIONES TÉRMICAS.- Al variar la temperatura de un componente, el aumento de temperatura de una cualquiera de sus fibras viene influenciado por el crecimiento diferencial asociado a las fibras contiguas, por lo que las fibras a mayor temperatura estarán en compresión y las de menor temperatura a tracción. En un recipiente cilíndrico sometido a un gradiente térmico radial, las ecuaciones generales para las diversas tensiones térmicas, radiales, tangenciales y axiales, son: Tensión térmica radial : σ r =

αE r 2- a2 ( (1 - µ ) r 2 b 2 - a 2

∫

b a

T r dr -

αE r 2 + a2 { Tensión térmica tangencial : σ t = ( 1 - µ ) r 2 b2 − a 2 € Tensión térmica axial : σ z = α E ⋅ ( 2 2 2 1 -µ b - a

∫

b a

∫

r a

b

∫

a

T r dr +

T r dr ) b

∫ T r dr - (T r a

2

)}

T r dr - T)

en las que: r es un radio cualquiera, a es el radio interior, y b es el radio exterior € cilíndrico, a través de cuyas paredes se transfiere calor en condiciones estacionaEn un recipiente rias, la diferencia de temperaturas entre las superficies interior y exterior permanece constante. En estas condiciones, la distribución de temperaturas a través del espesor de la pared es logarítmica, de modo que la temperatura en un punto de radio r es función de la temperatura en la superficie interior Ta de acuerdo son la ecuación: T = Ta

ln (b/r) ln (b/a)

Las máximas tensiones térmicas se producen en las superficies interior y exterior de la pared y vienen dadas por las expresiones: a E Ta

2 ( 1 - 22 b 2 ln b ) a b -a 2 (1 - µ ) ln b a a E Ta 2 a2 b Superficie exterior: σ tb = σ zb = (1 - 2 2 ln ) b a b a 2 (1 - µ ) ln a

Superficie interior: σ ta = σ za =

Para tubos delgados, con Ta > Tb, las expresiones precedentes se simplifican:

σ ta = σ za ≈ −

α E ΔT 2 (1 − µ)

σ tb = σ zb ≈ +

α E ΔT 2 (1 − µ )

por lo que para un cilindro de pared delgada, la máxima tensión térmica con un determinado gradiente de temperaturas en la pared, es la mitad de la tensión térmica de un elemento con restricción en dos direcciones y sometido a un cambio de temperatura ΔT. Para un gradiente térmico radial que sigue una ley general, la tensión térmica circunferencial es:

σ t = k α E ΔT 1− µ

y 0,5 < k < 1

en la que: ΔT = Temperatura media de la pared - Temperatura del punto de radio r VIII.-251

€

€

TENSIONES POR FATIGA.- Las amplitudes permisibles de la tensión alternativa σalt en el funcionamiento cíclico de los recipientes a presión, cuando presentan elevadas concentraciones, pueden provocar fisuras por fatiga. La vida con fatiga se evalúa comparando la amplitud de la intensidad de la tensión alternativa con las curvas de fatiga de diseño, establecidas experimentalmente para cada material y para una temperatura determinada. Las curvas de fatiga de diseño (σ, N) relacionan la intensidad de la tensión alternativa σ, con el máximo número N de ciclos permisibles, Fig VIII.4, que se puede expresar en la forma:

σ alt = (

E ln 100 ) + { 0,01 σ trac. d a } 100 − da 4 N

 E el módulo de elasticidad  N el número de ciclos en el que ocurre el daño por fatiga siendo:  da el porcentaje de reducci ón de la sección σ  trac la resistencia a la tracción, a la temperatura de referencia

Fig VIII.4.- Ejemplo de curvas de fatiga de diseño

Los parámetros de control son la resistencia a la tracción y la reducción del área de la sección recta. La resistencia a la tracción es el parámetro predominante en la zona de fatiga correspondiente a un número de ciclos alto. En la fatiga, la frontera entre un número de ciclos alto y bajo se establece en 105 ciclos. A un número de ciclos bajo: - Los recipientes a presión fallan frecuentemente, lo que indica la capacidad del material para deformarse en régimen plástico sin llegar a la rotura - Los materiales con menor resistencia y mayor plasticidad, tienen mejor resistencia a la fatiga, en comparación con los materiales de mayor resistencia - Las condiciones de servicio durante la operación, someten a muchos recipientes a tensiones de diversas magnitudes en circunstancias aleatorias Un método para evaluar el daño inducido en un recipiente por tensiones periódicas, se expresa por el siguiente criterio: El daño acumulado por fatiga producirá un fallo cuando la suma de los incrementos relativos de daños, en los diversos niveles de tensiones, exceda la unidad, es decir, el fallo sobreviene cuando:

∑

n ≥1 N

siendo n el número de ciclos acumulados y N el número de ciclos hasta el fallo, ambos con tensión σ. VIII.-252

El cociente n se conoce como relación de daño crítico, y representa la fracción de vida total consuN mida para un valor particular de la tensión, como consecuencia de los ciclos que han tenido lugar. El valor de N se determina a partir de las curvas (σ, N) relativas al material de que se trate. € Si la suma de las relaciones n es menor que la unidad, el recipiente se considera seguro, lo que es N importante para el diseño de una estructura económica, que experimente: - Un número de ciclos relativamente bajo con niveles de tensiones altas € mayor con niveles de tensiones bajas - Un número de ciclos VIII.4.- ANÁLISIS DE DISCONTINUIDADES En las discontinuidades geométricas de las estructuras con eje de simetría, como por ejemplo la intersección de una carcasa esférica (2) con una cilíndrica (1), Fig VIII.5a, la magnitud y la característica de la tensión son notablemente diferentes de las que corresponden a los elementos alejados de dicha discontinuidad. Para evaluar estas tensiones locales, se utiliza un método de análisis elástico lineal.

Fig VIII.5.- Análisis de discontinuidades

Las tensiones por discontinuidades (el Código ASME las identifica como tensiones secundarias) que se presentan en los recipientes a presión con un eje de simetría, se determinan mediante el método de análisis de discontinuidades. La tensión debida a una discontinuidad en la intersección de los dos elementos que la configuran, es consecuencia de las compatibilidades de desplazamiento y de rotación. Las fuerzas y los momentos en la intersección, Fig VIII.5c, son cargas limitadoras ya que no se requieren para el equilibrio estático; cuando a materiales dúctiles y maleables se les aplica carga, una tensión por discontinuidad no provoca fallo alguno, incluso aunque la tensión supere el límite elástico del material. Estas tensiones se tienen en cuenta en el caso de cargas cíclicas, y en casos especiales, en que los materiales no puedan redistribuir las tensiones presentes en condiciones de seguridad. Con presión interior, una esfera se expande radialmente del orden de la mitad que una carcasa cilíndrica en condiciones similares, Fig VIII.5b. La diferencia entre los desplazamientos libres de ambos cuerpos, da lugar a determinadas cargas en la intersección si los elementos (1) y (2) se unen Fig VIII.5c. En la intersección, el desplazamiento final δ y la rotación final γ de la carcasa cilíndrica, son iguales VIII.-253

€

€

a los que corresponden al cuerpo libre sometido a la presión interna, más los que se deben a la fuerza de cortadura V0 y al momento M0, Fig VIII.5d. Este método se puede aplicar para determinar las tensiones de discontinuidad que se hayan inducido térmicamente. - La dirección de la carga redundante es desconocida y, por ello, se toma una como referencia - A continuación se adopta un convenio de signos - La dirección de la carga en los elementos se debe establecer con cierta congruencia, porque el elemento (1) reacciona con la carga del elemento (2), y viceversa - Si se calculan M0 ó V0 y salen negativos, la dirección correcta de la carga es la contraria a la supuesta. δ final 1 = δlibre 1 − ( βδ V 1 V0 ) + ( βδ M 1 M0 ) Para el elemento (1) se tienen las expresiones:  γ final 1 = γ libre 1 + ( βγ V 1 V0 ) − ( βγ M 1 M0 )  δ final 2 = δ libre 2 + ( β δ V 1 V0 ) − ( β δ M 2 M 0 ) Para el elemento (2):   γ final 2 = γ libre 2€+ ( β γ V 2 V0 ) + ( β γ M 2 M 0 )  p R2 µ  δ libre 1= (1 − ) Et 2 siendo:  2  pR  δ libre 2 = E t (1 − µ )

y γ libre 1 = γ libre 2 = 0

€ Las constantes β (coeficientes de influencia) representan los desplazamientos o rotaciones debidas a la carga por unidad de perímetro; estas constantes se pueden determinar para una gran variedad de geometrías, anillos, carcasas finas de revolución, etc. A título de ejemplo, se pueden identificar:

β δ V1 = desplazamiento radial del elemento (1) debido a una carga unitaria de cortadura β δ M 1 = desplazamiento radial del elemento (1) debido a una carga unitaria de momento β γ V1 = rotación del elemento (1) debida a una carga unitaria de cortadura β γ M1 = rotación del elemento (1) debida a una carga unitaria de momento Las ecuaciones anteriores se pueden reducir a un sistema de dos ecuaciones con dos incógnitas, V0 y M0 , que se puede resolver, puesto que los requisitos de compatibilidad exigen se verifique que:

δ final 1= δ final

2

y γ final 1 = γ final 2

Una vez calculados los valores de V0 y M0, para determinar las tensiones a tracción y a flexión se pueden emplear € las soluciones que facilitan diversos manuales. Para obtener el valor final total de la tensión en la intersección de referencia, la tensión de discontinuidad se suma a la tensión de cuerpo libre. Para geometrías más complicadas afectadas por cuatro o más cargas, existen programas informáticos. VIII.5.- ANÁLISIS POR ELEMENTOS FINITOS Si la geometría de un recipiente o de un componente es demasiado compleja para la formulación VIII.-254

€

€

clásica o para soluciones analíticas, se pueden lograr resultados precisos mediante el análisis por elementos finitos, que es una técnica numérica muy potente que permite evaluar las deformaciones y las tensiones estructurales, los flujos caloríficos y las temperaturas, así como las correspondientes respuestas dinámicas de cualquier estructura. Para aplicar el análisis por elementos finitos, la estructura se divide en un conjunto de bloques constructivos que pueden ser: - Lineales (barras) de una dimensión - Planos (placas) representando el comportamiento en dos dimensiones - Sólidos (bloques) o módulos de tres dimensiones, módulos 3D. Los elementos se conectan en sus contornos por medio de nudos, Fig VIII.6.

Fig VIII.6.- Modelo de elementos finitos compuesto por elementos espaciales

La exactitud del análisis por elementos finitos depende de la densidad de la malla, es decir, del número de elementos contenidos en el volumen, aumentando cuando se incrementa la densidad de la misma. La teoría del análisis por elementos finitos se muestra: - Mediante un simple análisis estructural con cargas aplicadas - Con desplazamientos especificados en determinados nudos En la teoría matemática que se indica a continuación, para cada uno de los elementos se establece una matriz de rigidez, que satisfaga la siguiente relación matemática: [k ] { d } = {r} en la que: [k] es la matriz de rigidez de elementos (cuadrática), y define la rigidez en cada elemento grado de libertad; su determinación es compleja {d} es la columna de desplazamiento de los nudos de un elemento {r} es la columna de cargas de los nudos de un elemento El modelado de toda la estructura, requiere que se verifique la relación: [K] {D} = {R} en la que: [K] es la matriz de rigidez de la estructura; cada elemento de [K] es un conjunto de contribuciones individuales que rodean un nudo {D} es la columna de desplazamientos de los nudos de la estructura {R} es la columna de cargas de los nudos de toda la estructura no conociéndose completamente ni {D} ni {R}. VIII.-255

La ecuación anterior se puede reordenar, separando los parámetros conocidos de los desconocidos, en la forma:

[

K 11 K 12 K 21 K 22

]{

Ds D0

}={

R0 Rs

}

 D = desplazamientos desconocidos ; D0 = desplazamientos conocidos en la que:  s ; R0 = cargas conocidas  Rs = cargas desconocidas

€

y se puede desdoblar en las dos ecuaciones siguientes: [ K 11 ] { Ds } + [ K 12 ] { Do } = { Ro }

⇒

{ Ds } =

{Ro } - [K 12 ] { D o } [K 11 ]

[ K 21 ] { Ds } + [ K 22 ] { Do } = { Rs }

⇒

{ Ds } =

{ Rs } - [ K 22 ] { Do } [ K 21 ]

Mediante la utilización de los desplazamientos {D} calculados, se puede encontrar el valor de {d} de cada elemento y la tensión {σ}, que se calcula por la expresión : { σ } = [E] [B] {d}  [ E ] la correlación entre tensiones y deformaciones siendo:   [ B ] la correlaci ón entre deformaciones y desplazamientos

€

La teoría del análisis por elementos finitos se utiliza también para la determinación de temperaturas. Si se considera sólo la conducción, la ecuación que rige el análisis térmico es: [C] {T } + [K] {T} = {Q} siendo:

€

{T } la columna de los gradientes de temperaturas nodales

€ € € € €

[C] la matriz de la capacidad calorífica del sistema [K] la matriz de la conductividad térmica del sistema {T} la columna de temperaturas nodales {Q} la columna de los gradientes de termotransferencia nodales. La resolución correspondiente al análisis térmico es similar a la del análisis estructural; una diferencia radica en que la resolución térmica es iterativa, mientras que la estructural es lineal. Propiedades térmicas del material en función de la temperatura.- Para su determinación se fijan de antemano unos valores de todas las temperaturas incógnitas de los nudos que, por intuición, sean todo lo próximas a las verdaderas como se pueda presuponer. Los límites de estas temperaturas vienen especificados por las condiciones de contorno extremas, se aplica el método de relajación o el de iteración, y se obtiene una serie de distribuciones térmicas que, en sucesivas iteraciones, facilita unas temperaturas cuya convergencia se alcanza cuando éstas sean parecidas en dos iteraciones sucesivas. - En convección, la transferencia de calor al fluido depende de la temperatura superficial; la resolución es iterativa. - Los parámetros de entrada en régimen transitorio, incluyendo las condiciones de contorno, pueden cambiar con el tiempo y, por tanto, el análisis se tiene que dividir en intervalos de tiempo discretos; dentro VIII.-256

de cada uno de estos intervalos, los parámetros de entrada se mantienen constantes, por lo que el análisis térmico en condiciones transitorias es cuasiestático. El análisis por elementos finitos, aplicado a problemas dinámicos, se basa en la ecuación diferencial del movimiento, de la forma: [M] {D°° } + [C ] {D° } + [K] {D} = {R} en la que:

€

{D}, {D° } y {D°° } son las matrices de desplazamientos, velocidades y aceleraciones

€ € € € €

€

[M] es la matriz de la masa global de la estructura [C ] es la matriz de la masa compensada reducida de la estructura [K]€es la matriz de la masa rígida de la estructura {R} es la columna de funciones nodales forzadas Se pueden utilizar algunas variantes de la ecuación anterior para resolver problemas de: - Frecuencias naturales - Perfiles de vibración - Respuestas debidas a funciones forzadas periódicas o no, etc

En la mayoría de los análisis por elementos finitos no se tienen en cuenta las deformaciones plásticas, el pandeo inestable y la fluencia. El material se considera con propiedades elásticas lineales (análisis lineal), en el que las cargas son proporcionales a las deformaciones. En análisis no lineales, la utilización del método por elementos finitos resulta ventajoso, aunque su coste y dificultad son muy superiores al del análisis lineal. Aplicación del análisis por elementos finitos.- El análisis por elementos finitos llena un vacío técnico y se aplica en respuesta a los diversos requisitos del Código ASME. Las tensiones se pueden calcular en puntos próximos a toberas y en otros cambios bruscos de la configuración. Con este método se pueden predecir los cambios de temperatura y las tensiones térmicas correspondientes, que se clasifican como de membrana, de flexión y de pico, Fig VIII.7, para comparar con los criterios de diseño.

Fig VIII.7.- Clasificación de resultados de tensiones por elementos finitos, sobre la sección recta de un recipiente

VIII.-257

Fig VIII.8.- Configuraciones de aleta y economizador, con sus elementos configurados antes (izquierda) y después (derecha) de las modificaciones de diseño

El análisis por elementos finitos se usa para la revisión del diseño de nuevos productos; la Fig VIII.8 muestra el perfil de dos configuraciones de aletas de economizador. VIII.6.- MÉTODO DE MECÁNICA DE FRACTURA La mecánica de fractura considera la presencia de defectos, como poros o grietas, en contraste con los métodos de análisis de tensiones, en los que la estructura se considera libre de defectos. Los defectos se detectan mediante ensayos no destructivos, o se suponen como hipótesis previa a la fabricación. La mecánica de fractura es útil para el diseño y evaluación de componentes fabricados, utilizando materiales que sean más sensibles a los defectos; se utiliza para predecir la vida residual de componenesfuerzos de fatiga tes sometidos a   la fluencia a alta temperatura ; en el diseño de componentes, el tamaño de un defecto  se supone y fija por hipótesis. Las tensiones permisibles en un diseño se determinan conociendo: - El límite superior de la tenacidad del material - El factor de seguridad correspondiente La mecánica de fractura se puede utilizar también para evaluar la integridad de una estructura ya existente, que sea defectuosa. La determinación de los tamaños permisibles de defectos depende mucho de las propiedades exactas del material y de las tensiones estructurales que se estimen. En todos los cálculos hay que introducir siempre un factor de seguridad. Durante la inspección de componentes se pueden descubrir defectos o fisuras menores que se pueden propagar por fluencia o por fatiga y que podrían llegar a constituir defectos significativos. La vida residual de los componentes no se puede predecir con exactitud, aunque se puede estimar mediante las curvas (σ, N) de tensiones y ciclos al fallo. Mecánica de fractura elástica lineal.- Se desarrolló para evaluar un fallo súbito estructural; basada en el análisis de tensiones próximas a una rotura súbita, asume el comportamiento elástico de toda la estructura. La distribución de tensiones en las proximidades de la extremidad de una grieta, depende de un parámetro KI denominado factor de intensidad de la tensión. La mecánica de fractura elástica lineal asume que la propagación inestable de cualquier defecto existente, tiene lugar cuando el factor de intensidad de tensión KI se hace crítico, siendo la intensidad crítica la resiliencia del material KIC . La teoría de la mecánica de fractura elástica lineal se basa en la hipótesis de que la tensión σ, el tamaño a del defecto y el factor de intensidad de tensión KI, están relacionados por la ecuación: VIII.-258

KI = C σ

πa

Para identificar un fallo, la propiedad crítica del material KIC se compara con el factor de intensidad de tensión KI de la estructura fisurada; en fallo K I ≤ K IC El parámetro C, que caracteriza la geometría de la fisura y de la estructura, es función del tamaño de la grieta y de las dimensiones de la estructura (espesor); el factor C varía según la configuración de grietas, Fig VIII.9. Los defectos estructurales debidos a la fabricación se asumen como discontinuidades sin relieve, escarpadas y planas; en lo referente al funcionamiento o a la fatiga, su superficie plana es normal a la tensión aplicada. Los conceptos básicos del Código ASME no se deben aplicar a los materiales austeníticos o a aleaciones con mucho Ni. Los métodos citados facilitan procedimientos para el diseño de estructuras con fracturas por fragilidad y para valorar la importancia de los defectos detectados en inspecciones de mantenimiento. Fig VIII.9.- Tipos de grietas La Sección III del Código ASME utiliza los principios de la mecánica de fractura elástica lineal para determinar las cargas admisibles en recipientes a presión de acero ferrítico, con un defecto asumido. Los factores de intensidad de tensión KI, para las distintas solicitaciones, tracción, flexión y térmica, se calculan por separado, y se subdividen en tensiones primarias y secundarias, antes de que se sumen y comparen con la resiliencia o tenacidad admisible KIC. - A los componentes con tensiones primarias se les aplica un factor de seguridad igual a 2 - A los componentes con tensiones secundarias se les aplica un factor de seguridad igual a 1 Para determinar la temperatura de operación, inferior al punto de fractura por fragilidad, se utiliza el siguiente método: - Se asume un tamaño máximo de defecto que se considera como un defecto semielíptico superficial, que tiene una profundidad igual a 0,25 veces el espesor de la pared del recipiente y una longitud igual a 1,5 veces dicho espesor - El valor de KIC se obtiene del Código conociendo la temperatura que corresponde a la resiliencia nula del material especificado a la temperatura de diseño - El factor de intensidad de tensión KI se determina con las tensiones de tracción y flexión, junto con los factores de corrección o seguridad adecuados - Otros parámetros son el espesor de la pared y la relación

Tensión normal Límite elástico del material

- La intensidad de la tensión calculada se compara con el valor de KIC Para valorar la indicación de defectos detectados por las inspecciones de mantenimiento en los sistemas de refrigeración de un reactor nuclear, la Sección XI del Código ASME facilita un procedimiento por el que, si la indicación es menor que los límites establecidos en la misma, la valoración se considera aceptable sin necesidad de más análisis. VIII.-259

€

Si la indicación es mayor que los límites de la Sección XI, la valoración facilita información que permite continuar con la siguiente revisión: - Determinando el tamaño, ubicación y orientación del defecto, por medio de ensayos no destructivos - Concretando las tensiones aplicadas en la ubicación del defecto calculadas sin la presencia de dicho defecto en condiciones normales y en condiciones de emergencia y fallo - Calculando los factores de intensidad de tensión para cada una de las condiciones de carga - Determinando las propiedades del material, incluyendo los efectos de la irradiación Para normalizar las curvas de resiliencia se utiliza un proceso de modificación de la temperatura referencial; estas curvas se basan en los valores de ralentización y de iniciación estática de la grieta, a partir de ensayos de resiliencia. - Teniendo en cuenta lo anterior, junto con el cálculo del progreso de la grieta por fatiga acumulada, se definen tres parámetros críticos correspondientes al defecto, que son: * Tamaño máximo con el que el defecto detectado puede progresar durante la operación residual del componente af * Tamaño crítico máximo del defecto detectado en condiciones normales acrit * Tamaño crítico máximo con iniciación progresiva no ralentizada del defecto observado, en condiciones de emergencia o de fallo ainic - Mediante estos parámetros críticos del defecto, se determina si el defecto detectado cumple para una  af < 0 ,1 acrit operación continua las condiciones siguientes:   a f < 0 ,5ainic Mecánica de fractura elastoplástica.- Facilita un criterio de fallo en el extremo de la grieta, en función del factor de intensidad de la tensión KI, limitándose al análisis de esta región plástica, que es muy pequeña en comparación con la dimensión total del componente. Cuanto más dúctil sea el material y menos lineal sea su respuesta, tanta menor exactitud tiene el método y puede que no sea válido. Para caracterizar la región del extremo de la grieta se puede utilizar un parámetro J que sea independiente de la tensión en dicho extremo y que compendia el inicio de la grieta, su propagación y su inestabilidad, es decir: - La mecánica de fractura elástica lineal - La mecánica de fractura elastoplástica - Los mecanismos de fractura plástica El parámetro J proporciona una medida del nivel de la energía potencial del cambio, en estructuras elásticas no lineales que contengan defectos, y se calcula mediante el análisis de elementos finitos no lineales, a partir de las tensiones alrededor del extremo de una grieta. El inicio de la propagación de una grieta se puede predecir, siempre que se verifique la relación: J I ≥ J IC El parámetro J corresponde a las propiedades del material, y se obtiene mediante el ensayo E81389, conforme a las normas de American Society for Testing and Materials ASTM. El parámetro JR es la respuesta calculada del material. La propagación de una grieta es estable si: J I (a,P ) = J R ( Δa ) , con: a = ao + Δa VIII.-260

€

€

 a el tamaño actual de la grieta y a0 el tamaño inicial de la grieta  P la carga remota aplicada siendo:  J R ( Δa ) la resistencia a la propagación de la grieta ensayo ASTM , E1152-87   Δa la variación en el tamaño de la grieta ∂J ≥ ∂J R Un criterio adicional para la inestabilidad de una grieta es: ∂a ∂a El diagrama de evaluación del fallo permite: - Determinar el margen de seguridad, frente a un fallo o a una inestabilidad plástica € defectuosas - Analizar las fugas previas a roturas de estructuras Estos diagramas se aplican lo mismo a mecanismos de fractura por fragilidad que por pandeo. El diagrama de fallo, Fig VIII.10, está representado en un plano coordenado dividido en zonas de seguridad/ fallo.

Fig VIII.10.- Diagrama de evaluación del fallo por deformación plástica, en función del crecimiento estable de la grieta

una tensión aplicada fija Para  , las coordenadas Kr y Sr se calculan como se indica a continuaun tamaño del defecto dado ción: - Si el punto de diagnóstico correspondiente a estas coordenadas, cae en el lado interior de la curva correspondiente al diagrama de fallo, no puede ocurrir una propagación de la grieta - Si la representación del punto de diagnóstico cae en el lado exterior de la curva de fallo, se puede predecir una propagación inestable de la grieta - La distancia del punto de diagnóstico a la curva de fallo es una medida del posible fallo de la estructura defectuosa En el análisis de una rotura previa a la fuga, se supone que la grieta atraviesa la pared. Si el punto que indica el diagnóstico está en la región interior de la curva de fallo, se produce la fuga por la grieta. VIII.7.- PROPAGACIÓN SUBCRÍTICA DE GRIETAS Se resume en:  

La propagación de grietas por fatiga La fisuración debida a tensiones por corrosi ón La propagación de grietas por termofluencia Cualquier combinación de las tres anteriores

 tensiones por corrosión La fisuración debida a   la propagación de grietas por termofluencia VIII.-261

son funciones del tiempo

Propagación de grietas por fatiga.- Depende sólo del número de ciclos de la tensión correspondiente. El método clásico para prevenir fallos por fatiga, se basa en los resultados de ensayos realizados sobre componentes estructurales de los materiales utilizados en su construcción. Estos resultados se presentan como tensiones cíclicas frente a un número de ciclos al fallo, (σ, N). La fatiga del metal se concreta en: - El instante del inicio de una grieta - La posterior propagación de la grieta hasta el límite de la sección, o hasta que el factor de intensidad de la tensión de la estructura exceda del límite de tenacidad del material El análisis estructural presupone que, inicialmente, la estructura carece de grietas. Como cualquier estructura puede tener grietas originadas en su fabricación o durante el funcionamiento, para predecir su tiempo de vida resultan indispensables los cálculos relativos a la propagación de grietas, de forma que se puede determinar: - La vida residual relativa a una estructura defectuosa con ciclicidad significativa - El tamaño inicial permisible del defecto en la estructura, al comienzo o durante un período determinado de funcionamiento

Fig VIII.11.- Correlación entre dN y ΔK en coordenadas logarítmicas

Para determinar la propagación de la grieta por fatiga se utiliza una curva como la representada en la Fig VIII.11, que se determina experimentalmente. La velocidad de propagación de una grieta por fatiga, se presenta en función de la diferencia ΔK entre los factores máximo y mínimo de la intensidad de la tensión. La Sección XI del Código ASME tiene curvas para los distintos aceros de recipientes a presión. Propagación de grietas por fluencia.- No es posible predecir la vida de los componentes de una planta energética que consume combustibles fósiles, a partir de los datos de rotura por fluencia. Las temperaturas de funcionamiento de estas plantas van de 900÷ 1100ºF = (482÷ 593ºC).  deformación por fluencia de los aceros A estas temperaturas, la  dependen directamente de la ve propagación de grietas locidad de deformación y del tiempo de exposición. La propagación macroscópica de una grieta en un material sometido a fluencia tiene lugar, en la re nucleación gión solicitada, por  aguas abajo del extremo de la grieta.  ligazón de microcavidades En la mecánica de la fractura dependiente del tiempo, la velocidad de la liberación de energía potenda q = b Ct de la grieta por fluencia; el cial, parámetro Ct , se correlaciona con la velocidad de propagación dt parámetro Ct se determina experimentalmente sobre muestras de ensayo. VIII.-262

€

€

Las constantes b y q se determinan mediante técnicas de ajuste de curvas. En condiciones estacionarias de fluencia, en las que las tensiones en el extremo de la grieta no varían mucho a lo largo del tiempo, la propagación de la grieta se caracteriza exclusivamente por la integral curvilínea C* del gradiente de energía, independiente del recorrido, que es análoga al parámetro J. Una expresión aproximada de C* =

Ct

, siendo t T =

t n− 3 ( T )n − 1 + 1 t ción y n el exponente de la velocidad de fluencia secundaria

(1 − ϑ 2 ) K I2 (n + 1 ) E C*

el tiempo de transi-

€ Para el funcionamiento continuo, la ecuación se integra a lo largo del tiempo que dura la propagación de la grieta, entre los límites correspondientes al tamaño inicial del defecto y el final. El límite del tamaño final del defecto se basa en la resiliencia, o en condiciones de inestabilidad, controladas por las particularidades de la puesta en servicio, desde el estado frío. VIII.8.- CONFIGURACIONES CONSTRUCTIVAS Los recipientes a presión requieren de determinadas configuraciones constructivas, como entradas y salidas para el fluido, aberturas para el acceso, accesorios estructurales para la colocación de soportes o colgantes, etc. La superficie de la carcasa debe tener los refuerzos adecuados así como transiciones geométricas uniformes, que limitan los esfuerzos locales a niveles aceptables. Aberturas.- Las aberturas son las configuraciones más dominantes en el campo de los recipientes, que llegan a ser áreas de debilidad y pueden provocar distorsiones locales inaceptables, como el abocardamiento acampanado que se puede presentar cuando el recipiente está presurizado. Las distorsiones están asociadas a las elevadas tensiones locales de tracción alrededor de la abertura de que se trate; se ha comprobado que las tensiones altas se confinan hasta una distancia (medida sobre la superficie de la carcasa a partir del eje de la abertura) que es aproximadamente igual al diámetro d de la abertura, y hasta una profundidad perpendicular a la superficie de la carcasa igual a: 0,37

diámetroabertura

Refuerzos.- El refuerzo para hacer frente a la tensión de tracción en el contorno de una abertura, se consigue incrementando el espesor de la totalidad de la pared del recipiente. Un método más económico para hacer frente a esta tensión, consiste en reforzar localmente el recipiente, alrededor del eje de simetría de la abertura. El material de refuerzo se debe extender a todo el área de altas tensiones, para que sea realmente efectivo. La abertura pequeña exige refuerzo en las áreas localmente solicitadas, pero no en las demás zonas remotas. Una abertura de diámetro d, en una carcasa de radio medio R y espesor eS, es relativamente pequeña cuando satisface la relación: d < 0 ,2

R eS

Las grandes aberturas se refuerzan normalmente como se indica en las Figs VIII.12a y 12b. - La Fig VIII.12a muestra un refuerzo bien proporcionado (idóneo para ciclicidad) - La Fig VIII.12b muestra un refuerzo equilibrado (idóneo para ciclicidad) VIII.-263

- La Fig VIII.12c muestra una abertura con un refuerzo excesivo Es importante evitar refuerzos excesivos que pueden dar lugar a tensiones secundarias elevadas.

Fig VIII.12.- Refuerzos en las aberturas de tubuladuras

Ligamento.- Se utiliza para compensar el material retirado y facilitar la provisión de las aberturas necesarias. La eficiencia del ligamento considera la capacidad de transferir cargas entre dos puntos de una superficie, con relación a la capacidad de transferir cargas a través del ligamento residual, cuando los dos puntos se convierten en los centros de sendas aberturas. Las normas del Código ASME utilizadas en este método, sólo se aplican a recipientes cilíndricos en los que la tensión circunferencial es el doble de la tensión longitudinal. En el cálculo del espesor de recipientes, la tensión permisible se multiplica por la eficiencia o factor de ligamento. Cargas en uniones y tubuladuras.- Cuando a los componentes de uniones y tubuladuras se aplican cargas exteriores, en la carcasa del recipiente se generan tensiones locales. Las cargas debidas a expansiones pueden ser permanentes, transitorias y térmicas. Las tensiones locales de tracción, que se generan con dichas cargas, se limitan para evitar distorsiones inaceptables. La combinación de las cargas de tracción y flexión se limita para evitar el incremento de distorsiones debidas a tensiones cíclicas. Para prevenir fallos por fatiga debida a tensiones cíclicas, la unión o tubuladura debe incluir transiciones graduales, con concentraciones mínimas de todo tipo de tensiones. Los recipientes a presión pueden requerir en las zonas de unión un refuerzo superficial, para evitar la concentración de deformaciones y distorsiones debidas a los efectos combinados de tensiones exteriores, presión interna y carga térmica. VIII.9.- COMPONENTES ESTRUCTURALES DE SOPORTES Los recipientes a presión, normalmente se soportan y, eventualmente se cuelgan, mediante diversos tipos de estructuras, que se suelen agrupar en: - Silletas - Zócalos cilíndricos - Abrazaderas colgantes - Vigas circunferenciales - Columnas integradas Criterios de diseño.- Los elementos estructurales deben facilitar soporte, refuerzo y estabilidad, al recipiente a presión, y tienen que estar rígidamente unidos mediante soldadura o remachado. Se pueden considerar otros tipos de ligamentos, como: - Ligaduras indirectas, que utilizan abrazaderas, pasadores y grapas VIII.-264

- Ligaduras que están completamente desligadas, capaces de transferir las cargas a través de superficies de rodadura o de fricción Condiciones de carga.- Las cargas aplicadas a componentes estructurales se clasifican en tres grupos: - Cargas muertas, que son las que la gravedad ejerce sobre el equipo y sus estructuras soporte - Cargas vivas, que varían en magnitud y, a veces, en ubicación; se tienen en cuenta para computar las máximas tensiones exigibles en el diseño - Cargas transitorias, que dependen del tiempo; raramente se presentan durante la vida de los componentes estructurales Las cargas específicas que se consideran en el diseño de cualquier estructura soporte de un componente a presión, comprenden: - Peso de componentes y de su contenido, en operación y en ensayo, incluyendo las cargas debidas a otros factores como la altura estática, la altura dinámica y el flujo de fluido - Peso de los elementos componentes del soporte - Cargas superpuestas, estáticas y térmicas, inducidas por los componentes soportados - Cargas medioambientales, debidas al viento y nieve - Cargas dinámicas, que incluyen las provocadas por terremotos, vibraciones y cambios bruscos de presión - Cargas debidas a expansiones térmicas de tuberías - Cargas debidas a expansiones o contracciones inducidas por la presión - Cargas debidas a instalaciones de anclajes de componentes Consideraciones de diseño de soportes.- Implican la determinación de tensiones sobre los componentes estructurales y sus conexiones, mediante métodos analíticos. El análisis elástico lineal utilizando la teoría de la carga máxima de rotura, se aplica a placas, carcasas y soportes. El análisis del límite plástico se usa en estructuras lineales ensambladas, siempre y cuando se apliquen los factores de ajuste de carga adecuados. Soportes de placa y carcasa.- Para soportar recipientes a presión en disposición vertical se utilizan zócalos de carcasa cilíndrica. Estos soportes se unen al recipiente para reducir las tensiones locales de pandeo, en la unión zócalo-recipiente, construcción que permite variaciones de la presión radial y térmica del recipiente soportado, mediante el correspondiente pandeo del zócalo; la longitud axial del soporte se elige de manera que se pueda producir el pandeo en forma segura. En la Fig VIII.13 se muestran los detalles para un soporte del tipo de zócalo de carcasa. Para el diseño del zócalo se determinan las cargas que tiene que soportar, entre las que se incluyen: - El peso del recipiente y su contenido - Las cargas impuestas por cualquier otro equipo soportado por el recipiente - Las cargas debidas a los sistemas de tuberías y otros tipos de ligaduras inherentes al recipiente Fig VIII.13.- Detalles del zócalo soporte de carcasa VIII.-265

Se establece una altura de zócalo y se determinan las fuerzas y momentos en la base del mismo, debidas a las cargas aplicadas. Si se considera la carcasa (superficie cilíndrica) como una viga, la tensión axial en el zócalo se calcula por la expresión:

σ=

€

A

± Mc I

en la que:

σ es la tensión axial en el zócalo

€

€

-Pv

Pv es la carga total vertical de diseño A es el área de la sección transversal M es el momento en la base debido a las cargas de diseño c es la distancia radial desde el eje central a la superficie del zócalo I es el momento de inercia La tensión axial para carcasas delgadas (R/e > 10), siendo R y e el radio y espesor del zócalo, es:

σ=

- Pv 2πRe

±

M

π R 2e

Como la tensión admisible por compresión es menor que la tensión admisible por tracción, es la de compresión la que normalmente controla el diseño. Para el ejemplo que se está considerando, si se utiliza la teoría de la tensión máxima, siendo FA la tensión admisible de compresión axial, el espesor del zócalo se obtiene mediante la ecuación: e=

Pv 2π R F A

+

M

π R2FA

Las conexiones del zócalo, al recipiente y a la placa base soporte, se deben comprobar en cuanto a tensiones locales de pandeo, primarias y secundarias. Los niveles globales de tensiones facilitan, en todos los casos, un diseño más exacto. Frecuentemente se pueden presentar tensiones locales de pandeo térmico, como consecuencia de la posible diferencia de temperaturas entre el zócalo y la placa base soporte; su magnitud depende del gradiente térmico axial; los gradientes más elevados dan lugar a tensiones más altas. Para minimizar estas tensiones, el gradiente térmico en la unión se puede reducir por: - Soldaduras de penetración total, en la junta zócalo-carcasa, lo que facilita la máxima transferencia de calor por conducción - Aislamiento térmico selectivo en la región de la junta, lo que facilita el flujo de calor por convección y radiación Según sea la complejidad del ensamblado, para calcular las tensiones térmicas de pandeo se hace uso del análisis de tensión de discontinuidades o del método elástico lineal de elementos finitos. VIII.10.- SOPORTES DE TIPO LINEAL Los generadores de vapor de plantas energéticas que queman combustibles fósiles, tienen muchos VIII.-266

componentes lineales que soportan y refuerzan los componentes de las partes a presión. Por ejemplo, las paredes de cerramiento del hogar, construidas con paneles de tubos membrana soldados, hay que reforzarlas con elementos estructurales externos, vigas de atado o vigas tirante, para que resistan la presión de los gases del hogar y los esfuerzos debidos a causas exteriores como vientos y terremotos. En el cerramiento de los diversos componentes del generador de vapor existen recintos, como las cajas de aire, que requieren sistemas estructurales internos para soportar el cerramiento, su contenido, y reforzar las paredes del hogar. El diseño de estos sistemas estructurales se basa en el método elástico lineal, utilizando los límites admisibles correspondientes de la teoría de tensiones máximas. El sistema de vigas de atado se compone de vigas o cerchas colocadas horizontalmente, conectadas por el lado exterior de las paredes tubulares, que están constituidas por los paneles verticales de tubos membrana, que configuran el volumen del hogar. Los extremos de las vigas de atado se conectan a unas vigas tirante, Fig VIII.14, que enlazan con las vigas de atado correspondientes a la pared opuesta, formándose así un sistema estructural autocompensado. Las paredes del cerramiento del hogar se sueldan de forma continua a lo largo de las esquinas, conformando así un recipiente a presión de sección rectangular, refrigerado por agua.

Fig VIII.14.- Nivel típico de viga de atado, vista en planta

La resistencia horizontal de las paredes es bastante menor que la vertical, por lo que los elementos del sistema de vigas de atado se disponen horizontalmente. El espaciado entre vigas de atado se basa en la capacidad de las paredes del cerramiento para resistir las siguientes cargas: - Presión interna p de diseño de los tubos - Cargas muertas axiales DL - Presión mantenida p LS de humos en del hogar - Presión transitoria p LT de humos en el hogar - Cargas de viento WL - Cargas sísmicas EQ Las cotas correspondientes a las vigas de atado se establecen, en principio, sobre: - La comprobación de resistencia de las paredes - La ubicación de los equipos auxiliares necesarios, como sopladores, quemadores, puertas de acceso y mirillas de observación VIII.-267

Las cotas de las vigas de atado son las de los soportes horizontales para paredes continuas de tubos verticales La pared se analiza para las siguientes combinaciones de cargas, usando el método de análisis elástico lineal: D L + p LS + p D L + p LS + W L + p D L + p LS + E Q + p D L + p LT + p El espaciado entre las vigas de atado se modifica para asegurar que las tensiones en las paredes estén dentro de los límites admisibles de diseño; su ubicación se diseña de forma que se facilite la total utilización de la estructura de las paredes membrana. Los elementos del sistema de vigas de atado, sus conexiones en los extremos y amarres a las paredes tubulares, se diseñan para las cargas máximas que se obtengan del correspondiente análisis de paredes, como barras de pandeo con extremos articulados. Estas especificaciones se modifican para altas temperaturas y utilizan coeficientes de seguridad según el Código ASME, Secciones I y VIII. Las consideraciones de diseño más importantes para el sistema de vigas de atado de un generador de vapor, son: - La estabilidad de la brida exterior de la viga para prevenir el pandeo, en el caso de tensión por compresión viga de atado-tirante extremo - El desarrollo de los acoplamientos  , para facilitar la transferencia viga de atado- pared de cargas y para permitir la expansión diferencial de los elementos conectados - Proveer el espaciado adecuado entre las vigas de atado - Proveer los refuerzos para evitar que las vibraciones, por pulsaciones de presión en el lado de humos de baja frecuencia, entren en resonancia, especialmente en calderas de combustible fósil VIII.11.- CÁLCULOS A PARTIR DEL CÓDIGO ASME La complejidad de las normas contenidas en el Código ASME para el Diseño y Construcción de Calderas y Recipientes a Presión, depende de los factores de seguridad que se apliquen a las propiedades de los materiales empleados, para establecer las tensiones admisibles. Cuando el análisis de tensiones es muy simplificado, el factor de seguridad se hace mucho más relevante. Cuanto más completo sea el análisis de tensiones, tanto menor puede ser el factor de seguridad. Para aquellos casos en los que la resistencia a la tracción establezca el valor de la tensión admisible, el Código ASME, Sección IV Normas para la Construcción de Calderas Calefactoras requiere calcular únicamente el espesor, con un coeficiente de seguridad igual a 5, aplicado sobre el valor de la resistencia a la tracción. El Código ASME en la Sección I Normas para Calderas Energéticas y en la Sección VIII, división 1 Normas para Construcción de Recipientes a Presión, requiere un análisis más complejo, junto con otras consideraciones; el factor de seguridad que afecta a la resistencia a la tracción es igual a 4. El Código ASME, en la Sección III, Normas para la Construcción de Componentes Nucleares y en la Sección VIII, división 2, Normas para la Construcción de Recipientes a Presión, requiere análisis exVIII.-268

€

tremos; el coeficiente de seguridad sobre la resistencia a la tracción es igual a 3. Cuando el espesor de la pared es muy pequeño respecto al diámetro del recipiente, la formulación relativa a membranas se puede utilizar con suficiente exactitud. Cuando el espesor de la pared es importante respecto al diámetro del recipiente, las fórmulas se modifican según las aplicaciones correspondientes del Código ASME, para adaptarse a las presiones de diseño más altas. El espesor mínimo de pared para una carcasa cilíndrica se establece resolviendo la ecuación de la tensión circunferencial, suponiendo que no hay más cargas que la de la presión interna; otras cargas adicionales se tendrán en cuenta, si se tiene que aumentar el espesor mínimo inicial requerido por la pared, para mantener las tensiones calculadas por debajo de los valores de las admisibles. EJEMPLO.- Si se considera la Sección VIII, división I del Código ASME y se supone un recipiente a presión sin aberturas reforzadas, ni cargas adicionales, con presión interna de diseño de 1200 psi a 500ºF, diámetro interior de 10”, material acero al C, SA-516, Grado 70, y asumiendo que no hay sobreespesor de corrosión, que las juntas se sueldan a tope y se radiografían al 100%, el espesor mínimo requerido de pared se calcula como sigue: La ecuación que establece el espesor mínimo requerido de pared, en la Sección VIII, división 1 del Código ASME, es: e=

pR 1200 × 5 = = 0,358 (S E) − (0,6 p) (17500 × 1,0) − (0,6 × 1200)

en la que: e es el espesor mínimo requerido, (“) p es la presión interna de diseño = 1.200 psi R es el radio interior = 5” S es la tensión admisible a temperatura de diseño = 17.500 psi E es la eficiencia menor de junta soldada o ligamento = 1 El tamaño comercial superior, más próximo, es 0,375” Si para calcular el espesor de la chapa se emplea la ecuación de tensión circunferencial simple, utilizando la mínima resistencia a la tracción 70.000 psi del SA-516, Grado 70, el espesor sería entonces: e = 1200 × 5 = 0 ,0857" 70000 y el coeficiente de seguridad, relativo a la resistencia a la tracción: FS =

€

VIII.-269

0,358 = 4,2 0,0857

IX.- FUENTES DE ENERGÍA http://libros.redsauce.net/

El carbón es la segunda fuente más importante de combustible, el 32% de la energía mundial, y es el combustible fósil más común en la generación de energía eléctrica. A consecuencia de las emisiones resultantes de SO2, los niveles del contenido de S en los carbones introducen criterios básicos para su utilización. subbituminosos La gran mayoría de los carbones USA son  , y tienen bajos contenidos de S, lo que  ligníticos permite cumplimentar de forma económica, las exigencias del Acta Federal de Aire Limpio y las disposiciones legales sobre lluvia ácida. Las preocupaciones medioambientales, sobre las distintas emisiones de contaminantes, especialmente SO2, NOx y CO2, pueden limitar el futuro crecimiento del consumo mundial del carbón. Sin embargo, en USA, Japón y países europeos, se están investigando tecnologías para obtener un uso limpio del carbón, con el fin de facilitar la reducción de emisiones contaminantes, a la vez que se mejora la eficiencia energética. En USA, algunas de estas tecnologías se encuentran actualmente en fase de comercialización a la espera de su implantación en las centrales termoeléctricas, actuales y futuras. IX.1.- FORMACIÓN DE LOS CARBONES El carbón se ha formado a partir de plantas, por medio de procesos químicos y geológicos que han tenido lugar a lo largo de millones de años. La deposición de sucesivas capas de residuos vegetales en regiones húmedas o pantanosas, en condiciones que impedían su exposición al aire y la consiguiente putrefacción de los residuos acumulados, junto con la acción bacteriana, la presión y la temperatura actuando sobre la materia orgánica a lo largo del tiempo, contribuyeron a la transformación de los residuos vegetales en carbón, proceso denominado carbonización. El primer producto de este proceso es la turba, que contiene parcialmente descompuestos, tallos, ramas y cortezas, y que no se suele clasificar como carbón; la turba se transforma progresivamente hasta llegar a ser lignito, más carbonizado, que puede llegar a convertirse en antracita. IX.-271

Durante la carbonización tienen lugar una serie de procesos físicos y químicos, que junto con la presión y temperatura a que está sometido el material orgánico provocan cambios estructurales y químicos, que incluyen: - Un incremento en el contenido de carbono - Una pérdida de agua, oxígeno e hidrógeno - Una notable resistencia frente a disolventes El proceso de la carbonización se representa en la Fig IX.1, en forma esquemática. El carbón es muy heterogéneo y puede variar ampliamente su composición química, según sea el yacimiento de procedencia.

Composición en % en peso, base seco sin ceniza Carbono

Hidrógeno

Oxígeno

Madera

49

7

44

Turba

60

6

34

Lignito

70

5

25

Subbituminoso

75

5

30

Bituminoso

85

5

10

Antracita

94

3

3

Fig IX.1.- Proceso de la carbonización

Además de los componentes orgánicos (carbono, hidrógeno y oxígeno), el carbón contiene impurezas, como la ceniza y el S. La ceniza procede del material mineral o inorgánico, aportado o absorbido durante el período de la carbonización. Las fuentes de ceniza incluyen substancias inorgánicas, como la sílice, que forman parte de la estructura química de las plantas. iones inorgánicos Durante el período de carbonización la materia orgánica captura  , que están  granos minerales presentes en el agua pantanosa. En los poros y grietas de las vetas de carbón se depositan materias como limo, pizarra y pirita. El S se presenta en el carbón bajo tres formas diferentes: - El S orgánico, que forma parte de la estructura molecular del carbón - El S piritoso, que aparece como mineral pirita - El S sulfato, principalmente como sulfato de hierro La principal fuente de S es el ión sulfato, presente en el agua. El agua dulce tiene una baja concentración de sulfatos, mientras que el agua salada tiene un elevado contenido de sulfatos; por esta razón, el carbón bituminoso de USA, que procede de depósitos orgánicos acumulados en esa región cuando los mares cubrían la misma, tiene un alto contenido en S. El carbón es una sustancia compleja y heterogénea. A veces resulta útil establecer una fórmula estructural que pueda servir de ayuda, como modelo y con las debidas precauciones, para ilustrar algunas reacciones del carbón y colaborar en el futuro desarrollo de procesos relacionados con el mismo, como son la gasificación, la combustión y la licuefacción. IX.-272

€

IX.2.- CLASIFICACIÓN DE LOS CARBONES El carbón es una sustancia heterogénea que abarca amplios campos en su composición, estructura y propiedades particulares, por lo que es necesario un sistema de clasificación de acuerdo con una serie de calidades, como la alteración progresiva que ha tenido lugar en el proceso de carbonización, cuando se ha transformado sucesivamente, a partir del lignito, pasando por los denominados subbituminoso, bituminoso y antracita. CLASIFICACIÓN ASTM POR PORCENTAJES.- La clasificación ASTM se utiliza como criterio, para definir: - El valor de los parámetros de materias volátiles - El carbono fijo determinado en un análisis inmediato - El poder calorífico El sistema de clasificación ASTM ayuda a identificar las utilizaciones óptimas comerciales de los diferentes carbones y facilita información con vistas a su combustión; se presenta en la Tabla IX.3 y se describe en la Sección D388 de las normas del Código ASTM. El análisis inmediato es el método de ensayo en laboratorio, y se describe en ASTM-D271; con este análisis se determinan: - El contenido de humedad - La cantidad de ceniza residual en una combustión completa - Las materias volátiles que se desprenden cuando se calienta a una determinada temperatura - El carbono fijo residual tras el desprendimiento de las materias volátiles La Tabla IX.4 facilita un análisis inmediato de un carbón (en este caso de West Virginia, USA), tal como se recibe, que incluye la humedad total presente en el carbón, cuando éste llega a las instalaciones de la planta energética. el carbono fijo Para los carbones viejos se utilizan como parámetros de clasificación  .  las materias volátiles La cantidad de estos contenidos se determina sobre base seca y sin materia mineral, mediante la formulación desarrollada en 1906 por S.W. Parr, de la forma:

% carbono fijo = C fijo % =

Cfijo − 0,15S 100 − ( M + 1,08 A + 0 ,55S)

× 100

% matera volátil = M volátil% = 100 − C fijo% € Btu − 50S por lb = Btu% = 100 − (1,08A + 0,55S) €  C fijo  % Carbono fijo: C = × 100 fijo % 100 − (1,1A + 0,1 S) €  Fórmulas aproximadas:  % Materia volátil: Mvolátil % = 100 − C%  Btu  Btu % = 100 − (1,1A + 0,1S )  Btu es el poder calorífico por lb, ( 1 kJ/kg = 2 ,326 Btu/lb) en las que:   M es el % de humedad superficial ; A es el % de ceniza ; S es el % de azufre IX.-273

Tabla IX.1.- Información energética de la Administración USA. Estados con mayores reservas comprobadas de carbón (109 ton) Nombre del estado

Reservas totales

USA

Reservas en el interior

Reservas a cielo abierto

ton

t

ton

t

Ton

t

% Total USA

120

109

71

64

49

44

25,3

Illinois

79

72

63

57

16

15

16,5

Wyoming

69

63

43

39

26

24

14,5

West Virginia

38

34

33

30

5

4,5

8

Kentucky

30

27

25

23

5

5,4

6,5

Pennsylvania

30

27

28

25

1

0,9

6,2

Ohio

190

17

13

12

6

5,4

3,9

Colorado

170

15

12

11

5

4,5

3,6

Texas

14

13

0

0

14

13

2,8

Indiana

10

9

9

8

1

0,9

2,2

Todos los demás

50

45

24

22

25

23

10,4

476

431

321

291

154

140,6

100

Montana

TOTAL USA

Tabla IX.2.- Contenidos en S y reservas comprobadas de USA en interior y a cielo abierto (106 ton) Rangos de contenido en azufre, % ESTADO

< 1,0

1,1 a 3,0

> 3,0

No Conocido

Total

624,7

1099,9

16,4

1239,4

2981,8

Alaska

11458,4

184,2

0

0

11645,4

Arizona

173,3

176,7

0

0

350

Arkansas

81,2

463,1

46,3

74,3

665,7

Colorado

7475,5

786,2

47,3

6547,3

14869,2

Georgia

0,3

0

0

0,2

0,5

Illinois

1005,1

7341,4

42968,9

14256,2

65664,8

Indiana

548,8

3305,8

5262,4

1504,1

10622,6

1,5

226,7

2105,9

549,2

2884,9

0

309,2

6956

383,2

1388,1

6558,4

3321,8

299,5

2729,3

12916,7

Alabama

Iowa Kansas Kentucky East Kentucky West

0,2

564,4

9243,9

2815,9

12623,9

Maryland

135,1

690,5

187,4

34,6

1048,2

Michigan

4,6

85,4

20,9

7

118,2

Missouri

0

182

5226

4080,5

9487,3

Montana

101646,6

4115

502,6

2116,7

108396,2

35753

793,4

0,9

27,5

4394,8

New Mexico North Carolina

0

0

0

31,7

31,7

North Dakota

5389

10325,4

268,7

15

16003

Ohio

134,4

6440,9

12534,3

1872

21077,2

Oklahoma

275

326,6

241,4

450,5

1294,2

Oregon

1,5

0,3

0

0

1,8

Pennsylvania

7318,3

16913,6

3799,6

2954,2

31000,6

South Dakota

103,1

287,9

35,9

1

428

Tennessee

204,8

533,2

156,5

88

986,7

Texas

650,9

1884,6

284,1

444

3271,9

Utah

1968,5

1546,7

49,4

478,3

4042,5

Virginia

2140,1

1163,5

14,1

330

1649,9

603,5

1265,5

39

45,1

1954

West Virginia

14092,1

14006,2

6823,3

4652,5

39589,8

Wyoming

39912,3

14657,4

1701,1

3060,3

53336,1

200181,4

92997,5

92571,5

50778

436735,7

Washington

TOTAL

IX.-274

Tabla IX.3.- Clasificación de carbones en % (ASTM-D388) Límites Carbono Fijo % puro

Límites Materias Volátiles % puro

(seco, sin ceniza) ≥


Límites Poder Calorífico Btu/lb puro

Carácter

Clase

Grupo

(seco, sin ceniza) ≥
1,9 75 a 90

La información proporcionada por estos ensayos se utiliza para predecir el posible grado de reducción en los contenidos de ceniza y de S, utilizando tecnologías de limpieza mediante flotación en líquidos densos; en general, cuanto más parecidas sean la densidad del material y la del medio de separación, tanto más difícil e ineficiente será ésta. Operaciones de limpieza y preparación del carbón.- Los pasos iniciales en el proceso de limpieza del carbón, incluyen: - La eliminación de todo tipo de materiales extraños - La trituración del carbón todo uno - El cribado para la separación y clasificación por tamaños Las operaciones que se exponen a continuación se utilizan para deshidratar y obtener un producto que tenga unos bajos contenidos en ceniza y en S.

Fig X.6.- Secuencia de operaciones relativa a una unidad para la limpieza de carbón X.-305

La Fig X.6 presenta un diagrama de la secuencia de operaciones relativas a una unidad para la limpieza de carbón. CONCENTRACIÓN HÚMEDA.- El procedimiento más común para realizar la limpieza mecánica del carbón consiste en la concentración por densidad y la posterior separación y clasificación en múltiples productos; sucede que, a igualdad de tamaño, las partículas más pesadas se depositan mejor y más rápidamente que las más ligeras en el seno de un fluido. El carbón e impurezas se separan por su diferencia de densidad, tal como se indica en la Tabla X.3. Tabla X.3.- Densidades relativas típicas de carbones e impurezas afines

Material

Carbón bituminoso

Hulla pizarrosa

Esquisto bituminoso

Pizarra

Arcilla

Pirita

Densidad relativa 1,10 a 1,35 1,35 a 1,70 1,60 a 2,20 2,00 a 2,60 1,80 a 2,20 4,80 a 5,20

El fluido de separación consiste en: - Una suspensión de carbón bruto en agua o en aire - Una mezcla de arena y agua - Una lechada de carbón bruto y magnetita muy fina (constituye el medio de separación y clasificación más común) - Un líquido orgánico con una densidad intermedia adecuadamente elegida Si la densidad del medio de separación es 1,5 las partículas con menor densidad se concentran en el carbón limpio, y las más pesadas van al desecho. El carbón bruto se compone de una serie de partículas que representan una distribución continua de densidades y tamaños, siendo posible que una partícula grande y de poca densidad se comporte de forma similar a otra partícula de menor tamaño y mayor densidad; una partícula de pirita pequeña se puede depositar a la misma velocidad que una partícula de carbón mayor; la existencia de partículas con idéntica decantación puede hacer ineficaz el proceso de separación. La pirita fina presente en el carbón limpio, y el carbón bruto presente en la materia mineral se denominan material mal colocado, y su cantidad se determina por: - La distribución de las impurezas en el carbón bruto - La densidad de separación - La eficiencia en la separación física de los materiales segregados Si la cantidad de material con densidad parecida supera el 15÷ 20% del carbón bruto total, es muy difícil una separación eficiente por gravedad. CONCENTRACIÓN POR GRAVEDAD EN VÍA HÚMEDA.- Las técnicas más comunes son: a) Lavado con criba b) Concentración en mesa c) Procesos en medios densos a) Lavado con criba.- Sobre una criba hidráulica de carbón se proyecta, hacia arriba, un flujo de agua intermitente y periódico, creando un efecto impulsión/succión. El impulso ascendente hace que el lecho se expanda y se convierta en una suspensión de carbón y de partículas de residuos que se mueven libremente y se separan por densidad y tamaño, de forma que las más pequeñas y ligeras se mueven hacia la parte superior del lecho expandido. X.-306

La pulsación ascendente de agua se genera mediante la liberación controlada de aire comprimido. La succión descendente hace que el lecho se colapse mejorando la separación, ya que las partes de material estéril mayores y más pesadas se depositan más rápidamente que el carbón. Las capas separadas se desdoblan en el lado de descarga de la criba hidráulica para formar un carbón limpio y un residuo.

Fig X.7.- Clasificadora hidráulica BAUM para preparación de carbón

En la Fig X.7 se presenta una criba hidráulica que se usa en un amplio campo de tamaños de alimentación, con una densidad que varía entre 1,4÷ 1,8; la eficiencia de la separación se mejora con un precribado que elimine los finos para procesarlos independientemente. b) Mesa hidráulica de concentración.- Es una mesa inclinada que se monta de forma que oscile con frecuencia y amplitud variables; como equipamiento lleva una serie de barras diagonales espaciadas y perpendiculares al flujo de partículas. Por la parte superior de la mesa se introduce continuamente una lechada de carbón+agua produciéndose el lavado a medida que ésta atraviesa la mesa de concentración. La mezcla de carbón+agua junto con el movimiento de la mesa provocan un proceso de sedimentación, en el que: - Las partículas de menor densidad ascienden a la superficie - Las partículas de mayor densidad quedan atrapadas detrás de las ondulaciones y se transportan hacia el borde de la mesa lejos de la descarga del carbón limpio Las mesas hidráulicas de concentración se usan para tratar carbón de tamaños 0,375”x 0 = (9,53 mm x 0). c) Separación por medios densos.- En estos procesos el carbón bruto se sumerge en un fluido que debe tener una densidad que se encuentre entre la del carbón y la de la materia mineral (residuo). La diferencia de densidad provoca que el carbón y el residuo emigren a regiones opuestas en el recipiente de separación. El fluido es una suspensión de magnetita fina en agua. X.-307

CONCENTRACIÓN POR FLOTACIÓN.- La separación de carbón y materia mineral mediante flotación por espuma, se lleva a cabo haciendo uso de la diferencia entre sus propiedades superficiales, en lugar de sus densidades. Se hacen pasar burbujas de aire a través de una suspensión acuosa de carbón y materia mineral, que la agitan para impedir la decantación de las partículas; las burbujas de aire atacan las superficies de las partículas de carbón que resultan más difícil de mojar; en esta situación el carbón asciende hacia la superficie de la suspensión, donde se concentra en una espuma sobre la parte superior del agua; la materia mineral se mantiene en dispersión, Fig X.8. Para mejorar el ataque selectivo de las burbujas de aire a las partículas de carbón y permitir la formación de una espuma estable, se añaden reactivos espumantes. La flotación se usa para la limpieza de carbón con finura superior a la que corresponde al tamiz 48 mesh (300 micras). La eficacia del proceso se mejora mediante: Fig X.8.- Celda de flotación

- Una cuidadosa selección del tipo y cantidad de reactivos - Un cribado fino que genere un carbón y unas partículas de desecho bien determinadas - La generación de partículas finas de aire CONCENTRACIÓN POR VÍA SECA.- El proceso de separación del carbón por vía seca (proceso neumático) se aplica sólo a carbones de tamaño inferior a 0,5”(12,7 mm) con baja humedad superficial. DESHIDRATACIÓN.- Es un proceso clave en la preparación del carbón, ya que la reducción del contenido en humedad del combustible incrementa su poder calorífico. El carbón basto con tamaño de partículas superior a 0,375”(9,53 mm) se puede deshidratar suficientemente usando cribas oscilantes. El carbón de tamaño intermedio, del orden de 0,375”x 28 mesh = (9,53 mm x 600 micras), se deshidrata normalmente en cribas oscilantes seguidas de centrifugación. La deshidratación del carbón fino implica el uso de un espesador que aumente el contenido de sólidos de la alimentación mediante un tanque de vacío, o una centrifugadora de alta densidad. La deshidratación del carbón fino sirve para clarificar el agua separada, con vistas a su reutilización en la planta de preparación del carbón. Los finos se separan del agua a reciclar, para maximizar la eficiencia de los diferentes pasos del proceso de separación. La deshidratación térmica se utiliza para cumplimentar las especificaciones de humedad cuando el carbón bruto se ha limpiado con un tamaño muy fino, maximizando el rechazo correspondiente a la ceniza y S. Los secadores térmicos pueden ser cribas rotativas en cascada, y secadores de lecho suspendido y de lecho fluidificado. Los finos de carbón recogidos se reciclan para ayudar a las operaciones de secado del carbón. X.3.- MANIPULACIÓN Y ALMACENAMIENTO DE CARBÓN EN CENTRALES TÉRMICAS El almacenaje del carbón en una planta termoeléctrica es necesario para proveer un suministro continuo y seguro de combustible. Una planta de 100 MW quema 850 Tn/día, mientras que otra de 1300 MW requiere alrededor de 11000 Tn/día de carbón. En algunas centrales termoeléctricas hay que almaX.-308

cenar, por ley, una cantidad mínima de carbón equivalente al consumo de 60 a 90 días de operación a plena carga, por lo que el factor económico es la clave para determinar cuándo se debe comprar el carbón y cuánto se debe almacenar en la planta energética. En plantas industriales pequeñas, el almacenamiento en silo se prefiere al almacenaje en pila, con ventajas que incluyen el abrigo frente a los agentes atmosféricos y la facilidad de recuperación. Comercialmente existen tanques y silos prefabricados, con capacidades que alcanzan 2700 m3 y que pueden contener del orden de 2200 Tn de carbón. La complejidad de las operaciones de almacenamiento y manipulación del carbón se incrementan con el tamaño del generador de vapor.

Cinta transportadora

Silos de planta Tolva compensadora Toma de muestras Báscula de cinta

Dos cintas transportadoras

Tolva de vía

Cinta colectora

Cinta

Cabina de trituradora Cintas recuperadoras

Báscula de cinta Toma de muestras

Pluma apiladora

Tolvas y alimentador de recuperación Pila activa Pila de reserva

Fig X.9.- Manipulación de carbón para una central térmica

En la Fig X.9 se muestran los componentes de un sistema de almacenamiento y manipulación de carbón, para una planta termoeléctrica de 1000 MW. El carbón se entrega en vagones de ferrocarril, con descarga automática por el fondo de los mismos a una pila grande. Un sistema automático de recuperación recoge el carbón de la pila para su troceado y X.-309

posterior distribución a los silos de almacenamiento del generador de vapor. Este sistema automatizado puede manipular hasta 6500 Tn/día de carbón. Todos los equipos, desde los alimentadores del sistema de recuperación, hasta los silos y tolvas del generador de vapor, carecen de personal y se controlan desde la sala de control de la central. Manipulación del carbón bruto.- Para la descarga del carbón en la planta consumidora y su posterior distribución a los almacenajes en pila, silos y tolvas, se precisa de un equipamiento que depende del: - Método de entrega del carbón a la planta - Tipo de generador de vapor - Capacidad del carbón a manipular En plantas pequeñas se usan transportadores móviles para: - Descargar vagones ferroviarios - Recuperar el carbón de las pilas de almacenaje - Llenar los silos o tolvas correspondientes Las plantas grandes precisan instalaciones exclusivas para cumplimentar la demanda de un suministro continuo de combustible. La capacidad del sistema de manipulación del carbón se determina por: - El régimen de utilización del carbón que tiene la caldera - La frecuencia de las entregas de carbón a la planta - El tiempo admitido para la descarga Descarga de vagones ferroviarios.- En los sistemas de volcadores giratorios para vagones, éstos se inmovilizan en un bastidor, mecánica o hidráulicamente, a continuación el bastidor se gira y el carbón cae en una tolva situada bajo las vías; en la Fig X.10, para planta termoeléctrica pequeña y en la Fig X.11 para una planta de gran potencia.

Fig X.10.- Sistema volcador de vagones para planta termoeléctrica pequeña X.-310

Fig X.11.- Sistema de descarga de vagones ferroviarios y de manipulación de carbón para planta termoeléctrica grande

El carbón procedente de la tolva de descarga de vagones alimenta un triturador de tambor con carcasa perforada, en el que el carbón se trocea a tamaños más pequeños que se transporta a las tolvas de almacenaje, donde una cinta basculante lo distribuye a lo largo de ellas. Descarga de camiones.- Los camiones pueden volcar el carbón que transportan a través de una parrilla, cayendo directamente a una tolva del sistema de almacenamiento de la planta. En la Fig X.12 se muestra un sistema de descarga de carbón para camiones y su posterior manipulación, para una caldera de tamaño medio con hogar mecánico. El elevador y la tolva de almacenaje se encuentran a la intemperie y no dispone de equipos de trituración ni de separación de metales. Los canalones de transferencia van inclinados 60º con respecto al plano horizontal, para disminuir la posibilidad de que el carbón se atasque.

Fig X.12.- Manipulación de carbón para entregas por camión X.-311

X.4.- ALMACENAMIENTO Almacenamiento en pila.- El lugar debe tener una adecuada accesibilidad para las entregas de carbón en gabarra, ferrocarril o camión; debe incluir una evaluación de la ubicación, la supervisión medioambiental y datos climáticos y meteorológicos, teniendo en cuenta: - El análisis de las características del suelo utilizado - La estructura de las rocas subyacentes - El esquema del drenaje local que se proyecte - La posibilidad de inundación de la parcela El carbón bituminoso, el subbituminoso y el lignito se apilan en capas múltiples horizontales. Para reducir la posibilidad de una combustión espontánea, las pilas de carbón se compactan con el fin de minimizar las diversas canalizaciones que la masa de la pila ofrece al aire, que se comportan como chimeneas, y que pueden provocar un mayor flujo de aire a través de la pila cuando el carbón se calienta al entrar en combustión espontánea. En un carbón bituminoso, el apilado consiste en la colocación de una capa inicial de 1 ÷ 2 ft = (0,3÷ 0,6 m) de espesor, que se compacta para eliminar espacios de aire en la pila. Para el carbón subbituminoso y el lignito se requiere una capa inicial más delgada, que permita asegurar una buena compactación. Para un almacenamiento a largo plazo, la parte superior de la pila debe estar ligeramente abombada, para que pueda escurrir por ella el agua de lluvia. La superficie lateral de la pila y la parte superior se deben cubrir con una capa compactada de 1 ft (0,3 m) de espesor, compuesta fundamentalmente por finos que, a su vez, se debe recubrir con otra capa de 1 ft de espesor, formada por tamaños gruesos de carbón. No resulta práctico sellar las pilas de carbón subbituminoso y de lignito, con carbón de tamaño grueso, ya que éste se puede disgregar y romper en tamaños más pequeños, en períodos de tiempo cortos. En plantas industriales pequeñas, para las que no se justifica la maquinaria pesada que requiere la compactación, el sellado de la superficie exterior de la pila se consigue mediante el rociado con una ligera capa de gasóleo. Almacenamiento en silo.- Para una capacidad dada, el almacenamiento en silo requiere un menor volumen construido, en comparación con el correspondiente al almacenamiento en tolva de igual capacidad. La Fig X.13 presenta un diseño de silo en el que un componente interno (raqueta) facilita la máxima utilización del espacio disponible para el almacenaje. Cuando el carbón de la parte superior de la raqueta se ha utilizado, se recupera el carbón inferior de la misma que constituye el almacenamiento de reserva ubicado en la parte baja del silo. Almacenamiento en tolva.- Las tolvas facilitan un almacenaje a corto plazo, aguas arriba de los pulverizadores Fig X.13 o de otros equipamientos propios para la alimentación del Sistema de silo para almacenaje activo y de reserva carbón hacia la zona de combustión. La complejidad del diseño de la tolva y de los canalones de transferencia aumenta con el tamaño de las calderas y con el régiX.-312

men de consumo de carbón. Cuando las tolvas y los tubos de transferencia se seleccionan y dimensionan adecuadamente, el factor dominante en la efectividad del sistema de suministro viene condicionado por el estado en que se encuentre el carbón. Un flujo de carbón fino es difícil de mantener cuando su humedad superficial es del 5 ÷ 10%. Las pequeñas canalizaciones que se pueden formar en las tolvas provocan un flujo intermitente e incluso una interrupción total del flujo de carbón. La tolva de carbón forma parte de la estructura del edificio del generador de vapor. Su capacidad debe ser suficiente para proveer unas 30 horas de suministro de carbón a plena carga. Las tolvas de carbón se construyen con baldosas, hormigón armado, chapas de acero al carbono, chapas revestidas de acero inoxidable, chapas recubiertas de hormigón resistente a ácidos, chapas revestidas de caucho, etc. En ellas hay que evitar bolsas en las que se restringe el flujo de carbón y que pueden contribuir a la ignición espontánea; en la Fig XIII.14 se muestran algunas formas de tolvas de carbón.

Fig X.14.- Perfiles usados en el diseño de tolvas de carbón

Las tolvas se colocan en los niveles superiores de la planta, para facilitar un flujo por gravedad hacia los alimentadores del pulverizador o hacia el hogar, que están situados a nivel más bajo. Las tolvas de almacenamiento tienen que estar lo más lejos posible de: - La salida de humos del hogar - Los conductos de aire caliente - Las tuberías de vapor - Otras fuentes externas de calor que podrían contribuir a la ignición y combustión espontánea del carbón. En algunos casos se necesita aislar la tolva y proveerla de una ventilación adecuada, que reduzca la posible transferencia de calor desde las tuberías de vapor o desde los conductos de aire o humos. Las tolvas se diseñan para conseguir un vaciado completo del carbón en el caso de una prolongada indisponibilidad de la unidad. Diseño de los conductos de transferencia.- Son de sección circular, longitud corta y disposición tan vertical como sea posible. Hay que evitar cualquier reducción de su sección transversal y los cambios bruscos de dirección. Si un flujo se bifurca en dos, sus direcciones deben formar un ángulo de divergencia lo menor posible. En aquellos casos en los que resulte imposible evitar un ángulo importante en un cambio de dirección, se utiliza un ensanchamiento brusco de la sección transversal del conducto con el fin de aliviar la presión lateral y la fricción en la canalización de transferencia. En el caso de alimentar pulverizadores presurizados, hay que tener cuidado en el diseño de estos conductos de transferencia, dado que el carbón que se encuentra dentro del conducto sirve también como sellador, con vistas a evitar la pérdida del aire de presurización, desde el pulverizador hacia la tolX.-313

va, por lo que se necesita una altura mínima (altura de sellado) dentro del tubo de transferencia, para sellar debidamente el sistema conducto de transferencia+alimentador; en este caso no se pueden utilizar disipadores.

Fig X.15.- Descarga de tolva a pulverizador, mostrando un sistema de alimentación

En la Fig X.15 se muestra una tolva integrada en el sistema de un pulverizador, en la que se pueden observar los conductos de transferencia verticales de sección constante conectados con el alimentador y con el pulverizador. Este sistema se completa con los acoplamientos y válvulas adecuados. X.5.- ALIMENTADORES Los alimentadores se utilizan para controlar el flujo de carbón desde la tolva de almacenaje. La selección del alimentador se basa en el análisis de las propiedades del material como: - Tamaño máximo de partículas - Distribución de tamaños - Densidad - Contenido en humedad y abrasividad y en el régimen y grado de control requerido por el flujo. volumétricos Los alimentadores de las modernas plantas que consumen carbón se clasifican, en   gravimétricos X.-314

Alimentadores volumétricos.- Se diseñan para facilitar un régimen controlado de volumen de carbón hacia el pulverizador; pueden ser alimentadores de paletas, de mesa, de alvéolos, de banda articulada y de cinta. Los alimentadores de cinta, anchura fija, son los más precisos, cuentan con una barra enrasadora para mantener el flujo de carbón con una altura constante, mientras que la velocidad de la cinta determina la cantidad de carbón a través de la abertura disponible; este alimentador no compensa las posibles variaciones en la densidad del carbón, lo que produce variaciones en el aporte de energía hacia los quemadores, a través del pulverizador. Alimentadores gravimétricos.- Compensan las alteraciones de densidad debidas - Al contenido en humedad - Al tamaño de las partículas - A otros factores inherentes al carbón basto Los alimentadores facilitan un régimen de flujo de carbón hacia el pulverizador más preciso y, por lo tanto, un aporte de energía más exacto hacia los quemadores y caldera, lo que es importante cuando se necesita un control exacto de la relación combustible/aire con el fin de: - Minimizar la formación de NOx - Controlar el nivel de escorificación en el hogar - Maximizar la eficiencia térmica de la caldera, reduciendo los excesos de aire En los alimentadores gravimétricos, el carbón se transporta por una cinta transportadora, de forma que una célula piezoeléctrica monitoriza el peso del carbón mediante: - El ajuste de la altura de la barra enrasadora, que controla el área de la sección recta correspondiente al flujo de carbón - El ajuste de la velocidad de la cinta, si la sección recta correspondiente al flujo de carbón se mantiene constante X.6.- MEZCLA DE CARBONES Cuando el generador de vapor se aprovisiona con carbones procedentes de varias fuentes, se requiere una mezcla efectiva de los mismos que facilite una alimentación uniforme a la caldera. La utilización de carbones múltiples puede estar justificada: - Por motivos económicos - Por el contenido de S en el carbón de referencia - Por el efecto de los distintos carbones en la operación de la caldera El objetivo de la mezcla es facilitar un suministro de carbón con propiedades uniformes, que definan: - El contenido de S - El poder calorífico - El contenido de humedad - La grindabilidad - Cualquier otro parámetro característico del combustible una ubicación remota La mezcla de carbones puede tener lugar en  .  la propia planta generadora de vapor La mezcla realizada lejos de la planta consumidora elimina la necesidad de un almacenamiento inX.-315

dependiente y de otras instalaciones que se precisan para la mezcla de los carbones. La mezcla de carbones efectuada en la propia planta generadora de vapor se puede realizar por medio de una gran variedad de tecnologías, como: - La instalación de pilas de almacenaje separadas para cada fuente de carbón y el empleo de cucharas de carga frontal, para tomar las adecuadas cantidades de cada pila y dirigirlas hacia otra pila o tolva para su mezcla, antes de que ésta se dirija al triturador o pulverizador. - El carbón de cada fuente se puede almacenar en silos independientes, con un alimentador bajo cada silo, para dosificar las cantidades requeridas sobre una cinta común de transferencia La mezcla de carbones en la planta generadora de vapor proporciona más flexibilidad para la obtención de un carbón mezcla y ajustar las variaciones que se puedan presentar en los carbones, las cuales influyen en el funcionamiento de pulverizadores, quemadores, sopladores de hollín y equipo de depuración de humos. Si no se produce una mezcla uniforme, las características operativas del pulverizador se pueden deteriorar, de forma que: - La caldera puede experimentar gran escorificación y ensuciamiento - La captación de partículas en los precipitadores electrostáticos puede disminuir de modo notable X.7.- MANIPULACIÓN DEL CARBÓN Supresión de polvo.- Los agentes para la supresión de las emisiones de polvo en la manipulación del carbón y en el transporte, son: el agua, el aceite y el cloruro de calcio CaCl2. Sobre el flujo de carbón se puede rociar agua o aceite en forma de niebla. El aceite es el agente más utilizado y reduce las emisiones de polvo provocando su adherencia a las partículas mayores del carbón, formando conglomerados que tienen menos facilidad para flotar en el aire. El empleo de CaCl2 es más limitado, debido a sus perjudiciales efectos sobre la operación de caldera. Oxidación.- Los diversos componentes que constituyen el carbón se oxidan cuando se exponen al aire; esta oxidación se puede considerar como un proceso de combustión muy lento a baja temperatura, dado que los productos finales son los mismos que los de la combustión del carbón en un hogar. Aunque hay evidencias de que la acción bacteriana puede provocar un calentamiento del carbón, el calentamiento de éste se debe a una reacción química. Para evitar la combustión espontánea, el calor procedente de la oxidación se minimiza retrasando la oxidación o evacuando el calor generado. La velocidad de oxidación se incrementa con el contenido en humedad que tenga el carbón. Las partículas más finas del carbón tienen más superficie para un volumen dado y se oxidan más rápidamente. La velocidad de oxidación se incrementa con el contenido en humedad del carbón, o cuando está recién triturado o pulverizado. El régimen de absorción de oxígeno por el carbón a temperatura constante, decrece con el tiempo. Una vez establecida una pila de almacenaje segura, la probabilidad de oxidación de la misma disminuye. Carbón congelado.- Las dificultades asociadas a la manipulación de un carbón congelado se pue Secado térmico o mecánico de los finos den evitar por el   Rociado del carbón con una niebla de aceite de desecho o solución anticongelante X.-316

El empleo de CaCl2 puede provocar una acelerada deposición de ceniza o una rápida corrosión de las superficies tubulares que forman los intercambiadores de la caldera, por lo que la utilización de este agente no es recomendable. Incendios en pilas de carbón.- Una de las principales preocupaciones en el almacenamiento del carbón, es la combustión espontánea en algún punto de la pila, consecuencia de las propiedades de autocalentamiento que son características de algunos carbones. Un incendio en una pila se puede manejar de distintas formas, dependiendo de la extensión del fuego. La zona caliente se aísla del resto de la pila, lo que se consigue con un sellado de los lados y de la parte superior de la zona caliente, por medio de una capa estanca al aire de alquitrán o de asfalto. En un incendio de una pila de carbón, no se debe utilizar el agua para el control de las llamas ya que el agua derramada en la pila humeante, que arde en rescoldo, produce chimeneas más pronunciadas y genera mayores flujos de aire a través de ella. Flujo en tolvas.- Los atascos de carbón fino provocan reducciones e interrupciones de flujo, y aparecen en las tolvas cuando la humedad superficial del carbón es del 5%÷ 10% en peso. Las medidas preventivas para minimizar los problemas del flujo en tolvas, se concretan en: - Técnicas mejoradas de almacenaje a granel - Una recuperación cuidadosa y adecuada del carbón La alimentación de un carbón fino y húmedo desde la salida inferior de una tolva, tiende a formar chimeneas o canalizaciones de circulación preferente, que se prolongan hasta la superficie libre del carbón de la tolva; cuando esto ocurre, el flujo de carbón hacia los alimentadores que circula exclusivamente por estas chimeneas, se hace intermitente e incluso se puede interrumpir por completo. Las tolvas se pueden equipar con orificios en su extremo de salida, que permitan el empleo de lanzas o cañones de aire que restauren el flujo en toda la sección transversal de la tolva. Si hay riesgo de incendio, estos cañones se cargan con gas inerte N2 o CO2 para evitar una explosión de polvo de carbón. Para revestir las tolvas y los tubos de transferencia se utiliza un poliuretano moldeable, a fin de aumentar la resistencia a la abrasión y reducir la resistencia al flujo. tolvines de tolvas Los  están revestidos frecuentemente con chapas de acero inoxidable laminadas  conos de silos en frío y con todas sus soldaduras rectificadas y pulidas hasta un grado equivalente al de la chapa laminada original. La superficie pulida y resistente a la abrasión frena la formación de deposiciones susceptibles de facilitar posibles masas estacionarias de carbón que iniciarían los atascos en la tolva. Incendios en tolvas.- Un incendio en una tolva de carbón constituye un peligro, tanto para el personal, como para el equipo, y siempre exige acción inmediata, parando la alimentación de carbón a la tolva afectada que se debe vaciar por completo; no se debe añadir carbón fresco hasta que la tolva se haya enfriado y no antes de que se haya determinado la causa del incendio. El fuego se puede ahogar empleando vapor o CO2 que se asienta a través del carbón y desplaza al oxígeno del aire de la zona incendiada al ser más pesado que el aire. El fuego se tiene que extinguir completamente antes de vaciar la tolva, lo que es prácticamente imposible debido a: - Las demandas de carga en la caldera - A la dificultad de eliminar el flujo de aire hacia el fuego del incendio X.-317

La temperatura del carbón se vigila con termopares instalados en la tolva. Situación medioambiental.- El agua que se infiltra a través de la pila de almacenaje del carbón constituye una fuente de drenaje ácido que, eventualmente, puede contaminar los acuíferos locales. El agua de escorrentía de la pila se aísla dirigiendo ese drenaje a una balsa de retención, en la que se debe ajustar el valor del pH. El polvo suspendido en el aire que procede de las pilas de almacenaje del carbón, es una molestia pública, tiene efectos peligrosos en la vegetación de los alrededores y puede violar las normas sobre emisiones de polvo que se determinan por: - Las características del carbón de la capa superficial (tamaño de partículas, humedad, etc.) - El diseño de la pila de almacenamiento (área expuesta, altura, etc.) - Las condiciones climáticas locales (velocidad del viento, precipitaciones, etc.) X.8.- MANIPULACIÓN DE COMBUSTIBLES SÓLIDOS ALTERNATIVOS Las preocupaciones económicas y medioambientales han llevado a incrementar la generación de vapor a partir de combustibles sólidos obtenidos de subproductos y desperdicios residenciales, comerciales e industriales, como las basuras sólidas municipales, maderas y biomasa.  almacenaje Las propiedades de estos combustibles requieren unas condiciones específicas de  manipulación  separación que son diferentes de las que se aplican a los carbones. Residuos sólidos municipales.- Se pueden quemar en un proceso de incineración en masa como combustible derivado de residuos; tal como se reciben en la unidad de incineración, se entregan en el área de descarga y almacenan en un foso de hormigón, que puede estar cerrado y sometido a una ligera depresión, para controlar los olores y emisiones de polvo; el foso está equipado con un sistema de rociado de agua, para apagar posibles incendios que pueden aparecer por el calor generado en la descomposición de los residuos. La capacidad del almacenamiento es de 3 a 5 días, con el fin de acomodarse a períodos en los que hay menos residuos disponibles. No es recomendable, en ningún caso, el almacenamiento de los residuos sólidos municipales a largo plazo. Se pueden someter a un proceso con el fin de producir un combustible residual que cuente con más poder calorífico y menos ceniza. Desechos de madera.- Comprenden la corteza, el serrín, las recuperaciones de subproductos de aserraderos y los rechazos madereros; se transportan en camión, hacia el generador de vapor ubicado en las proximidades de estos productos. El material se descarga directamente en la pila de almacenamiento; el equipo de descarga y de manipulación se diseña para un funcionamiento en condiciones extremadamente pulverulentas, sin olvidar que se trata de un material muy abrasivo. Los productos de madera se pueden almacenar en grandes pilas a la intemperie (por un período inferior a 6 meses), o en depósitos o silos (durante 3 a 5 días). Para manipular este combustible de madera en la planta se utilizan transportadores mecánicos de cinta, siendo también efectivos los sistemas neumáticos cuando se trata de un combustible limpio y finamente molido, como el serrín. En las modernas plantas que queman madera, se pueden consumir materiales con un contenido en humedad del 65%, tal como se recibe, aunque en algunos casos se puede necesitar una operación de presecado para la que se usan prensas mecánicas y secadores por gases calientes.

X.-318

XI.- INTRODUCCIÓN A LA COMBUSTIÓN http://libros.redsauce.net/

Un generador de vapor requiere de una fuente de calor a un determinado nivel de temperatura; un combustible fósil se quema en el hogar de la caldera y produce calor, aunque también se puede emplear energía residual procedente de otros procesos. La combustión es la combinación rápida del O2 con los elementos inflamables del combustible. En la mayoría de los combustibles fósiles hay tres elementos combustibles significativos, C, H2 y S; el S es el de menor importancia como fuente de calor, pero puede tener una influencia importante en problemas de corrosión y contaminación. El objetivo de una buena combustión es liberar toda la energía del combustible, a la vez que se minimizan las pérdidas derivadas de las imperfecciones de la combustión y del aireexceso. La combinación de los elementos inflamables del combustible con el oxígeno, requiere de: - Temperatura lo suficientemente alta para la ignición de los elementos inflamables - Turbulencia que facilite el íntimo contacto combustible-oxígeno - Tiempo suficiente para completar el proceso Estos parámetros se designan frecuentemente como las tres T de la combustión, Temperatura, Tiempo y Turbulencia. La Tabla XI.1 relaciona los elementos químicos, simples y compuestos, que se encuentran en los combustibles normalmente utilizados en los diversos tipos de generación de vapor comercial de calor; como factores de conversión interesantes se incluyen los siguientes: Btu/lb x 2,326 = 1 kJ/kg ; (°F - 32)

5 = °C 9

; lb x 0,4536 = 1 kg

La constante universal de los gases perfectos: R = 8,3145 kJ/kmolºK = 1545 ft.lb/molºR 1 kmol a 0ºC y 1,01 bar = 22,4 m3 € Una información general sobre combustión, aparte de la que aquí se expone, se puede encontrar en el Cap XVIII del libro Termodinámica Técnica. XI.-319

€

XI.1.- LEYES FUNDAMENTALES Ley de conservación de la masa.- Establece que la materia no se crea ni se destruye, por lo que se puede hacer un balance de masa, entre la suma de los componentes entrantes y salientes para un proceso determinado. Si x kg de combustible se combinan con y kg de aire, siempre resultan (x+y) kg de productos formados. Ley de conservación de la energía.- Estipula que la energía no se crea ni se destruye, de forma que la suma de las energías entrantes (potencial, cinética, térmica, química y eléctrica) en un proceso dado, debe ser igual a la suma de las salientes. En el proceso de combustión la energía química pasa fundamentalmente a energía térmica; cuando se quema 1 lb de un carbón que libera 13500 Btu, la cantidad de masa que se convierte en energía es sólo de 3,5.10-10 lb. Desde el punto de vista de la física nuclear, las leyes de conservación de masa y energía no son muy exactas, pero son bastante aceptables para los cálculos de combustión que se realizan en Ingeniería. Ley de los gases ideales.- Según esta ley, el volumen de un gas ideal es directamente proporcional a su temperatura absoluta e inversamente proporcional a su presión. Para 1 mol de cualquier gas ideal la constante de proporcionalidad es la misma, y la ley se expresa en la forma: vM = R T p siendo: vM el volumen/mol, p la presión absoluta, T la temperatura absoluta y R la constante universal de los gases Ley de pesos combinados.- Todas las sustancias se combinan según unas proporciones en peso, simples y bien definidas, exactamente proporcionales a las relaciones de los pesos moleculares de los respectivos componentes. Ley de Avogadro.- Volúmenes iguales de diferentes gases sometidos a idénticas presión y temperatura, tienen el mismo número de moléculas. El cociente entre el peso de 1 mol de una sustancia y su peso molecular es constante; 1 mol de cualquier sustancia químicamente pura tiene el mismo número de moléculas. Por la ley de gases perfectos, como la molécula de cualquier gas ideal ocupa siempre el mismo volumen a una presión y temperatura dadas, se deduce que volúmenes iguales de diferentes gases (en iguales condiciones de presión y temperatura) contienen el mismo número de moléculas. Ley de Dalton.- La presión total de una mezcla de gases es la suma de las presiones parciales de cada uno de los gases individuales, si cada uno de ellos ocupase el volumen que ocupa la mezcla. Cada gas presente en una mezcla ocupa, por sí solo, el volumen global de la misma y ejerce una presión independiente de la de los demás. Ley de Amagat.- El volumen ocupado por una mezcla de gases es igual a la suma de los volúmenes ocupados por cada uno de los componentes de la mezcla, a presión y temperatura idénticas a las de la mezcla. XI.2.- APLICACIÓN DE LAS LEYES FUNDAMENTALES La Tabla XI.2 resume las relaciones moleculares y básicas entre combustible y O2, para las sustancias que intervienen normalmente en la combustión y el poder calorífico de cada sustancia. XI.-320

Tabla XI.1.- Constantes de combustión b) Volumen b) Densidad

Calor de combustión

a) Peso

b) Densidad

específico

relativa

Btu/ft3

Btu/lb

Nº

Sustancia

Fórmula

molecular

lb/ft3

ft3 /lb

(aire = 1)

Bruto

d) Neto

Bruto

d) Neto

1

Carbono

12,011

-

-

-

-

-

14093

14093

2

Hidrógeno

C H2

2,0159

0,0053

167,97

0,0695

325

274,6

61095

51625

3

Oxígeno

31,9988

0,0846

11,819

1,1053

-

-

-

-

4

Nitrógeno

O2 N2

28,0135

0,0744

13,443

0,9717

-

-

-

4'

Nitrógeno atm.

N 2(atm)

28,1619

0,0748

13,372

0,9769

-

-

-

-

5

Monóxido de C

CO CO 2 CnH2n+2

28,0104

0,074

13,506

0,9672

321,9

321,9

4347

4347

44,0098

0,117

8,547

1,5284

-

-

-

-

6

Dióxido de C Serie parafínica

€

7

Metano

CH4

16,0428

0,0424

23,574

0,5541

1013

922

23875

21495

8

Etano

C 2 H6

30,0697

0,0803

12,455

1,0488

1792

1639

22323

20415

9

Propano

C 3 H8

44,0966

0,1196e

8,361e

1,5624

2592

2385

21669

19937

10

n-Butano

C4 H10

58,1235

0,1582e

6,321e

2,0666

3373

3113

21321

19679

11

Iso-butano

58,1235

0,1582e

6,321e

2,0666

3365

3105

21271

19629

12

n-Pentano

C4 H10 C5 H12

72,1504

0,1904e

5,252e

2,4872

4017

3714

21095

19507

13

Iso-pentano

72,1504

0,1904e

5,252e

2,4872

4007

3705

21047

19459

14

Neo-pentano

C5 H12 C5 H12

72,1504

0,1904e

5,252e

2,4872

3994

3692

20978

19390

n-Hexano

C6 H14

86,1773

0,2274e

4,398e

2,9702

4767

4415

20966

19415

15

Serie olefínica 16

Etileno

17

Propileno

CnH2n C2 H4 C3 H6

28,0538

0,0746

13,412

0,974

1613

1512

21636

20275

42,0807

0,1110e

9,009

1,45

2336

2185

21048

19687

56,1076

0,1480e

6,757e

1,9333e

3086

2885

20854

19493

56,1076

0,1480e

6,757e

1,9333

3069

2868

20737

19376

19

Iso-buteno

C4 H8 C4 H8

20

n-Penteno

C5 H10

70,1345

0,1852e

5,400e

2,4191

3837

3585

20966

19359

Serie aromática

18 n-Buteno (Butileno)

21

Benceno

CnH2n-6 C6 H6

78,1137

0,2060e

4,954e

2,6912e

3746

3585

18184

17451

22

Tolueno

C7 H8

92,1406

0,2431e

4,114e

3,1753e

4497

4296

18501

17672

23

Xileno

C8 H10

106,1675

0,2803

3,586e

3,6612e

5222

4970

19633

17734

Acetileno

C2 H2

26,0379

0,0697

14,345

0,9106

1499

1448

21502

20769

25

Naftaleno

C10H8

128,1736

0,3384e

2,955e

4,4206e

5855

5654

17303

16707

26

Alcohol metílico

32,0422

0,0846e

11,82

1,1052

868

767

10258

9066

27

Alcohol etílico

CH3OH C2 H5OH

46,0691

0,1216e

9,224e

1,5884e

1600

1449

13161

11918

28

Amoniaco

NH3

17,0306

0,0456e

21,930e

0,5957e

441

364

9667

7986

29

Azufre

32,066

-

-

-

-

-

3980

3980

30

Sulfuro de H2

S H2 S

34,0819

0,0911

10,897e

1,1899e

646

595

7097

6537

31

Dióxido azufre

64,0648

0,1733

5,77

2,264

-

-

-

-

32

Vapor de agua

SO2 H2 O

18,0153

0,0476

21,017

0,62315

-

-

-

-

33

Aire

-

289660

0,0766

13,063

1

-

-

-

-

Varios 24

Todos los volúmenes de gases corregidos a 60ºF y 30" Hg en seco a) Pesos atómicos: C = 12,011 ; H = 1,00794 ; N = 14,0067 b) Densidades calculadas a partir de valores dados en g/dm3 a 0ºC y 760 mm Hg, por Tablas Internacionales, habida cuenta de desviaciones conocidas de la ley de gases perfectos. Cuando no hay densidades disponibles, se toma el volumen de 1 mol igual a 22,415 dm3. c) Para gases saturados con agua, el valor de Btu hay que rebajarlo en 1,74% d) La corrección del poder calorífico bruto, para obtener el neto, se determina deduciendo 1,059,7 Btu/lbagua en los productos de combustión (ASME Steam Tables, 1983). e) Algunos materiales no existen como gases a 601ºF y 30" Hg, en cuyo caso los valores consignados son teóricos. En las actuales concentraciones con las que están presentes estos materiales, su presión parcial es bastante baja para mantenerlos como gases.

XI.-321

Tabla XI.1.- Constantes de combustión (continuación) ft3 /ft3 Nº

O2

Requisitos N 2(atm) Aire

combustible

lb/lb combustible

Gases de combustión CO 2 H2 O N 2(atm)

O2

Requisitos N 2(atm)

Aire

Aire

Gases de combustión CO 2 N 2(atm) H2 O

teórico lb/104 Btu

1

1

3,773 4,773

1

-

3,773

2,664

8,846

11,51

3,664

-

8,846

8,167

2

0,5

1,887 2,387

-

1

1,887

7,936

26,353

34,29

-

8,937

26,353

513

3

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

4

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

4

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

5

0,5

1

-

1,887

0,571

1,897

2,468

1,571

-

1,897

5,677

CnH2n+2

-

-

-

-

-

-

-

-

-

6

1,887 2,387

-

-

-

Serie parafínica 7

2

7,547 9,547

1

2

7,547

3,989

13,246 17,235

2,743

2,246

13,246

7,219

8

3,5

13,21 13,21

2

3

13,21

3,724

12,367 16,092

2,927

1,797

12,367

7,209

9

5

18,87 23,87

3

4

18,87

3,628

12,047 15,676

2,994

1,634

12,047

7,234

10

6,5

24,53 31,03

4

5

24,53

3,578

11,882

15,46

3,029

1,55

11,882

7,251

11

6,5

24,53 31,03

4

5

24,53

3,578

11,882

15,46

3,029

1,55

11,882

7,268

12

8

30,19 38,19

5

6

30,19

3,548

11,788 15,329

3,05

1,498

11,781

7,267

13

8

30,19 38,19

5

6

30,19

3,548

11,788 15,329

3,05

1,498

11,781

7,283

14

8

30,19 38,19

5

6

30,19

3,548

11,788 15,329

3,05

1,498

11,781

7,307

15

9,5

6

7

35,85

3,527

11,713

3,064

1,463

11,713

7,269

35,85 45,35 Serie olefínica CnH2n

15,24

16

3

11,32 14,32

2

2

11,32

3,422

11,362 14,784

3,318

1,284

11,362

6,833

17

4,5

16,98 21,48

3

3

16,98

3,422

11,362 14,784

3,318

1,284

11,362

7,024

18

6

22,64 28,64

4

4

22,64

3,422

11,362 14,784

3,318

1,284

11,362

7,089

19

6

22,64 28,64

4

4

22,64

3,422

11,362 14,784

3,318

1,284

11,362

7,129

20

7,5

35,8 5 Serie aromática CnH2n-6

5

28,3

3,422

11,362 14,784

3,318

1,284

11,362

7,135

21

7,5

6

3

28,3

3,072

10,201 13,274

3,38

0,692

10,201

7,3

22

9

33,96 42,96

7

4

33,96

3,125

10,378 13,504

3,343

0,782

10,378

7,299

10,5

39,62 50119

8

5

39,62

3,164

10,508 13,673

3,316

0,848

10,508

7,338

10,201 13,274

6,173

23

28,3 28,3

35,8

Varios 24

2,5

9,433 11,93

2

1

9,433

3,072

3,38

0,692

10,201

25

12

45,28 57,28

10

4

45,28

2,995

9,947

12,943

3,434

0,562

9,947

7,48

26

1,5

1

2

5,66

1,498

4,974

6,472

1,373

1,124

4,974

6,309

2

3

11,32

2,084

6,919

9,003

1,911

1,173

6,919

6,841

-

1,5

3,33

1,409

4,679

6,088

-

1,587

5,502

6,298

1

-

3,773

1

3,32

4,32

1,998

-

3,32

10,854

1

1

5,66

1,41

4,682

6,093

1,88

0,529

4,682

8,585

27

3

28

0,75

29

1

30

1,5

5,66

7,16

11,32 14,32 2,83

3,58

3,773 4,773 5,66

7,16

Tabla XI.2.- Reacciones comunes de combustión Pcal(sup) Combustibles Carbono (a CO) Carbono (a CO2 ) Monóxido de carbono Hidrógeno Azufre (a SO2 ) Metano Acetileno Etileno Etano Sulfuro de hidrógeno

Moles

Masa/peso, lb

2 C + O2 = 2 CO

Reacciones

2 + 1 ==> 2

24 + 32 = 56

3950

C + O 2 = CO2

1 + 1 ==> 1

12 + 32 = 44

14093

2 CO + O 2 = 2 CO2

Btu/lb-comb.

2 + 1 ==> 2

56 + 32 = 88

4347

2 H2 + O2 = 2 H2 O

2 + 1 ==> 2

4 + 32 = 36

61095

S + O2 = SO2

1 + 1 ==> 1

32 + 32 = 64

3980

CH4 + 2 O 2 = CO2 + 2 H2O

1 + 2 ==> 1 + 2

16 + 64 = 80

23875

2 C2 H2 + 5 O 2 = 4 CO2 + 2 H2O

2 + 5 ==> 4 + 2

52 + 160 = 212

21502

C2 H4 + 3 O2 = 2 CO 2 + 2 H2 O

1 + 3 ==> 2 + 2

28 + 96 = 124

21636

2 C2 H6 + 7 O 2 = 4 CO2 + 6 H2O

2+7=4+6

60 + 224 = 284

22323

2 + 3 ==> 2 + 2

68 + 96 = 164

7097

2 H2 S+ 3 O 2 = 2 SO2 + 2 H2 O

XI.-322

€

La mayoría de las relaciones gravimétricas y volumétricas, relativas a los cálculos de combustión, se determinan utilizando la información de la Tabla XI.2 y las siete Leyes Fundamentales. El proceso de combustión para el C y el H2 se resume en las ecuaciones siguientes: C + O2 = CO2 ; 1 molécula + 1 molécula = 1 molécula 2 H2 + O2 = 2 H2O ; 2 moléculas + 1 molécula = 2 moléculas Cuando 1 ft3 de O2 se combina con C se forma 1 ft3 de CO2. Si el C se considerase como un gas ideal en estado sólido, se necesitaría 1 ft3 de este gas. En las ecuaciones precedentes existe un balance de masas, de acuerdo con la ley de pesos combinados y sin embargo no existe un balance de volúmenes o un balance desde el punto de vista molecular. XI.- EVALUACIÓN MOLAR DE LA COMBUSTIÓN COMBUSTIBLES GASEOSOS.- Los cálculos en base molar tienen una aplicación simple y directa para los combustibles gaseosos, cuyos análisis normalmente se detallan en porcentajes referidos a volumen, como por ejemplo: 85,3% CH4 ; 12,6% C2H6 ; 0,1% CO2 ; 1,7% N2 ; 0,3% O2 , en % de volumen En una mezcla, la fracción molar correspondiente a un componente es el cociente entre el número de moles del componente y la suma total de moles del conjunto de todos los componentes que integran la mezcla. De acuerdo con la ley Avogadro, como un mol de cualquier gas ideal ocupa el mismo volumen, la fracción molar de un componente de una mezcla de gases ideales es igual a la fracción volumétrica de ese componente: Moles componente Moles mezcla

=

Volumencomponente Volumenmezcla

concepto que es muy útil, porque el análisis volumétrico de una mezcla de gases facilita las fracciones molares de sus componentes; de acuerdo con ésto, el análisis del combustible anterior se puede poner en la forma: 85,3 CH4 ; 12,6 C2H6 ; 0,1 CO2 ; 1,7 N2 ; 0,3 O2 en

mol 100 mol

El contenido de cada elemento químico, en cada uno de los componentes del combustible para 100 moles de combustible se expresa en los siguientes cuadros: € C en CH = 85,3

x

1

85,3

C en C2 H6 = 12,6

x

2

25,2

C en CO 2 = 0,1

1

x

Total C en 100 mol combustible O 2 en CO2 = 0,1 O 2 en O2 = 0,3

x x

1 1

Total O2 en 100 mol combustible

0,1 110,6 mol

H2 en CH4 = 85,3 x 2 170,6 H2 en C2 H6 = 12,6 x 3 37,8 Total H2 en 100 mol combustible 208,4 mol

0,1 N 2 en N2 = 1,7

0,3 0,4 mol

x

1

Total N2 en 100 mol combustible

1,7 1,7 mol

Las necesidades de oxígeno/aire y los productos de combustión se pueden calcular a partir de cada elemento químico puro componente; estas necesidades de oxígeno/aire se obtienen de la Tabla XI.1. XI.-323

La conversión de los componentes gaseosos a una base referida a elementos químicos puros tiene dos ventajas principales: - Permite una mejor comprensión del proceso de combustión - Facilita medios para calcular el análisis elemental en peso del combustible lo que constituye una práctica en la industria de calderas; resulta adecuado para determinar el análisis elemental de un combustible complejo, cuando se queman a la vez combustibles sólidos, líquidos y gaseosos. La conversión de componentes de combustibles gaseosos, dados en mol/100 mol, para referirlos a la base lb/100 lb, en % en peso, es de la forma: Componente

Mol/100mol

lb/mol

lb/100mol

Carbono

110,6 x

12,011

= 1.328,4

(x 100/1808,9) =

73,5

Hidrógeno

208,4 x

2,016

420,1

(x 100/1808,9) =

23,2

Oxígeno

0,4 x

31,999

12,8

(x 100/1808,9) =

0,7

Nitrógeno

1,7 x

28,013

47,6

(x 100/1808,9) =

2,6

Total

1808,9

lb/100lb

100

COMBUSTIBLES SÓLIDOS Y LÍQUIDOS.- El análisis elemental se puede expresar en porcentajes referidos a una base gravimétrica. El análisis másico se puede convertir en un análisis en base molar, dividiendo la fracción másica correspondiente a cada componente, por su peso molecular: lbcomponente

Fracción másica = Peso molecular

100 lbcombustible lbcomponente

=

molcomponente 100 lbcombustible

molcomponente Tabla XI.3.- Cálculo de humos y de aire teórico necesario en “mol” Componente

Peso

Producto

Mol oxígeno

combustión

teórico 5,995

combustible

% en peso

molecular

Mol/100 lb

1

2

3

2/3 = 4

C H2

72

12,011

5,995

CO2

6

4,4

2,016

2,183

H2 O

1,091*

S O2 N2

1,6

32,066

0,05

SO2

0,05

3,6

31,999

0,113

- 0,113

1,4

26,013

0,05

N2

H2 O

8

18,015

0,444

H2 O

0

ceniza

9

-

-

-

-

Total

100

-

8,835

-

7,023

0

La columna (6) computa moles de oxígeno, como O2 requerido para la combustión, por lo que para obtener moles de O2 equivalentes a los de H2O se tienen que dividir éstos por 2.

El cálculo se ilustra en la Tabla XI.3, en la que se indican los productos de la combustión y el O2 requerido por cada uno de los elementos inflamables del combustible. Cuando el combustible contiene O2 la cantidad teórica requerida de O2/aire se reduce. COMPOSICIÓN DEL AIRE.- En las combustiones normales y en las aplicaciones de los generadores de vapor, la fuente de O2 está constituida por aire atmosférico. Los cálculos y obtención de constantes se basan en el concepto de atmósfera estándar que tiene un peso molecular de 28,966 y que está compuesta por: XI.-324

€

€

€

0,20947 moles de O2 ; 0,78086 moles de N2 ; 0,00934 moles de Ar ; 0,00033 moles de CO2 Para simplificar los cálculos, en el valor del N2 se incluyen el Ar y trazas de otros elementos; este nuevo N2 se identifica como nitrógeno atmosférico N2a con un peso molecular equivalente a 28,261 tal como se indica en la Tabla XI.4. Tabla XI.4.- Composición del aire Componentes

Composición del aire seco

principales

% en volumen

% en peso

Oxígeno

20,95

23,14

Nitrógeno atmosférico

79,05

76,86

Total

100

100

Normalmente, el aire contiene algo de humedad; la Asociación Americana de Fabricantes de Calderas considera un contenido de humedad en el aire igual a 0,013 lbagua/lbaire seco, que corresponde con el 60% de humedad relativa a 80ºF (26,7ºC). Para cálculos de combustión en base molar, la humedad gravimétrica se multiplica por el factor 1,608 que corresponde al cociente entre el peso molecular del aire y el peso molecular del agua, por lo que el contenido estándar de humedad igual a 0,013

lbagua lbaire seco

, se convierte en 0,0209

mol agua mol aire seco

.

El contenido de la humedad real en el aire se determina a partir de la temperatura de los termómetros de bulbos seco y húmedo, o bien a partir de la humedad relativa Φ usando el diagrama psicrométri€ € co, Figura XI.1, o mediante la expresión: Humedad relativa Φ = 0,622

€

pv

lb pb - p v lbaire seco

 pb es la presión barométrica en la que:  pv es la presión parcial del vapor de agua en el aire = 0 ,01 Φ psat  psat es la presión de saturación del vapor de agua a la temperatura de bulbo seco pv= p sat a T

bulbo húmedo

−

( pbarométrica− p sat a T

bulbo húmedo

) (Tbulbo seco − Tbulbo húmedo )

2830 − (1,44 Tbulbo húmedo )

en la que las presiones vienen en psi, y las temperaturas en ºF. Con las cifras de la Tabla XI.4, se pueden establecer los valores de algunas constantes, que se usan con frecuencia en los cálculos de combustión: molaire molO

2

mol N

2a

molO

2

molaire = 100 = 4,77 20,95 mol O 2

=

molN

79,05 2a = 3,77 20,95 molO 2

Pesoaire seco Pesoaire seco 100 = = 4,32 PesoO2 23,14 PesoO2 Peso N 2 a Peso N 2 a 76,86 = = 3,32 PesoO2 23,14 PesoO2

Los cálculos de la Tabla XI.2 pueden servir para la combustión con aire, en lugar de la combustión con O2, añadiendo 3,77 moles de N2a por cada mol de O2, en ambos miembros, de cada reacción. Combustión del CO en aire: 2 CO + O + 3 ,77 N = 2 CO + 3,77 N Por ejemplo: Combustión del CH en aire: CH + 2 2O + 2 ( 3 ,27a7 N ) =2 CO + 2 2Ha O+ 7 ,54 N  4 4 2 2a 2 2 2a XI.-325

Humedad relativa = Fracciónmolar del vaporagua en el airex Fracciónmolar en saturación Fig XI.1.- Ábaco psicrométrico.- Contenido de agua en el aire, para diversas temperaturas de bulbos seco y húmedo

Aire teórico para la combustión.- Es la mínima cantidad de aire necesaria para que se pueda alcanzar teóricamente una combustión completa. En el proceso de combustión se pueden formar pequeñas cantidades de SO3, NOx, hidrocarburos inquemados y otras sustancias; estos productos son motivo de preocupación como materiales contaminantes, pero su influencia sobre la cantidad de aire necesaria y sobre los productos de la combustión no se considera normalmente en los cálculos de combustión. Para asegurar la combustión completa del combustible es necesario utilizar una cantidad de aire mayor que la teórica necesaria, aireexceso. Para el ejemplo de la Tabla XI.3, se pueden utilizar los cálculos de combustión en base molar, como los correspondientes a una combustión completa si se usa un 20% de aireexceso, cálculos que se resumen en la Tabla XI.5.

Fig XI.2.- Aire teórico en lb por cada 10000 Btu de P.C. Para carbones de un determinado % de volátiles

Como consecuencia de la utilización de airehúmedo como comburente, en los productos de la combustión hay también presencia de N2a y O2 a causa del aireexceso y de H2O que está presente en la totalidad del aire, Tabla XI.5. Todos estos componentes se suman a los productos de la combustión del combustible indicados en la Tabla XI.3. XI.-326

Tabla XI.5.- Cálculo de necesidades de aire húmedo, en “mol” Cantidad Línea nº

Descripción O 2 teórico de combustión

1

Fuente

Fracción molar O2 en el aire seco

2

mol/100 lb.comb.

Tabla 3 Fracc. volumen O2 de Tabla 4

7,023 0,2095

3

Aire seco teórico

(1)/(2)

33,523

4

Exceso aire del 20%

(3) x 0,20

6,705

5

(3) + (4)

40,228

*

0,0209

7

Total aire seco comburente Fracción molar H2O en el aire seco H2 O en aire seco total

8

Fracción molar N2(atm) en el aire seco

(5) x (6) Fracc. volumen N2(atm) de Tabla 4

0,7905

6

0,841

9

N 2(atm) en aire seco teórico

(3) x (8)

10

N 2(atm) en exceso de aire seco

(4) x (8)

5,3

11

O 2 en exceso de aire seco

(2) x (4)

1,405

26,5

* Aire comburente estándar a 80ºF; 60% humedad relativa; 0,013 lbH 2O/lbaire-seco; 0,0209 mol H2O/mol aire seco. Tabla XI.6.- Cálculo de humos y aire, en “peso” Línea nº 1 2 3 4

Componente

A

B

C

D

E

Tablas 3 y 5

A - A6

A-A11

Tabla 1

A x D

mol/100 lb-comb

GASES O HUMOS DE COMBUSTIÓN CO2 5,995 SO2 0,05 N 2 combustible 0,05 N 2(atm) aire 31,8 = (26,500 +

5,300)

Vol. seco % Vol. húmedo % Peso molecular lb/100lb-comb 15,25

14,02

44,01

263,8

0,13

0,115

64,065

3,2

0,13

0,115

20,013

1,4

80,92

74,35

28,161

895,5

3,29

31,999

5

O2

1,405

3,57

6

39,3

100

7

Total humo seco H2 O combustión

2,183

8

H2 O combustible

0,444 0,841

45 1208,9

9

H2 O aire

10

H2 O total

3,468

8,11

11

Total humo húmedo

42,768

100

18,015

62,5 1271,4

AIRE 12 13

Aire seco H2 O

14

Total aire húmedo

40,228

28,996

0,843

18,015

1165,3 15,2 1180,5

XI.3.- PRODUCTOS DE LA COMBUSTIÓN POR UNIDAD DE MASA DE COMBUSTIBLE La Tabla XI.6 presenta un listado de los productos de combustión y del aire comburente, en base molar (volumétrica) y su conversión a base gravimétrica húmeda y seca. Los productos de la combustión calculados en base molar con las Tablas XI.3 y 5, se especifican en la columna A. Por conveniencia, las fuentes de humedad se separan de los productos secos para efectuar los cálculos de la composición de humos en bases seca y húmeda.  La combustión del H 2 del combustible El producto acuoso (columna A Tabla XI.6) procede de  La humedad contenida en el combustible  La humedad contenida en el aire  Nitrógeno correspondiente al aire teórico El nitrógeno atmosférico N2a es la suma del:   Nitrógeno procedente del aire exceso El N2a está separado del N2(combustible) para tener en cuenta el diferente peso molecular de ambos; como el N2(combustible) es pequeño con respecto al N2a se puede incluir en el N2a. En algunos gases comXI.-327

bustibles, como el gas de horno alto, el N2(combustible) es mucho más elevado que el N2a. Para calcular el % volumétrico de los componentes de los gases de combustión, se suman en base seca y en base húmeda, según muestran las columnas B y C de la Tabla XI.6. El peso molecular de cada componente se indica en la columna D; la masa de cada componente expresada en nente.

lb mol , es el producto de por el peso molecular relativo a cada compo100 lb combustible 100 mol combustible

El cálculo del peso de aire se indica en la Tabla XI.6, y sigue los mismos pasos que el cálculo de los € productos gaseosos en humos. € Tabla XI.7.- Cálculos de Combustión, en “mol” ENTRADAS 1 Exceso aire: quemador/caldera/economizador, %

20/20/20

2 Humedad en aire, lb/lb aire seco

0,013

3 Poder calorífico combustible, Btu/lb COMBUSTIBLE.- Carbón bituminoso, Virginia, USA 330

5

Entrada combustible,106 Btu/hora Pérdida por Cinquemado , %

6

Cinquemado , (5) x (3) /14500

0,39

4

0,4

CALCULOS PRODUCTOS COMBUSTION

Análisis elemental, % en peso

A 7

B

Componentes

C

Como se quema

80,31

C quemado

80,31

C

D

Comb.inquem. (6) (A) - (B) 0,39

S

E H2

F H2 O

G N2

H O3

1,54

4,47

2,9

1,38

2,85

Peso molecular lb/mol

12,011

32,07 2,016 18,02 28,01 31,99

9

(7)/(8)

6,654

0,048 2,217 0,161 0,049 0,089

mol/100 mol-comb. mol O2 /mol-comp. comb. 10 11 (9) x (10) mol O2 /mol-comb.

1 6,654 CO2

Humo producto

13 14 15

Constituyentes del aire, mol/100 lb. combustible Exceso de O2 (11 K) x (1) /100 Total de O2 (13) + (11 K) N 2(atm) − aire (14) x 3,77

1

0,5

6,55

100

9,218

-1

0,048 1,109 SO2 H2 O

- 0,089 H2 O

7,722

N 2(comb)

En quemador

En caldera/economizador

1,544

1,544

9,266

9,266

34,933

24,933

(14) + (15)

44,199

44,199

17

Aire (seco) H2 O− aire

(16) x (2) x 1,607

0,924

0,924

18

Aire (húmedo)

(16) + (17)

45,123

45,123

16

K

79,32

8

12

I

Ceniza Total

Componentes de humos A CO2 19 20 21 22 23

mol/100 lb.comb. % Volumen seco 100 x (19)/(19 G) % Volumen húmedo 100 x (19)/(18 H) Peso molecular lb/mol (19) x (22 lb/100 lb.comb.

B SO2

C O2

D E N 2(combustible) N 2a (aire)

F H2 O

G

H

Total seco Total húmedo

(9 C)

(9 D)

{13}

(9 G)

{15}

(9E)+(9F)+(17)

(A) + (E)

(A) + (F)

6,654 15,39

0,048 0,71

1,544 3,57

0,049 0,11

34,93 80,82

3,302

43,228 100

46,53

14,3

0,1

3,32

0,11

75,07

7,1

44,01

64,065

31,99

28,013

28,161

18,015

292,8

3,1

49,4

1,4

983,7

59,5

XI.-328

100

1330,4

1389,9

€

Parámetros clave para el rendimiento 24

En quemador

En caldera/economizador

25

Peso molecular humo húmedo, lb/mol H2 O en humo húmedo, % peso

(23H)/(19H) 100 x (23F)/(23H)

29,871 4,28

26

Peso humo seco, lb/10000 Btu

100 x (23G)/(3)

9,435

27

Peso humo húmedo, lb/10000 Btu

100 x (23H)/(3)

9,857

28

Peso humo húmedo,103 lb/h

(27) x (4)/10

29

Flujo aire (húm), lb/100 lb.combustible

(16) x 28,966 + (17) x18,015

1296,9

30

Flujo aire húmedo, lb/10000 Btu

100 x (29)/(3)

9,198

31

Flujo aire húmedo, 103 lb/h

(30) x (4)/10

303,5

325,3

XI.4.- UNIDADES ALTERNATIVAS Método en BTU.- En los cálculos de transferencia de calor en calderas es norma utilizar unidades gravimétricas para expresar las cantidades de aire, gases de combustión y fluido de trabajo (vapor o agua), viniendo dadas las entalpías de los fluidos caliente y frío en Btu/lb. Por ejemplo, si un carbón tiene un 10% de ceniza, dicho carbón define parcialmente el material com si su poder calorífico es de 10000 Btu /lb habrá 10 lb de ceniza por cada aporte de 106 Btu bustible:  6  si su poder calorífico es de 5000 Btu/lb habrá 20 lb de ceniza por 10 Btu Para una carga determinada se puede considerar que el aporte calorífico del combustible no varía de forma apreciable; si la caldera quema combustible de menor poder calorífico que el de referencia (por € ejemplo la mitad), produce el doble de ceniza que la correspondiente al combustible original. Tabla XI.8.- Aire teórico requerido por algunos combustibles para fuelóleos y gases combustibles típicos Aire teórico Aire teórico

Poder cal. superior

Típico

Intervalo

COMBUSTIBLE

lb/lb.combustible

Btu/lb

lb /104 Btu

lb /104 Btu

Carbón bituminoso

9,07

12000

7,56

7,35 a 7,75

8000

7,56

7,35 a 7,75

Mat. volátiles sobre puro >30%, (sin humedad ni ceniza) Carbón sub-bituminoso

6,05

Mat. volátiles sobre puro >30%, (sin humedad ni ceniza) Fuelóleo

13,69

18400

7,46

7,35 a 7,75

Gas natural

15,74

21800

7,22

7,15 a 7,35

Madera

3,94

5830

6,75

6,60 a 6,90

Residuos sólidos municipales

4,13

5500

7,5

7,20 a 7,80

Carbono

11,5

14093

8,16

Hidrógeno

34,28

61100

5,61

Combustibles procedentes de desechos

La primera columna de la Tabla XI.8 indica el aireteórico para varios combustibles, referido a la base masa . masacombustible

Los valores resultantes tienen pequeñas diferencias dentro de cada uno de los tipos de combustible. Para los combustibles residuos sólidos urbanos o basuras y combustibles derivados de desechos, en la Tabla XI.8 se observa que el aireteórico necesario es del mismo orden que el requerido por los combustibles fósiles. Para poder contrastar resultados se incluyen valores para el C e H2 que son los principales elementos inflamables de cualquier combustible y se indican carbones que tienen materias volátiles (sobre puro, es decir, seco y sin ceniza) superiores al 30%. XI.-329

€

€

XI.4.- CALOR DE COMBUSTIÓN La energía calorífica desprendida en el hogar de una caldera por la combinación de los elementos combustibles con el O2 depende de los productos finales de la combustión. Por ejemplo, si 1 lb de C reacciona con O2 para producir 14000 Btu de calor, Tabla XI.2, tal reacción puede tener lugar en una sola etapa, para formar CO2 ó se puede llevar a cabo en dos etapas sucesivas, bajo ciertas condiciones, de forma que en la primera se forme CO produciéndose sólo un desprendimiento de calor de 3960 Btu por cada lb de C, y en la segunda el CO reacciona con el oxígeno residual para formar CO2 con una liberación de calor de 10140 Btu por cada lb de C. Medida del calor de combustión.- En el estudio de calderas, el calor de combustión es la cantidad de energía que genera la combustión completa de la unidad de combustible en peso. La cantidad de calor generado por la combustión completa es constante, para una combinación dada de elementos combustibles, sean éstos simples o compuestos. El poder calorífico de un combustible se determina en un calorímetro midiendo directamente la totalidad del calor desprendido en la combustión del combustible. Los productos de la combustión se enfrían en el interior del calorímetro hasta la temperatura inicial; el calor absorbido por el medio refrigerante se mide para determinar el poder calorífico superior Pcal sup. Para todos los combustibles sólidos y la mayoría de los líquidos, el calorímetro es una bomba calorimétrica en la que las sustancias combustibles se queman con O2 a volumen constante. Sin embargo, para combustibles gaseosos que tengan entre 900÷ 1200 Btu/ft3, el calorímetro es de circulación continua, siendo su principio operativo el mismo que el de la bomba calorimétrica, pero el poder calorífico se determina a presión constante. En casi todos los combustibles, la diferencia entre los poderes caloríficos a presión y a volumen constante es pequeña y, normalmente, se puede considerar despreciable. En las instalaciones reales el combustible se quema a presión constante, y el valor del poder calorífico se debe considerar técnicamente a presión constante. Para determinar la composición de los combustibles gaseosos se utiliza la cromatografía de gases. Cuando se conoce la composición de una mezcla de gases, su poder calorífico se determina por la expresión: Pcal mezcla = (va Pcal (a) ) + ( vb Pcal (b) ) + ... + ( vx Pcal (x) ) siendo vx la fracción volumétrica y Pcal (x) el poder calorífico de cada componente. Una de las correlaciones que se ha utilizado con más frecuencia en la determinación de la potencia calorífica superior de un combustible, Pcal sup, es la fórmula de Dulong, con la que se obtiene una exactitud razonable para carbones bituminosos con errores del orden de 2%÷ 3%, de la forma: Pcal sup = (14544 C ) + { 62028 ( H 2 -

O2 9

) } + ( 4050 S)

en la que C es la fracción gravimétrica del carbono, H2 la del hidrógeno, O2 la del oxígeno y S la del azufre Empleando el valor medio del aire teórico maire, el poder calorífico superior es: Pcal sup = 100

x

11,51 C + 14 ,29 H 2 + 4,32 S - 4 ,32 O 2 mair XI.-330

€

 C, H 2 , O 2 y S vienen en % gravimétrico en la que:   maire es el aire teórico en lb/10000 Btu Tabla XI.9.- Análisis de combustible y aire teórico Análisis del combustible FUELÓLEO PESADO

GAS NATURAL

Azufre

1,16

Metano

85,3

Hidrógeno

10,33

Etano

12,6

Carbono

87,87

Anhidrido carbónico

0,1

Nitrógeno

0,14

Nitrógeno

1,7

Oxígeno

0,56

Oxígeno

0,3

Densidad relativa

0,626

Btu/lb (como se quema)

18400

Btu/ft3 (como se quema)

1090

Btu/lb (como se quema)

22,379

AIRE TEÓRICO, COMBUSTIBLE Y HUMEDAD Aire teórico, lb/10000 Btu

7,437

Aire teórico, lb/10000 Btu

7,206

Combustible, lb/10000 Btu

0,543

Combustible, lb/10000 Btu

0,44

Humedad, lb/10000 Btu

0,502

Humedad, lb/10000 Btu

0,912

Poderes caloríficos superior e inferior.- En la combustión de los combustibles que contienen H2 se produce vapor de agua; el poder calorífico de un combustible depende de que este vapor de agua permanezca en estado gaseoso o condense pasando al estado líquido. En la bomba calorimétrica, los productos de la combustión se enfrían hasta la temperatura inicial y, por tanto, todo el vapor de agua formado en el proceso de combustión, condensa. Para el poder calorífico inferior Pcal inf todos los productos de la combustión, incluyendo el vapor de agua, se supone que permanecen en estado gaseoso y, por tanto, en el Pcal

inf

no se tiene en cuenta el

calor de vaporización del agua. El poder calorífico superior, se determina con exactitud mediante procesos como el especificado por (ASTM). La determinación analítica del poder calorífico inferior Pcal inf es difícil, pudiéndose calcular por la expresión: Pcal inf = Pcal sup - 10,30 ( 8,94 x H 2 ) en la que los poderes caloríficos vienen en Btu/lb, siendo H2 el % gravimétrico de hidrógeno en el combustible. Esta ecuación incluye una corrección, por la diferencia que existe entre los procesos de combustión a volumen constante y a presión constante, y hace una deducción por la vaporización del agua durante la combustión. A la temperatura de 68ºF, la deducción es de 1030 Btu/lbagua, siendo la entalpía de vaporización del agua de 1055 Btu/lbagua. XI.5.- TEMPERATURA DE IGNICIÓN Las temperaturas de ignición relativas a las diversas sustancias combustibles, varían mucho entre sí, como se indica en la Tabla XI.10, en la que se expresan las temperaturas mínimas y campos de temperaturas para diversos combustibles y compuestos químicos que contienen los combustibles habituales, utilizados en la generación comercial de vapor. Los factores más importantes que influyen en la temperatura de ignición, son: - La presión a la que tiene lugar el proceso - La velocidad con la que se caracteriza el proceso XI.-331

Tabla XI.10.- Temperaturas de ignición de combustibles en aire (Valores aproximados a la presión atmosférica) Combustible

Azufre

Subcoque

Carbono fijo

Carbono fijo

Carbono fijo

(char)

(bituminoso)

(subbituminoso)

(antracita) 840 a 1115

Acetileno

Etano

850 a 825

880 a 1165

Temper. ºF

470

650

765

870

Combustible

Etileno

Hidrógeno

Metano

Monóxido de C

Queroseno

Gasolina

Temper. ºF

900 a 1020

1065 a 1095

1170 a 1380

1130 a 1215

490 a 560

500 a 800

- La configuración del recinto donde se desarrolla el proceso - Los materiales catalíticos que pueden estar presentes en el proceso - La uniformidad conseguida en la mezcla aire +combustible - La fuente usada para la ignición Decrece cuando aumenta la presión La temperatura de ignición  Crece cuando se eleva el contenido de humedad del aire comburente Las temperaturas de ignición de las materias volátiles de los carbones varían considerablemente y siempre son superiores a las del Cfijo presente en el carbón considerado. La temperatura de ignición de un carbón se asume como la temperatura de ignición de su carbono fijo, ya que los componentes gaseosos del mismo carbón, sus materias volátiles, se desprenden siempre antes de que alcancen sus respectivas temperaturas de ignición.

XI.-332

€

Fig XI.3.- Entalpía de humos referida a 77ºK y 30" Hg

XI.6.- TEMPERATURA ADIABÁTICA DE LA LLAMA Es la temperatura teórica máxima que pueden alcanzar los productos de la combustión, suponiendo que no existen pérdidas de calor hacia el exterior del recinto, ni se produce disociación alguna. La temperatura adiabática es máxima cuando el aireexceso es nulo, es decir, cuando la cantidad de aire es la necesaria y suficiente para su combinación con todo el combustible. El poder calorífico es el parámetro determinante de la temperatura de la llama, la cual se eleva cuando la temperatura del aire comburente aumenta. El aireexceso no interviene en el proceso de combustión propiamente dicho, ya que sólo diluye y reduce la temperatura media de los productos gaseosos de la combustión. La temperatura adiabática se determina a partir de la entalpía adiabática iad de los productos de combustión, mediante la expresión: iad =

Pcal sup - Calorlatente del agua + Calorsensible del aire Pesogas húmedo

Si se conoce el contenido en humedad y la entalpía de los productos de la combustión, la temperatura teórica de la llama o de los gases se puede obtener gráficamente, a partir de la Figura XI.3. La temperatura adiabática de la llama es un valor ficticio que constituye un límite superior; las temperaturas reales de la llama son siempre menores, debido a que: - La combustión no es instantánea ya que en el transcurso de la combustión se pierde algo de calor hacia el medio exterior; con una combustión rápida se reduciría la pérdida de calor, mientras que con una combustión lenta se podría producir una combustión incompleta (inquemados). - Para temperaturas superiores a 3000ºF, parte del CO2 y del H2O presentes en los gases se disocian y absorben energía durante el proceso de combustión. - A 3500ºF, alrededor del 10% del CO2 presente en los humos se disocia en CO y O2 con absorción de 4345 Btu/lbCO

formado;

al mismo tiempo un 3% del H2O se disocia en H2 y O2 con absorción de 61000

Btu/lbH2 formado. Posteriormente, al enfriarse los gases, los productos disociados CO y H2 se recombinan nuevamente con el O2 y se liberan los calores previamente absorbidos; el efecto global es la disminución de la máxima temperatura real de la llama. XI.-333

XI.7.- CÁLCULOS DE COMBUSTIÓN EN APLICACIONES COMERCIALES A las metodologías teóricas de evaluación de la combustión, hay que añadir las relativas a aplicaciones particulares que sean importantes para la exactitud de los cálculos de combustión, como son: - La inyección de absorbentes del SO2 y de otros aditivos - La ceniza sólida o residuo sólido - El C no quemado o inquemado - El aireexceso a) Absorbentes y aditivos.- Para reducir las emisiones contaminantes, en algunos sistemas de combustión se añaden compuestos químicos en el lado de humos del generador de vapor. Por ejemplo, en los generadores de vapor de lecho fluidificado se utiliza la caliza para reducir las emisiones de SO2, lo que repercute en los cálculos de combustión y rendimiento, en base a las consideraciones siguientes: - Altera la composición de los humos, ya que reduce el SO2 y aumenta el CO2 - Incrementa la masa de material sólido de desecho, lo que se considera como ceniza de una combustión con aditivos - Aumenta el aire necesario para conseguir la formación del SO3 que posteriormente producirá el sulfato de calcio CaSO4 - Absorbe calor del combustible que se emplea en la calcinación de los carbonatos de Ca y Mg - Añade energía al sistema como consecuencia de la sulfatación SO2 +

1 2

O 2 + CaO → Ca SO4

Los componentes de la caliza requeridos en los cálculos de combustión, son los siguientes:  Carbonato de calcio: CO Ca 3 - Integrantes del reactivo  Carbonato de magnesio: CO3 Mg  - Agua - Inertes €

Algunos procesos utilizan absorbentes derivados de la caliza que tienen compuestos reactivos como el hidróxido de calcio, Ca(OH)2 y el hidróxido de magnesio, Mg(OH)2. La cantidad de absorbente se determina a partir de la relación molar Ca de diseño. S Absorbente La relación másica se usa para referir los productos absorbentes relativos a una Combustible masa de combustible, indicando el absorbente añadido respecto a la masa de combustible. Relación molar de diseño Ca x S Absorbente S = Combustible Parte moles Ca en absorbente en mol 100 mol abs

Relación molar de diseño Ca x S S = CaCO Ca(OH ) 3 2 x 32,066 ( + ) x 32,066 100,089 74,096

en la que: CO3 Ca

€

100,089

€

+

Ca( OH )2 74 ,096

es la parte de Ca ( en moles ) en el absorbente

S es el % en peso de azufre en el combustible CaCO3 es el % en peso de carbonato cálcico en el absorbente Ca(OH)2 es el % en peso de hidróxido de calcio en el absorbente XI.-334

mol 100 mol absorbente

Cuando se calientan los carbonatos de Ca y de Mg se desprende CO2 que se incorpora a los productos de la combustión; este proceso se denomina calcinación. El carbonato de magnesio se calcina rápidamente. Sin embargo, el calcio a las temperaturas de operación típicas de los lechos fluidificados atmosféricos, no se suele calcinar en su totalidad. A efectos de diseño, se considera que una calcinación del 90% es adecuada y aceptable para las combustiones típicas de los hogares dotados con lechos fluidificados atmosféricos. En una unidad que se encuentre en funcionamiento, en el supuesto de que exista CaCO3, la fracción gravimétrica de calcinación se determina midiendo el CO2 en el residuo. La masa de gas añadida por el absorbente, o CO2 añadido a los humos, se calcula por la expresión: Incremento de CO 2 debido al absorbente en

lb = 10000 Btu

= 44,01 x incremento CO 2 debido al absorbente en

€

lb 10000 Btu

100 = Pcal sup

Relación molar de diseño Ca x S Fracción en peso de CaCO calcinado x CaCO MgCO 3 S 3 3 + = 44,01 ( ) 100 CaCO3 Ca( OH )2 100,089 58,32 Pcal sup €( + ) x 32,066 100,089 74,096

en la que el: Incremento de CO2 debido al absorbente en €

Absorbente = ( Combustible

mol = 100 lbabs

Frac. en peso de CaCO 3 calcinado en lb x CaCO 3 MgCO3 lb + ) 100,089 58,32

CaCO3 es el % en peso de CaCO3 en el absorbente MgCO3 es el € % en peso de MgCO3 en el absorbente La masa de agua añadida a los humos por el absorbente, incluye el agua libre y la evaporada por la deshidratación de los hidróxidos de Ca y Mg, y se calcula en la forma: Agua añadida a los humos por el absorbente en

lb = 10000 Btu

= 18,015 x Moles de agua debidos al absorbente en

mol 100 lbabsorbente

€

€

x

= 18,015 x ( H 2 O + €

Ca(OH )2 74,096

x

+

100 = Pcal inf Mg (OH )2 84 ,321

)x

100 Pcal sup

Ca(OH )2 es el % en peso de hidróxido de calcio en el absorbente en la que:  Mg ( OH )2 es el % en peso de hidróxido de magnesio en el absorbente  H2 O es el agua libre debida al€absorbente , (mol/100 lbabsorbente ) El absorbente gastado se refiere a los productos sólidos residuales procedentes de la utilización de la caliza, y es la suma de la masa total de los componentes reactivos tras la calcinación CaCO3, CaO, MgO y el SO3, formados en la correspondiente reacción de sulfatación; su valor se expresa en la forma: Sólidos añadidos a humos en

lb lb = Sólidos añadidos a humos en 10000 Btu lbcombustible XI.-335

x

10000 Pcal sup

en la que: Sólidos añadidos a humos en

= €

lb = lbcombustible

Absorbente (lb ) mol - (0,4401 x moles CO 2 desde absorbente en )Combustible (lb ) 100 mol abs - (0 ,1805 x moles H 2 O desde absorbente en

mol )+ 100 molabs

+ ( 250 S x Fracción másica capturada de S del combustible en lb ) lb S es el % en peso de azufre en el combustible €

€

Residuos y desechos.- La diferencia entre residuos y desechos radica en que los residuos son pro€ ductos sólidos que abandonan el generador de vapor, mientras que los desechos son basuras sólidas municipales y los combustibles derivados de ellas. Cinquemado.- En las aplicaciones comerciales de los combustibles sólidos, no resulta práctico quemar completamente el combustible; de hecho, siempre aparece algo de combustible en los residuos, como Cinquemado, por ejemplo en forma de CO presente en los humos. El H2 contenido en el combustible se consume por completo en cualquier combustión. Los costes de inversión y de energía necesarios para quemar esos residuos combustibles, son mayores que las pérdidas de energía a causa de ellos. La evolución del equipo de combustión para reducir las emisiones de NOx ha conducido a algunas tolerancias en el incremento del Cinquemado y del CO. El Cinquemado repercute en los cálculos de combustión y representa una pérdida de eficiencia, por lo que hay que proceder a su medida, determinando el carbono total presente en la ceniza de la caldera, según la norma ASTM-D3278. Si hay presencia de carbonatos, como es el caso de las calderas de lecho fluidificado que utilizan caliza, en el Ctotal se debe incluir el C correspondiente a los carbonatos. El CO2 correspondiente a la ceniza se determina según el método que especifica la norma ASTMD1756. La masa total de C se corrige para referirla a la masa de Cinquemado, restando de aquélla el C correspondiente al CO2 de la forma

12,1 CO 2 44,91

El Cinquemado determinado se contabiliza como % de C presente en la ceniza, y se calcula como % de Cinquemado referido a la unidad de combustible, por la expresión: € Cinquemado en

lb = (% en peso de C inquemado en residuo) (Fracción de residuo en combustible 100 lbcombustible

siendo: (% ceniza en combustible) + (100 x Fracción absorbente gastado en Fracción de residuo en combustible =

100 - (% de C inquemado en residuo)

lb ) lbcomb

lb ) lbcombustible

Exceso de aire.- Para asegurar una combustión completa en las aplicaciones comerciales, se necesita más aire que el estequiométrico, ya que el aire comburente y el combustible no se mezclan perfectamente. El aireexceso no interviene en la combustión y sale por la chimenea formando parte de los humos; XI.-336

valores del aireexceso para diversos combustibles y sistemas de combustión, se tienen en la Tabla XI.11. El aireexceso a la salida del generador de vapor debe ser superior al aireexceso requerido en el equipo de quemadores, para: - Tener en cuenta las infiltraciones de aire a través de la fumistería en unidades con tiro equilibrado - Computar aire de sellado que se usa en unidades con tiro presurizado En las unidades modernas construidas con paredes membrana, el aireexceso a la salida de la unidad es un 1%÷ 2 % más elevado, que el aireexceso requerido para el equipo de combustión. En unidades antiguas, las infiltraciones a través de la fumistería pueden ser importantes, por lo que si se pretende operar a la salida del generador de vapor con menor aireexceso, se puede llegar a que haya insuficiente aire en los quemadores, lo que provocaría unas pobres características de combustión. Tabla XI.11.- Aireexceso requerido en equipos de combustión EXCESO AIRE COMBUSTIBLE

TIPO DE HOGAR O QUEMADOR

% peso

Carbón pulverizado

Hogar totalmente refrigerado por agua con extracción húmeda o seca de ceniza

15 a 20

Hogar parcialmente refrigerado por agua

15 a 40

Hogar ciclón, equilibrado o presurizado

13 a 20

Combustión en lecho fluidificado

15 a 20

Hogar mecánico

25 a 35

Hogar mecánico con parrilla vibrante refrigerada por agua

25 a 35

Carbón troceado

Carbón

Hogar mecánico con parrilla sinfín

25 a 35

Hogar mecánico con alimentación inferior

25 a 40

Quemadores tipos cortatiros

3 a 15

Quemadores tipos cortatiros

3 a 15

Madera/virutas

Parrillas sinfín y vibrante refrigerada por agua

20 a 25

Combustión en lecho fluidificado

5 a 15

Comb. derivados de desechos

Hogar refrigerado agua/parrilla sinfín

40 a 60

Residuos sólidos municipales

Hogar refrigerado por agua con refractario y parrilla oscilante

80 a 100

Horno rotativo

60 a 100

Bagazo

Todos los hogares

25 a 35

Licor negro

Hogares recuperadores de Kraft y pulpa

15 a 20

Fuelóleo Gas natural Gas batería coque Gas refinería

XI.8.- CÁLCULOS DE COMBUSTIÓN Y RENDIMIENTO Los cálculos de combustión constituyen el punto de partida para el diseño y determinación de las características funcionales de los generadores de vapor y sus diversos sistemas y equipos, que establecen: - Las cantidades de los productos componentes que intervienen en la química del proceso de combustión (aire, humos y absorbente) - La eficiencia del proceso de combustión - La cantidad de calor desprendido en la combustión La unidad utilizada para cuantificar los productos en los cálculos de combustión, es

lb 10000Btu

Para combustibles gaseosos, el análisis volumétrico se convierte en análisis gravimétrico.

Aire comburente-aire teórico.- El aire comburente es el airetotal que precisa el equipo de combus€ tión igual a la suma del aire y el aire . teórico

exceso

XI.-337

€

€

€

El aireteórico es la mínima cantidad de aire que se requiere para la conversión completa del C, H2 y S presentes en el combustible, en gases de combustión. Si se utiliza caliza u otro aditivo para controlar la emisión de compuestos sulfurosos, algo de S tampoco pasa a SO2 requiriéndose oxígeno adicional según la siguiente reacción de sulfatación: CaO + SO2 +

1 2

O2 ⇒ CaSO 4

El airereal se calcula a partir del aireteórico, que se corrige por el Cinquemado y por la reacción de sulfatación, mediante las ecuaciones: lb lb 100 = Aireteórico en 10000 Btu 100 lbcomb Pcal sup lb Aireteórico en = 100 lbcomb Aireteórico en

= (11,51 x % en peso Cquemado ) + 34 ,29 H + 4,321 S (1 +

Fracción de Scaptur.absorb. 2

) - 4 ,32 O2

% en peso Cquemado= % Ccombustible - % de Cinquemado en € la que:  H 2 es el % en peso de H 2 ( en el combustible) ; O 2 es el % en peso de O2( en el combustible)  S es el % en peso de S  ( en el combustible ) La fracción de Scapturado

por el absorbente

viene en lb/lbazufre y es la relación:

Masa de Sretenida Masa de S presente en el combustible Su valor es cero, salvo que en el hogar se utilice un absorbente, como la caliza, para reducir las correspondientes emisiones de SO2. Para cálculos de diseño, el Cinquemado se calcula estimando la pérdida por Cinquemado mediante la expresión: % Cinquemado = Pérdida por Cinquemado Las masas de aire seco, de agua en Masa aire seco = Masa aireteóricox ( 1 +

x

Pcal sup 14500

el aire

y de aire húmedo se calculan por las expresiones:

% aire exceso ) 100

Masa aguaen el aire = W x Masa aireseco Masa aire h úmedo = Masa aire seco + Masa humedad aire = Masa aireseco (1 + W )  Las masas de aire vienen dadas en lb/ 10000 Btu en las que:   W es la humedad del aire en lb/lb aire seco Gases de combustión.- Los productos de la combustión (salvo los productos sólidos o residuos de la misma) se identifican como gases o humos húmedos. El gasto másico del flujo de humos húmedos se uti€ liza para los cálculos de la transferencia de calor y para el diseño de los equipos auxiliares. El total de los productos gaseosos, excluyendo la humedad, se identifica como gases secos o humos secos; este parámetro se utiliza para el cálculo de rendimientos y para la determinación de la entalpía XI.-338

€

€

€

€

€

correspondiente a los gases de combustión. El humo húmedo se compone de: - Gas húmedo procedente del combustible (combustible sin ceniza, Cinquemado y Scapturado) - Aire comburente - Humedad presente en el aire comburente - Humedad adicional, como la del vapor de atomización - Absorbente del CO2 (si se utiliza) y de la humedad procedente del absorbente implicado en el proceso El humo seco es la diferencia entre los gases húmedos y el total de los términos húmedos. El humo húmedo procedente del combustible es el de la masa inflamable que hay en el combustible sin ceniza, menos (el % de Cinquemado + el % de S capturado), si es que se utiliza absorbente para la reducción de las emisiones de SO2: Gas húmedo procedente del combustible= = {100 - % peso ceniza combustible- % Cinquemado - ( S x Fracción en peso Scapturado )}

100 Pcal sup

El agua procedente del combustible es la suma del agua: - Presente en el combustible - Producida por la combustión del H2 contenido en el combustible, de la forma: Agua procedente del combustible (

lb 100 ) = (8,94 H 2 + H 2 O) 10000 Btu Pcal sup

 H 2 es el % en peso de H 2( en el combustible) en la que:   H 2 O es el % en peso de humedad en el combustible  Aire seco El peso total de los gases húmedos es la suma del: Contenido de agua en el aire , y en Gas húmedo procedente del combustible algunos casos, del agua adicional y la procedente del absorbente, es decir: Peso gases húmedos (

lb ) = 10000 Btu

= Masa aireseco + Masa humedad aire + Masa gases húm. combustible+ Agua( adiccional + absorbente )  Procedente del combustible La humedad total de los humos es la suma del agua  , y cuando sea  Presente en el aire aplicable, del agua adicional y del agua procedente del absorbente, es decir: Humedad total humos = Aguacomb + Aguaaire + Agua( adicional + absorbente ) El humo seco es la diferencia entre los gases húmedos y la humedad total presente en los humos: Masa humossecos (

lb ) = Masa humoshúmedos + Humedad humos 10000 Btu

El porcentaje de humedad en los humos es un parámetro que se utiliza para determinar la entalpía de los mismos y viene dado por la expresión: % humedad humos = 100

Humedad total humos Peso total gaseshúmedos XI.-339

€

€

€

€

€

En la mayoría de los combustibles, la masa de sólidos presentes en los humos es insignificante y se puede ignorar; si la masa de residuos es significativa, los sólidos prácticamente no influyen en el volumen del caudal del flujo de humos; sin embargo, los sólidos aumentan la entalpía de los humos, lo que se debe tener en cuenta cuando el contenido en ceniza del combustible sea superior a 0,15/10000 Btu, o si se usa absorbente. lb La masa de residuos procedentes del combustible, expresada en , se calcula en la forma: 10.000Btu Masa residuo proc. comb. = (% en peso cenizacomb. + % Cinquemado ) 100 Pcal.sup. El % de residuos sólidos presentes en los humos, se determina mediante la ecuación: % Residuos . =

Masa residuo proc.comb. + Masa absorbente gastado Masa humos sin sólidos

x

100

Eficiencia.- Se denomina eficiencia η del combustible o rendimiento del generador de vapor, a la relación entre las energías de salida y de entrada, en la forma:

η = 100

x

Energía salida = 100 Energía entrada combustible

x

Energía salida Gasto másico comb x Pcal.sup.

El concepto de energía de salida aplicado al generador de vapor, es el calor absorbido por el vapor de trabajo, capaz de generar energía útil fuera del recinto del generador de vapor. El concepto de energía de entrada corresponde a la máxima energía disponible, cuando el combustible se quema completamente, es decir, el gasto másico de combustible multiplicado por el Pcal

sup

del

mismo. Un balance de energía en el generador de vapor, en régimen permanente, es igual a la energía de entrada procedente del combustible, menos la energía a la salida del generador: Los créditos térmicos Crédtérm en Btu/lb, son el conjunto: - De energías térmicas asociadas a los flujos que entran en el recinto del generador de vapor - De energías procedentes de los servicios auxiliares Las pérdidas térmicas Pérdtérm son el conjunto: - De energías salientes procedentes del generador de vapor - De pérdidas de calor al medio exterior siendo el balance energético correspondiente al generador de vapor:

ΔE = Energía entrada comb.- Energía salidagen.vapor - Pérdtérmicas Si Crédtérm y Pérdtérm se expresan en % respecto del combustible a la entrada, la eficiencia es: η = 100 + Crédtérm - Pérd térm La correlación más general para el cálculo de créditos por unidad de masa a la entrada, se obtiene al expresar la cantidad correspondiente a cada constituyente individual, en la forma: % Créd térm =

Flujo grav. c espec. medio (Tent - Tref ) 100

=

Flujo grav (ient - iref )

XI.-340

100

€

Cálculo de pérdidas térmicas.- Una ecuación que permite calcular las pérdidas térmicas por unidad de masa a la entrada, para expresarlas como pérdidas de calor para cada uno de los constituyentes, es: % Pérd térm =

Flujo grav. cespec. medio (Tsal - Tref ) 100

=

Flujo grav. (isal - i ref ) 100

La temperatura de referencia se suele tomar igual a la temperatura del aire que sale de los ventiladores de tiro forzado, o a la del aire que entra en el calentador de humos/aire. En el caso de que el suministro principal de aire comburente proceda: - De serpentines precalentadores de aire por vapor - De serpentines alimentados con vapor de la caldera la temperatura de referencia se toma igual a la del aire a la entrada de los precalentadores; la ventaja de utilizar esta referencia es que se elimina el cálculo de los créditos debidos a la temperatura del aire de entrada y a la humedad en el aire. Pérdidas por radiación y convección.- Las pérdidas por radiación comprenden el calor perdido hacia el medio ambiente a través de las superficies del recinto del generador de vapor, incluyendo los conductos de aire y humos que hay entre el primero y el último de los recuperadores de calor, a la salida de la caldera o a la salida del calentador de aire; estas pérdidas dependen de: de la superficie del cerramiento - La diferencia de temperaturas entre la promedia   del medio ambiente 50º F - La velocidad media del aire atmosférico en la superficie del cerramiento, de 100 ft/minuto La tendencia actual es calcular las pérdidas de calor por radiación-convección sobre el área plana proyectada de la unidad, utilizando coeficientes estándar de transferencia de calor Pérdidas no consideradas.- Durante la fase de diseño de una unidad generadora de vapor, sólo se pueden calcular las pérdidas de energía mayores teniendo en cuenta los datos de diseño. Las demás pérdidas no calculadas, de menor importancia, se estiman a partir de los datos disponibles. El fabricante del generador de vapor añade al global de las pérdidas un factor de seguridad, para tener en cuenta las desviaciones inesperadas de las características funcionales. Los valores típicos de estos márgenes, para el diseño, son los siguientes: - Un 1% de la entrada de calor, cuando se trata de combustibles sólidos, líquidos y carbones que tengan buenas características de combustión y buenas propiedades frente a escorificación y ensuciamiento - Un 1,5% o más del calor de entrada, en el caso de combustibles que cuenten con pobres características de combustión y con malas propiedades frente a escorificación y ensuciamiento El margen del fabricante no se tiene en cuenta al medir eficiencias o ensayar rendimientos reales, ya que sólo se aplica como factor de seguridad frente a las características de funcionamiento esperadas. XI.9- ENTALPÍA Entalpía del aire y gases.- La entalpía es un indicativo del nivel energético de una sustancia, a presión y temperatura determinadas; se utiliza en los cálculos de: rendimiento térmico, pérdidas de calor, balances de energía y transferencia de calor. La influencia de la presión en la entalpía se puede considerar despreciable a efectos prácticos, en XI.-341

€

€

casi todos los campos de la Ingeniería, excepto cuando se trate de vapor o agua a muy alta presión. Las entalpías de la mayor parte de los gases que intervienen en los cálculos de combustión, se pueden representar gráficamente mediante una curva de segundo grado, en función de la temperatura, por el polinomio: i = a T 2+ b T + c

⇒

T=

-b+

b 2- 4 a ( c - i ) 2a

La determinación de la entalpía en los gases que se consideran en los cálculos de combustión, a la temperatura T, se puede realizar por medio de la ecuación anterior, empleando los correspondientes coeficientes específicos que se presentan en la Tabla XI.12. Las curvas de correlación indican que los valores facilitados tienen un error del orden de: ± 0,2 Btu/lb, para entalpías inferiores a 40 Btu/lb ± 0,2 Btu/lb, para entalpías superiores a 40 Btu/lb Para una mezcla de gases, como puede ser el (aireseco+vaporagua) o (humos+vaporagua), los coeficientes (a, b, c) se determinan con la expresión gravimétrica: n mezcla = ∑ x i ni  xi es la fracción gravimétrica del componente i en la que:  ni es el coeficiente a, b, c para el componente i n  mezcla es el coeficiente equivalente a, b, c€para la mezcla La Tabla XI.12 contiene los coeficientes para una serie de gases, incluido el aire húmedo estándar con 0,013 lbagua/lbaire seco. Las Fig XI.3 y 4 facilitan representaciones gráficas de las entalpías correspondientes a humos y aire estándar. Otra forma de evaluar la variación de entalpía específica de una sustancia, entre las condiciones correspondientes a los estados 1 y 2, es: i 2 - i 1= c p (T2 - T1 )

€

Fig XI.4.- Entalpía del aire, compuesto por las fracciones másicas 0,987 de aire seco y 0,013 de aire húmedo a la temperatura de referencia de 77ºF y presión de 30" Hg

Entalpía de sólidos y combustibles.- Las entalpías del carbón, caliza y fuelóleo se evalúan con bastante exactitud, por medio de las expresiones: icarbón = {( 1 − WF ) ( 0 ,217 + 0 ,002481 Materias vol. ) + WF } (T − 77) icaliza = {(1 - WF ) icaliza sec a + WF } ( T− 77 ) = icaliza seca = 0 ,0001128 T 2 + 0 ,179 T − 14,45 = = {(1 - WF ) (0,0001128 T 2 + 0,179 T − 14 ,45 ) + WF } (T− 77 ) i fuelóleo = C1 + C 2 ( API ) + C3 T + C4 ( API ) T + { C5 + C6 ( API )} T 2 €

XI.-342

€

Tabla XI.12.- Coeficientes de la ecuación de entalpía i = a T 2 + b T + c ) para el aire y gases Coeficientes a

Coeficientes

b

c

Aire seco (a)

F

a

b

c

Nitrógeno atmosférico (e)

€

82 , 99.10-6 0,2383802

- 18,43552

1,475.10-5

0,233247

- 17,47061

500-15001,496168.10-50,2362762 - 16,91089

81 , 38.10-6

0,252605

-31,64983

1500-25008,654128.10-60,2552508 - 31,18079

41 , 64.10-6

0,2726073

-56,82009

2500-40003,953408.10-60,2798019 - 60,92904

0-500 5,484835.10-60,2450592

Aire húmedo (b)

-18,9332

Oxígeno

85 , 77.10-6

0,2409682

- 18,63678

0-500

17 , 65.10-5

0,2162331 - 16,78533

-5 1514.10 ,

0,2357032

- 17,64590

500-1500

14 , 03.10-5

0,2232213 - 19, 37546

85 , 40.10-6

0,2551966

- 31,89248

1500-2500

64 , 24.10-6 0,2438557 - 33,21262

44 , 20.10-6

0,2758523

- 58,00740

2500-4000

48 , 65.10 -6 0,2517422 - 60,92904

Vapor de agua 2,998.10-5

0,4400434

Dióxido de carbono - 34,11883

0-500

-5 5545.10 ,

500-1500

-5 2560.10 ,

45 , 76.10-5

0,4246434

- 30,38311

3,947.10-5

0,4475365

- 50,55380

24 , 23.10-5

0,5252888 - 149,06430 2500-4000 0,2327271

0,227006

- 24,11829

, 45.10-5 1500-2500 1 0

0,2695922 - 53,77107

45 , 96.10-6

0,2989397 - 90,77172

Humo seco (c) 1,583.10-5

0,1943114 - 15,23170

Dióxido de azufre - 18,03014

0-500

34 , 20.10-5

0,1439724 - 11,25959 0,1672132 - 17,74491

17 , 25.10-5

0,2336275

- 18,57088

500-1500

-5 1366.10 ,

8,957.10-6

0,257825

- 36,21436

1500-2500

10 , 45.10-5

0,1923931 - 34,83202

2500-4000

45 , 96.10-6

0,2047152 - 50,27839

41 , 23.10-6

0,2821454

- 66,50061

Gas escape turbina (d) -5 1693.10 ,

0,2327271

- 18,02865

Monóxido de carbono 0-500

-5 5545.10 ,

0,1943114 - 15,23170 0,2269866 - 24,10722

17 , 26.10-5

0,2336275

- 18,57088

500-1500

-5 2560.10 ,

89 , 55.10 -6

0,257825

- 36,21585

1500-2500

10 , 45.10-5

2500-4000

45 , 30.10-6

41 , 23.10-6

0,2821454

- 55,80848

0,269504

- 53,79888

0,2987122 - 90,45853

Ceniza /SiO2 77 , 36.10 -5 0,1702036

- 13,36106

24 , 09.10-5

0,2358873

- 32,88512

500-1500

-5 1394.10 ,

0,2324186

- 4,85559

1500-2500

10 , 84.10-5

0,246019

- 19,48141

2500-4000

0-500

(a) Aire seco compuesto en volumen por: O2= 20,847%, N2= 78,086%, Ar= 0,934% y CO2= 0,033% (b) Aire húmedo conteniendo 0,013 lb agua/lb aire seco (c) Gas seco compuesto por: O2= 3,5%, CO2= 15,4%, SO2= 0,1% y N2a= 81,1%. (d) Gas escape turbina compuesto en volumen por: O2= 16,97%, CO2= 2,97% y N2a= 80,06% (fuelóleo nº 2 con exceso de aire del 400%) (e) N2a compuesto por nitrógeno atómico, Ar y CO2 en aire estándar

API =

141,5 − 131,5 ( SPGR) 141,5 = − 131,5 Densidadapar. (adim.) Densidad apar. (adim.)

en las que: WF es la fracción gravimétrica de humedad en el carbón o en la caliza Materiasvol, son las materias volátiles sobre puro (seco y sin ceniza), % C1 = - 30,016 ; C2 = - 0,11426 ; C3 = 0,373 ; C4 = 0,00143 ; C5 = 0,0002184 ; C6 = 0,0000007

XI.-343

XI.10.- MEDIDA DEL EXCESO DE AIRE Una cantidad de aire escasa puede ser la causa de una gran cantidad de combustible inquemado y puede constituir un riesgo contra la seguridad de las personas y de la instalación. Si la cantidad de aire comburente es demasiado grande, el funcionamiento de la unidad implica un aumento de las pérdidas de calor en la chimenea. Análisis de humos.- Los principales componentes de los gases de combustión son, el CO2, N2 y H2O. El aireexceso se determina midiendo el oxígeno O2 y CO2 contenidos en los humos. La forma en la que se obtiene la muestra de los gases de combustión, tanto en base húmeda como en base seca, es la siguiente: Cuando se extrae una muestra de un flujo de gases, normalmente el vapor de agua condensa y la muestra se considera como en base seca, la cual se aspira a través de agua a temperatura ambiente, para asegurar que esté libre de vapor de agua. Cuando se efectúa una medida in situ de una muestra de humo con un analizador, o cuando se toman las precauciones precisas para que la humedad de la muestra no condense, se obtiene una muestra en base húmeda. La cantidad de oxígeno O2 en los humos es muy significativa para definir el estado real de la combustión, lo que constituye una indicación bastante exacta del aireexceso; su existencia demuestra que se ha introducido más O2 que el realmente utilizado. En el supuesto de una combustión completa: - Un bajo valor de O2 indica un moderado aireexceso y, por tanto, pérdidas normales en la chimenea - Altos valores de O2 indican pérdidas mayores en la chimenea La Fig XI.5 es un diagrama de combustión volumétrica con humos secos, que se utiliza en los ensayos de campo, y correlaciona O2, CO2 y N2a. - Para la combustión uniforme y completa de un combustible, todos los puntos representativos tienen que estar alineados en una recta (recta de combustión), que pasa por el punto pivote - La recta de combustión se puede orientar pero siempre pasando por el punto pivote, tal como se indica para diversos combustibles. - En el diagrama se resaltan también las líneas de aireexceso, observándose que el exceso de aire es prácticamente constante con un O2 dado, para una amplia gama de combustibles. - En una muestra seca o húmeda de humos, la cantidad de O2 es un indicativo fiable del aireexceso, ya que éste no es sensible a las variaciones de humedad en los distintos tipos de combustibles En el funcionamiento de calderas hay que hacer un seguimiento continuo del O2 presente en los humos, mediante un analizador que determine su nivel en base húmeda. El resultado de los ensayos con un determinado combustible, corresponde a puntos representativos situados en la recta de combustión, con una tolerancia del orden de 0,2 en la relación O2/CO2. Toma de muestras de los humos.- Para asegurar una muestra de humo representativa, su toma se hace siempre en un mismo número de puntos. Para una vigilancia normal de las características funcionales y operativas, se deben considerar en cada conducto de humos secciones del orden de 9 ft2 (0,8 m2), con 24 puntos de toma de muestras por sección transversal de flujo.

XI.-344

COMBUSTIBLE

CO2 máximo % en volumen

A

Gas Batería coque (8% CO)

D

Gas natural

9,23 a 10,6

F

Fuelóleo

H

Alquitrán y brea

17,5 a 18,4

I

Carbón bituminoso

17,7 a 19,3

J

Carbón vegetal

18,6

J

Licor negro sin sal aglutinada

18,6

L

Lignito, coque

M

Antracita

O

Casca para curtir

P

Madera

20,1 a 20,5

R

Bagazo

20,65

S

Carbono puro

20,9

T

Gas horno alto

24,6 a 25,3

11,6 a 12,7 14,25 a 16,35

19,2 19,3 a 19,85 20,1

Para combustión uniforme completa, todos los puntos han de estar sobre rectas que deben pasar por el punto pivote Fig XI.5.- Ábaco de combustión volumétrica humos secos

ENSAYO DE COMBUSTIBLES HETEROGÉNEOS.- Cuando se realiza la evaluación de las características operativas de un generador de vapor que quema un combustible heterogéneo, como basuras o desechos sólidos urbanos, no es posible obtener una muestra representativa del combustible, ya que la composición de las basuras puede variar mucho. Para el diseño de calderas que las queman, los datos se concretan en el análisis elemental del combustible promedio y en la variación de los componentes, humedad y ceniza; los cálculos de diseño son los mismos que los de calderas que queman combustibles homogéneos. Cuando se quema un combustible heterogéneo, para evaluar sus características medias y determinar el rendimiento de la caldera, la práctica industrial más generalizada consiste en considerar la caldera como un calorímetro. Para calcular el rendimiento de la unidad, el método emplea los mismos principios que los utilizados cuando se analiza el combustible; la diferencia radica en que el régimen del flujo y el contenido en humedad de los mismos se miden directamente, basándose en el análisis del combustible y en la medida del O2 presente en los humos. Otras medidas adicionales que se requieren respecto a los métodos convencionales, son: - Flujo de humos y humedad presente en los mismos - O2 y CO2 en los humos - Régimen de flujo de residuos en los principales puntos de extracción XI.-345

• Fig XI.6.- Eficiencia de la combustión en función del exceso de fuel y del aireexceso

Fig XI.7.- Relación entre el aireexceso, el CO y el oxígeno en el flujo de gases

Para hacer el ensayo se calculan el aireexceso, el peso de los humos secos y el agua evaporada procedente del combustible; se determinan: - El peso de los humos húmedos y su contenido en humedad - El peso de los humos secos que se calcula como diferencia entre las dos cifras anteriores La composición de los humos se determina midiendo el O2 y el CO2 El nitrógeno N2a = 100 - (O2 + CO2) El N2(humos) = N2a , con un peso molecular de 28,161 lb/mol El N2(combust) se desprecia, porque los quemadores de basura siempre operan con elevado aireexceso La humedad global presente en los humos puede proceder de vapores o de líquidos.  A la humedad del aire La procedente de vapores se debe:  Al vapor de atomización  Al vapor de sopladores  La presente en el combustible  La que se forma por la combustión del H del combustible 2 La procedente de líquidos se debe a:  La que se genera por el agua de apagado de los residuos o cenizas  La relativa a los rociadores existentes en el foso de combustible  La humedad del aire y la procedente de otras fuentes de vapores se tiene que medir, ya que las pérdidas de rendimiento por calor sensible se deben separar de las pérdidas por agua evaporada, que es la humedad total presente en los humos, menos la debida a fuentes de vapores. XI.-346

El gasto de aireseco se calcula por medio del N2(humos) El aireexceso se determina con el O2 El aireteórico = airetotal - aireexceso El % aireexceso se calcula con los flujos gravimétricos de aireexceso y aireteórico XI.11.- EJEMPLOS DE CÁLCULOS DE COMBUSTIÓN Los ejemplos se pueden ejecutar en hojas de cálculo, organizando los cálculos según una secuencia lógica. Las entradas se sitúan en la parte superior de las hojas. Para todos los ejemplos se utiliza un análisis elemental gravimétrico del combustible. Cuando se trata de combustibles gaseosos, el análisis volumétrico se convierte en gravimétrico. Los cálculos se indican como combinaciones algebraicas de las cifras consignadas en las posiciones entre paréntesis, afectadas de los coeficientes adecuados. Los regímenes de flujos gravimétricos de aire y humos vienen en

lb 1000 lb y en 10000Btu hora

Método en MOL.- Constituye la base para todo tipo de cálculos de combustión, siendo la fuente de una serie de constantes que se utilizan en otros métodos de cálculo simplificados. Las constantes que hay que conocer son, los pesos moleculares de los elementos componentes del combustible y del aire. La Tabla XI.7 recoge un ejemplo de los cálculos de combustión en base molar, referidos a un carbón bituminoso: - Las posiciones 1 a 6 son las entradas requeridas; si se conoce el total del Cinquemado (posición 6), se calculan las pérdidas por Cinquemado (posición 5).  aireexceso en quemadores - Se han designado como entradas el  , por si se desean computar  aireexceso a la salida de la caldera las infiltraciones de aire en la fumistería (posición 1). - Para este ejemplo se ha supuesto que el aireexceso en quemadores es igual al aireexceso a la salida de la caldera. Un paso intermedio para los cálculos en base molar, lo constituye el análisis volumétrico de los humos (posiciones 20 y 21). Método en BTU.- Establecidos los principios de cálculos de combustión en base molar, se pueden acometer los cálculos generales de combustión por el método en Btu, que es el preferido. Los cálculos facilitados en la Tabla XI.13A son más amplios y comprensibles que el cálculo de los pesos de aire y humos que se indican en la Tabla XI.7; se incluyen las posiciones necesarias para manipular el impacto que tiene el absorbente en los cálculos de combustión, rendimiento y en el calor disponible en el hogar. Tabla XI.13A.- Las entradas para el combustible y para el exceso de aire, junto con las entradas calculadas a partir del combustible son prácticamente las mismas que en la Tabla XI.7. - Las posiciones 1 ÷ 19 son las entradas, junto con los cálculos previos que se requieren para los cálculos de combustión. - Para el cálculo de rendimientos hay que proveer las cifras correspondientes a las posiciones 44÷ 46. - Si se emplea absorbente, hay que completar con anterioridad la Tabla XI.14, de cálculos de comXI.-347

bustión con absorbente, posiciones 11÷ 14 y 46. - Como a la temperatura de referencia 80ºF, las temperaturas de entrada del aire y del combustible son iguales, los créditos de calor para el cálculo del rendimiento, son nulos. - El calor total procedente del combustible se calcula por medio de la eficiencia (posición 53) y de la producción a la salida del generador de vapor (posición 10). - Los regímenes de los flujos de aire y humos se calculan a partir de la entrada del combustible y de los resultados correspondientes de los cálculos de los humos de combustión. La Tabla XI.13A muestra los resultados relativos a un carbón bituminoso y a un carbón subbituminoso con un contenido en humedad mayor (30% en peso) y un poder calorífico menor (8360 Btu/lb); para una misma generación en caldera y análogas condiciones de contorno, los resultados relativos a estos carbones expresados en unidades

lb son: 10000 Btu

Parámetro

Aire teórico

Aire seco

Humo seco

Humo húmedo

H2O en humos

Rendimiento

Bituminoso

7,527

9,086

9,442

9,864

0,422

86,91

Sub-bituminoso

7,542

9,05

9,463

10,303

0,84

82,1

Se observa que el aireteórico, el aireseco y el humoseco resultantes son prácticamente iguales para ambos combustibles. El peso del humohúmedo y del aguaen

humos

es mayor en el carbón subbituminoso, por su mayor con-

tenido en humedad. La eficiencia con el carbón subbituminoso es menor debido a su más alto contenido de humedad y no a su menor poder calorífico; el peso de humoseco es algo mayor para el carbón subbituminoso, lo que resulta lógico y se justifica por el menor rendimiento, mientras que el mayor peso de humohúmedo de ese carbón, se debe a la más elevada humedad y menor rendimiento. Tabla XI.13 A.- Cálculos de combustión en BTU Combustible: Carbón bituminoso, Virginia, USA. Análisis

Aire teórico

1

Exc.aire, Quem./Sal.caldera/Economiz. %

20/20

15

elemental

16

2

Temperatura entrada aire, ºF

80

Elemento

% peso

K1

(15) x K1

3

Temperatura de referencia, ºF

89

A

Carbono

80,31

11,51

924,4

4

Temperatura combustible, ºF

80

B

Azufre

1,54

4,32

6,7

5

Temp. aire salida caldera. Aire, ºF

350

C Hidrógeno

4,47

34,29

153,3

6

Temp. humo Salida caldera aire (sin fuga), ºF

390

D

7

Humedad en aire, lb/lb aire seco

8

Humedad adicional, lb/100 lb combustible

9

Resid. salida caldera/Economizad. % total

0,013 E Nitrógeno

Salida calor,106 Btu/h

10

Agua

2,9

K2

(15) x K2

8,94

39,96

1

2,9

1,38

0

F

Oxígeno

2,85

85

G

Ceniza

6,55

Total

100

285,6 H

17 lb/100 lb.comb.

- 4,32 Aire

- 12,3 1072,1

42,86

Correcciones por absorbente (de Tabla 14, si se usa) 11

Aire teór. adicional, Tabla 14 (21)

0

18

Poder calorífico superior, Btu/lbcomb

14100

12

CO2 de absorbente, Tabla 14 (19)

0

19

13

H2O de absorbente, Tabla 14 (20)

0

20

Pérdida por C inquemado, % entrada combustible Aire teórico,lb/104 Btu, (16 H) x 100/18

7,604

14

Absorbente gastado, Tabla 14 (24)

0

21

C inquemado, % combustible,(19) x (18)/14500

0,39

0,4

Cálculo de humos (gases) de combustión, cantidad/10000 Btu (Entrada combustible) 22

Aire teórico (corregido), lb/10000 Btu

(20) - (21) x 1151/(18) + (11)

7,572

23

Residuo de combustible, lb/10000 Btu

[(15G) + (21)] x 100 /(18)

0,049

24

Residuo total, lb/10000Btu

(23) + (14)

0,049

XI.-348

25

Exceso aire, % peso

26

Aire seco, lb/10000 Btu

27

Agua del aire, lb/10000 Btu

28

Humedad adicional, lb/10000 Btu

29

H2O del combustible, lb/10000 Btu

30 Humo húmedo de combustión lb/10000 Btu 31

CO2 del absorbente, lb/10000 Btu

32

H2O del absorbente, lb/10000 Btu

33

Total humo húmedo, lb/10000 Btu

34

Agua en humo húmedo, lb/10000 Btu

35

Humo seco, lb/10000 Btu

36

H2O en humo, % peso

37

Residuo, % peso

A) Quemador

B) Infiltración

20

20

C) Salida hogar D) Sal. Cald/Econ.

[1 + (25)/100] x (22) (26) x (7)

20

20

9,086

9,086

0,118

0,118

(8) x100 /(18) (17H) x 100/(18)

0

0

0,304

0,304

0,66

0,66

0

0

[100 - (15G) - (21)] x100/(18) (12) (13)

0

0

9,864

9,864

0,422

0,422

9,442

9,442

100 x (34)/(33)

4,28

4,28

(9) x (24)/(33)

0,42

0,42

Suma de (26) a (32) (27) + (28) + (29) + (32) (33) - (34)

Cálculo del rendimiento (eficiencia), % entrada combustible Pérdidas en % 38

Humo seco

39

Agua

40

Combustible

41

Como se quema

42

Humedad en el aire

43

Carbono inquemado

44

Radiación y convención

Entalpías

Pérdidas

0,0024 x (35 D) x [(6) - (3)]

7,02

Ental. vapor 1 psi, T= (6) i1 = {(3,95.10-5 ) T + 0,4329} T + 1062,2 1237,1 i2 = (3) - 32 Entalpía agua T= (3) 48

€

(29) x [(39) - (40)] /100

3,61

0,0045 x (27D) x [(6) - (3)]

0,16

(19) ó (21) x14500 /(18)

0,4 0,4

45 No Comput. + Margen Fabricante

1,5

46

Pérdidas netas absorbente

(41) de Tabla 14

0

47

Suma de pérdidas

Suma de (38) a (46)

13,09

Créditos 48

Calor en aire seco, %

0,0024 x (26 D) x [(2) - (3)]

0

49

Calor en humedad aire, %

50

Calor sensible en combustible, %

0,0045 x (27 D) x [(2) - (3)] {Entalpía a T(4) - Entalpía a T(3)} x 100/(18)

51

Otros, %

52

Suma de créditos, %

Suma de (48) a (51)

0

53

Rendimiento, %

100 - (47) + (52)

86,91

55 56

Entradadesde combust. , 106 Btu/h

Cald/Econ. 328,6

Aire húm. quemadores, lb/10 4 Btu 3 58 Aire húmedo quemadores,10 lb/h Calor disponible,104 Btu/h 59 (18) - 10 ,30 (54 ) x ia = 66 Btu/lb € 18

23,3

(53) x (33) /10 [1 + (7)] x {1 + [(25 A)/100]}

€ 57

€

Salida

hogar 1000 x (54) /(58)

Peso humo húmedo, 103 lb/h

61 Temperatura adiabática llama, ºF

Salida 100 x (10) /(53)

Régimen combustible,107 lb/h

60 Calordispon. /lbhumo húmedo , Btu/lb

0 0

Parámetros llaves del rendimiento 54

0

324,1 9,205

(54) x (57) /10 x

(17 H)

- 0,005

x

{(44 ) + (45 )} + {iaire a T(5)} x

1.000 x (59) / (56) De Fig XII.1 para: i = (60) y % H2O = (36)

324,1

302,5 (57)

335,2

100

1034,2 3560

Tabla XI.13B.- En ella se desarrolla el mismo ejemplo que en la Tabla XI.13A, pero utilizando un Ca = 2,5. absorbente en la combustión en lecho fluidificado atmosférico, y una relación molar S Se espera una captura del 90% de S. Existe una mayor pérdida por Cinquemado, típica de los procesos de combustión en lecho fluido. Para desarrollar las entradas en la Tabla XI.13B hay que tener completados los cálculos mostrados en la Tabla XI.14. Las pérdidas netas debidas al absorbente no son excesivamente importantes (posición 46 de la Tabla XI.13B); la diferencia en el rendimiento, respecto al ejemplo de la Tabla XI.13A, se debe principalmente al distinto valor de la pérdida supuesta por el Cinquemado. XI.-349

Tabla XI.13B.- Cálculos de combustión en BTU, con absorbente Combustible: Carbón bituminoso, Virginia, USA.

Condiciones de entrada por ensayo o por especificación 1

Análisis

Exc. aire, Quemador/Sal. cald./Econom. %

20/20

2

Temperatura entrada aire, ºF

80

3

Temperatura de referencia, ºF

89

A

4

Temperatura combustible, ºF

80

B

5

Temp. aire salida caldera. Aire, ºF

350

C Hidrógeno

6

Temp. humo Salida caldera aire (sin fuga), ºF

390

D

7

Humedad en aire, lb/lb aire seco

8

Humedad adicional, lb/100 lb combustible

0

F

Oxígeno

2,85

9

Residuo salida caldera/Economiz. % total

85

G

Ceniza

6,55

elemental

Elemento Carbono Azufre

Total

100

Agua

285,6 H

Aire teórico 16

lb/100 lb comb.

17

% peso

K1

(15) x K1

K2

80,31

11,51

924,4

1,54

4,32

6,7

4,47

34,29

153,3

2,9

0,013 E Nitrógeno

Salida calor,106 Btu/h

10

15

H2 O lb/100 lb.comb

(15) x K2

€ 8,94

39,96

1

2,9

1,38 - 4,32

- 12,3

Aire

1072,1

H2 O

42,86

Correcciones por absorbente (de Tabla 14, si se usa) 11 Aire teórico adicional, Tabla 14 (21)

0,0212

18

12

CO2 de absorbente, Tabla 14 (19)

0,0362

19

Poder calorífico superior, Btu/lb comb € Pérdida por C inquemado, % entrada combustible

13

H2O de absorbente, Tabla 14 (20)

0,0015

20

14 Absorbente gastado, Tabla 14 (24)

0,0819

21 C inquemado, % combustible, (19) x (18)/14500

Aire teórico, lb/104 Btu, (16 H)

x

14100 2,5

100/(18)

7,604 2,43

Cálculo de humos (gases) de combustión, cantidad /10.000 Btu entrada combustible 22

Aire teórico (corregido), lb/10000 Btu

(20) - (21) x 1151/(18) + (11)

7,477

23

Residuo de combustible, lb/10000 Btu

[(15G) + (21)] x 100 / (18)

0,064

24

Residuo total, lb/10000 Btu

(23) + (14)

0,146

25

Exceso aire, % peso

26

Aire seco, lb/10000 Btu

A) Quemador

B) Infiltración

18,9

1

C) Salida hogar D) Sal. Cald/Econ.

[1 + (25)/100] x (22)

27

Agua del aire, lb/10000 Btu

28

Humedad adicional, lb/10000 Btu

(26) x (7)

29

H2O del combustible, lb/10000 Btu

30 Humo húmedo de combustión lb/10000 Btu

19

20

8,838

8,838

0,115

0,116

(8) x100 /(18) (17H) x 100/(18) [100 - (15G) - (21)] x100/(18) (12)

0

0

0,304

0,304

0,646

0,646

0,036

0,036

0,002

0,002

9,637

9,712

0,421

0,422

9,216

9,29

31

CO2 del absorbente, lb/10000 Btu

32

H2O del absorbente, lb/10000 Btu

33

Total humo húmedo, lb/10000 Btu

34

Agua en humo húmedo, lb/10000 Btu

35

Humo seco, lb/10000 Btu

36

H2O en humo, % peso

100 x (34)/(33)

4,37

4,35

37

Residuo, % peso

(9) x (24)/(33)

1,36

1,35

(13) Suma de (26) a (32) (27) + (28) + (29) + (32) (33) - (34)

Cálculo de rendimiento (eficiencia), % entrada combustible Pérdidas

Entalpías

Pérdidas

38

Humo seco, %

39

Agua %

Ent.vapor 1 psi, T= (6)

40

Combustible %

Entalpía agua T= (3)

41

Como se quema %

(29) x [(39) - (40)] /100

3,61

42

Humedad en aire, %

0,0045 x (27D) x [(6) - (3)]

0,16

(19) ó (21) x14500 /(18)

0,4

43

Carbono inquemado, %

44

Radiación y convención, %

0,0024 x (35 D) x [(6) - (3)]

€

6,91 1237,1

i1 = {(3,95 x 10-5 ) T + 0,4329} T + 1062,2

48

0,4

45 No Comput. + Margen Fabricante, %

1,5

46

Pérdidas netas absorbente, %

(41) de Tabla 14

0,12

47

Suma de pérdidas, %

Suma de (38) a (46)

15,2

48

Calor en aire seco, %

49

Calor en humedad aire, %

0,0024 x (26 D) x [(2) - (3)]

50

Calor sensible en combustible, %

51

Otros, %

52

Suma de créditos, %

Suma de (48) a (51)

0

53

Rendimiento, %

100 - (47) + (52)

84,8

0,0045 x (27 D) x [(2) - (3)] {Entalpía a T(4) - Entalpía a T(3)} x 100/(18)

0 0 0 0

XI.-350

Parámetros llaves del rendimiento 54

Entradadesde combustible , 106 Btu/h

100 x (10) /(53)

55

Régimen combustible,107 lb/h

1000 x (54) /(58)

Peso humo húmedo, 103 lb/h 4 57 Aire húmedo quemadores, lb/10 Btu 58 Aire húmedo quemadores,103 lb/h 56

59

Calor

disponible,104

ia = 66 Btu/lb

60 Calor disponible /lb 61

Salida

hogar

Cald/Econ. 336,8 23,9

(53) x (33) /10 [1 + (7)] x {1 + [(25 A)/100]}

324,6

(54 )

x

(18) - 10 ,30 18

x

Btu/lb

(17 H)

- 0,005

x

299

{(44 ) + (45 )} + {iaire a T(5)} x

342,8

(57) 100

1.000 x (59) / (56) De Fig XII.1 para: i = (60) y % H2O = (36)

Temperatura adiabática llama, ºF

327,1

8,878

(54) x (57) /10

Btu/h

humo húmedo ,

Salida

1056,1 3624

Tabla XI.14.- Cálculos de combustión con absorbente Combustible Carbón bituminoso, Virginia, USA 1

S en combustible, % peso

1,54

6

Captura S, lb/lb azufre

2

Ceniza en combustible, % peso

6,55

7

Temperatura referencia, ºF

3

14100

8

Temperatura salida humos (sin fuga), ºF

4

Poder calorífico superior, Btu/lb comb Pérdida por Cinquem, % entrada combustible

2,5

9

Temperatura absorbente, ºF

5

Relación molar Ca/S

2,5

Productos del 10 Análisis 11 Peso/mol 12 = (10)/(11) 13 Fracción 14 Peso/mol 15 lbCO 2 /lbabsorb. absorbente

€ € € € €

% masa

lb/mol

A) CaCO3

89,8

100,089

B) MgCO3

5

84,321

C) Ca(OH)2

0

74,096

D) Mg(OH)2

0

58,328

E) H2O

1,6

18,015

F) Inerte

3,6

G) Total Ca

mol Ca/lb.absorb. Calcinación 897

0,9

0

mol/100 lb.absorbente

lb/mol

0,897

16 lbagua /lbabsorb.

(10)(13)(14)/(11) (10)(13)(14)/(11)

1

44,01 € 44,01

35,529 2,61 €

1

18,015

0

1

18,015

0

1

18,015

1,6

Total

38,139

1,6

Cálculos absorbente/humos, lb/10000 Btu 17

Absorbente, lb/lb.combustible

(1) x (5) / (12G) / 32,066

0,1339

18

10000 x (17) / (3)

0,095

19

Absorbente, lb/10000 Btu CO2 de absorbente, lb/10000 Btu

(15 G) x (18) /100

0,0362

20

H2 O de absorbente, lb/10000Btu

(16 G) x (18) /100

0,0015

216 x (1) x (6)/(3)

0,0212

200 x (1) x (6) /(3)

0,0197

0,2314 x (21) + (22)

0,0246

21

Aire teórico adicional, lb/10000 Btu Reducción SO2 , lb/10000 Btu

22

SO2 formado, lb/10000 Btu

23 24

Absorbente gastado, lb/10000 Btu

(18) - (19) - (20) + (23)

0,0819

25

Carbono inquemado, lb/10000 Btu

(4) x 100 /14500

0,0172

26

Residuo del combustible, lb/10000 Btu

(2) x100/(3) + (25)

0,0637

27

Residuo total, lb/10000 Btu

(24) + (26)

0,1456

28

H2 O

29

del absorbente

30

% 31

Pérdidas debidas al absorbente, % entrada combustible i1 = [(0,00003958)(8) + 0,4329] (8) + 1062,2 Vapor a 1 psi, T = (8) i agua i2 = (9) - (32) 0,01 (20) [(28) - (29)]

0,018

(18) x {1 - (19 E)/100} x {iT= (9) - iT =

Calor sensible

i

absorbente en %

caliza

(7)}

/100

0

seca = {(0,001128) T + 0,179} T - 14,45

Calcinación /deshidratación,% 32

CaCO3

(10 A) x (13A) x (18) x 766 /10000

0,588

33

MgCO3

(10B) x 1 x (18) x 652/10000

0,031

34

Ca(OH) 2

(10 C) x 1 x (18) x 636 /10000

0

35

Mg(OH)2

(10 D) x1 x (18) x 625/10000

0

36

Ganancia calor sulfatación

(6) x (1) x 6733/(3)

0,662

37

Total pérdidas por reacciones

(32) + (33) +(34) + (35) - (36) XI.-351

- 0,043

Pérdida calor sensible residuos Ubicación

38 Temperatura

39 Flujo másico x (27) (i T= (38) - i T= (7) ) /10000 % régimen total x lb/10 000 Btu(Btu/lb - Btu/lb)/10000

residuo ºF A) Purga lecho

1500

B) Economizador

600

C) Polvo

390

€ i

40 Total ................. residuo 41 Suma pérdidas por absorbente, en %

Pérdidas %

10 x 0,1456 x {276,3 - 0,5} /10000

0,055

10 x 0,1456 x {116,2 - 0,5} /10000

0,017

80 x 0,1456 x {64,3 - 0,5} /10000

0,075

={ (-2,843.10-8) T + (1,09.10-4) T + 0,16 }T - 12,95

0,146

(30) - (31) + (37) + (40)

0,121

Tabla XI.15A.- Cálculos de aireexceso de un carbón bituminoso a partir del O2 medido en humos en base húmeda Entradas

9

€

1

Humedad en aire, lb/lb.aire seco

0,013

6

2 3

Humedad adicional, lb/lb.combustible

0

7

14100

8

4

Poder calorífico superior, Btu/lb Pérdidas /Cinquem. , % entrada combustible

5

C inquemado, (3) x (4) /14500

Datos absorbente (si se aplica) CO2 absorb. , mol/100 lbcombustible Tabla16 H2 Oabsorb. , mol/100 lbcombustible Tabla16

Captura azufre, lb/lbazufre combustible

0

Tabla16

0

0,4 € 0,39 €

€ Productos de la combustión 11 10 Aire teórico

Análisis elemental, % peso

0

Componentes

Como se

Carbono lb/100 lb.combustible

combustible

quema

quemado

A

Carbono

80,31

80,31

B

C inquemado (5)

C

C quemado = (A) - (B)

11,51

D

Azufre

1,54

4,32

E

Hidrógeno

4,47

34,29

153,3

F

Agua

2,9

G

Nitrógeno

1,38

H

Oxígeno

2,85

I

Ceniza

6,55

K

Total

100

K1

Humo secocomb.

mol /100 lbcombustible

(9) x K1

K2

(9) x K2

919,9

12,011

6,654

6,7

32,066

0,048

12 Humo húmedo comb. K3

(9) x K3

2,016

2,217

18,015

0,161

€

0,39 79,92

28,013 - 4,32

0,049

- 12,3 1067,6

6,751

2,378

13

Humo seco mol /100 lb.combustible

(11 K) - (11 D) - (8) + (6)

14

Humo húmedo, mol /100 lb.combustible

(12 K) + (13) + (7)

9,129

{(10 K) + (8) x (9 D) x 2,16} /28,966

36,857

15 Aire teórico (corregido), mol /100 lb.combustible

6,751

Exceso de aire, cuando se conoce el Oxígeno 16 Oxígeno, % volumen (ENTRADA) 17

Base medición O2

3,32

Seco = 0 Húmedo = 1

18 Humedad en aire, mol/mol.aire.seco 19 Producto seco/húmedo, mol/100 lb.combustible 20 Humedad adicional, mol/100 lb.combustible

Seco

Húmedo

0

(1) x 1,608

0,021

(13 )

(14 )

9,129

0

(2)/18,016

0

21 Cálculo intermedio, paso 1

(15) x {0,7905 + (18)}

29,909

22 Cálculo intermedio, paso 2

(19) + (20) + (21)

39,039

20,95 - (16) x {1 + (18)}

17,56

100 x (16) x (22) / (15) / (23)

20

23 Cálculo intermedio, paso 3 24

Exceso de aire, % peso

O2 , CO2 , SO2 cuando se conoce el exceso de aire 25 Exceso de aire, % peso

20

26 Humo (gas) seco, mol /100 lb.combustible 27 Humo (gas) húmedo, mol /100 lb.combustible 28

Oxígeno, % volumen

29 Dióxido de C, % volumen 30 Dióxido de S, % volumen 31

Agua, % volumen

(13) + (15) x {0,7905 + (25)/100}

43,258

(13) + (15) x [0,7905 + (18) + {1 + (18)} x (25)/100] Seco

Húmedo

46,565

(25) x (15) x 0,2095 /(26) ó (27)

(26 )

(27 )

3,32

100 x {(11 C) + (6)} / {(26) ó (27)}

(26 )

(27 )

14,29

100 x {1 - (8)} x (11 D) / {(26) ó (27)}

(26 )

(27 )

0,3131

(27 )

7,1

H2O = 0,0 (seco) ó 100 x {(27) - (26)} / (27)

XI.-352

Tabla XI.15B.- Cálculos de aireexceso en carbón bituminoso, a partir del O2 medido en base húmeda, con absorbente. La totalidad del S presente en el combustible no se convierte en SO2, por lo que la cantidad de Scapturado se calcula primero mediante la Tabla XI.16. Entradas 1

Humedad en aire, lb/lb.aire seco

0,013

6

Datos absorbente (si se aplica) CO2 absorbente , mol/100 lbcombustible Tabla16

0,116

2

Humedad adicional, lb/lb.combustible

0

7

H2 Oabsorbente , mol/100 lbcombustible Tabla16

0,012

3

8

Captura azufre, lb/lb.azufre comb. Tabla16

0,9

4

Poder calorífico superior, Btu/lb Pérdidas /Cinquemado , % entrada comb.

5

C inquemado, (3) x (4) /14500

14100 2,5 € 2,43 €

Productos de la combustión

€ 9

Análisis elemental, % peso Componentes

Como se

Carbono

combustible

quema

quemado

A

Carbono

80,31

B

C inquemado (5)

80,31 € 2,43

C

C quemado = (A)-(B)

77,88

10 Aire teórico lb/100 lbcombustible K1

11 Humo secocomb. 12 Humo húmedo comb. mol/100 lbcombustible

(9) x K1

K2

(9) x K2

896,4

12,011

6,484

32,066

0,048

K3

(9) x K3

2,016

2,217

18,015

0,161

€ 11,51

D

Azufre

1,54

4,32

4,32

E

Hidrógeno

4,47

34,29

34,29

F

Agua

2,9

G

Nitrógeno

1,38

H

Oxígeno

2,85

I

Ceniza

6,55

K

Total

100

28,013 - 4,32

0,049

- 12,3 1067,6

13

Humo seco, mol /100 lb.combustible

14

Humo húmedo, mol /100 lb.combustible

6,581

2,378

(11 K) - (11 D) - (8) + (6)

15 Aire teórico (corregido), mol /100 lb.combustible

6,654

(12 K) + (13) + (7)

9,044

{(10 K) + (8) x (9 D) x 2,16} /28,966

36,149

Exceso de aire, cuando se conoce el Oxígeno 16 Oxígeno, % volumen (ENTRADA) Base medición O2 17 Seco = 0 Húmedo = 1

3,31 Seco

Húmedo

18 Humedad en aire, mol/mol.aire.seco 19 Producto seco/húmedo, mol/100 lb.combustible

0

(1) x 1,608

0,021

(13 )

(14 )

9,044

0

(2)/18,016

20 Humedad adicional, mol/100 lb.combustible 21 Cálculo intermedio, paso (1)

0

(15) x {0,7905 + (18)}

29,335

22 Cálculo intermedio, paso (2)

(19) + (20) + (21)

39,379

23 Cálculo intermedio, paso (3)

20,95 - (16) x {1 + (18)}

17,56

100 x (16) x (22) / (15) / (23)

20

24

Exceso de aire, % peso

O 2 , CO2 , SO2 cuando se conoce el exceso de aire 25 Exceso de aire, % peso

20

26 Humo (gas) seco, mol /100 lb.combustible € mol /100 lb.combustible 27 Humo (gas) húmedo, 28 29

Oxígeno, % volumen CO2 , % volumen

30

SO2 , % volumen

31

Agua, % volumen

1

SO2 , ppm

(13) + (15) x {0,7905 + (25)/100}

42,46

(13) + (15) x [0,7905 + (18) + {1 + (18)} x (25)/100]

45,761

Seco

Húmedo

(25) x (15) x 0,2095 /(26) ó (27)

(26 )

(27 )

3,31

100 x {(11 C) + (6)} / {(26) ó (27)}

(26 )

(27 )

14,42

100 x {1 - (8)} x (11 D) / {(26) ó (27)} H2O = 0,0 (seco) 100 x {(27) - (26)} / (27)

(26 )

(27 )

0,0105

(27 )

7,21

Tabla XI.16.- Captura de S por análisis de humos en un carbón bituminoso

3 4

€ € € € €

105/10000 =

0,0105 %

2

O 2 de humo, donde se mide SO2 , %

Datos de la Tabla 15 = Cálculos de exceso de aire sobre medida de O 2 Humedad aire, lb/100 lbcombustible 0,013 7 Aire teórico, lb/100 lbcombustible € Humedad adicional, lb/100 lbcombustible 0 8 Humo seco, mol/100 lbcombustible

5 Azufre en combustible, % peso 6 Poder calorífico, Btu/lbcombustible

1,54

9

Humo húmedo, mol/100 lbcombustible

14100 € Datos de Tabla 1 = Cálculos de€combustión - absorbente CO , lb/100 lbabsorbente 10 2 de absorbente 38,139 € 12 Absorbente, lb absorbente / lbcombustible H O , lb/100 lb 11 2 de absorbente absorbente 1,6

€ XI.-353

3,31 1044,1 6,581 2,378

0,134

CÁLCULOS, mol /100 lb.combustible, salvo otra indicación SO2 /O2 = base medición

Seco = 0 Húmedo = 1

Seco

Húmedo

13 Humedad aire, mol/mol.aire seco

0

(3) x 1,608

14 Humedad adicional

0

(4) x 18,015

0

(8 )

(8) + (9)

8,959

0

calcular

0,012

15 Humo (producto combustión) de combustible (11) x (12)/18,015

0,0209

16

H2O de absorbente

17

CO2 de absorbente

18

Cálculo intermedio, paso 1

19

Cálculo intermedio, paso 2

20

Cálculo intermedio, paso 3

1 - {1 + (13)} x (2)/20,95

0,8387

21

Cálculo intermedio, paso 4

{0,7905 + (13)} x 2,387 - 1

0,9368

22

Cálculo intermedio, paso 5

(1) x (19) x 32,066 /(5) / (20)

9,993

23

Cálculo intermedio, paso 6

(21) x (1) / (20)

0,0117

24

Captura de azufre, lb/lb.azufre

{100 - (22)} / {100 + (23)}

0,9

25

SO2 liberado, lb /10000 Btu

20000 x {1 - (24)} x (5) / (6)

0,22

(10) x (12) / 44,01

0,116

{0,7095 + (13)} x 2 / 20,95

29,247

Suma de (14) a (18)

38,334

Tabla XI.17.- Cálculos de Combustión, para determinar el peso de humossecos, el de aguaevaporada y el aireexceso, utilizando el peso de humos A) Análisis húmedo

B) Análisis

(no requerido) 1

O 2 , % vol

9,28

2

CO2 , % vol

9,56

3

H2 O , % vol

12

seco Medido en base seca ó 100 / {100 - (3A)} x (1A) Medido en base seca ó 100 / {100 - (3A)} x (1A)

4

Flujo másico humo (gases de combustión), 103 lb/hora

5

Humedad en humo, lb/lb.humo húmedo

6

Humedad en aire, lb/lb.aire seco

7

Humedad adicional (otras fuentes distintas de combustible y aire), 103 lb/hora

10,55 9,73 539,2 0,0754 0,013 0

CÁLCULOS 8

Agua en humo húmedo , 1000 lb/h

(4) x (5)

40,7

9

Peso humo seco , 1000 lb/h

(4) - (8)

498,5

10

N 2a en humo seco , % vol seco

100 - (1B) - (2B)

79,72

11

Peso molecular humo seco , lb/mol

0,32 x (1B) + 0,4401 x (2B) + 0,28161 x (10)

30,11

12

Humo seco , 1000 mol/h

(9) / (11)

16,56

13

Peso aireseco , 1000 lb/h

0,28161 x(10) x (12) / 0,7685

483,8

14

Agua en aireseco , 1000 lb/h Aguaevaporada , 1000 lb/h

(13) x (6)

6,3

(8) - (7) - (14)

34,4

16

Aireexceso, 1000 lb/h

(18) x (9) x 0,32 / 0,2315 / (11)

241,4

17

Aireteórico, 1000 lb/h Aireexceso, % en peso

(13) - (16)

242,4

100 x(16) / (17)

99,6

15

18

Parámetro

Aire teórico

Aire seco

Humo seco

Humo húmedo

H2O en humos

Rendimiento

Bituminoso

7,527

9,086

9,442

9,864

0,422

86,91

Sub-bituminoso

7,542

9,05

9,463

10,303

0,84

82,1

En el ensayo de una caldera, el aireexceso requerido para la combustión se determina a partir del O2 medido en humos; el análisis del combustible y el Cinquemado, Tabla XI.13B, son los mismos que se indican en las Tablas XI.7 y 13A. Las composiciones de humos correspondientes a las Tablas XI.13A y B, se pueden comparar al efecto de sopesar la influencia que tiene la adición de absorbente. El ejemplo presentado en las Tablas XI.13A y B es el que se utiliza como base para el ejemplo de la Tabla XI.15B. Estas Tablas se pueden utilizar también para determinar la composición volumétrica de los humos, húmedos o secos, cuando se conoce el aireexceso (posiciones 25 a 32). Cuando se ensayan unidades que queman desechos sólidos municipales o combustibles derivados de desechos, no resulta práctica la determinación del análisis elemental del combustible. XI.-354

XII.- COMBUSTIÓN DE GASES Y FUELÓLEOS http://libros.redsauce.net/

XII.1.- FUELÓLEOS El petróleo es el origen de los fuelóleos que se utilizan en la industria para la generación de vapor; antes de cualquier utilización se refina, aunque también se queman pequeñas cantidades sin que se someta a proceso previo alguno. El refino del petróleo, en sus comienzos, consistía simplemente en un proceso de separación de las fracciones ligeras de otras más pesadas, mediante destilación fraccionada, obteniéndose formas impuras de querosenos, gasolinas, aceites lubricantes y fuelóleos. El aceite crudo que constituye el petróleo contiene, además de hidrocarburos, compuestos de S, O2 y N2, y trazas de Va, Ni, As y Cl; en su refino se utilizan procesos para separar impurezas, especialmente el S. Las técnicas de refino del petróleo, son: - El craqueo y reformado térmicos - El reformado catalítico - La polimerización - La isomerización - La hidrogenación Los procesos de purificación de los productos petrolíferos incluyen, entre otros: El tratamiento con ácido sulfúrico El endulzado La extracción de mercaptanos El tratamiento con arcilla El tratamiento de hidrogenación La utilización de tamices moleculares, etc. El refino del crudo facilita una serie de productos, como los: - Utilizados como combustible: gasolinas, fuelóleo destilado, fuelóleo residual, fuelóleos para turbinas de gas, gases licuados, queroseno, coque de petróleo, etc. - Productos para otras aplicaciones que incluyen los lubricantes, parafinas, asfaltos, materias priXII.-355

€

mas que alimentan la industria petroquímica, etc. Los fuelóleos para generación de vapor son residuos de la destilación de los crudos. Los combustibles con alto contenido de S tienen componentes pesados que plantean problemas durante la combustión, como:  La emisión de partículas sólidas y óxidos de S   El coste de mantenimiento debido a los componentes corrosivos presentes en los gases de combustión Almacenamiento.- El fuelóleo se almacena sobre el suelo en tanques cilíndricos construidos con chapas de acero, para evitar pérdidas por evaporación y facilitar la protección contra incendios. Para los aceites pesados, poco volátiles, las pérdidas en el almacenamiento son despreciables. Productos más ligeros como las gasolinas, pueden volatilizar en tiempo caluroso lo suficiente como para provocar pérdidas apreciables; en este supuesto, se utilizan tanques con techo flotante, que eliminan la cámara de aire sobre la superficie libre del líquido, en la que se pueden acumular vapores.  tanques de almacenamiento Para los fuelóleos pesados, hay que limpiar periódicamente los  sistemas de tuberas , debi equipos de caldeo do a la acumulación de lodos y suciedad. La seguridad y eficiencia en el transporte, la manipulación y combustión de un fuelóleo requieren un detallado conocimiento de sus propiedades. Viscosidad.- Es un parámetro importante por su influencia sobre la velocidad a la que fluye por las tuberías y sobre el grado de atomización obtenido por un determinado equipo de combustión. Análisis elemental.- Se utiliza para: - Determinar las necesidades de aireteórico necesario para su combustión - Identificar las características de una posible emisión hacia el medio ambiente Poder calorífico.- Es la energía liberada por la combustión completa de la unidad de combustible. El Pcal(sup) determina la cantidad de combustible necesaria para alcanzar un determinado aporte de calor y se asume que todo el vapor de agua formado durante el proceso de combustión, condensa y enfría hasta la temperatura inicial medioambiental; el calor de vaporización del agua formada se incluye siempre en el Pcal(sup). Una buena estimación del poder calorífico de un fuelóleo se obtiene mediante la corrección del poder calorífico superior, con la siguiente ecuación: Pcal sup {100 − ( A + M + S )} + 40 ,5 S 100 en la que: A es el % de ceniza, en peso ; M es el % de agua, en peso ; S es el % de azufre, en peso. Pcal supaparente =

Para el Pcal(inf) se asume que el vapor de agua no condensa ni enfría. Densidad relativa.- Es la relación entre la densidad del fuelóleo y la del agua; es un parámetro importante, porque el fuelóleo se compra por volumen. La escala más extendida para especificar la densidad de los fuelóleos es la de ºAPI, confeccionada por el (American Petroleum Institute); dicha escala se basa en la expresión: ° API =

141,5 - 131,5 densidadrelativa 60/60°F (16/16°C ) XII.-356

en la que 60/60ºF = (16/16ºC) significa que la densidad relativa se refiere a la del aceite a 60ºF (16ºC) respecto a la del agua a 60ºF (16ºC). Temperatura de desprendimiento de gases.- Es la menor temperatura a la que un fuelóleo volátil desprende vapores explosivos o inflamables; este parámetro es necesario para definir los requisitos adecuados para su almacenamiento y manipulación. Punto de inflamabilidad.- Es la temperatura a la que se debe calentar el fuelóleo para que se produzcan vapores suficientes y capaces de automantener una combustión continuada, cuando se encienden con una llama exterior. Temperatura de fluidez.- Es la temperatura a la que el fuelóleo líquido inicia el flujo en condiciones estándar. Destilación.- Es el proceso que determina la cantidad y número de fracciones distintas que contiene el fuelóleo líquido. Agua y sedimentos.- Cuantifican los contaminantes presentes en el fuelóleo líquido; el sedimento consiste en compuestos de Ca, Na, Mg y Fe. Las impurezas de un fuelóleo proporcionan información sobre los posibles atascos que se pueden presentar en los equipos de manipulación y combustión. Residuo carbonoso.- Es lo que queda tras calentar un fuelóleo líquido en ausencia de aire e indica la tendencia a la coquización que tiene un determinado combustible. Los ensayos que se utilizan para su determinación son el Conradson y el Ramsbottom. Contenido en asfaltenos.- Los asfaltenos son productos compuestos hidrocarburados de elevado peso molecular y cadenas largas. El contenido en asfalteno de un producto petrolífero es el porcentaje en peso de materia libre de painsoluble en n-heptano rafina, que es   soluble en benceno caliente Para que las estructuras de los asfaltenos se puedan quemar completamente, requieren elevadas temperaturas y altas energías de atomización. Un contenido alto en asfaltenos indica un potencial mayor para producir emisiones de partículas hacia el medio ambiente. Perfil de la combustión.- El perfil de la combustión es una curva que representa la velocidad con la que arde una muestra de combustible en condiciones estándar conforme se incrementa la temperatura, e informa sobre la cantidad de combustible oxidado, no proporcionando datos absolutos cinéticos o termodinámicos. Permite evaluar las características de combustión de los fuelóleos para determinar las cantidades de aireexceso y el tiempo de permanencia, necesarios para alcanzar una combustión completa. XII.2.- GAS NATURAL El gas que se encuentra en los yacimientos de petróleo, disuelto o como una cúpula gaseosa sobre su superficie libre, se denomina gas natural asociado; también se puede encontrar en yacimientos carentes de petróleo y, en este caso, se dice que es un gas natural no asociado. El gas natural tomado directamente del yacimiento, se debe tratar convenientemente para produXII.-357

cir gases combustibles; en principio, el gas natural se somete a un proceso de eliminación de condensados, que se destinan para producir butano, propano y gasolina estabilizada; el butano y el propano se utilizan en forma de gas combustible embotellado y se distribuyen y almacenan licuados a presión y cuando se despresurizan, la expansión hace que el líquido hierva y se obtenga un combustible gaseoso. El gas natural puede contener arena (que se separa en el yacimiento), y compuestos sulfurados gaseosos; el gas natural que contiene una excesiva cantidad de sulfuro de hidrógeno se trata mediante un proceso de desulfuración, que le elimina junto al CO2. Otros tratamientos adicionales eliminan los mercaptanos mediante fijación con sosa y extraen los hidrocarburos de cadena larga. Cuando el gas natural se usa para sustituir o complementar un gas manufacturado, se le somete a un proceso que iguala o incrementa su poder calorífico con respecto al del gas manufacturado. Transporte, almacenamiento y manipulación.- La distribución del gas natural está sujeta a limitaciones prácticas, como consecuencia de la presión requerida para su transporte. Un gasoducto de gran longitud necesita altas presiones, del orden de 1000 psig (70 atm), precisando a intervalos regulares de estaciones de bombeo para reponer las pérdidas de presión en la línea de transporte, operando siempre por razones económicas con un alto factor de carga. La velocidad de extracción del yacimiento se limita por: - Razones de conservación - El coste que tendría un gasoducto capaz de cubrir la demanda punta funcionando a presión constante Para cumplimentar las fluctuaciones de la demanda es necesario: - Disponer de un almacenamiento local - Complementar el suministro con gas manufacturado durante períodos breves no resultando práctico variar el flujo de suministro para acomodarlo a las fluctuaciones horarias o diarias en la demanda de los consumidores. Los sistemas de almacenamiento sobre el terreno pueden ser: - Grandes tanques, sellados generalmente con agua - Recipientes tubulares, en paralelo con las líneas comerciales de gas natural - El gasoducto de transporte, usado como depósito por elevación de la presión En áreas de consumo donde existen pozos de gas, total o parcialmente agotados, se puede bombear gas a estos pozos lo que es una forma de almacenamiento subterráneo con un coste mínimo, y así atender las coyunturales variaciones de la demanda. El gas natural en forma líquida se almacena en tanques de acero aislados, o es absorbido por una sustancia granular de la que se extrae calentándola con un gas caliente. El gas natural está compuesto por metano y etano; sus propiedades físicas para aplicaciones en generadores de vapor se concretan en el análisis elemental, poder calorífico, densidad relativa, contenido en S, inflamabilidad, etc. El gas natural adecuado para la combustión en quemadores de centrales termoeléctricas convencionales y plantas industriales, debe tener una composición volumétrica con los siguientes valores mínimos: 70% de CH4 ó 70% de C3H8 ó 25% de H2

XII.-358

XII.3.- COMBUSTIÓN DE FUELÓLEOS Y GASES Quemadores.- El quemador es el principal componente del equipo de combustión para fuelóleo y gas natural. En las unidades generadoras de vapor de plantas termoeléctricas convencionales y de plantas industriales, el quemador admite el combustible y el aire hacia el hogar, garantizando una combustión segura y eficiente, en particular cuando se está operando a plena potencia de la caldera.  Las características de la mezcla combustible-aire El diseño del quemador determina:  El tamaño y distribución de las partículas de combustible  El perfil envolvente de la llama La configuración del sistema de combustión comprende:  El medio de transporte  La medida y regulaci ón del combustible y del aire hacia el hogar  Los quemadores , ignitores y equipo de seguridad de la llama Cuando se diseña un sistema de combustión y se establecen los requisitos funcionales, hay que tener en cuenta los siguientes factores: - El régimen de alimentación de combustible y de aire, para cumplimentar la demanda de la caldera a lo largo de un determinado período operativo - Los tipos de combustible que se van a quemar, incluyendo sus constituyentes elementales y las propiedades características de cada uno - La eficiencia del proceso de combustión referido a cada uno de los combustibles, para minimizar la cantidad de combustible inquemado y el aireexceso requerido - Las limitaciones impuestas sobre emisiones por las diversas legislaciones de carácter local, estatal o federal - El tamaño físico y la complejidad del hogar y de los quemadores, para establecer el diseño más eficiente y económico - El diseño físico de los componentes y de las propiedades de los materiales, para todo el equipo de combustión, con el fin de garantizar un servicio fiable y sin interrupciones a lo largo de prolongados períodos de tiempo - Las normas y procedimientos de seguridad para el control de los quemadores y de la caldera, incluyendo la puesta en servicio, la retirada de servicio, los cambios de carga y las alteraciones y variaciones de combustible El sistema de combustión se diseña para conseguir una óptima flexibilidad operativa de la unidad, teniendo en cuenta: - La posible variación del tipo de combustible y sus propiedades - El régimen de combustión del combustible - Posibles combinaciones de los diversos quemadores en servicio y fuera de servicio El control debe ser simple y directo, para asegurar una rápida respuesta frente a las variaciones de presión en la demanda. VENTILADORES.- El aire comburente se entrega a los quemadores por medio de ventiladores de tiro forzado. Para mejorar el rendimiento térmico y la eficiencia de la combustión y asegurar la estabiliXII.-359

dad de la llama, el aire comburente se precalienta hasta una temperatura de 400÷ 600ºF = (204÷ 316ºC), mediante calentadores situados en el circuito de aire, aguas abajo de los ventiladores. Los ventiladores tienen que ser capaces de entregar: - La cantidad de aire adecuada para conseguir una combustión completa - La presión necesaria para vencer las pérdidas de carga que sufre el flujo a través de los diversos componentes del sistema, como calentadores, quemadores, cortatiros de control y conductos En la combustión, el airetotal es el requerido para quemar teóricamente todo el combustible, más el aireexceso necesario para alcanzar la combustión completa. El sistema de alimentación del combustible debe ser capaz de regular su presión y gasto hacia los quemadores y ofrecer garantías de acuerdo con los códigos de protección contra incendios. En aplicaciones que cuentan con múltiples quemadores, la adecuada distribución del combustible entre los distintos quemadores constituye un punto crítico para una operación segura y eficiente del sistema de combustión. Los sistemas de tuberías y válvulas se deben diseñar con los límites permitidos de velocidad, presión absoluta y caída de presión. EXCESO DE AIRE.- Es el aire suministrado para la combustión y refrigeración, siendo superior al requerido teóricamente para la combustión del combustible. El aireexceso compensa las imperfecciones propias del sistema de suministro de aire que origina una mala distribución del mismo entre los diversos quemadores de la planta. A plena presión, con todos los quemadores en servicio al 100% de su capacidad, el aireexceso requerido para quemar gases y fuelóleos, expresado como porcentaje del total de aireestequiométrico, se sitúa entre un 5÷ 10% según sea el tipo de combustible y la técnica del sistema de combustión. A carga parcial se puede operar con niveles de aire inferiores a estos valores si la eficiencia de la combustión no se modifica, la cual es función: - Del CO de los inquemados presentes en la ceniza - Del hollín y de la emisión de partículas - De la opacidad en la chimenea Mediante un cuidadoso diseño de los quemadores y del sistema de alimentación del aire, el aireexceso se puede mantener en un valor muy bajo, que minimiza la pérdida de calor sensible en la chimenea. La operación a carga parcial requiere siempre un aireexceso adicional. Cuando se opera a presión reducida, la menor velocidad del aire a quemadores da lugar a una menor eficiencia en la mezcla combustible-aire. Si a carga parcial se incrementa el aireexceso se mejora la turbulencia en la combustión y se puede mantener el rendimiento global de la misma; el aireexceso y la mejor mezcla en quemadores compensan la menor temperatura del hogar a carga parcial. En otros casos, las condiciones funcionales de la caldera a carga parcial obligan a utilizar aireexceso superior al normalmente requerido para dicha carga, con el fin de - Mantener la temperatura especificada del vapor - Minimizar la corrosión en el lado frío de la unidad generadora de vapor También es necesario un aireexceso adicional cuando se opera con quemadores fuera de servicio, ya que hay que suministrarles el suficiente aire de refrigeración con el fin de evitar que se dañen por recaXII.-360

lentamiento. Para comprobar la temperatura del metal y poder establecer el aireexceso que resulte suficiente para mantener la temperatura de los quemadores por debajo de los límites máximos admisibles, en algunos quemadores se instalan termopares. ESTABILIDAD Y CAMPO OPERATIVO.- Un diseño adecuado del sistema de combustión y quemadores, permite su funcionamiento estable en todo el campo operativo. Un quemador estable es aquél en el que el frente de llama permanece relativamente estacionario estando la raíz de la llama firmemente ligada a los elementos combustibles procedentes del quemador. Para asegurar una combustión estable, el quemador se diseña de modo que no pueda soplar o succionar la llama a consecuencia de velocidades variables en los flujos del combustible y aire. En las calderas se opera en un amplio campo de presiones sin tener que poner quemadores fuera de servicio, lo que reduce la necesidad de aireexceso con vistas a la refrigeración de los mismos. La carga operativa del quemador se define como la relación: Entrada de combustible a plena carga Entrada de combustible a la menor carga parcial con la que se puede mantener una combustin estable Las limitaciones en la carga se determinan por: - Las características del combustible - La velocidad de los flujos de combustible y aire - La relación de presiones del combustible a plena carga y a carga parcial - La adecuación del sistema de seguridad y vigilancia de las llamas Para lograr un amplio rango de cargas se dispone de un sistema automático y fiable de la supervisión de la llama: - Cuando se queman gases, no es raro llegar a relaciones de carga del orden de 10/1, ya que el gas natural es fácil de quemar y controlar - Cuando se quema fuelóleo, la relación de carga es del orden de 5/1, dependiendo de las características del combustible, de la flexibilidad del sistema de alimentación y de la técnica de atomización; los fuelóleos y aceites residuales son más difíciles de quemar que el gas natural Las características de la combustión dependen de: - La distribución de tamaños de las partículas de combustible - Del aireexceso - De la turbulencia propia del quemador PULSACIÓN DE QUEMADORES.- Es un fenómeno asociado con la combustión del gas natural y, en menor medida, con la combustión de algunos fuelóleos; tiene lugar cuando bolsas de gas ricas en combustible o en O2, se inflaman súbitamente dentro de los límites del recinto de la llama. La llama resultante de un quemador en pulsación se acompaña de un sonido que se conoce como ruido de fondo de la combustión; es una vibración de baja frecuencia que puede coincidir con la frecuencia natural de vibración del cerramiento del hogar, entrando en resonancia, y dando lugar a una vibración aparente en toda la caldera que, en algunos casos, puede llegar a ser violenta y persistente. En calderas con grandes hogares, la vibración se puede atribuir algunas veces a un quemador; puede empezar o terminar súbitamente, a causa de pequeños ajustes en el flujo de aire al quemador o al apartar del servicio determinados quemadores. El problema de la pulsación se corrige modificando la disposición física del quemador que afecte a la XII.-361

configuración de la mezcla combustible-aire. Se han eliminado pulsaciones modificando el perfil de la garganta de los quemadores para corregir anomalías en su aerodinámica, o modificando la boca de descarga del combustible. La experiencia adquirida con diversas unidades ha permitido desarrollar unas curvas empíricas que se utilizan en el diseño de calderas, las cuales relacionan la probabilidad de pulsación con la relación de velocidades entre el combustible y el aire del quemador. Los problemas de pulsaciones se minimizan y se hacen menos frecuentes, con:  Una cuidadosa elección de la geometría del hogar  La configuraci ón del fuego en cada quemador  La aerodinámica de los quemadores RENDIMIENTO DE LA COMBUSTIÓN.- En él influyen una serie de factores como: - El aireexceso - La mezcla en el quemador - Las propiedades del combustible - El medio ambiente térmico del hogar - El tiempo de permanencia - El tamaño y distribución de las partículas de combustible La combustión completa tiene lugar cuando se oxidan completamente todos los elementos inflamables del combustible. En las calderas, el objetivo es alcanzar el máximo grado de eficiencia en la combustión, con el mínimo aireexceso posible. El rendimiento de la combustión decrece cuando aumenta el aireexceso, valorándose por la pérdida de a la combustión incompleta eficiencia debida   al calor sensible de los humos en chimenea Desde el punto de vista del rendimiento óptimo de la combustión para un determinado diseño, resultan críticas las siguientes consideraciones: - Una cuidadosa distribución y un adecuado control del gasto de combustible y de aire hacia los quemadores - El diseño del quemador y de sus componentes, tiene que facilitar una mezcla de combustible y aire que sea lo más perfecta posible, promoviendo, en todo caso, una rápida combustión turbulenta - La correcta disposición de los quemadores y la geometría del hogar, tienen que facilitar el tiempo suficiente de permanencia para completar las reacciones de oxidación con vistas a una combustión estable y automantenida Cuando se quema fuelóleo y según sean las propiedades del combustible, las pérdidas de calor debidas al combustibleinquemado pueden llegar a ser del orden del 0,2%, que se considera despreciable cuando se quema gas natural. La eficiencia de la combustión con fuelóleos, se mide normalmente: - Como emisiones de CO y de partículas sólidas - Como opacidad en chimenea En general, se consideran niveles satisfactorios de CO en el intervalo de 50÷ 150 ppm. XII.4.- TÉCNICAS DE CONTROL DE EMISIONES La creciente preocupación por la contaminación atmosférica ha modificado por completo el diseño XII.-362

de las calderas y su sistema de combustión. La combustión de los combustibles fósiles produce emisiones a las que se han atribuido: - La formación de la lluvia ácida - La formación de la humiebla o smog - La modificación de la capa de ozono - El efecto invernadero Para mitigar estos problemas se ha establecido una legislación con el fin de limitar los NOx, las partículas en suspensión y la opacidad del penacho en la chimenea. Óxidos de nitrógeno.- Durante el proceso de combustión se forman óxidos de nitrógeno, NO y NO2 (designados como NOx), mediante dos mecanismos que dan lugar a sendos óxidos: - El NOx de origen térmico procedente del aire - El NOx procedente del combustible El NOx térmico es el resultado de la disociación y oxidación del N2 contenido en el airecomburente. La velocidad y el grado de formación del NOx térmico depende de la disponibilidad de O2 durante el proceso de combustión, creciendo exponencialmente con la temperatura absoluta. Las reacciones de formación del NOx térmico ocurren con gran rapidez, a temperaturas de combustión que exceden los 2800ºF (1538ºC); en el caso de la combustión de gas natural y fuelóleos, constituyen la principal fuente de formación de los NOx porque estos combustibles apenas tienen N2 en su composición.

Fig XII.1.- Reducciones aproximadas en la emisión de NOx, para quemadores de fuelóleo y gas, con diversas técnicas de control

El NOx del combustible es el que procede de la oxidación del N2 que se encuentra en el combustible, como elemento componente en forma de compuestos volátiles. El método más eficaz para controlar la formación del NOx del combustible consiste en restringir la disponibilidad de O2 en las primeras etapas de la combustión durante el desprendimiento de volátiles del combustible. Bajo aireexceso.- Reduce de forma efectiva las emisiones de NOx con una pequeña inversión; es un procedimiento adecuado que incrementa el rendimiento térmico restringiendo la formación de los NOx térmicos. Si la estabilidad de los quemadores y la eficiencia de la combustión se mantienen en niveles aceptables, la reducción del aireexceso puede rebajar las emisiones de NOx en un 10÷ 20%, como máximo. XII.-363

El éxito de este método depende de las propiedades del combustible y del cuidadoso control de la distribución de combustible y aire a los diversos quemadores. La operatividad de las unidades puede exigir métodos sofisticados de medida en la regulación de los flujos de combustible y aire hacia los quemadores, introduciendo modificaciones en el sistema de entrega de aire que aseguren distribuciones idénticas entre los quemadores. Quemadores fuera de servicio.- Una forma grosera de combustión en dos etapas consiste en poner algunos quemadores fuera de servicio, lo que reduce la emisión de NOx. Cuando se cuenta con quemadores múltiples, se pueden disponer algunos en situación de fuera de servicio, por lo que las entradas y aporte a los quemadores que continúan en servicio se tienen que incrementar para mantener la carga de la caldera. Las entradas de combustible en los quemadores en servicio, si no se modifica el flujo total de aire, dan lugar a mezclas más ricas en combustible, que limitan la disponibilidad de O2 y, por tanto reducen a la vez el NOx del combustible y el NOx térmico. Al mismo tiempo los registros de aire de los quemadores (cortatiros) que están fuera de servicio se mantienen en posición abierta y de esta forma el aire sirve como un flujo de aireterciario. Cuando este método llega a reducciones significativas de las emisiones de NOx se tienen: - Mayores niveles de CO en humos - Desequilibrios de O2 en el extremo final del lado de humos Cuando se trata de la combustión de fuelóleos, se puede producir un incremento en la emisión de partículas y una mayor opacidad en la chimenea. Mediante tanteos se puede poner de manifiesto que algunas combinaciones de quemadores de los que están fuera de servicio, suelen proporcionar mejores resultados que otras combinaciones. COMBUSTIÓN EN DOS ETAPAS.- La combustión en dos etapas permite conseguir reducciones importantes en las emisiones de NOx. El airecomburente se dirige a la zona del quemador en cantidades menores que las teóricamente requeridas para la combustión completa del combustible; el resto de aire se introduce a través de unas portillas de aireterciario sobre el nivel de fuegos. El desvío de esta fracción de airecomburente que iba destinado a los quemadores, reduce la concentración de O2 en la parte baja del hogar y limita en la misma la oxidación del N2 del combustible. Con la introducción del resto de aire por encima del hogar, también se reduce la temperatura punta de la llama. Mediante el sistema de combustión en dos etapas, se pueden reducir las emisiones de NOx hasta un 50% manteniendo unas aceptables condiciones de funcionamiento. En el diseño de un sistema de combustión en dos etapas, hay que tener en cuenta los siguientes factores: Estequiometría en zona de quemadores.- La fracción de aireteórico dirigida a los quemadores, se prefija para el adecuado dimensionado de los mismos y de las lumbreras de aireterciario . Una estequiometría para la zona de quemadores entre 0,85÷ 0,90 proporciona niveles deseados en estabilidad de la combustión la reducción de NOx sin efectos adversos notables en la  .  potencia de la caldera Lumbreras de aireterciario.- Se diseñan para que este aire se mezcle con los gases en la segunda etapa de la combustión; estas lumbreras regulan el gasto y la penetración del aire para promover la mezcla tanto más cerca de las paredes, como en el centro del hogar. La eficiencia de la mezcla se debe XII.-364

cargas de la caldera mantener para todo el rango de  .  estequiometrías previstas en la zona de quemadores Ubicación de las lumbreras de aireterciario.- Para el diseño del sistema de combustión en dos etapas, hay que mantener el aireterciario un tiempo suficiente entre la zona de quemadores y la zona de lumbreras de aireterciario, complementado con el tiempo de permanencia entre las lumbreras y la salida del hogar. Las lumbreras de entrada de aireterciario se sitúan de forma que: - Se optimice la reducción de los NOx - Se optimice la eficiencia de la combustión - Se limite la variación de la temperatura de los humos a la salida del hogar Quemadores.- Deben tener la posibilidad de operar con bajos regímenes de flujos y con reducidas velocidades de aire, sin detrimento alguno en la estabilidad de la combustión. En el caso de una combustión en dos etapas, el aireestequiométrico en la zona de quemadores se incrementa cuando se reduce la carga, para asegurar que la velocidad del aire en los quemadores se mantenga por encima de los límites mínimos, lo que garantiza, presiones diferenciales positivas en la caja de aire del hogar para potencias reducidas del generador de vapor. Geometría del hogar.- Durante las etapas primera y segunda de la combustión, la geometría del hogar influye mucho en: - La ubicación de los quemadores y llamas - El tiempo de permanencia - El medio ambiente térmico del recinto Un hogar de gran tamaño favorece menores niveles de NOx porque las temperaturas de combustión son menores y los tiempos de residencia mayores. Control del gasto de aire.- Las lumbreras de aireterciario forman parte de un equipo que consiste en una caja de aire, separada de las cajas de aire convencionales; de esta forma el aire que va hacia las portillas de control de los NOx se puede medir y regular, independientemente del airecomburente que va a los quemadores, lo que permite operar con niveles estequiométricos en el hogar inferior. Para optimizar la combustión en el sistema de dos etapas, es necesario flexibilizar la regulación de los gastos de combustible y aire en los quemadores; consecuencia de ésto es la aparición de quemadores mejorados, que adecúan la demanda en los diversos quemadores individuales, con un control más preciso del gasto de aire y de la configuración de la llama. En los gases de combustión reductores de la parte baja del hogar, el S presente en el combustible forma con más probabilidad sulfuro de hidrógeno H2S, que SO2 y SO3. La acción corrosiva de los humos reductores y la mayor corrosión de los tubos de pared en la parte baja del hogar, depende mucho de la concentración en H2S, por lo que la combustión en dos etapas no se recomienda cuando se queman fuelóleos residuales con mucho S. Recirculación de humos.- La recirculación de humos hacia los quemadores es una forma de reducir el nivel de emisiones de NOx cuando la contribución del N2 combustible es pequeña en la formación del NOx total, por lo que la recirculación de humos se limita a las aplicaciones de combustión del gas natural y de los fuelóleos. Reintroduciendo los humos tomados a la salida del economizador, en el flujo de airecomburente,

las puntas de temperatura de la llama en los quemadores se rebajan y las emisiones de NOx se

reducen significativamente, Fig XII.2. XII.-365

Fig XII.2.- Sistema de bajo NOx por recirculación de humos, para combustión de petróleo y gas

Para mezclar el humo que recircula, con el airecomburente, éste se introduce lateralmente en los lóbulos de medida del airesecundario y sale a través de las lumbreras situadas aguas abajo de los orificios de toma para medida de aire. Este procedimiento asegura la mezcla del humo y el airecomburente, antes de que la misma llegue a los quemadores y no afecta a la medida del gasto de aire que tienen los lóbulos. En general, el aumento del régimen de recirculación de humos hacia los quemadores produce una reducción significativa de los NOx; los niveles de referencia de emisión de los NOx y las limitaciones relativas al tamaño de los equipos y componentes de la caldera, son los que definen el límite práctico de la recirculación de humos para el control de los NOx. Otros factores limitativos son: - La estabilidad de los quemadores - La concentración de O2 en la mezcla comburente empleada, que se debe mantener, para garantizar una operación segura y fiable del sistema de combustión, por encima del 17% sobre base seca Los ventiladores de humos se diseñan para un gasto determinado y para una presión estática caConductos de aire y humos paz de hacer frente a las pérdidas correspondientes a los  Dispositivos de mezcla Quemadores En el caso de remodelación de la unidad hay costes importantes asociados al recorrido de los conductos de aire y humos, con el fin de facilitar la mezcla de ambos. El incremento a plena potencia de los gases del hogar, implica modificaciones en las superficies termointercambiadoras correspondientes al paso de convección y en los procedimientos normales de operación, en donde la introducción de un sistema de recirculación de humos para control de los NOx, implica la instalación de lumbreras de aireterciario, para la introducción del airecomburente residual sobre el nivel de fuegos. Los quemadores para fuelóleos (mecheros) y para gases (antorchas), diseñados inicialmente sin previsión alguna de la recirculación de humos, no tienen el tamaño adecuado para procesar los mayores gastos de una recirculación. La cantidad de humos necesaria para una reducción significativa en las emisiones de NOx da lugar a unas velocidades en la garganta del quemador que exceden de las habituales en el diseño, lo que puede provocar la inestabilidad del quemador y en el caso de la combustión de gases una pulsación inadecuada. La instalación de lumbreras de aireterciario junto con la introducción de un sistema de recirculación XII.-366

de humos, provoca siempre dos situaciones beneficiosas: - Menores emisiones de NOx como consecuencia de la combustión en 2 etapas - Una disminución del flujo másico de aire hacia los quemadores, que facilite la mayor carga que procede de la recirculación de humos Cuando se emplea la recirculación de humos en combinación con el aireterciario, es conveniente situar las portillas de entrada de aireterciario en una zona concreta de la caja de aire, separada de la caja de aire correspondiente a los quemadores, que permite un uso más eficiente de los ventiladores, ya que sólo la porción de humos que se introduce a través de los quemadores es efectiva en el control de emisiones de los NOx. Recombustión.- Es una técnica relativamente nueva de control de los NOx que se realiza en el interior del hogar. Mediante un control efectivo del combustible y del airecomburente, se puede llegar a emisiones de NOx bajas, del orden de 40÷ 60 ppm (corregidas al 3% O2), cuando se queman fuelóleos residuales y menores si se quema gas natural. Para alcanzar una reducción óptima de los NOx, Fig XII.3, el aporte de calor se distribuye sobre una porción mayor del hogar, regulando cuidadosamente el airecomburente hacia diversas zonas. En la recombustión, la parte inferior del hogar (zona de quemadores principales) facilita el mayor aporte de calor al hogar; en la zona baja del hogar se introduce menos aire que el estequiométrico. Los gases de combustión producidos en la zona de quemadores principales pasan a través de una segunda zona de combustión dispuesta por encima de la anterior, (zona de recombustión), en la que a través de otros quemadores, tiene lugar el resto del aporte de calor al hogar, para alcanzar la operación a plena potencia, con una estequiometría notablemente inferior.

Fig XII.3.- Esquema de caldera de planta termoeléctrica mostrando zonas de combustión y recombustión

Inyectando combustible en un nivel por encima de la zona de quemadores principales, se crea en esa zona del hogar una región de reducción de los NOx donde los radicales de hidrocarburos del combustible que se quema roban el O2 de las moléculas de los NOx con lo que se libera Natómico que finalmente pasa a formar N2. Las lumbreras de aireterciario se instalan por encima de la zona de recombustión y, a través de ellas, se introduce el resto del aire requerido para completar la combustión, en una atmósfera que no puede conducir, ni química ni técnicamente, a la formación de los NOx. La aplicación de la tecnología de recombustión tiene en cuenta un determinado número de variables y parámetros, que comprenden: XII.-367

- El reparto del combustible a utilizar, entre la zona principal de combustión y la de recombustión principales - La estequiometría en los quemadores   de recombustión - La estequiometría global en la zona de recombustión - El tiempo de residencia en la zona de recombustión - El tiempo de residencia necesario, por encima de las portillas de aireterciario, para llegar a una combustión completa El valor óptimo de cada uno de estos parámetros depende del combustible a quemar. La puesta en práctica de la tecnología de la recombustión añade complejidad, al funcionamiento y al mantenimiento de los sistemas de combustión; el coste inicial puede resultar prohibitivo cuando se trata de reformas y remodelaciones de equipos obsoletos. Óxidos de S.- El contenido en S de los fuelóleos puede variar desde menos de un 1% en los fuelóleos ligeros, hasta un 3,5% en los fuelóleos residuales y pesados. Durante el proceso de combustión, todo el S contenido en el combustible se convierte en SO2 o en SO3 que, en conjunto, producen las emisiones contaminantes SOx y cuyo control es objeto de preocupación medioambiental, aparte de que los compuestos sulfurosos presentes en los humos pueden provocar problemas de corrosión en la caldera y en los equipos ubicados aguas abajo dentro del circuito de humos. Cuando el SO3 se enfría se forma ácido sulfúrico en presencia de vapor de agua; el SO3 puede conducir a emisiones de hollín ácido y de opacidad visible del penacho que sale de la chimenea. La mejor forma de controlar las emisiones de SO3 es con un bajo aireexceso o añadiendo al combustible productos que contengan Mg. En el supuesto de que se consuman combustibles con bajo contenido en S, el módulo más efectivo utilizado en las técnicas de control de los óxidos de S, es la instalación de un equipo de limpieza de humos, o de desulfuración de humos Materias sólidas.- Las materias sólidas son partículas de hollín o coque, subproductos del proceso de combustión que constituyen el residuo propio de la combustión incompleta. En las unidades que queman fuelóleos, estas partículas sólidas se generan cuando las gotitas de combustible atomizado sufren una destilación fraccionada parcial durante las diversas fases del proceso de combustión, liberando partículas relativamente grandes ricas en C llamadas cenosferas. Las cenosferas son porosas y, como son partículas de C huecas configuradas en la primera fase del proceso de combustión, no resultan afectadas por la combustión posterior en la atmósfera medioambiental de un hogar convencional; pueden absorber los SOx en fase gaseosa y, por tanto, contribuyen a la formación del hollín ácido. Las partículas sólidas procedentes de la combustión de fuelóleos son función de las propiedades del combustible. El contenido en ceniza del fuelóleo juega un papel significativo en la formación de emisiones de partículas ultrafinas, que son potencialmente más peligrosas para el medio ambiente que las partículas mayores, porque tienden a mantenerse en suspensión en la atmósfera. Una característica del fuelóleo relacionada con la formación de cenosferas es el contenido en asfaltenos del combustible, que son hidrocarburos de alto peso molecular, que no vaporizan cuando se calientan. La combustión de fuelóleos con elevado contenido en asfaltenos produce una mayor cantidad de emisiones de partículas con tamaños grandes e intermedios. El residuo de C que deja un fuelóleo se determina mediante el ensayo Conradson, que evalúa la tenXII.-368

dencia a formar partículas sólidas volantes durante la combustión. La mejor forma de controlar las emisiones de partículas, para asegurar una mezcla perfecta y completa entre el combustible y el aire, radi Una adecuada atomización del fuelóleo ca en   En un cuidadoso diseño de los quemadores y del sistema de control de la combustión En un medio a alta temperatura, un tiempo grande de permanencia: - Favorece la combustión completa del combustible - Favorece bajas emisiones de partículas - No reduce las emisiones de NOx La emulsión de fuelóleos con agua, influye favorablemente en la reducción de la emisión de partículas, ya que cuando el agua de la emulsión vaporiza durante el proceso de combustión, se facilita la rotura de las gotitas individuales del fuelóleo atomizado. Existen aditivos para fuelóleos que facilitan la combustión del C contenido en el combustible, como el Fe, Mg, Co y Ni, que actúan como catalizadores para lograr una mayor y más rápida oxidación de las partículas de C. Opacidad.- Un penacho visible que sale de una chimenea no es deseable ni conveniente; la opacidad del penacho en la chimenea se controla de la misma forma que las emisiones de partículas sólidas volantes. La visibilidad del penacho a la salida de la chimenea se minimiza con: - Una cuidadosa selección de los combustibles - La consecución de una combustión completa Los penachos oscuros suelen ser consecuencia de una combustión incompleta; se pueden controlar: - Mediante una cuidadosa atención del proceso de combustión - Utilizando aditivos catalizadores basados en los metales Fe, Mg, Co y Ni Los penachos blancos revelan la presencia de ácido sulfúrico en los humos; se controlan operando

 Bajo exceso de aire con:   Aditivos de base alcalina que neutralizan el ácido Las técnicas operativas efectivas para reducir una determinada forma de contaminación atmosférica, no son, a la vez, las más adecuadas para controlar otras formas de contaminación, por lo que cada vez se hace más complejo el diseño de los componentes físicos del equipo y de los sistemas de control de la combustión. Las modernas calderas generadores de vapor deben contar: - Con la suficiente flexibilidad para optimizar el rendimiento térmico y las características operativas del proceso de combustión - Con los dispositivos que se requieren para proteger el medio ambiente XII.5.- SELECCIÓN Y DISEÑO DE QUEMADORES Las técnicas de control que se utilizan para reducir las emisiones de NOx entran en colisión con  el incremento de las emisiones de CO otros métodos operativos, como  la emisión de partículas  la opacidad en la chimenea Esto implica el que los quemadores tienen que disponer de la capacidad de mantener una continuada operación mecánica, segura, fiable y flexible, para poder alcanzar la optimización del proceso de combustión, cubriendo toda la gama de condiciones operativas que se puedan presentar. XII.-369

Quemador circular.- El quemador circular se ha utilizado durante años en las aplicaciones en las que se quemaban fuelóleos y gases, Fig XII.4. Los deflectores van dispuestos tangencialmente en el cortatiros del quemador, facilitando la turbulencia para mezclar el combustible y el aire, y conseguir unas llamas cortas y compactas. Opera normalmente con una elevada velocidad de airesecundario, gracias a la cual se puede obtener una combustión rápida, turbulenta y de elevada eficiencia. El combustible se introduce en el quemador por el centro del mismo, en forma de mezcla densa.

Fig XII.4.- Quemador circular con cortatiros, y garganta refrigerada por agua para quemar fuelóleo y gas

La dirección y velocidad del airecomburente y la dispersión del combustible, consiguen una mezcla combustible-aire que es compleja y perfecta. Quemador tipo S.- Es un quemador que combina la combustión de fuelóleos y gases, y se ha desarrollado para sustituir al quemador circular, Fig XII.5. Con el fin de mejorar la flexibilidad y el control en el flujo de airecomburente, este quemador incorpora algunas peculiaridades de diseño, de las que carece el cortatiros del quemador circular. El quemador tipo S tiene dos recintos o zonas de aire, que son indepenUno interior o zona de núcleo dientes entre sí :  Otro exterior o zona periférica

Fig XII.5.- Quemador tipo S, para fuelóleo y gas

Cuando en el quemador tipo S se quema gas natural o fuelóleo, el airesecundario se introduce parcialmente por la zona central a través de unas ranuras ubicadas en la periferia de la envolvente interna; en este quemador no se necesita un estabilizador como el que tienen los quemadores circulares, porque el control del flujo que entra por la zona central asegura una ignición estable.  Las antorchas para quemar el gas combustible principal En la zona del núcleo se alojan:   El mechero para quemar el fuelóleo con su sistema atomizador

XII.-370

La mayor parte del airecomburente entra en el quemador por la zona periférica entre las envolventes de las zonas exterior e interior. La turbulencia en el airecomburente se provoca mediante deflectores orientadores, dispuestos axialmente y ubicados en la carcasa del recinto exterior; un manguito deslizante controla el airetotal al quemador, independientemente de la turbulencia comunicada al fluido. El quemador tipo S está dotado con un dispositivo de medida del gasto de aire, situado en la zona exterior aguas arriba de los deflectores, que indica el flujo de aire correspondiente a cada quemador; para aplicaciones con quemadores múltiples, permite modificar el flujo de aire a cada uno de los quemadores integrados en la unidad. El ignitor para el conjunto del quemador ( antorchas y mechero ) La zona exterior aloja:   El equipo de detección de la llama El quemador tipo S facilita la flexibilidad precisa en las técnicas de control de combustión para reducir las emisiones de NOx ya que mide y regula el flujo de aire individualmente para cada quemador, independientemente de la turbulencia; también se ha configurado como una mejora de los quemadores circulares, ya que con él se evita la modificación de las partes presurizadas relacionadas con la garganta de los quemadores. Quemador tipo DRB-XCL.- Este quemador para fuelóleo y gas, se ha desarrollado para reducir los NOx e incorpora en su diseño un escalonamiento interno en el aire y en el combustible. El quemador atomizador de fuelóleo ( mechero )   , se colocan centrados en el recinto del conjunto del Los quemadores de gas ( antorchas )  quemador, para limitar la interacción del aire y el combustible en la base de la llama, Fig XII.6.

Fig XII.6.- Quemador tipo DRB XCL, para emisiones reducidas

El mechero y las antorchas se alojan con un único estabilizador central, que mejora el retorno y la estabilidad de la llama, mientras se produce la separación de los elementos inflamables del combustible y del aire comburente. La punta de formación de los NOx se reduce controlando la velocidad de régimen de la combustión y la estequiometría. El airecomburente se regula mediante dos zonas de aire: - La interior incorpora unos deflectores ciclónicos ajustables multiescalonados, ubicados en la zona XII.-371

interior de aire, que optimizan la estabilidad y reducen los NOx . - La exterior aloja unos deflectores centrifugadores fijos, que mejoran la distribución periférica del aire, y cuyo flujo total se controla independientemente de la turbulencia mediante un manguito ajustable deslizante El quemador va equipado también con un dispositivo para la medida del flujo de aire aguas arriba de los deflectores centrifugadores, con el fin de facilitar el ajuste individualizado del aire en cada quemador. A consecuencia de estas mejoras, el quemador es capaz de lograr bajas emisiones de NOx.

Fig XII.7.- Foto de las llamas de un quemador de fuel y de otro de gas

Las velocidades de diseño para el aire comburente son mucho menores que las de los quemadores tipo S y circulares, lo cual implica que en el caso de remodelado o reequipamiento de equipos, resulten necesarias algunas modificaciones de las partes a presión que afectan a la garganta del quemador. XII.6.- ATOMIZADORES Para quemar fuelóleos hay que atomizarlos hacia el hogar, en forma de niebla fina dispersa en el flujo de airecomburente; la atomización constituye la clave para lograr una combustión eficiente y reducidas emisiones de materias sólidas a la atmósfera. del tamaño de las gotas La calidad de la atomización depende  de la distribución de las gotas entre diversos tamaños Una atomización de alta calidad se produce cuando las gotas de aceite son pequeñas y presentan Superficie altas relaciones por lo que exponen más superficie al airecomburente. Volumen € Uno de los parámetros de comparación de la calidad de la atomización producida por los diferentes diseños de sistemas atomizadores, es el denominado diámetro medio de Sauter Dsm que se define en la forma: Dsm = Volumen medio )gotas fuelóleo Superficie siendo la atomización tanto mejor cuanto menor es Dsm Para una adecuada atomización, cualquier fuelóleo que tenga una viscosidad superior a la del nº 2, se debe calentar con vapor o eléctricamente, a fin de reducir su viscosidad y situarla en un rango comprendido entre 100÷ 150 sSU (Segundos Saybold Universal). Cuando los fuelóleos se calientan hay que tomar precauciones para asegurar que las temperaturas no sobrepasen el punto en que se pueda presentar una obstrucción por burbujas, la cual aparece cuando las fracciones volátiles del combustible desprendidas en el interior del sistema colapsan el flujo, inteXII.-372

circulación del combustible rrumpen la  .  pérdida de ignición en el quemador El fuelóleo que llega a los mecheros debe carecer de materias ácidas, arenosas y fibrosas, y de otros materiales extraños que puedan producir atascos o dañar los componentes de los equipos del sistema.  Mecánicamente El fuelóleo se atomiza por dos vías diferentes:  Por fluidos atomizadores como el vapor de agua aire comprimido   La elección del método se define con el diseño de la caldera y sus normas de funcionamiento. En general, el vapor ayuda a que los atomizadores produzcan una pulverización adecuada y de más calidad para las aplicaciones requeridas con bajo NOx o con restricciones en la emisión de partículas y en la opacidad de los penachos de las chimeneas.

Fig XII.8.- Esquema de una instalación de atomización

ATOMIZADORES MECÁNICOS.- En el caso de un mechero con atomización mecánica, la alta presión del fuelóleo facilita la energía necesaria para la atomización y para conseguir las características adecuadas de operación. Hay tres tipos de mecheros con atomización mecánica que se utilizan en la generación de vapor: - El atomizador mecánico uniflujo - El atomizador mecánico con retroflujo - El atomizador mecánico con vapor Mechero con atomizador mecánico uniflujo.- Se utiliza en plantas de generación de energía de pequeño y mediano tamaño, y en calderas navales; es de gran sencillez y fácil de operar. El combustible se introduce por unas boquillas que descargan tangencialmente en una cámara ciclónica y sale por un orificio rotacionalmente hacia la cámara de combustión, como un rociado cónico y muy atomizado. La presión del fuelóleo requerida en el dispositivo atomizador es superior a 300 psig (2,07 MPa), para aportes de calor del orden de (70÷ 80).106 Btu/h = (20,5÷ 23,4 MWt). XII.-373

Mechero con atomizador mecánico con retroflujo.- Se utiliza en calderas estacionarias y navales, que necesitan amplios rangos de potencia, Fig XII.9. El elemento atomizador se diseña para eliminar las placas de atomización la necesidad de cambiar  durante la operación normal.  el número de quemadores en servicio Con este tipo de atomizador es posible un amplio rango operativo, ya que mantiene un elevado flujo de fuelóleo a través de las ranuras de la placa atomizadora, incluso para reducidos regímenes de combustión, (bajas potencias).

Fig XII.9.- Conjunto de atomizador mecánico con retroflujo

Como en regímenes bajos la cantidad de fuelóleo suministrado al quemador es mayor que la requerida por el régimen de combustión demandado por la carga, el exceso de fuelóleo retorna a un punto del sistema de tuberías de menor presión. La presión requerida por el fuelóleo en el dispositivo atomizador, debe estar entre 600÷ 1000 psig = (4,14÷ 6,90 MPa), en función de la cantidad de combustible, potencia y campo de cargas. El aporte de calor es del orden de 2.108 Btu/h (58,6 MWt ). Mechero combinado con atomizador mecánico y con vapor.- Combina los dos sistemas de atomización y facilita campos operativos mucho más amplios, incluso a potencias bajas y con hogares fríos.  altas potencias , el atomizador opera sólo con atomización mecánica Para  bajas potencias , la atomización se aumenta con vapor La presión de fuelóleo requerida en este atomizador es del orden de 200÷ 300 psig = (1,38÷ 2,07 MPa), en función de la potencia a alcanzar. Su presión de vapor debe ser de unos 10÷ 15 psig = (0,07÷ 0,10 MPa) por encima de la del fuelóleo, que no sobrepasará los 125 psig (0,86 MPa) y su potencia máxima del orden de (80÷ 90).106 Btu/h = (23,4÷ 26,4 MWt ). Los fuelóleos residuales contienen restos de fracciones pesadas del petróleo, que pueden condensar sobre las superficies frías de la unidad, creando condiciones de peligro. Para evitarlo se suele disponer de un cierto número de mecheros con atomizadores por vapor (no mecánicos), que facilitan una operación satisfactoria durante el proceso de secado de la unidad. ATOMIZADORES POR VAPOR.- En general, se prefiere una atomización fina asistida por vapor, debido a que ofrece mejores características de operación y seguridad. Como fluido de atomización se usa vapor saturado seco, con el fin de evitar posibles pulsaciones del quemador. La emulsión vapor+fuelóleo, producida en el atomizador reduce el tamaño de las gotas de fuelóleo cuando entran en el hogar, gracias a la rápida expansión del vapor. XII.-374

Hay disponibles diversos diseños de atomizadores por vapor con capacidades de 3.108 Btu/h (87,9 MWt ), lo que representa del orden de 16500 lb/h (2,08 kg/seg) de fuelóleo. La presión requerida en el fuelóleo es mucho menor que la de atomización mecánica, dependiendo del diseño del atomizador; la máxima presión del fuelóleo puede llegar a los 300 psig (2,07 MPa), con presiones de vapor que alcanzan hasta 150 psig (1,03 MPa). Los cuatro atomizadores por vapor más comunes se identifican como Chorro-Y, Racer, Chorro-T y  campos operativos Chorro-I, estando caracterizados cada uno por diferentes  consumos de vapor  calidades de atomización Atomizador chorro-Y.- Está diseñado para un amplio campo de combustión, sin tener que modificar el número de quemadores en servicio o el calibre de los orificios de las placas atomizadoras. Se puede utilizar en cualquier tipo de caldera y admite atomización por vapor o por aire comprimido. El fuelóleo y el fluido atomizador discurren por conductos separados, hasta llegar a la placa atomizadora, en donde se mezclan antes de su descarga en el hogar. La presión de fuelóleo requerida en el atomizador en condiciones de potencia máxima, es de 65÷ 90 psig = (0,45÷ 0,62 MPa). Este atomizador funciona con presión diferencial constante y requiere vapor a 40 psig (0,28 MPa) por encima de la presión del fuelóleo en todo el rango operativo normal. El consumo de vapor es del orden de 0,1

kgvapor kg fuelóleo

.

Atomizador Racer.- Es una variante del anterior y se desarrolló para aquellos casos en que se requieren grandes bajadas de carga en los quemadores y un bajo consumo de vapor. La presión de fuelóleo requerida por el diseño a potencia máxima es de 300 psig (2,07 MPa). La presión de vapor se mantiene constante en 150 psig (1,03 MPa) para todo el rango de cargas. El consumo de vapor atomizador a plena carga es del orden de 0,02

kgvapor kg fuelóleo

.

Atomizadores Chorro-T y Chorro-I.- Permiten un amplio margen de operación, sin necesidad de una excesiva presión de fuelóleo; son los únicos en los que el vapor y el fuelóleo se mezclan convenientemente en una cámara apropiada, antes de su descarga en el hogar a través de la placa atomizadora. La presión del fuelóleo varía de 90÷ 110 psig = (0,62÷ 0,76 MPa), según sean las necesidades de potencia y tipo de combustible. Por lo que respecta a la presión diferencial, el Chorro-T y el Chorro-I requieren una presión de vapor de 20÷ 40 psig = (0,14÷ 0,28 MPa) por encima de la presión del fuelóleo.

Fig XII.10.- Conjunto de atomizador Chorro-I

Las presiones de vapor se deben ajustar para obtener las características óptimas de operación. kg

El consumo de vapor puede llegar a 0,2 kg vapor . fuelóleo

En general, cuanto más se mejore la calidad de la atomización, tanto mayor es el consumo de vapor que, para una unidad de gran potencia, puede ser grande y, por tanto, también lo serán las pérdidas de calor en la chimenea; en el caso de calderas de unidades termoeléctricas, el uso de vapor atomizador tiene una importante repercusión en la eficiencia global de la planta. XII.-375

XII.7.- EQUIPAMIENTO PARA GAS NATURAL Los tipos de antorchas para quemar gas, aptos para elevados aportes de Btu y que están disponibles para las aplicaciones comerciales del gas natural, son: - La multilanza de mezcla variable - La lanza hemisférica - La lanza radial Antorcha multilanza de mezcla variable.- Se desarrolló para su utilización en el quemador circular; tiene un colector exterior a la caldera, con un determinado número de lanzas que traspasan la caja de aire y llegan a la garganta del recinto quemador; el objetivo era optimizar la combustión mejorando la estabilidad de la ignición cuando se empleaba: - La recirculación de humos - La combustión en dos etapas para el control del NOx Su diseño aporta la flexibilidad precisa en una amplia gama de condiciones funcionales operativas. Las características constructivas de este tipo de antorcha, son: - La antorcha de gas se puede desmontar con la caldera en servicio, para su limpieza o para modificar los orificios de la boquilla de descarga cuando sea necesario - Para optimizar las condiciones de la combustión: - La antorcha puede girar orientando los orificios de la boquilla de descarga, con el recinto quemador en servicio - La extremidad de la antorcha se puede orientar, dentro de ciertos límites, con relación a la garganta del recinto quemador - Los retenedores de llama de las antorchas individuales dan más estabilidad lo que las hace más propicias para menores emisiones de NOx Con una adecuada selección del equipo de control se puede cambiar de combustible, sin que se produzcan caídas de potencia y pérdidas de presión en la caldera. La combustión simultánea de gas natural y fuelóleo en un mismo generador de vapor, se acepta si éste está equipado con quemadores que tengan esta disposición de antorcha multilanza de mezcla variable. Antorcha de lanza hemisférica.- Se desarrolló para su empleo con el quemador de fuelóleo tipo DRB-XCL, ideal para bajo NOx y también con el quemador tipo S. Con excepción de los retenedores de llama, la lanza hemisférica ofrece prácticamente las mismas características constructivas que el diseño multilanza de mezcla variable, ya que facilita bajos NOx debido:

Fig XII.11.- Lanza hemisférica vista desde el hogar

- Al perfil de su extremidad - A la configuración de sus orificios - A la ubicación que tiene dentro del conjunto del recinto quemador

Antorcha de lanza radial.- Dispone de un colector que se sitúa en el interior de la caja de aire, del que parten lanzas individuales que se prolongan hasta la garganta del quemador principal. A diferencia de los diseños anteriores, multilanza y lanza hemisférica, la antorcha de lanza radial no es adecuada para conseguir bajas emisiones de NOx. XII.-376

El uso de la antorcha de lanza radial se reserva para aquellas aplicaciones en las que coexisten combustiones de carbón y de gas en el mismo recinto quemador. Las antorchas de lanza radial son menos perturbadoras para el flujo de airecomburente cuando se quema carbón pulverizado, con lo que se elimina una de las características de flujo más indeseable. El límite práctico máximo de aporte de calor al recinto quemador, bajo la forma de gas natural, es del orden de 2.108 Btu/h (58,6 MWt ). En todos los tipos de antorcha, el tamaño de los orificios del extremo de las lanzas se determina de forma que se elimine una posible pulsación en el quemador. La velocidad en la descarga del gas a lo largo de la antorcha y la presión requerida en el colector, se calculan por métodos convencionales. La presión del gas en el colector, a plena potencia del quemador, es del orden de 8÷ 12 psig = (60÷ 80 kPa). En muchos aspectos, el gas natural es un combustible ideal, por cuanto no requiere preparación alguna para conseguir una mezcla rápida e íntima con el airecomburente. Sin embargo, esta característica de fácil ignición y combustión puede conducir al operador a situaciones de descuido y de explosiones peligrosas. Para garantizar una operación segura en todo el campo de presiones del gas y en condiciones del flujo de airecomburente, las llamas de gas deben permanecer ligadas a la boquilla de descarga del gas en la antorcha. La ignición estable tiene que ser posible con un mínimo del 25% de aireexceso para que no se apague la llama, ni siquiera momentáneamente, durante condiciones perturbadas. XII.8.- GASES SUBPRODUCTOS Muchas aplicaciones industriales que producen vapor de agua para su consumo, utilizan como combustible algunos de los gases siguientes: gas de batería de coque, gas de horno alto, gas de refinería y otros gases subproductos. Los hornos altos de las instalaciones siderúrgicas generan el gas de horno alto, que contiene aproximadamente un 25% de CO en volumen. El gas de horno alto se puede quemar para producir vapor destinado a calentamientos en la propia factoría siderúrgica o para la generación de energía eléctrica. En las plantas productoras de coque se obtiene el gas de batería de coque, que es un excelente combustible que se quema rápidamente por su elevado contenido en hidrógeno libre. En los gases de horno alto y de batería de coque, el calor desprendido por unidad de volumen puede ser muy diferente del obtenido a partir de igual volumen de gas natural, por lo que las antorchas se deben diseñar de acuerdo con las características particulares del gas a quemar. Para hacer frente a las impurezas que conlleva el gas de horno alto, los quemadores se diseñan de forma que a la entrada de la boquilla de la antorcha del quemador se depositen la mayor parte de las materias extrañas que contiene el gas en las paredes relativamente frías, depósitos que se retiran a través de las puertas de limpieza. Para que la potencia y capacidad del quemador no resulten afectadas por una obstrucción parcial, la boquilla tiene una sección bastante amplia. Para el gas de batería de coque, las boquillas se construyen para facilitar la combustión y el mantenimiento de las mismas. Los depósitos de polvo, no son tan severos como en el caso del gas de horno alto, se eliminan mediante portillas adecuadas. En la industria del petróleo, las unidades de craquización catalítica producen CO; para quemar este gas se han desarrollado calderas que cuentan con quemadores suplementarios de fuelóleo y gas natural, con el fin de poder iniciar el suministro del vapor que requiere la puesta en servicio de las unidades de craquización; estos quemadores suplementarios son necesarios para: XII.-377

- Elevar la temperatura del CO hasta su punto de ignición - Asegurar la combustión completa de los elementos combustibles dentro del flujo de CO Los quemadores del combustible suplementario y las boquillas de CO se disponen radialmente en un hogar cilíndrico imprimiendo un movimiento ciclónico a los gases, lo que asegura la mezcla y permite alcanzar una rápida combustión completa. XII.9.- PUESTA EN SERVICIO DE CALDERAS DESDE EL ESTADO FRÍO La puesta en servicio de una caldera que se encuentra en estado frío, requiere un fuego de bajo aporte de calor durante un período de tiempo relativamente largo, para evitar los problemas derivados de dilataciones anómalas y de recalentamientos en algunos sobrecalentadores y recalentadores. Las calderas de baja presión, del orden de 200 psig (1,38 MPa), que no tienen sobrecalentadores de vapor, precisan de una hora de operación a baja carga para completar su puesta en servicio, mientras que las calderas de alta presión pueden necesitar entre 4÷ 6 horas. Durante la puesta en servicio la eficiencia de la combustión es prácticamente nula, especialmente en el caso de usar fuelóleos residuales, debido a las bajas temperaturas del hogar y del airecomburente. El operar a baja presión puede conducir a una mala distribución del airecomburente hacia los quemadores, especialmente en el caso de disponer de una única caja de aire. Un flujo reducido de aire y una escasa presión diferencial entre la caja de aire y el hogar, dan lugar a una estratificación del airecomburente en la propia caja de aire, con el consiguiente efecto negativo en la combustión. Cuando se queman fuelóleo o gases a baja presión, el sistema de tuberías de estos combustibles puede provocar una mala distribución y afectar a los quemadores, ya que para una presión determinada en el suministro de combustible, algunos quemadores pueden recibir la cantidad exacta para una correcta operación sostenida y continuada, mientras que otros no reciben la suficiente. La baja temperatura de ignición y las características de combustión propias del gas natural, hacen que éste resulte idóneo para la puesta en servicio y para operar a baja carga, pero hay que tener cuidado en evitar cualquier interrupción momentánea de la llama. En la combustión de un gas que tenga en su composición un elevado porcentaje de H2 se producen enormes cantidades de agua. Cuando las unidades cuentan con calentadores de aire de tipo regenerativo, estos termointercambiadores no se deben poner nunca en servicio hasta que la temperatura de los humos a la entrada de los calentadores de aire supere los 400ºF (204ºC). De esta forma se evita la condensación del vapor de agua contenido en los humos, sobre la superficie del calentador de aire y su posterior transporte con el aire comburente hacia los quemadores; este agua presente en el airecomburente puede provocar la pérdida de la llama en el quemador afectado. Para la puesta en servicio y para operar a baja carga, cualquier fuelóleo es más peligroso que el gas natural; aunque la estabilidad de la ignición no es un problema, la baja temperatura del hogar facilita la acumulación de hollín y partículas de C en las superficies del calentador de aire y del economizador, y pueden ser la causa de la aparición de penachos visibles en la chimenea; si estas deposiciones se acumulan durante un período de tiempo prolongado, se pueden producir incendios en las superficies afectadas; para reducir la probabilidad de incendio se utilizan sopladores de vapor sobre la superficie de los calentadores de aire. Si se utiliza fuelóleo para la puesta en servicio, conviene emplear atomizadores con dos fluidos en el siguiente orden preferencial: XII.-378

- (Fuelóleo y agente atomizador vapor o aire comprimido); el fuelóleo debe ser ligero, del nº 1 ó nº 2, lo que permite tener una chimenea limpia y limitar el residuo carbonoso depositado en las superficies de humos en el lado de salida de la caldera - (Fuelóleo no más pesado que el nº 6 y vapor de atomización); el fuelóleo se calienta para reducir su viscosidad y facilitar la atomización adecuada - (Fuelóleo menos pesado que el nº 6 y aire comprimido como atomizador); el fuelóleo se debe calentar La operación de puesta en servicio utilizando atomizadores mecánicos no es recomendable en ningún caso, debido a la baja calidad de su sistema atomizador. Las calderas para la combustión de fuelóleos equipadas con atomizadores mecánicos, con cargas entre el 25÷ 100%, se ponen en servicio con gas natural o por alguno de los métodos precedentes, siempre en el orden indicado. Ignitores y pilotos.- El encendido de un quemador requiere de una fuente independiente de ignición, que puede ser de dos tipos, ignitor y piloto. a) El ignitor es un quemador de pequeña potencia, que se utiliza exclusivamente en operaciones esporádicas, con combustibles de alta calidad y capaz de encenderse con chispa de bujía eléctrica b) El piloto es un quemador de potencia media que se utiliza en operaciones continuadas, con combustibles de coste moderado, y encendido mediante un ignitor como el precedente Los ignitores pueden ser estacionarios FPS, Fig XII.12, ó estar equipados con mecanismos que los hagan retráctiles, Fig XII.15, para protegerlos de la radiación procedente del hogar. Para efectuar una puesta en servicio segura, cada quemador se debe encender utilizando un ignitor de gas natural o de fuelóleo ligero debidamente atomizado.

Fig XII.12a.b.- Ignitor estacionario FPS, para gasóleo atomizado por aire comprimido XII.-379

Fig XII.13.- Ignitor estacionario FPS, para gas

Fig XII.14.- Ignitor de combustible dual, diseñado para quemar propano o gas natural y fuelóleo con aire atomizado

Fig XII.15.- Ignitor retráctil CFS de gas natural, con encendido por bujía de alta energía

XII.-380

La capacidad y potencia del ignitor se dimensionan para cumplir con los requisitos del: - Quemador al que sirve - Sistema de seguridad de la llama con aporte máximo de calor del orden de 2,5.107 Btu/h (7,3 MWt ). El quemador principal aplica la llama del ignitor sobre el combustible hasta que la ignición se mantenga estable. Para garantizar el encendido del quemador principal, el ignitor estabiliza la combustión de los combustibles difíciles de quemar. Para conseguir la estabilidad del ignitor se precisa una temperatura de aire mínima del orden de 70ºF (21ºC). Cuando el ignitor tiene que operar en la puesta en servicio de la caldera durante prolongados períodos de tiempo, se utilizan precalentadores de aire (serpentines de vapor o agua) para elevar la temperatura del airesecundario hasta 150ºF(66ºC), a fin de asegurar una combustión completa y un aspecto aceptable en el penacho de la chimenea.  Una boquilla o tobera de combustible El ignitor consta de:  Un dispositivo productor de chispa  Una fuente energ ética capaz de producirla Existen ignitores programables que secuencian todas sus funciones, incluyendo: - El control de (conexión/desconexión) del combustible y de los fluidos atomizador y purgador - La (inserción/retracción) de las lanzas del ignitor y de la bujía - Los períodos de tiempo necesarios para las condiciones de ignición detectadas, purga de condensado y barrido del atomizador En algunas aplicaciones, los ignitores tienen que funcionar en forma continuada, como es el caso de las unidades que queman combustibles subproductos, cuya presión de suministro puede quedar fuera del margen correspondiente a la estabilidad del quemador principal, e incluso, puede variar el contenido de combustible del subproducto; para mantener la combustión del subproducto principal durante períodos transitorios anómalos, estas circunstancias pueden obligar a operar continuamente con un piloto con un combustible complementario.

Fig XII.16.- Ignitores FPS de gas, fuel y dual, en la esquina de una caldera

XII.10.- PRECAUCIONES DE SEGURIDAD La Asociación Nacional de Protección contra Incendios, USA, tiene una serie de normas estandarizadas para los procesos de combustión de gases y fuelóleos: XII.-381

- No permitir nunca la acumulación de combustible en ningún lugar fuera del tanque o tuberías que conforman el sistema del suministro del combustible; el más ligero olor a combustible debe ser causa de alarma; tras su detección se deben dar los pasos necesarios para ventilar la zona y localizar y subsanar la eventual fuga - Efectuar constantemente un barrido del hogar durante los períodos de operación de la caldera, con un flujo de aire no inferior al 25% del flujo a plena presión, que incluye un barrido inicial previo a la inserción y encendido de los ignitores, hasta que el gasto de aire exceda del flujo mínimo señalado - En la puesta en servicio, en la retirada de servicio o en las operaciones a baja carga inferiores a las que requieran menos del 25% del flujo de aire a plena carga, el flujo mínimo se debe mantener siempre como un barrido continuo del hogar - Antes de iniciar la introducción de cualquier combustible en el hogar, hay que tener operativo un dispositivo productor de chispas o una llama. La fuente de ignición se coloca adecuadamente respecto al quemador y debe facilitar la energía de ignición en forma de chispa o llama de tamaño apropiado, hasta que la combustión del combustible principal sea estable y se automantenga - En todo momento debe existir un flujo de aire a través de los quemadores que será siempre en el sentido del hogar a la chimenea - Para el funcionamiento correcto del quemador hay que mantener continuamente la presión adecuada del combustible; en el caso de quemar fuelóleos hay que mantener la presión y la temperatura del combustible necesarias para una buena atomización - En las aplicaciones de mecheros con atomizadores de dos fluidos hay que mantener la presión de vapor o de aire exigible en el quemador - Los requisitos de equipamiento, secuencia de operaciones, y sistemas de enclavamientos y alarmas son importantes cuando se ejecutan técnicas de control de combustión para reducir las emisiones de NOx En cumplimiento de la normativa anterior, cualquier sistema de control automático debe incluir unos requisitos mínimos, como: - Un enclavamiento de barrido para un mínimo flujo de aire y tiempo de barrido, con vistas a la limpieza de toda la fumistería antes de abrir la válvula del combustible - En caso de pérdida de llama en el quemador, se colocan detectores de llama para cada quemador conectados a una alarma, con enclavamiento para el disparo o cierre de la válvula de combustible del quemador - Un interruptor de fin de carrera en posición de cierre para las válvulas de corte del quemador, de forma que todas las válvulas estén cerradas para permitir la apertura de la válvula de disparo del combustible  fallo de los ventiladores de tiro forzado o inducido - Corte del combustible en caso de  que éste o el aire atomizador del fuelóleo estén a baja presión baja temperatura del fuelóleo - Corte del combustible en unidades que quemen gas en el supuesto de una excesiva presión del combustible Cualquier combustible de los utilizados habitualmente se puede quemar con seguridad cuando se emplea el equipo apropiado.

XII.-382

XIII.- PULVERIZADORES DE CARBÓN http://libros.redsauce.net/

El desarrollo de la pulverización de carbón es paralelo al de la tecnología de combustión del carbón pulverizado; los primitivos sistemas utilizaban molinos con carga de bolas para pulverizar el carbón, y silos para el almacenaje antes de quemarlo. La evolución tecnológica para eliminar los silos y quemar el carbón, transportado directamente por vía neumática desde los pulverizadores, requiere equipamientos más sensibles y fiables, necesidad que cumplimentan los pulverizadores verticales con extracción por chorro de aire. Actualmente se dispone de una amplia gama de pulverizadores, como: - El tipo MPS, Fig XIII.2a, ó el Loesche, Fig XIII.2b, que cubren las necesidades de las plantas termoeléctricas - El tipo EL, que cubre los requisitos industriales de cargas menores que emplean elementos rodantes sobre mesas o platos giratorios que muelen finamente el carbón que se extrae del molino mediante aire, para su transporte directo a los quemadores. Para mantener operativas las modernas plantas termoeléctricas que queman carbón, es fundamental disponer de unas características operativas fiables en los pulverizadores de combustible. Un pulverizador tiene que ser capaz de manipular una amplia variedad de carbones y de acomodarse a las oscilaciones de la demanda de la red eléctrica. Una diferencia fundamental entre los sistemas de caldera y los pulverizadores de carbón, radica en que éstos se dimensionan y operan como máquinas de flujo másico, mientras que cualquier caldera se regula térmicamente, por lo que el poder calorífico del combustible juega un papel importante. XIII.- PULVERIZADORES VERTICALES CON EXTRACCIÓN POR CHORRO DE AIRE Principios operativos.- En la Fig XIII.1 se indican los elementos que intervienen en un mecanismo molturador por rodadura; el rodillo pasa sobre una capa de material granular, que está sobre una mesa o plato giratorio, comprimiéndola. - El movimiento del rodillo provoca un desplazamiento entre partículas, a la vez que la presión del mismo crea cargas de compresión sobre ellas XIII.-383

- El desplazamiento de las partículas bajo la presión aplicada provoca su trituración por fricción, que es el mecanismo dominante en este proceso de reducción de tamaños - La capa granular comprimida tiene una influencia amortiguadora, que reduce la efectividad de la molienda y disminuye drásticamente la velocidad de desgaste de los elementos molturadores - En una zona de molturación, si las superficies de trabajo están muy próximas entre sí, con una separación cercana a las dimensiones de las partículas del producto, se auFig XIII.1.- Mecanismo de molienda en molino de rodillos menta el desgaste de las tres partes en contacto: rodillo, partícula y plato; la velocidad de desgaste anómalo se puede elevar hasta 100 veces la normal a ese combustible, en el campo de los pulverizadores - También se observa un elevado desgaste en los elementos (rodillo, partícula y plato), cuando hay una presencia significativa de rocas de cuarzo, con tamaños iguales o superiores al del espesor de la capa de molienda Conforme se efectúa la pulverización del carbón, las partículas finas se evacúan del proceso para limitar excesos en la molturación, en el consumo energético y en el desgaste. Las Fig XIII.2a.b presentan un pulverizador vertical MPS y otro Loesche mostrando los elementos esenciales del diseño con extracción por chorro de aire: - Un plato gira accionado por su parte inferior y unos rodillos que ruedan sobre el plato - El molino se alimenta con carbón bruto por la parte superior, de forma que el paso de las partículas bajo los rodillos reduce el tamaño del carbón - El efecto combinado de la fuerza centrífuga y el desplazamiento de la capa de carbón por los rodillos, vierten parcialmente el carbón ya molido por el borde del plato molturador - Un flujo ascendente de aire fluidifica y arrastra el carbón pulverizado El aire se introduce por una puerta anular (anillo inyector); el flujo de aire ascendente mezclado con las partículas de carbón pulverizado, constituye la fluidificación por encima de la garganta. - La velocidad del aire es lo suficientemente baja como para arrastrar sólo las partículas molidas más pequeñas, junto con las filtradas a través de la capa de carbón - El flujo de aire +sólidos, que asciende como lecho fluidificado, configura el estado inicial de la clasificación de tamaños - El flujo de aire precalentado sirve también para secar el carbón, lo que redunda en una mejora del proceso de combustión Los pulverizadores verticales son equipos efectivos para el proceso de secado del carbón dentro del pulverizador, en los que se han manipulado carbones con contenidos en humedad del orden del 40% en peso y temperatura del aireprimario 750ºF (400ºC). También se pueden procesar carbones con mayores niveles de humedad, aunque la temperatura del aireprimario, más elevada, requiere de materiales estructurales especiales, al tiempo que se aumentan los riesgos de eventuales incendios en el pulverizador. Conforme el flujo de aire+sólidos va ascendiendo dentro del pulverizador, la sección de paso aumenta y la velocidad del flujo disminuye, facilitándose el retorno de las partículas mayores directamente hacia la zona de molienda. El estado final de la separación de tamaños se realiza mediante un clasificador, separador centrífugo, colocado en la parte superior del pulverizador. XIII.-384

Fig XIII.2a.- Pulverizador vertical de rodillos tipo MPS

Fig XIII.2b.- Pulverizador vertical de rodillos Loesche

XIII.-385

Fig XIII.3.- Recirculación de carbón en un pulverizador vertical

Fig XIII.4.- Esquema del sistema de control del pulverizador

- La mezcla carbón+aire fluye hasta unas aberturas en ángulo, en donde se la imprime una rotación y fuerza centrífuga inducida - Las partículas más gruesas de la mezcla carbón+aire impactan en la periferia del clasificador, se separan de la suspensión y caen hacia la zona de molturación - Las partículas más finas permanecen suspendidas en la mezcla y salen con ésta hacia los conductos de combustible a quemadores Control del pulverizador.- En un pulverizador con extracción de carbón pulverizado por chorro de aire, hay dos flujos de entrada: el de aire y el de carbón, por lo que para conseguir una operación satisfactoria del pulverizador hay que controlar y regular adecuadamente ambos flujos. En la regulación del flujo de carbón se utilizan algunos métodos antiguos, que son totalmente satisXIII.-386

factorios en la mayoría de los casos: - Se emplean cintas alimentadoras volumétricas y gravimétricas - La medida exacta del flujo de carbón permite controlar el aire y el carbón al mismo tiempo Requisitos de diseño.- En los sistemas de combustión de carbón pulverizado se aplican diversos diseños de pulverizadores, que cumplen con unos objetivos específicos como: - Finura óptima para el carbón de diseño, en todo el campo operativo del pulverizador - Respuesta rápida frente a los cambios de carga - Operación estable y segura, para todo el margen de cargas - Servicio continuado a lo largo de prolongados períodos de tiempo - Mantenimiento aceptable, particularmente en los elementos molturadores - Posibilidad de asumir variaciones en las características del carbón de diseño - Facilidad de mantenimiento mínimo, número de partes móviles y acceso adecuado - Mínimo espacio ocupado Durante muchos años, su desarrollo se concentró en la modificación de los elementos molturadores, (anillo, bolas pista y bolas). En la década de 1920 se introdujo el pulverizador tipo E y en la de 1950 se ensayó un diseño que utilizaba dos platos horizontales de eje vertical, tipo EL, Fig XIII.5a: - El plato inferior gira, mientras que el superior, sobre el que actúan resortes para crear una presión de molturación, es estacionario - Entre estos platos, superior e inferior, se coloca un juego de bolas - La fuerza ejercida por el plato superior empuja las bolas contra la capa de carbón que está sobre la pista del anillo inferior Los pulverizadores tipos E y EL tienen identificaciones numéricas que indican el diámetro medio de la pista huella de molturación del plato inferior, en (“). El tipo E se ha construido hasta el tamaño E-70, y capacidad de 17 ton/h (15 Tm/h). El tipo EL se ha construido hasta el tamaño EL-76, y capacidad de 20 ton/h (18 Tm/h) Las partes de mayor desgaste en ambos pulverizadores son, los dos anillos plato y el conjunto de las bolas de molturación, que se fabrican con aleaciones resistentes a la abrasión y son fácilmente sustituibles.

Fig XIII.5a.- Pulverizadores de pista y bolas XIII.-387

Fig XIII.5b.- Pulverizador de pista y rodillos

En 1970 aparece el pulverizador tipo MPS, Fig XIII.2, vertical, de rodillos rueda y extracción por chorro de aire, que difiere de los otros molinos de rodillos en que: - Los rodillos rueda del MPS cargan las tres ruedas simultáneamente, mediante un sistema que permite un desplazamiento radial independiente en cada una de ellas, facilitando la continua alineación de los rodillos rodantes con la pista de molturación, conforme éstas se van desgastando. - Los rodillos rueda permiten el paso de grandes objetos extraños, como hierros o rocas, que puedan entrar en la zona de molienda - Puede mantener las características operativas de diseño, incluso aunque los rodillos hayan perdido el 40% de su peso por el desgaste Los MPS operan con una velocidad que produce una fuerza centrífuga (en la circunferencia media de la pista de molturación) del orden de 0,8 veces la aceleración de la gravedad; su baja velocidad contribuye a reducidos niveles de vibración y a la posibilidad de manipular grandes objetos extraños. Para su accionamiento incorpora unos engranajes que hacen posible las más complejas operaciones de reparación y sustitución de componentes, utilizando una amplia variedad de opciones, al tiempo que el molino se mantiene en servicio. Los componentes principales de los pulverizadores MPS a sustituir a causa del desgaste, comprenden fundamentalmente: - Los rodillos rueda molturadores - Los segmentos que componen la pista de rodadura - Otras partes menores, como son las placas guía - Los recubrimientos de material cerámico - Las piezas de la garganta o anillo de aire La vida útil frente al desgaste de todas las partes en contacto con el carbón, depende fundamentalXIII.-388

mente de su abrasividad y puede ser del orden de 8000÷ 100000 horas. El tamaño de los pulverizadores MPS se basa en el diámetro medio de la pista o anillo de molturación. Tabla XIII.1.- Características de pulverizadores tipos EL y MPS Concepto

“EL” (pista y bolas)

“MPS” (pista y rodillos) MPS-56 a MPS-118

Rango de tamaños

EL-71 a EL-76

Capacidad, ton/h (t/h)

1,5 a 20 (1,4 a 18)

17 a 105 (15 a 95)

Potencia motor, HP (kW)

25 a 300 (18 a 224)

200 a 1.250 (149 a 933)

Nivel de velocidad

Medio

Bajo

Velocidad plato, rev/min

231 a 90

32 a 21

Operación

Presurizada

Presurizada

Clasificador

Interno, centrífugo

Interno, centrífugo

Ajuste de clasificación Límite de secado

Interno Interno 40% H2O ó 40% H2O ó temperatura aire primario 700ºF (321ºC) temperatura aire primario 750ºF (399ºC)

Corrección carga / humedad

Ninguna hasta límite temperatura

Límite máximo temperatura salida

250ºF (121ºC)

Correcc. carga con > 4% hum. superficial 210 F (99 C)

Efecto desgaste sobre operación Sistema control, aire/combustible

Ninguno si se añaden bolas rellenadas Nivel molino con alimentador de plato Control paralelo con alimentador cinta

Consumo +15% para desgaste completo Control paralelo flujos aire y carbón

Relación aire/combustible en peso

1,75 / 1 a plena carga

1,75 / 1 a plena carga

Inventario interior

Medio, tras 2 ó 3 minutos de parada

Alto, tras 5 ó 6 minutos de parada

Respuesta a demanda de carga

> 10 % /minuto

> 10 % / minuto

Consumo específico, kW/ton (kW/t) Bajo, 14 (15) con ventilador aire primario Bajo, 14 (15) con ventilador aire primario Nivel de ruido, dB

> 90

> 90, 85 (atenuado)

Vibración

Moderada

Baja

XIII.2.- PULVERIZADORES HORIZONTALES CON EXTRACCIÓN POR CHORRO DE AIRE Los pulverizadores horizontales se dividen en dos grandes grupos: de alta y baja velocidad.

Fig XIII.6.- Pulverizador horizontal de alta velocidad

Pulverizadores horizontales de alta velocidad.- Sirven para las mismas aplicaciones que los  impacto verticales; operan a unas 600 rev/min y muelen por  aplastamiento , de forma que:  - El carbón entra en la sección de impacto y experimenta inicialmente una reducción de tamaño pasando a continuación entre las partes molturadoras móviles y estacionarias para sufrir la reducción final XIII.-389

de tamaño, Fig XIII.6 - En la fase final, un ventilador extractor exhaustor facilita un flujo de aire para el secado, y para el transporte del carbón pulverizado - El carbón atraviesa el pulverizador muy rápidamente, de modo que sólo existe una pequeña cantidad de carbón en el mismo - El pulverizador horizontal de alta velocidad limita su uso a carbones con una humedad máxima del 20%, debido al corto tiempo de residencia del carbón para su secado. Tecnología de molienda+secado.- Otro pulverizador formado por un molino de paletas + ventilador se indica en la Fig XIII.7; este diseño es similar al anterior en algunos puntos; se emplea para el secado y molienda de carbones pardos lignitos, que son de muy baja calidad, con elevados contenidos en ceniza y humedad y bajo poder calorífico. El contenido de humedad (en peso) supera el 50% y la suma de la humedad y ceniza puede sobreimpacto pasar el 60%. Los molinos de paletas muelen por  , con un proceso de secado muy rápido.  trituración Estos equipos cumplimentan el secado a pesar del corto tiempo de residencia, mediante la sustitución del aireprimario por un gas con temperatura extremadamente alta, tomado de la parte superior del hogar de la caldera, a unos 1900ºF (1038ºC).

Fig XIII.7.- Pulverizador batidor con ventilador en eje único

- El humo procedente de una zona fría, como puede ser la salida del calentador de airecomburente, se mezcla con humo más caliente para regular convenientemente la temperatura del flujo de mezcla que sale del pulverizador - El carbón se mezcla con el flujo de gases aguas arriba del pulverizador, con vistas a un secado previo y a una reducción de la temperatura de entrada del carbón en el molino - El estado final del proceso tiene lugar en la sección del ventilador que mantiene constantemente una ligera depresión en el molino. Los pulverizadores de paletas funcionan con velocidad variable, con el fin de controlar las características operativas del molino en los regímenes de alimentación del carbón. Se emplean equipos de un eje para ofrecer más simplicidad ó de dos ejes para dar más flexibilidad. Debido a la baja calidad del carbón pardo lignito que los molinos de paletas suelen manipular, éstos tienen que procesar enormes cantidades de aire y, por tanto, se construyen en tamaños muy grandes. XIII.-390

En USA hay muy pocos yacimientos de carbón pardo lignito cuyas características requieran esta tecnología de molienda+secado; sin embargo, los yacimientos de Alemania, Australia, Europa del Este y Turquía hacen del carbón pardo lignito un combustible muy importante en la generación termoeléctrica. Pulverizadores de baja velocidad.- Un modelo antiguo de pulverizador, todavía en uso para ciertas aplicaciones, es el molino tubular con carga de bolas, que está constituido por un cilindro de eje horizontal cargado parcialmente con bolas de pequeño diámetro, Fig XIII.8.

Fig XIII.8.- Sistema de pulverización presurizada en molino tubular con carga de bolas

- El cilindro está recubierto con un material resistente al desgaste y convenientemente perfilado para mejorar la acción de caída de las bolas, que constituyen su carga muerta - La velocidad de rotación del cilindro es el 80% de la velocidad para la cual la fuerza centrífuga supera a la gravedad, nivel de velocidad con el que las bolas al girar quedan adheridas a la superficie del cilindro - La molienda se produce por la acción de la caída de las bolas, entre las cuales quedan atrapadas partículas de carbón, que chocan entre sí Los pulverizadores tubulares con carga de bolas pueden ser de simple y doble flujo. - En el molino de simple flujo, el aire y el carbón entran por uno de los extremos y la mezcla aire+ carbón sale por el extremo opuesto - El molino de doble flujo se alimenta con carbón y aire por ambos extremos; el carbón pulverizado y seco se extrae por ambos extremos del cilindro mediante aire En ambos molinos tubulares con carga de bolas, los clasificadores son exteriores al molino de forma XIII.-391

que las partículas de carbón sobredimensionadas vuelven a él, junto con el carbón bruto alimentado. El molino tubular con carga de bolas no desarrolla una fluidificación similar como la de los pulverizadores verticales, por lo que en cierto modo, la mezcla pobre de aire y carbón limita la capacidad de secado. Cuando hay que moler carbones con más del 20% de humedad en peso se utilizan equipos auxiliares, como los secadores trituradores. Los molinos tubulares con carga de bolas se han sustituido por pulverizadores verticales con extracción por chorro de aire: - Requieren mayor espacio - Consumen más energía que los molinos verticales - Son más difíciles de regular - Poseen un mayor desgaste de sus materiales Sin embargo siguen siendo los más adecuados para moler materiales extremadamente abrasivos, de baja humedad y con extrema dificultad de molienda, como por ejemplo el coque de petróleo. El amplio tiempo de residencia que caracteriza los molinos tubulares, los hace efectivos para una molienda muy fina. Los componentes que integran un sistema que quema carbón, se disponen conforme a factores de índole económica, teniendo en cuenta las propiedades específicas del carbón para el que se diseñan, junto con las características funcionales y operativas del proceso, como: - La finura del producto carbón pulverizado - La temperatura de salida del molino de la mezcla carbón pulverizado+aire - La relación en peso aire/carbón Los pulverizadores de carbón que se integran en las plantas que lo queman, forman parte del sistedirecta ma de combustión  . indirecta Combustión indirecta.- En un sistema de combustión indirecta, el carbón pulverizado se separa  del aire , antes de ir al proceso de combustión  de la humedad evaporada  de la energía térmica intrínseca Para realizar el proceso de combustión, el carbón pulverizado que se encuentra almacenado se inyecta en el quemador mediante un nuevo aire de transporte; este almacenaje intermedio en silos, rara vez se utiliza en la actualidad para la generación de vapor, pero sí se emplea en algunas tecnologías es gasificación del carbón peciales, como en la:   inyección de carbón en los hornos altos Combustión directa.- En un sistema de combustión directa, el carbón pulverizado y el aireprimario que salen del molino, van directamente a los quemadores para el proceso de combustión.  El aire , que entraron en el molino junto con el carbón que se ha pulveriza La humedad evaporada La energ ía térmica intrínseca  do, forman parte del proceso de combustión. Más del 99% de los molinos tipo MPS emplean un sistema de combustión directa, que consta de: - Un alimentador que regula el flujo de carbón bruto procedente de un silo hacia el pulverizador - Una fuente térmica que precalienta el aireprimario para conseguir el secado del carbón XIII.-392

- Un ventilador de aireprimario para el pulverizador, que puede ir ubicado en dos posiciones: a) Aguas arriba del molino pulverizador presurizado como soplante b) Aguas abajo del molino pulverizador en depresión, como exhaustor extractor  presurizada - Un molino pulverizador configurado como una unidad   succionadora - Un sistema de conductos por el que se transporta la mezcla de carbón y aireprimario, desde el pulverizador hasta los quemadores asociados al molino - Un conjunto de quemadores de carbón que mezclan el combustible con el resto de airecomburente - Un sistema de control y dispositivos de regulación

Fig XIII.9a.- Quemadores de carbón pulverizado para bajos NOx

Fig XIII.9b.- Quemadores de carbón pulverizado XIII.-393

Estos componentes se pueden disponer de varias formas, según sean los condicionantes económicos asociados al proyecto. Cuando el sistema de combustión directa incorpora pulverizadores presurizados, se debe elegir entre las dos situaciones siguientes: - Ventiladores de aireprimario caliente, con un ventilador para cada uno de los pulverizadores - Ventiladores de aireprimario frío, para el conjunto de pulverizadores que tenga el generador de vapor, aguas arriba de un calentador de aireprimario, todo ello dentro de un sistema de suministro de aire caliente con un ramal individual para cada molino Los ventiladores calientes son más baratos, porque no requieren de un calentador de aireprimario.  menor coste de operación Los ventiladores fríos tienen  , especialmente cuando se trata de unida mayor coste de instalación des para sistemas grandes, Fig XIII.10 y 11. El aireprimario se controla para regular la velocidad y temperatura, a la salida de cada molino. El control se realiza por medio de cortatiros: - Dos de ellos, los de aire caliente y frío, regulan la temperatura del aire que entra en el pulverizador, y están conectados de forma que cuando uno se abre el otro se cierra - El tercero es independiente y controla el volumen de aireprimario global hacia el pulverizador correspondiente Algunos fabricantes emplean sólo dos cortatiros, lo que provoca falta de estabilidad y una lenta respuesta frente a los cambios de carga. Los pulverizadores para la combustión directa están ligados al sistema de combustión, empleándose un conjunto de curvas que relacionan las características de operación, a lo largo de todo el intervalo de cargas del generador de vapor, que son: - El flujo volumétrico - Las velocidades en puntos críticos - Las caídas de presión en el sistema curvas que tienen en cuenta el número de molinos que se tienen en servicio y la capacidad de producción de cada uno, Fig XIII.12.

Fig XIII.10.- Sistema de carbón pulverizado con ventilador caliente para combustión directa XIII.-394

Fig XIII.11.- Sistema de carbón pulverizado con ventilador frío para combustión directa

Fig XIII.12.- Curvas de coordinación entre el pulverizador MPS y el quemador

a) La curva A representa el flujo de vapor de la caldera en función de la salida de carbón del pulverizador; las líneas individuales indican el número de molinos en funcionamiento Se puede suponer, a título de ejemplo, que si la plena carga de la caldera con un flujo de vapor de 2,5.106 lb/h (315 kg/seg), se alcanza con 5 molinos en servicio, dando cada uno de ellos 8,9.104 lb/h (112 kg/seg) de carbón, también se podría alcanzar la plena carga con 4 molinos, proporcionando cada uno de ellos 1,1.105 lb/h (140 kg/seg), aproximadamente. Con 3 molinos, el máximo flujo de vapor sería del orden de 2,1.106 lb/h (265 kg/seg) XIII.-395

La línea de carga mínima del pulverizador representa un límite basado en: - Las propiedades del carbón - La estabilidad de ignición - El inicio de vibraciones mecánicas Este límite es variable y el valor representado de 30000 lb/h (37,7 kg/seg) de carbón significa una relación de cargas Máxima relativamente elevada. Mínima b) La curva B muestra el flujo de aireprimario en las condiciones de salida del pulverizador. El flujo máximo de aire es de 55800 ft3/min (26,34 m3/s), para un molino MPS-89, correspondiente a un flujo de carbón de 124.000 lb/h (15,6 kg/s). El flujo mínimo de aire de diseño del equipo es un 55% del flujo máximo, es decir, unos 30700 ft3/min (14,49 m3/s de aire); para facilitar una operación estable del quemador, este flujo mínimo precisa de un ajuste, siendo el valor a corregir del orden de 37000 ft3/min (17,46 m3/s), que a su vez marca los mínimos que corresponden a las curvas D y E. aire que es crítica para la ignición estable a cargas combustible bajas, y depende del tipo de carbón y de su finura. c) La curva C corresponde a la relación

Si la curva B permitiese realmente una mezcla aire-combustible inferior a la del límite de estabilidad, este límite se tomaría igual al valor correspondiente al del flujo mínimo del carbón. d) La curva D proporciona la velocidad interna del pulverizador. La velocidad en la garganta debe ser, al menos, de 7000 ft/min (35,56 m/seg), para evitar el derrame de carbón en la caja de viento del molino, calculada en las condiciones de entrada del aire al molino. Con carbones de alta humedad, la elevada temperatura requerida para el secado da lugar a un elevado volumen específico y a una velocidad que raras veces constituye un problema con cargas bajas. El aumento del flujo mínimo de aire Con carbón muy seco se puede precisar:   La reducci ón de la sección de paso de la garganta Las restricciones en el área de la garganta pueden provocar, a cargas elevadas, excesivas caídas de presión. e) La curva E indica la velocidad del aireprimario en tuberías hacia los quemadores, en función del flujo de carbón que hay en el molino, es la relación: Vel. aire primario =

Volumen del aire en las condiciones de salida del molino Superficie total del flujo en tuberías que le conectan con sus quemadores respectivos

La velocidad mínima admisible es de 3000 ft/min (15,2 m/s), que es la que permite arrastrar el carbón pulverizado con el flujo de aireprimario; esta velocidad es importante en los tramos horizontales de tula densidad y viscosidad del aire bería que sean particularmente largos; depende de   la carga de partículas y del tamaño de éstas Para el campo de tuberías de quemadores, el límite de 3000 ft/min (15,2 m/s) se ajusta sólo por aire densidad y por carga de partículas . combustible La Fig XIII.13 muestra una curva de corrección para la velocidad mínima. Uno de los requisitos que caracterizan el funcionamiento del pulverizador es el tamaño de las partículas que salen del mismo, siendo el más frecuente para la combustión del carbón, el que corresponde a XIII.-396

la totalidad de partículas que pasan por las aberturas del tamiz estándar de 200 mallas por pulgada ó 200 mesh ó (74 micras). La porción en peso del carbón pulverizado que pasa a través de este tamiz se emplea como medida de la capacidad que tiene el pulverizador, considerándose el tamaño de 74 micras el adecuado para una buena combustión en lecho suspendido y para un completo quemado del carbón.

Fig XIII.13.- Curva de corrección para velocidad mínima

El tamaño requerido en la finura de las partículas se determina combinando las características de  combustión del carbón la   cámara de combustión del hogar Tabla XIII.2.- Requisitos de finura del carbón pulverizado para varios sistemas de combustión (% que pasa a través del tamiz estándar de USA, 200 mesh (Btu/lb x 2,326 = kJ/kg) Alto rango (Clasificación ASTM)

Bajo rango (Cfijo < 69%)

% carbono fijo

Poder calorífico, Btu/lb

Hogar o proceso

97,9 a 86,0

85,9 a 78,0

77,9 a 69,0

> 13000

13000 a 11000

Caldera naval

-

85

80

80

75

Refrigerado por agua

80

87

70

70

65

< 11000 60

Horno de cemento

90

85

80

80

80

-

Horno alto

No aplicable

No aplicable

No aplicable

80

80

No aplicable

Tabla XIII.3.- Temperatura típica de mezcla a la salida del pulverizador, para diversos carbones Contenido en volátiles Tipo de combustible

sobre puro (seco y sin ceniza)

Temperatura salida ºF (ºC) *

Lignito y sub-bituminoso

-

125 a 140 (52 a 60)

Bituminoso, alto en volátiles

30

150 (60)

Bituminoso, bajo en volátiles

14 a 22

150 a 180 (66 a 82)

Antracita, carbón de escombrera

14

200 a 210 (93 a 99)

Coque de petróleo

0a8

200 a 250 (93 a 121)

* La capacidad del pulverizador se reduce con temperatura < 125ºF ó (52ºC), cuando se muelen lignitos de alta humedad

Para carbones bituminosos quemados en recintos refrigerados por agua, la finura requerida es la que corresponde a un 70% ó más del tamiz estándar de 200 mesh (74 micras); este valor se ha fijado como una característica de la combustión, tras un detallado estudio de la utilización de quemadores para bajos NOx y de la necesidad de menores temperaturas de llama que aumentan el tiempo de residencia en la cámara hogar de combustión. Las partículas bastas, mayores que las que pasan por el tamiz de 100 mesh (150 micras), contribuyen a una alta pérdida por inquemados. Temperatura de salida.- El carbón con bajo contenido en volátiles requiere temperaturas más elevadas en la mezcla de aire+carbón, con el fin de asegurar una combustión estable, especialmente  menores aportes en el quemador cuando hay  ; la temperatura a la salida del pulverizador de la mezcla bajas cargas en la caldera XIII.-397

aire+combustible es del orden de 150ºF (66ºC). Si es necesario se pueden emplear temperaturas más altas, del orden de 212ºF (100ºC); cualquier temperatura superior a ésta plantea problemas en la lubricación; elevadas temperaturas de la mezcla a la salida significan también altas temperaturas de entrada al molino, lo que conlleva un mayor riesgo de incendio en el pulverizador. Los sistemas de combustión indirecta: - Implican un almacenaje intermedio del pulverizado en silo - Requieren temperaturas más elevadas para asegurar un secado completo y evitar problemas de manipulación con el carbón pulverizado Cuando el carbón tiene hasta un 10% de humedad en bruto, la temperatura de 180ºF (82ºC) es suficiente para asegurar su secado. Para la combustión directa, los requisitos de temperatura de mezcla a la salida se determinan por: - El contenido en volátiles que tenga el carbón - La necesidad de una combustión estable XIII.4.- GRINDABILIDAD Para determinar el tamaño que debe tener un pulverizador, la grindabilidad o molturabilidad es la característica física más importante del carbón a tener presente en la fase de diseño, que indica la facilidad con la que se puede moler. El principio operativo del ensayo para determinar el Índice de Grindabilidad Hardgrove (HGI), se describe en la norma D-409 de la ASTM; consiste en la aplicación de una cantidad fija y determinada de trabajo molturador, sobre una muestra preparada y calibrada. El equipo para determinar la grindabilidad es un pulverizador, Fig XIII.14, de no más de 50 cm de altura, y que gira un total de 60 vueltas por lo que desarrolla una cantidad fija de trabajo molturador sobre la muestra de carbón procesada. El producto molido producido que pasa a través de un determinado tamiz estándar, es la medida de la facilidad de molienda o índice de grindabilidad del carbón considerado.

Fig XIII.14.- Equipo de ensayo de grindabilidad Hardgrove XIII.-398

Fig XIII.15.- Equipo de ensayo MPS 32 de grindabilidad

El valor nominal del índice de grindabilidad utilizado por los fabricantes de pulverizadores es HGI = 50; con este valor, para el carbón de referencia, el factor corrector de la capacidad del pulverizador es 1. El índice (HGI) no tiene límite superior en la escala de grindabilidad. La grindabilidad no depende de la dureza, por cuanto algunos materiales que tienen naturaleza fibrosa no son duros, y sin embargo son difíciles de moler; los materiales tenaces, viscosos o plásticos son de difícil molturación. PROPIEDADES DE DESGASTE.- En los pulverizadores de carbón, el desgaste es consecuencia de los efectos combinados de la abrasión y de la erosión. El mecanismo dominante en el desgaste de un componente de un equipo pulverizador, depende de: - La función que tenga asignada el componente en cuestión - Las propiedades del carbón a moler, como la abrasividad y erosividad, que son propiedades difíciles de medir y que influyen en el coste de mantenimiento del equipo Abrasividad.- Proporciona una indicación del tiempo de vida de una parte del pulverizador sometida a desgaste; la abrasividad está relacionada con la cantidad y distribución de los tamaños de cuarzo y pirita presentes en el carbón, mayores que el tamaño correspondiente a 100 mesh (150 micras). Para determinar la cantidad de estos dos materiales presentes en una muestra, se dispone de méASTM -D2492 para pirita todos estándar como el  ; no existen métodos aceptados universalmente pa ASTM -D2799 para cuarzo ra determinar el tamaño de las partículas de cuarzo y pirita en el carbón. Erosividad.- Erosión no es lo mismo que abrasión; la erosión es la eliminación progresiva de material de una superficie sobre la que impacta un flujo de partículas sólidas suspendidas en un fluido. Para una combinación dada de partículas y tipo de material de superficie, el régimen de desgaste por erosión  la velocidad del flujo de fluido crece con  el tamaño de las partículas en suspensi ón  el tipo de sólidos contenidos en el flujo de fluido En la superficie de desgaste de materiales dúctiles que admiten grandes deformaciones, la magnitud del desgaste por erosión crece con el ángulo de impacto hasta 35÷ 45º, a partir del cual disminuye. Para materiales frágiles, fácilmente quebradizos, el régimen de erosión aumenta hasta un ángulo de impacto de 70º, pero a partir de este valor el material rechazado interfiere con el impactante y la correspondiente medida es errónea. XIII.-399

Humedad.- El contenido de humedad en el combustible es un parámetro clave en el diseño de la unidad y, en particular, en el del pulverizador. La humedad en el carbón se determina según la norma ASTM-D3302. Entre las diferentes clases de humedad que existen podemos considerar: - La humedad estructural presente en el carbón en el yacimiento geológico; puede influir mucho en la grindabilidad, especialmente en el caso de carbones subbituminosos y lignitos, Fig XIII.16 - La humedad superficial es la aportada en las operaciones de manipulación, transporte, procesos diversos y almacenaje del carbón. La humedad global, suma de la superficial y de la estructural, influye mucho en el secado y, por tanto, en la temperatura del aire que entra en el pulverizador - La humedad de equilibrio corresponde a la absorción de humedad atmosférica por parte del carbón secado térmicamente

Fig XIII.16.- Índice de grindabilidad Hardgrove (HGI) en función del % de humedad del combustible

La humedad depende del tipo de carbón, más que de la cantidad de agua que se le haya podido aportar en procesos posteriores a su extracción de la mina. Los carbones USA tienen una humedad estructural que varía entre: - Un 2% para el carbón bituminoso Appalachian - Un 40% para los lignitos Cuando se trata de lignitos pardos, la humedad estructural puede llegar al 70%. SELECCIÓN DEL TAMAÑO DEL PULVERIZADOR.- Lo último a realizar en el diseño de un pulverizador es la determinación del tamaño y número de molinos, que se precisan en el mismo. Por lo que respecta al calor y al carbón a aportar al hogar, vienen determinados por los cálculos de combustión y por el flujo de vapor en el generador. Flujo de carbón La capacidad equivalente requerida en el pulverizador es = Factor de corrección de la capacidad El factor de corrección de la capacidad incluye los factores de finura y grindabilidad que se muestran en la Fig XIII.17, y la corrección por la humedad del combustible. La mayoría de los molinos con rodillos, incluyendo el MPS, requieren corregir su capacidad debido a la humedad, mientras que los pulverizadores tipo EL no precisan corrección alguna. El número de pulverizadores se determina dividiendo la capacidad equivalente requerida, entre la XIII.-400

capacidad nominal correspondiente al pulverizador seleccionado, basada en un 70% de paso a través de 200 mesh y grindabilidad HGI = 50.

Fig XIII.17.- Factor de corrección de la capacidad del pulverizador en función de la grindabilidad

La capacidad nominal del pulverizador se toma de la información dada por el fabricante, junto con los datos y tamaño del pulverizador. El posible intercambio de pulverizadores, entre: - Menos número de tamaños mayores - Más número de tamaños menores se establece después de contrapesar los costes de inversión y los requisitos de operación. Se suele añadir un pulverizador de más, para que la caldera pueda operar a plena carga cuando un molino se mantiene fuera de servicio para ejecutar en él trabajos de mantenimiento. La selección del tipo y tamaño del pulverizador se complica al considerar suministros de carbón de diversas fuentes y tener que cumplir con los requisitos de emisiones medioambientales; hay programas informáticos que analizan las características operativas del pulverizador para un extenso número de carbones, que ayudan en este proceso de selección. Si el carbón para el que se determinó el tamaño del pulverizador fuese muy diferente del previsto en el diseño, puede suceder que los pulverizadores estén sobredimensionados limitando el margen de regulación de la caldera contemplado previamente; en este supuesto, habrá que reconsiderar el mantener el carbón inicial como combustible. XIII.5.- CONSUMO ENERGÉTICO  capital de inversión Los costes principales de operación de un pulverizador son:  consumo energético  mantenimiento Los costes de energía y mantenimiento se expresan como costes referidos a la unidad de masa de carbón pulverizado, y dependen de los métodos de operación de la planta. Cuando se comparan diseños de pulverizadores, hay que tener en cuenta el consumo energético correspondiente al ventilador de aireprimario y al pulverizador. El consumo energético para los pulverizadores EL ó MPS, con sus respectivos ventiladores, para un carbón de HGI = 50 y finura 70%, es de 15 kW/Tm, cuando operan a la capacidad nominal y con elementos molturadores nuevos. Cuando el poder calorífico disminuye, se gasta más energía en moler y manipular el material, y el XIII.-401

consumo es superior a 24 kW/Tm. Mantenimiento.- El coste de materiales y mano de obra depende de la vida útil frente al desgaste, parámetro que varía con la abrasividad del carbón. El coste de mantenimiento depende también de los procedimientos de operación propios de la planta. La vida de desgaste de los molinos MPS se sitúa entre 25.000÷ 60.000 horas, y los costes promedios del mantenimiento anual pueden variar ampliamente con el tamaño del molino, ya que el coste de las piezas es inversamente proporcional al tamaño del pulverizador, siendo más caras cuanto más pequeño sea el molino. Para el pulverizador MPS-67, el coste de mantenimiento es: - El 60% del coste de la energía consumida, para una vida de desgaste del orden de 25.000 horas - El 20% para una vida útil de 60.000 horas Para el pulverizador MPS-89, los porcentajes a aplicar para los tiempos citadas son del 40% y del 10%, respectivamente. En una estimación inicial, los costes de mantenimiento se pueden tomar igual a: - La mitad de los costes de energía para pequeños - La tercera parte de los costes de energía para molinos grandes Materiales cerámicos.- La utilización de losetas cerámicas para reducir la erosión disminuye el gasto de mantenimiento. La resistencia a la erosión del material cerámico con 97% de alúmina, es del orden de 8 veces la que tiene un espesor equivalente de acero al C. Las chapas metálicas revestidas de materiales cerámicos se emplean en los siguientes componentes: - Conos clasificadores - Carcasas por encima del nivel de la garganta - Torre de descarga en los molinos MPS El revestimiento cerámico se utiliza en los: - Codos de tuberías de carbón pulverizado a quemadores - Escudos de desgaste de los soportes de rodillos, en el caso de pulverizadores MPS Las losetas cerámicas se colocan con cuidado para evitar el socavamiento y pérdida del propio revestimiento, no siendo adecuadas para algunos tipos de erosión, ya que ángulos de choque elevados resultan destructivos para materiales frágiles. Incendios y explosiones.- Hay que tener presente que un pulverizador de carbón muele el combustible hasta dejarlo en el tamaño y forma requeridos para alcanzar una buena combustión; a veces, la combustión se presenta y desarrolla en zonas no previstas con resultados desastrosos. Los incendios en pulverizadores se tratan por procedimientos de urgencia bien planificados, ya que la sorprendente velocidad con la que se puede desarrollar un incendio exige siempre una acción inmediata. Los incendios en pulverizadores se pueden producir en zonas de alta temperatura de los molinos, o en zonas de baja temperatura ricas en carbón. Como norma, no se deben producir deposiciones de carbón en las zonas que se encuentren aguas arriba de la garganta ya que son zonas de alta temperatura. - Una acumulación de carbón en la cámara de viento del pulverizador puede provocar un flujo insuficiente de aire o el desgaste de la garganta; si el carbón no se elimina con rapidez hacia el sistema de eliminación de piritas, puede entrar en ignición con el aireprimario a alta temperatura. XIII.-402

- El carbón puede entrar también en la cámara de viento del pulverizador cuando se quita de servicio de una forma anormalmente rápida, en donde puede arder sin peligro alguno e incluso puede que pase desapercibido este tipo de incendio. - Los incendios en zonas frías y ricas en combustible se pueden desarrollar con más lentitud, pero estos incendios están alimentados con enormes cantidades de carbón y pueden destruir rápidamente las partes internas del pulverizador El detector más común de un incendio es la temperatura de la mezcla aire-combustible a la salida del molino. Se puede obtener información útil sobre peligros potenciales observando el funcionamiento, especialmente en instalaciones con pulverizadores múltiples. - Si todos los pulverizadores están operativos con idéntico régimen de alimentación de carbón, y el aiaire reprimario está en automático, todos los molinos deben tener la misma relación combustible - En estas condiciones, una diferencia de temperatura significativa entre la salida y entrada del pulverizador, puede indicar la existencia de un incendio, hecho que se debe investigar inmediatamente - Otras posibles causas de temperaturas diferentes entre los diversos pulverizadores, pueden ser: Una defectuosa calibración del alimentador Un incorrecto flujo de aireprimario Una variación de la humedad del carbón que llega a cada uno de los molinos También se pueden provocar grandes daños por incendio cuando se alimenta un carbón ardiendo desde los silos o tolvas; este tipo de incendio se trata mediante un rápido vaciado del carbón que está ardiendo a través de: - Una tubería de transferencia o canalón independiente - El apagado del carbón con agentes de extinción de fuegos aplicados sobre la superficie del carbón En las interrupciones de servicio súbitas, como el disparo de un pulverizador, la repentina pérdida del flujo de aire provoca el colapso del lecho fluidificado que se encuentra sobre el nivel de la garganta del molino, por lo que el carbón cae en la caja de viento y entra en contacto con diversas superficies metálicas que están normalmente muy calientes; en esta situación: a) Los carbones de baja calidad empiezan a quemar en estado de rescoldo sin llama, a los pocos minutos de estar a 450ºF (232ºC) b) Tras la agitación provocada por la acción mecánica de las paletas de piritas al tratar de poner nuevamente el molino en servicio, o por el restablecimiento del flujo de aireprimario previo a la nueva puesta en servicio del pulverizador, las nubes de carbón pueden provocar explosiones, peligro que se minimiza retirando el carbón acumulado bajo estrictas condiciones a controlar, como: - Garantizar la seguridad del personal, evacuando a los operarios de todos aquellos puestos de trabajo que puedan resultar afectados por una eventual explosión, que origine la rotura de la carcasa del molino o de los conductos a quemadores - Aislar el pulverizador de todo flujo de aire, inyectando en su interior un fluido inerte o vapor de agua para crear una atmósfera inerte c) Una vez el carbón está aislado e inertizado, se desplaza hacia el sistema eliminador de piritas; la atmósfera inerte impide, en las nubes de polvo levantadas por el funcionamiento del pulverizador, la aparición de cualquier rescoldo de carbón.

XIII.-403

 durante la operación Una explosión tiene lugar con alguna frecuencia  en períodos de cambio de carga  en las puestas o en las retiradas de servicio Durante la puesta en servicio de un pulverizador, la mezcla aire+carbón en el recinto del molino pasa desde una situación en que es muy pobre en combustible, hasta otra final en que es rica en combustible, por lo que existe una mezcla transitoria intermedia, ideal para una explosión de polvo de carbón, si existe una fuente ignitora suficientemente fuerte, como la que podría provocar el rescoldo que se desarrolla en el carbón residual que queda en la zona caliente del molino, tras un disparo ó interrupción súbita de operación. Control.- El Código de Normas para el diseño y aplicación de sistemas pulverizadores de carbón, es el de la Asociación Nacional de Protección contra Incendios (NFPA) USA, y la norma NFPA-8503, que recoge los valores mínimos para los controles de seguridad, que se deben usar en los pulverizadores. - Un flujo de aireprimario inferior al mínimo establecido por el fabricante dispara el sistema pulverizador, que a su vez dispara el alimentador de carbón y el flujo de aireprimario - El cierre de todas las válvulas de tuberías a quemadores dispara el pulverizador, el alimentador y el flujo de aireprimario Otros indicativos de mal funcionamiento que pueden requerir el disparo manual del pulverizador: - Una temperatura de salida del molino muy alta, probablemente indica un incendio - La imposibilidad de mantener la temperatura de salida por encima de 125ºF (52ºC) implica una pérdida de capacidad de molienda Sistemas especiales de seguridad.- El procedimiento de eliminar el carbón residual tras un disparo del pulverizador, cuando no se dispone del adecuado flujo de aireprimario, requiere de un by-pass de control independiente que circunvala una parte de la lógica del control, precisamente la que impide operar al motor de accionamiento del pulverizador. Para impedir el mal uso de la característica que facilita el by-pass, la eliminación del carbón residual es posible por la actuación de la lógica de disparo del molino. Se ha desarrollado un sistema especial para hacer frente a un fenómeno observado en conductos tras la actuación de un disparo, que consiste en la presencia de una fina capa de carbón en polvo, en la zona del sistema de aireprimario; esta capa se debe a una nube turbulenta de polvo de carbón, que persiste después de haberse colapsado el lecho fluidificado; se puede interceptar mediante una disposición de toberas rociadoras de agua bajo la garganta del molino que actúan con la señal de disparo del molino. Junto con este sistema de rociado automático durante el ciclo de inertización y limpieza, puede funcionar otro conjunto de toberas tangenciales de lavado, mediante accionamiento manual, que mejora la eliminación del carbón residual de la trampa de piritas. XIII.6.- PULVERIZADORES AVANZADOS Clasificadores giratorios.- En la actualidad, para el sistema de combustión directa, se está reconsiderando la finura estándar del 70% que pasa a través del tamiz de 200 mesh. Si el porcentaje se eleva hasta el 80% se cumplimentan los límites de emisiones establecidos en la década final del siglo XX. Los porcentajes de finura pueden superar el 95% pasando a través de 200 mesh, pero estos niveles tan altos sólo se alcanzan cuando se utiliza un clasificador giratorio. XIII.-404

Fig XIII.18.- Diagrama esquemático lógico del sistema de seguridad

XIII.-405

Fig XIII.19.- Clasificador giratorio para pulverizador tipo EL

Fig XIII.20.- Distribución del tamaño de partículas

El diseño del pulverizador de carbón tipo EL se presenta en la Fig XIII.19, mientras que la Fig XIII.20 indica el interés de este clasificador giratorio, más efectivo en la reducción del tamaño de las partículas bastas, que reduciendo aún más el tamaño de las más finas. Se observa que la finura correspondiente al 93% pasando a través del tamiz de 200 mesh, está muy cerca del límite para grandes pulverizadores verticales.Se han desarrollado otras configuraciones de rotores clasificadores, como: - Los de jaula de ardilla - Los de diversos tipos de paletas - Los de dos etapas, con una primera de tipo estacionario Cada uno de estos clasificadores rotatorios representa una solución para problemas relacionados con: - La actualización de unidades XIII.-406

- La distribución del tamaño de partículas - El consumo energético del accionamiento - Las características operativas del pulverizador Mejoras.- En los pulverizadores de carbón MPS, las mejoras más importantes han sido: - La introducción de la segmentación en los anillos de la parte giratoria de la garganta, lo que ha reducido los costes relacionados con el desgaste por erosión - La mejora del sistema de carga variable mediante muelles resorte Lo normal es hacer funcionar los sistemas de carga de los resortes de los molinos verticales, con una carga prefijada constante; si esta carga se modifica con la carga de la alimentación de carbón al molino, tal como se muestra en la Fig XIII.21, los beneficios se concretan en: - Un reducido consumo energético a bajas cargas - La posibilidad de operar a carga baja sin vibración alguna - La pérdida reducida de presión a altas cargas, cuando se incrementa la carga de resortes por encima de los valores prefijados

Fig XIII.21.- Carga/Fuerza resorte, en MPS-89 respecto al flujo de carbón

XIII.7.- MOLIENDA ULTRAFINA Los molinos verticales de rodillos tienen un límite práctico, que corresponde al paso del 95% del producto molido a través del tamiz de 200 mesh. Conforme más fino es el producto, el material reciclado en la cámara de molienda también es más fino, por lo que la capa comprimida del carbón que se muele se hace más fluida y menos estable. Para una molienda muy fina se necesitan otros equipos, como el pulverizador tubular con carga de bolas, que ofrece un prolongado tiempo de residencia lo que propicia un producto extremadamente fino; se construyen en tamaños grandes, que son los que se precisan en sistemas de combustión directa Una aplicación interesante de la molienda muy fina consiste en alimentar con combustible sólido a los ignitores especiales que queman carbón, reduciendo así el consumo de combustibles líquidos (fuelóleos), durante la operación de puesta en servicio y durante los períodos de estabilización de fuegos en las operaciones a bajas cargas. Los molinos que emplean bolas, generalmente para molienda húmeda, cuentan con una pequeña carga de bolas en el interior de un recipiente cilíndrico que se agitan por rotación; la pulverización se produce por la molienda de los sólidos que fluyen a través de la zona de carga de las bolas. En los molinos que trabajan por fricción a alta velocidad, Fig XIII.22, el rotor tiene una serie de disXIII.-407

cos, dotado cada uno de barras de impacto que configuran una etapa de molienda; muelen combinando dos factores: - En el primero hay etapas en las que predomina el impacto - En el segundo destaca la etapa final de fricción Estos molinos han atraído la atención para la preparación de un combustible adecuado para su combustión en ignitores especiales, que sustituyan a los clásicos mecheros de fuelóleo utilizados para el encendido y estabilidad de la llama. Las etapas que se integran en la molienda están separadas por diafragmas, en las que el carbón, para pasar de una etapa a la siguiente, se mueve hacia el centro, contra la fuerza centrífuga. El carbón capturado en cada etapa constituye una superficie que protege a la carcasa del molino de un rápido desgaste; estos molinos se construyen con capacidades que llegan a las 4,5 Tm/h y pueden ser de un paso, o estar equipados con clasificadores centrífugos externos para el control de tamaños.

Fig XIII.22.- Configuración de la cámara de molienda de un molino de fricción a alta velocidad

El carbón micronizado es un carbón pulverizado tal que su 100% pasa a través de un tamiz estándar de 315 mesh. La salida de los molinos de fricción a alta velocidad tiene una finura que se corresponde con la que pasa el 98% a través del 200 mesh y el 86% a través del 325 mesh. Un carbón molido con estas características es tan fino que se puede encender fácilmente sin necesidad de precalentar el aireprimario comburente. Los molinos de fricción a alta velocidad tienen un elevado consumo energético y se puede decir que la potencia del motor es la suficiente para facilitar la energía de secado de la mayoría de los carbones.

XIII.-408

XIV.- COMBUSTORES CICLÓN http://libros.redsauce.net/

La denominación hogar ciclón corresponde a la de un recinto de fuego integrado en el hogar de una caldera, mientras que la de combustor ciclón comprende todos los fuegos como el quemador de carbón, el mechero de fuelóleo, la antorcha de gas, etc. El hogar ciclón y el combustor ciclón se desarrollaron en la década de 1940, para quemar carbones no adecuados para la combustión, como carbón pulverizado. La ceniza de estos carbones se caracteriza por una baja temperatura de ablandamiento y fusión, por lo que podría llegar en estado viscoso a los sobrecalentadores de unidades que queman carbón pulverizado, provocando serias escorificaciones. El combustor ciclón se diseñó para utilizar una serie de ventajas, como: - Costes de inversión menores en la preparación del combustible y en la operación (ya que sólo se requieren trituradores y no pulverizadores) - Un recinto de fuego de pequeñas dimensiones - Menos ceniza volante y menor ensuciamiento del paso de convección, puesto que en esta zona entra sólo del 15÷30% de la ceniza del combustible, en lugar del 80% característico de las unidades que queman carbón pulverizado. XIV.1.- DISPOSICIÓN DEL COMBUSTOR CICLÓN El combustor ciclón es un cilindro de eje horizontal, de diámetro 6÷10 ft (1,8÷3,0 m), adosado por su parte posterior a una de las paredes del hogar de la caldera, Fig XIV.1. El cuerpo del combustor ciclón está refrigerado por agua que circula por el interior de un conjunto de tubos que configuran la superficie del mismo. La superficie interior del combustor ciclón está recubierta con unas protuberancias puntiagudas, soldadas a la superficie exterior de los tubos y cubiertas con un material de revestimiento refractario, al que sirven de soporte, y que mantiene el combustor ciclón a una temperatura suficientemente alta, facilitándose el vaciado de la ceniza desde la parte inferior de la unidad y reduciendo significativamente la corrosión de los tubos. El carbón triturado y algo de airecomburente primario y terciario, entran por el frente del combustor ciclón a través de quemadores especialmente diseñados, ubicados en la parte cilíndrica frontal del mismo. En el cuerpo principal del combustor ciclón (en la parte superior de la pared cilíndrica del mismo), se crea un vórtice cuando se introduce airesecundario, de lo que resulta un flujo gaseoso recirculante y una XIV.-409

singular configuración de la combustión. Se desarrolla una capa de ceniza fundida que cubre el cuerpo del ciclón; la escoria se drena hacia el fondo del ciclón y se descarga por medio de una piquera de escoria.

Fig XIV.1.- Caldera con combustor ciclón

Fig XIV.2a.- Combustores ciclón XIV.-410

Fig XIV.2b.- Combustor ciclón

XIV.2.- PRINCIPIOS OPERATIVOS Para entender el funcionamiento de un combustor ciclón hay que estudiar la combustión del carbón pulverizado. Durante la combustión del carbón en el hogar de la caldera, la parte volátil arde sin dificultad; sin embargo, la combustión del carbono fijo del subcoque del combustible requiere de medidas especiales, para asegurar un suministro continuo de O2 a las partículas de Cinquemado. La mezcla de las partículas de carbón y de airecomburente se tiene que producir: - Con la turbulencia suficiente para que se desalojen los productos de la combustión - Para facilitar la llegada de aire fresco hasta la superficie de las partículas En los sistemas de combustión de carbón pulverizado se alcanzan estas condiciones reduciendo el tamaño del carbón a un polvo extremadamente fino, de modo que el 70% de este material pase a través del tamiz estandarizado de 200 mesh, y mezclarlo el airecomburente dotado de un movimiento rotacional; pasada esta fase inicial, las partículas pequeñas se arrastran por la corriente de aire, con una mezcla mucho menor; la combustión de las partículas de carbón se completa por medio de la difusión del O2 y de los productos de la combustión que rodean las partículas. El hogar de una unidad convencional de carbón pulverizado (relativamente grande), facilita un tiempo de residencia suficiente para que el O2 pueda penetrar en los productos de combustión que se mantienen alrededor de las partículas de carbón y para refrigerar la ceniza a fin de evitar el ensuciamiento del paso de convección. Combustor ciclón.- Quema partículas de carbón triturado relativamente grandes, que pasan en un 95% a través de la criba de 4 mesh (5 mm), según el tipo de combustible. Las partículas de carbón de este tamaño son demasiado grandes para que se puedan quemar completamente en suspensión, ya que pasarían a lo largo de todo el hogar de la unidad de carbón pulverizado, sin que se quemara por completo la totalidad de su C, por lo que las partículas grandes se tienen que retener en el recinto del combustor ciclón, con paso de aire sobre ellas para que pueda tener lugar la combustión completa. El combustor ciclón cumplimenta lo anterior mediante la formación de una capa de ceniza fundida que captura y retiene las partículas de masa mayor. Mientras las partículas grandes de carbón quedan atrapadas en la capa de escoria, los volátiles y las partículas más finas arden en suspensión, proporcionando el intenso calor radiante que requiere la combustión en la capa de escoria. XIV.-411

En condiciones ideales, todas las partículas grandes de carbón quedan atrapadas por la ceniza fundida, en la que completan la combustión de su C, dejando atrás la ceniza para conformar la capa de escoria fundida. La mayor parte de la combustión tiene lugar dentro de los recintos de fuego que constituyen los diversos ciclones integrados en la caldera por lo que, el hogar principal puede ser más pequeño que el hogar de una unidad convencional de carbón pulverizado con la que se compara. XIV.3.- COMBUSTIÓN EN CICLÓN La inyección tangencial del airecomburente principal crea un vórtice que proyecta las partículas grandes de carbón contra la superficie interior del recinto ciclón, en donde quedan atrapadas por la escoria y se queman completamente. Los gases de combustión calientes salen a lo largo del eje del ciclón y a través de su boca posterior (entrada al hogar), penetran en la caldera de la unidad. Distribución del aire.- Desde la entrada hasta la salida del combustor ciclón, el flujo ciclónico no sigue un recorrido helicoidal, Fig XIV.3; el airesecundario entra tangencialmente en el combustor ciclón a alta velocidad, y pasa a lo largo de la periferia del ciclón o zona de recirculación.

Fig XIV.3.- Configuración de recirculación de gases en combustor ciclón

En esta zona, el flujo de aire-humos que circula se aleja de la boca de salida y se acerca a la de entrada del combustor ciclón, gracias al vacío que el vórtice crea en las proximidades del extremo del ciclón donde se encuentra la entrada del quemador. El flujo general de gases calientes más cercano al eje del ciclón se desplaza hacia la boca de entrada del hogar, fluyendo desde la zona de recirculación hacia el vórtice del combustor ciclón. El tiempo de residencia del combustible en la zona de recirculación es proporcional a la velocidad del airesecundario, e inversamente a la sección de abertura de entrada al hogar. El resto del airecomburente se suministra como aireprimario y aireterciario. El aireprimario entra tangencial al combustor ciclón, en el mismo sentido de giro que el airesecundario, arrastrando carbón hacia el interior del quemador y controlando la distribución del carbón dentro del recinto del combustor ciclón. Para carbones críticos, el aireprimario se minimiza para evitar el lanzamiento del carbón bruto demasiado lejos o cercano al vórtice, aunque tampoco se debe ajustar tan bajo como para que se pueda acumular combustible en el quemador o cerca de él. El aireterciario pasa por el eje del combustor ciclón y se desplaza a lo largo del eje del recinto ciclón, controlando el vacío vorticial y determinando la posición de la zona de combustión principal, que constituye la fuente de calor radiante. Un incremento del aireterciario reduce el vacío del vórtice en el quemador, permitiendo que la zona de combustión principal se desplace hacia una zona más profunda del ciclón, acercándose a la boca de salida del mismo y a la de entrada al hogar de la caldera. Regímenes de calor.- Dentro del ciclón, el combustible sólido se quema liberando calor del orden de XIV.-412

450.000÷ 800.000 Btu/ft3h ó (4,66÷ 8,28 MWt /m3), con temperaturas de gases de combustión del orden de 3000ºF ó (1650ºC). Los regímenes de absorción de calor en las paredes refrigeradas por agua son relativamente bajos, 40.000÷ 80.000 Btu/ft2h = (414÷ 828 kW/m2), debido a que el combustor ciclón tiene una superficie proyectada comparativamente pequeña y protegida por un revestimiento refractario.  altos regímenes de liberación de calor Los  , se combinan para asegurar unas temperaturas muy  bajos regímenes de absorción de calor altas a la salida del combustor ciclón, que son necesarias para completar la combustión y para mantener fundida la capa de escoria; producen elevados niveles de NO2 característicos de los combustores ciclón que queman carbones bituminosos. El combustor ciclón atrapa y quema todo el carbón que pueda manipular; el resto del combustible no quemado, pasa al hogar de la unidad y llega a la salida de la caldera como carbón no quemado. Durante un caldeo excesivo a largo plazo, si el ciclón opera con una atmósfera reductora, se puede producir la corrosión y deterioro de los tubos, por ataque del sulfuro de hierro, pudiendo también causar problemas en el hogar de la caldera y en el paso de convección de la misma. Capa de escoria.- El intenso calor radiante y las altas temperaturas funden la ceniza, configurando una escoria viscosa que cubre la totalidad de la superficie del ciclón, con excepción del área que corresponde al frente de la abertura del airesecundario. El recubrimiento refractario del recinto contribuye a mantener fundida la escoria, limitando la absorción de calor por las paredes refrigeradas por agua. La capa de escoria se mantiene fluida y caliente gracias a la combustión y fluye constantemente desde el recinto del quemador hacia el hogar de la caldera, desde el que se lleva a través de una piquera practicada en el suelo, hacia un tanque de agua. La capa de escoria se repone constantemente mediante la ceniza del carbón que penetra en el combustor ciclón; es por ésto por lo que los carbones bituminosos quemados en combustores ciclón necesitan un mínimo del 6% de ceniza (sobre seco) y los carbones subbituminosos un 4% de ceniza. Las condiciones óptimas de combustión se alcanzan cuando el aireexceso se mantiene aproximadamente con un 2,5% de O2; si se utilizan mayores o menores niveles de O2 la temperatura de operación del ciclón tiende a disminuir. Las calderas equipadas con grandes combustores ciclón suelen quemar con mayores niveles de O2 a la salida, para proteger los ciclones de una posible corrosión provocada por la atmósfera reductora.

Fig XIV.4.- Comparación de distribución ceniza, entre escoria y polvo, en una unidad grande con combustores ciclón y en una unidad típica de carbón pulverizado

El indicador principal de la temperatura de operación del ciclón es el de la temperatura de la escoria en la piquera de salida, que depende del aporte de calor al combustor ciclón. El aporte de calor radiante indica la fracción de la combustión que tiene lugar dentro del recinto del ciclón. XIV.-413

En condiciones ideales de combustión, el ciclón puede capturar un 70% de la ceniza original del combustible, en forma de escoria, y drenar después ésta hacia el hogar de la caldera, para su posterior vertido en un tanque de escoria Fig XIV.4. VII.4.- COMBUSTIBLES IDÓNEOS El combustor ciclón puede manipular un amplio campo de carbones, desde los bituminosos bajos en volátiles, hasta los lignitos, dependiendo fundamentalmente de la preparación del combustible y del sistema de entrega; también sirve para la combustión simultánea de otros combustibles, como: - Los derivados de desechos sólidos, las virutas de madera, las cortezas de todo tipo, el subcoque (char) de carbón, los derivados de residuos, el coque de petróleo, los derivados de ruedas de caucho, etc. Los fuelóleos y gases combustibles se pueden quemar en los combustores ciclón, como combustible: - Principal - De contingencia - De puesta en servicio A largo plazo, la combustión exclusiva de fuelóleo o de gas se puede mantener sólo en un combustor ciclón con tubos desnudos, porque estos combustibles pueden destruir el revestimiento de escoria y refractario, provocando la erosión de los tubos, lo que conduce a fallos de las partes a presión de la unidad generadora de vapor. Los combustores ciclón que cambian de combustible, pasando desde carbón a fuelóleo o gas, para operar en un prolongado período de tiempo, en esas nuevas circunstancias, deben: - Desprenderse de todo su refractario - Anular la piquera y el vaciado de escoria - Limpiar todos los conductos de aire Las protuberancias de los tubos se pueden mantener, en el caso de cambio de combustible, ya que tienen un mínimo efecto sobre la absorción de calor. Tras un cambio de combustible, cuando se vuelve de nuevo a la utilización del carbón anterior, se debe reponer el refractario y restablecer la piquera de vaciado de escoria. Criterios de evaluación de combustibles.- Los carbones y otros combustibles que se pueden quemar simultáneamente en un combustor ciclón, se evalúan según diversos criterios: a) Para asegurar una combustión estable dentro del combustor ciclón: - El contenido en materias volátiles debe ser superior al 15% sobre base seca 6 ,25% sobre base seca para carbones bituminosos - El contenido en cenizas debe estar entre el  4% sobre base seca para subbituminosos b) Con carbones bajos en ceniza no se puede desarrollar ni mantener una buena y adecuada capa de escoria, por lo que ésta se puede espesar mediante el incremento de aireexceso y la consiguiente reducción de la temperatura de combustión en el ciclón, si lo permiten las demás condiciones operativas de la unidad. c) El contenido en humedad, para los combustores ciclón que queman carbón bituminoso estándar, no debe exceder del 20% Para secar el carbón con vistas a una adecuada combustión, los contenidos en humedad más elevados requieren un mayor troceado y temperaturas del airesecundario más altas. Los combustibles húmedos requieren de un sistema de presecado, habitual en los generadores de XIV.-414

vapor que queman lignitos en combustores ciclón. Otra propiedad relativa a la ceniza del carbón, es su tendencia a formar compuestos de Fe y a iniciar un ataque corrosivo del sulfuro de Fe al refractario y al cuerpo del ciclón, efecto que se puede evaluar comparando la cantidad total de S en las relaciones Fe/Ca y Fe/Mg, Fig XIV.5. Los granos de Fe solidificados que se encuentran en el suelo del ciclón durante los períodos de inactividad del mismo, constituyen un indicativo prematuro del ata-

Fig XIV.5.- Idoneidad de carbones para combustores ciclón, basada en la tendencia a formar Fe y sulfuro de Fe

que por sulfuro de Fe. XIV.5.- FACTOR T250 DE VISCOSIDAD DE LA ESCORIA Una consideración importante en la evaluación de carbones para combustores ciclón, es la característica de la viscosidad de la escoria denominada T250, que es la temperatura a la que la escoria del carbón tiene una viscosidad de 250 centipoise, y que divide a los carbones para su uso en los combustores idóneos ciclón en dos categorías  .  no idóneos A esta viscosidad, la escoria fluye con normalidad sobre una superficie horizontal. Una escoria con mayor viscosidad conduce a un flujo estacionario en el combustor ciclón y en el hogar y puede resultar demasiado espesa para atrapar las partículas de carbón no quemado con el fin de lograr una adecuada combustión. El valor máximo de T250 recomendado para todos los ciclones que queman carbones bituminosos, es de 2450ºF (1343ºC). Con el empleo creciente de carbones subbituminosos bajos en S, cuando éstos se queman en combustores ciclón estandarizados, se ha establecido un límite de T250= 2300ºF (1260ºC), que compensa el efecto de una mayor humedad del carbón sobre la temperatura de combustión en el ciclón. Para algunos carbones, el valor T250 se puede reducir conforme varía la relación de componentes Básicos de la ceniza, lo que se puede lograr añadiendo un fundente como la caliza; para asegurar una Acidos mezcla uniforme, el fundente se suministra sobre la cinta de carbón, aguas arriba del triturador. €

Si un ciclón tiene que quemar carbón con ceniza de elevada temperatura de fusión, lo mejor es ajustar el valor de T250 por medio de la mezcla con otro carbón diferente, aunque esta solución representa mayores costes en la manipulación del combustible. Tabla XIV.1- Características generales de carbones idóneos para su combustión en combustores ciclón Mínima - bituminoso Ceniza

Mínima - Subbituminoso Máxima

Humedad Volátiles T250

6% sobre seco 4% sobre seco 25% sobre seco

Combustión indirecta (bituminoso) - máx.

20% como se quema

Combustión directa (Subbituminoso) - máx.

30% como se quema

Con presecado - máx.

42% como se quema

Mínimo

15% sobre seco

Bituminoso - máxima

2450ºF (1343ºC)

Subbituminoso - máxima

2300ºF (1260ºC)

Tendencias “hierro ceniza carbón/azufre”

Ver Figura XIV.4 XIV.-415

La mezcla de carbones y la fusión de la ceniza son importantes con vistas a una política de mantenimiento aceptable. Los combustibles utilizados, que se queman al mismo tiempo, se deben evaluar individualmente haciendo especial mención al contenido de ceniza referido al % de aporte de calor. XIV.6.- TIPOS DE COMBUSTORES CICLÓN PARA CARBONES En el combustor ciclón los quemadores inyectan el carbón troceado por el extremo frontal del mismo y le imprimen un movimiento rotacional, con el mismo sentido de rotación que el del airesecundario; los combustores ciclón han equipado tres tipos diferentes de quemadores de carbón: el espiral, el vorticial y el radial, Fig XIV.6.

Fig XIV.6.- Quemadores de carbón en tres combustores ciclón

Quemador espiral.- Se utilizó en los primeros combustores ciclón, y combinaba el aireprimario y el carbón a la salida del alimentador, inyectando la mezcla según un modelo de distribución con perfil cónico. El aireterciario se admitía por el centro del quemador y controlaba la posición de la llama principal dentro del combustor ciclón, por lo que este modelo de inyección producía una alta concentración de partículas de carbón circulando alrededor de la salida del quemador, lo que provocaba una fuerte erosión en el bloque de desgaste del quemador. La mezcla de aireprimario y carbón requería de una válvula rotativa de cierre para proteger el alimentador de retorno del flujo de airecomburente caliente. En los últimos modelos de quemadores espirales la válvula se ha sustituido por una mayor altura de carbón a la salida del alimentador, lo que impide el reflujo de aire caliente hacia el alimentador y la tolva de carbón. Quemador vorticial.- Elimina el mecanismo de cierre alimentando por separado el quemador con el carbón y aireprimario que entra tangencialmente en el cilindro del combustor ciclón, igual que en el quemador espiral, generando una configuración de inyección con perfil cónico, mientras que el carbón penetra en el recinto por el eje del cilindro del combustor ciclón, lo que elimina la boca de aireterciario, aunque ajustando el aire de cierre del alimentador se tiene el mismo efecto sobre la zona de vórtice del ciclón combustor. Los bloques cerámicos de desgaste y el nuevo diseño de las entradas del quemador ciclón reducen los problemas de erosión. Quemador radial.- Elimina la erosión de los bloques de desgaste; al igual que en el vorticial, el quemador radial no mezcla el carbón y el aireprimario hasta que se encuentran dentro del recinto del quemaXIV.-416

dor; el carbón entra tangencialmente en el quemador, con el mismo sentido de giro que el aireprimario. El aireterciario entra axialmente, mientras que las partículas de carbón, al pasar por los bloques de desgaste de la boca del quemador, entran en el ciclón formando largas líneas de corriente de C concentrado; este método reduce la concentración de carbón recirculante alrededor de la boca del quemador, minimizando la erosión de los bloques de desgaste. El quemador radial es el idóneo para ciclones combustores que queman carbón bituminoso; se utiliza en unidades con combustores ciclón que queman lignitos, porque el presecado durante la preparación del combustible, antes de su introducción en el quemador, requiere la mezcla de aireprimario y carbón. Los quemadores vorticial, radial y espiral, tienen ubicaciones de entrada de carbón ligeramente diferentes; cuando se requiere el cambio de uno a otro quemador, es preciso modificar la longitud de los alimentadores de carbón. XIV.7.- CARACTERÍSTICAS DE DISEÑO HOGAR DE CALDERA PRINCIPAL.- Los combustores ciclón se construyen en tamaños que van de 6÷10 ft (1,8÷3 m) de diámetro, para unos aportes máximos de calor de (160÷425).106 Btu/h = (47÷124,6 MWt ), respectivamente. Tal como se representa en la Fig XIV.7, el combustor ciclón se ha utilizado en tres configuraciones diferentes de calderas: - Fuegos en una sola pared, con parrilla, Fig XIV.1 - Fuegos en una sola pared, con hogar abierto, Fig XIV.8 - Fuegos en dos paredes, Fig XIV.9

a) Disposición hogar apantallado en pared única ; b) Disposición hogar abierto en pared única c) Disposición hogar abierto en pared doble Fig XIV.7.- Disposición de combustores ciclón en calderas

La disposición de los combustores ciclón en calderas pueden ser desde: - Un único combustor ciclón de 6 ft (1,8 m) en una sola pared para una unidad pequeña - Hasta un conjunto de 22 ciclones combustores de 10 ft (3 m) en dos paredes para una unidad de 1100 MW En todos los casos, el hogar de la caldera es relativamente pequeño, para así poder mantener su temperatura por encima de la que requiere la piquera de escoria (en el suelo del hogar), y también para facilitar el flujo de escoria en las paredes del hogar. La cámara inferior del hogar tiene un revestimiento refractario protector, que se sostiene por medio de miles de protuberancias convenientemente soldadas a los tubos que configuran el hogar. La caldera XIV.-417

equipada con ciclones puede operar de forma continuada, con bajadas de carga hasta el 50% de la capacidad total; por debajo de esta carga, la escoria solidifica en el suelo del hogar obstruyendo las piqueras, por lo que muchas unidades están dotadas con grandes piqueras.

Fig XIV.8.- Caldera radiante con combustores ciclón (en una pared) y sistema de silo para preparación y alimentación de carbón

ENTREGA DEL CARBÓN.- Las calderas equipadas con combustores ciclón disponen de tres sistemas de entrega de combustible: - Combustión indirecta (configuración de silo) - Combustión directa - Combustión directa con presecado Configuración del silo.- Es la más simple, barata y común; con este sistema, una breve indisponibilidad de un triturador no interrumpe las operaciones de la caldera. Para preparar el carbón destinado a la carga por la parte superior de las tolvas, utiliza un par de grandes trituradoras en una torre central; el carbón triturado tiene un tamaño de partícula relativamente grande, por lo que no existen los riesgos de incendio asociados al almacenaje y manipulación del carbón pulverizado. Para eliminar los gases procedentes de la trituración del carbón requiere de un sistema de ventilación. Un sistema de silo se puede remodelar para quemar carbones con alta humedad, transformando las toberas de transferencia del carbón en un sistema simple de presecado, Fig XIV.10. XIV.-418

Fig XIV.9.- Caldera de PU con ciclones en paredes opuestas y sistema de silo para preparación y alimentación de carbón

Sistema de combustión directa.- Emplea un triturador individual, más pequeño, ubicado entre el alimentador de carbón y el quemador correspondiente a cada ciclón, que está barrido con aire caliente que elimina la humedad del carbón recién troceado, lo que conduce, cuando se queman carbones que tienen contenidos de humedad hasta el 30%, a la mejora de las características operativas del triturador y de la ignición del combustible; este sistema puede incluir clasificadores del triturado y separadores de humedad de tipo mecánico. Sistema de combustión directa con presecado.- Prepara el combustible para ciclón, cuando éste tiene que quemar lignitos y otros carbones con altas humedades. Los separadores mecánicos ciclón eliminan la humedad y los finos de la mezcla aire+carbón e introducen la mezcla directamente al hogar de la caldera, a través de la cámara de recirculación de gases; la eliminación de la humedad del carbón principal incrementa la temperatura de combustión en el combustor ciclón. XIV.-419

a) Sistema de silo

b) Readaptación sistema de silo y presecado

c) Sistema de combustión directa

d) Sistema presecado combustión directa con separador de humedad Fig XIV.10.- Sistemas de silo de combustión directa y presecado para preparación y alimentación de carbón a combustor ciclón

Con separadores de humedad, este sistema diseñado para lignitos con humedad superior al 36%, manipula carbones de mala calidad con la misma facilidad con la que los combustores ciclón del sistema estándar queman carbones bituminosos. Por lo que respecta al tamaño del carbón, la distribución preferida para los diversos grados de carbones se muestra en la Fig XIV.11. Un combustor ciclón manipula una cantidad limitada de carbón pulverizado, siendo difícil triturar carbón hasta una finura que resulte inadecuada para su combustión en un combustor ciclón, por lo que los trituradores no pueden alcanzar, en ningún caso, la capacidad de finura de un pulverizador.  alta humedad Para un carbón con  conviene mantener, durante el troceado, la má ceniza de alto punto de fusión xima producción de porcentaje de finos. XIV.-420

Fig XIV.11.- Requisitos de tamaño del carbón triturado para combustor ciclón

ALIMENTADORES DE CARBÓN.- En los combustores ciclón se utilizan diferentes tipos de alimentadores de carbón. Las primitivas unidades generadoras de vapor dotadas de combustores ciclón, se equipaban con: - Pequeños alimentadores tipo de plato  tipo de paletas o eslabones - Alimentadores volumétricos de cinta o banda continua  gravimétricos de cinta o banda continua Con la introducción de cada uno de éstos tipos de alimentadores se mejora el control y la continuidad del flujo de carbón. El alimentador de carbón que se prefiere en la actualidad es el gravimétrico de cinta, dotado con un moderno sistema de control. La exactitud de la relación Combustible para optimizar las características Aire operativas del combustor ciclón, exige disponer de un alimentador gravimétrico. € EQUIPO DE MANIPULACIÓN DE ESCORIA.Las calderas equipadas con combustores ciclón disponen de un sistema de eliminación de lechada para deshacerse de la escoria, Fig XIV.12. La escoria fundida fluye constantemente a través de la piquera del suelo del hogar de la caldera, y pasa a un tanque situado bajo el mismo, en el que se enfría y solidifica en un baño de agua. La escoria acumulada se trocea por medio de un triturador y se evacúa en diversas partidas; puede crear una acumulación de gas en la parte superior del tanque que constituye el baño de agua.

Fig XIV.12.- Sistema de manipulación de escoria con evacuación periódica para caldera equipada con combustores ciclón XIV.-421

También se puede presentar una obturación de la piquera de escoria, situada en el suelo del hogar, lo que provocaría una acumulación de CO en la parte baja del hogar de la caldera; las posibles situaciones explosivas se pueden evitar instalando y manteniendo una línea de venteo de gases, desde la parte superior del tanque de agua hasta la salida del economizador de la caldera. QUEMADORES DE FUELÓLEO Y DE GAS.- Aunque el carbón es el combustible principal de un combustor ciclón, en el mismo se pueden utilizar fuelóleo y gas, como: - Combustibles de puesta en servicio y combustibles auxiliares - Combustibles principales, empleando los sistemas de combustión representados en la Fig XIV.13 Debido a la elevada caída de presión en el airecomburente, común a todos los ciclones, estos combustores no pueden competir con otros tipos de quemadores (mecheros, antorchas) en los que el combustible principal es fuelóleo o gas.

Fig XIV.13.- Disposición de quemadores de fuelóleo y gas en combustor ciclón

El quemador de fuelóleo puede ser un simple tubo que atraviesa la entrada de airesecundario, o una lanza de fuelóleo a través de la boca del quemador de carbón. El mechero, constituido por el tubo transversal a la entrada de airesecundario, tiene una fila de agujeros radiales dirigidos tangencialmente hacia el ciclón. Este diseño se ha revelado como un excelente quemador de fuelóleo, aunque su inyección en el interior de la zona de recirculación del combustor ciclón da lugar a un régimen alto de liberación de calor, por lo que a largo plazo, los tubos desnudos pueden sufrir daños térmicos. Este quemador de fuelóleo se sigue utilizando como un equipo de emergencia, en unidades que queman carbones con altos valores de T250, para desescoriar los combustores ciclón, empleándose también para desescoriar un combustor ciclón cuando se produce una interrupción en la caldera. Un diseño alternativo utiliza un quemador de fuelóleo ubicado en el eje del combustor ciclón, que quema dentro del vórtice del mismo; este diseño crea algunos problemas en la limpieza de calderas como consecuencia de los bajos niveles de atomización que se producen con atomizadores mecánicos, problemas que se reducen utilizando grandes atomizadores por aire-vapor, que alcanzan regímenes aproximados de 4,50.108 Btu/h (32 MWt ). El quemador (antorcha de gas) se ubica en la garganta de airesecundario inyectando el gas a través de tres toberas. El combustible gaseoso (gas natural ) se inyecta directamente en la zona de recirculación y, debido a su bajo poder radiativo, en el combustor ciclón produce un menor aporte de calor, por lo que con el quemador de gas no se suelen presentar daños térmicos a largo plazo; el gas natural no calienta mucho los depósitos de escoria, como lo hace la combustión del fuelóleo, pero ayuda a desescoriar los ciclones obturados. XIV.-422

Las unidades equipadas con combustores ciclón que queman carbón, pueden sustituir este combustible por fuelóleo o por gas, durante un breve período de tiempo, sin que se produzcan daños serios. Sin embargo, el cambio de combustible para un largo período de operación, quemando sólo fuelóleo o gas, requiere que el combustor ciclón se despoje de toda la escoria y de todo el refractario, para prevenir la erosión de los tubos. XIV.8.- OTROS COMBUSTIBLES Combustibles de desechos.- Los combustores ciclón son adecuados para quemar combustibles de desechos, junto con el carbón de diseño, debido a su elevado régimen de liberación de calor. Una relación de mezcla interesante se corresponde con el 5÷ 10% del calor de entrada proporcionado por el combustible de desecho. Combustibles derivados de residuos.- Proceden de las basuras municipales, son los más ligeros y queman con más facilidad. Para minimizar el tiempo de residencia de estas partículas de combustible de desecho dentro del combustor ciclón, el punto ideal de la inyección es la antorcha de airesecundario, que debe ser lo suficientemente grande y aislada. En los ciclones, las protuberancias planas soldadas no resisten la erosión producida por las partículas del combustible. Combustibles derivados de cubiertas de caucho.- Los combustores ciclón, al igual que los hogares mecánicos y las unidades de carbón pulverizado con ceniza fundida, constituyen un procedimiento para deshacerse de las cubiertas de caucho que integran las ruedas de vehículos procedentes de desguaces. El caucho de las cubiertas facilita un excelente combustible, bajo en S, aunque su elasticidad impide las operaciones de troceado, trituración o pulverizado, clásicas en el caso del carbón; un tamaño óptimo de los trozos es de 13÷ 25 mm, y aunque la industria de desechos del caucho puede facilitar trozos de menor tamaño, su coste superaría el del carbón. Coque de petróleo.- Existen operadores de combustores ciclón que han quemado con éxito coque de petróleo, mezclado con carbón. Sin embargo, la carencia de volátiles en el coque de petróleo retrasa el quemado de este combustible, con el consiguiente incremento de la temperatura de los gases a la salida del hogar de la caldera y la correspondiente escorificación en el sobrecalentador. Virutas de madera.- Las virutas de madera, serrín, cortezas y otros productos sólidos de desecho, se queman, junto con el carbón, en los combustores ciclón. El contenido en humedad y el tamaño del combustible de residuos determinan la proporción de mezcla más adecuada. XIV.9.- CONTROL DE LA COMBUSTIÓN La relación Combustible en cada ciclón es el parámetro fundamental dentro del sistema de control Aire de la combustión. Cuando el flujo de aire es demasiado bajo, en el ciclón se desarrolla una atmósfera reductora que € conduce a un ataque corrosivo del sulfuro de Fe sobre el refractario y el armazón de protuberancias, pudiéndose llegar a un fallo de las partes a presión. En calderas pequeñas, equipadas con uno, dos o tres combustores ciclón, el equilibrado de la relación Combustible es fácil de realizar y de monitorizar; el aire comburente se suministra por conductos individuaAire les que conducen a cada uno de los combustores ciclón. €

XIV.-423

En grandes unidades, los combustores ciclón se alojan dentro de cajas de aire que suministran el airesecundario, disposición que no se adapta para una monitorización exacta del aire que va a cada uno de los combustores ciclón, por lo que las grandes calderas equipadas con éstos, operan con mayores niveles de aireexceso en comparación con las pequeñas unidades, reduciendo la posibilidad de que se desarrolle una atmósfera reductora en uno o más de los combustores ciclón, debido a desequilibrios entre los flujos.  encendedores Ignitores.- Los combustores ciclón están equipados con  fuelóleo ligero ; los ignitoignitores de   gas  res constituyen la opción más común; ambos tipos (fuelóleo ligero y gas) se ubican dentro del recinto del ciclón combustor, en el frente de salida de la tobera de airesecundario. Los primitivos ciclones utilizaban un ignitor de fuelóleo retráctil, con una capacidad térmica de 5 MWt que contaba con atomización mecánica. Para que las operaciones de puesta en servicio resulten críticas, se ha adoptado un ignitor más potente y limpio, que consiste en un mechero de fuelóleo de 7,3 MWt , que incorpora: - Un atomizador aire-vapor - Un ignitor de gas retráctil independiente que no tiene partes móviles y que se puede sobrealimentar con capacidades de entre 5 y 7,3 MWt. Cortatiros seccionales de control del airesecundario.- Los combustores ciclón se pueden equipar con cortatiros compartimentados (en secciones independientes), dispuestos a todo lo ancho de la entrada de airesecundario, lo que facilita un nivel de control que regula la combustión en el recinto ciclón. La polarización de la señal en los cortatiros permite ajustar la configuración de la combustión en el interior del recinto del combustor ciclón, incrementando el tiempo de retención del combustible dentro de recinto. La efectividad de esta técnica de control aumenta cuando se queman combustibles con alta humedad y bajos niveles de S. Funcionamiento a cargas bajas.- Los combustores ciclón no pueden operar por debajo de la mitad de la carga nominal sin que se produzca la solidificación de la escoria, siendo normal en el hogar de la caldera que se detenga el vaciado de escoria con cargas inferiores a la citada, ya que en esta situación la solidificación de la escoria tiende a obturar las piqueras. Un combustor ciclón individual puede continuar operativo y, eventualmente, puede lograr que recomience el vaciado de escoria; sin embargo, una caldera que tenga obturada la piquera del suelo del hogar, por solidificación de la escoria, se debe poner fuera de servicio para proceder a la limpieza manual de la misma. Requisitos de energía.- Las calderas con combustores ciclón tienen unas necesidades de energía muy diferentes de las que queman carbón pulverizado, por cuanto el consumo energético en la preparación del combustible es bajo (el carbón sólo se trocea y no se pulveriza), y porque no se usa un ventilador de aire primario. Hay que tener en cuenta que debido a la gran caída de presión en el combustor ciclón (5÷ 10 kPa), el consumo de los ventiladores de tiro forzado es más alto, Fig XIV.14. La diferencia entre la combustión del carbón pulverizado en combustor ciclón y en lecho suspendido,  tipo de combustible depende del   de su poder calorífico La combustión del carbón pulverizado en lecho suspendido tiene ventajas en el caso de: - Altos poderes caloríficos XIV.-424

Fig XIV.14.- Requisitos de energía auxiliar en unidades típicas de alta capacidad para combustores ciclón presurizados y para carbón pulverizado

- Altas grindabilidades - Consumo de carbones bituminosos La combustión en combustor ciclón tiene ventajas en el supuesto de bajos poderes caloríficos y en aplicaciones que utilicen carbones de baja calidad, como los carbones subbituminosos, lignitos y carbones pardos, que normalmente son difíciles de pulverizar. Para carbones bituminosos con alto poder calorífico, los menores costes de operación en unidades que queman carbón pulverizado, se deben comparar con los menores costes de inversión de los sistemas de combustión en combustores ciclón. XIV.10.- MANTENIMIENTO En un combustor ciclón, los problemas más importantes son los relativos a la corrosión y a la erosión. En un quemador: - La escoria fundida produce un ataque corrosivo del sulfuro de Fe sobre los tubos de las partes a presión - La erosión predomina en un área diametralmente opuesta a la tobera de airesecundario, en la que no se forma un revestimiento protector de escoria Tubos con protuberancias y refractario.- En las áreas recubiertas con escoria fundida, los tubos se protegen por medio de una capa de refractario, que se mantiene en su sitio mediante unas protuberancias, Fig XIV.15, que no sólo sostienen el refractario, sino que también refrigeran la superficie refractaria que está en contacto con la escoria corrosiva y, por lo tanto, retrasan la acción química de la corrosión; las protuberancias protegen al refractario y el refractario protege a las protuberancias. La experiencia ha demostrado que cuantas más protuberancias existan por unidad de superficie tubular, tanto más se mejoran las características operativas del refractario que ocupa los espacios entre las mismas. El diseño con densidades de protuberancias más elevadas facilita características operativas extraordinarias, en cuanto a su capacidad de proteger al refractario y resistir la corrosión. XIV.-425

Fig XIV.15.- Sección de protuberancias y de refractario de un combustor ciclón

Tubos con protuberancias planas.- Los tubos del combustor ciclón que se encuentran en la zona erosiva, diametralmente opuesta a la boca de entrada del airesecundario, se suelen proteger contra la erosión provocada por las partículas de combustible con pletinas rectangulares de acero soldadas a los tubos, diseño que tiene una serie de desventajas desde el punto de vista del mantenimiento. Un diseño más avanzado de protuberancias planas dispuestas al tresbolillo, ofrece las siguientes ventajas, respecto al anterior: - Fabricación más exacta de las protuberancias y menores espaciados - Menor desgaste entre protuberancias - Buena transferencia de calor, que reduce la temperatura del metal y la erosión del mismo - Tamaños más gruesos de protuberancias con vida útil más larga Experiencias más recientes con este nuevo diseño, indican que esta tecnología ofrece un diseño tan duradero como el propio combustor ciclón. Metalización.- Para mejorar y prolongar la vida de los tubos, se pueden aplicar sobre su superficie determinadas aleaciones mediante una pistola de plasma, aunque los resultados de los experimentos realizados con diferentes polvos de metalización, no han sido muy concluyentes. Algunas aplicaciones, que han utilizado revestimientos caros, han experimentado el ataque del sulfuro de Ni, que terminó por destruir el revestimiento, de forma similar a la corrosión que realiza el sulfuro de Fe sobre las protuberancias y las superficies tubulares. El armazón de protuberancias no ofrece consistencia para las aplicaciones del chorreado por plasma. Algunos revestimientos no admiten la sustitución parcial del armazón de protuberancias, a menos que se retire el revestimiento y toda la superficie tubular afectada. Refractario.- La experiencia ha puesto de manifiesto que la escoria corrosiva, en cualquiera de sus variantes, se debe mantener alejada de los tubos de la unidad, mediante un revestimiento refractario de alta densidad; la selección del refractario está condicionada por el combustible de la planta en cuestión. Trituradores de carbón.- Se han mantenido sin cambios, a lo largo del tiempo; al aumentar la utilización de los carbones subbituminosos, bajos en S y difíciles de quemar, y la necesidad de triturar el combustible tan fino como sea posible, se recomendó una determinada práctica de mantenimiento. - Los tambores se ajustaban y los molturadores se invertían con mucha más frecuencia en combustores ciclón de subbituminosos, que en las unidades de carbón estándar - Los martillos de las trituradoras se desechaban a la mitad de su vida útil, para mantener su masa de impacto en valores de diseño XIV.-426

XIV.11.- CONTROL DE LA CONTAMINACIÓN ATMOSFÉRICA Polvo.- Para cumplimentar los modernos patrones de emisión de partículas, el precipitador de una caldera equipada con combustores ciclón debe ser del mismo tamaño que el de una unidad similar convencional de carbón pulverizado. La producción de más escoria y menos cantidad de polvo (ceniza volante), que los respectivos montantes de una unidad similar de carbón pulverizado, pueden ofrecer algunas ventajas útiles significativas; en muchos casos es más fácil deshacerse de la escoria del hogar, que del polvo. Los compuestos minerales de la ceniza están fuertemente confinados en la escoria del combustor ciclón. Las propiedades físicas de esta escoria permiten su utilización como material de relleno, por ejemplo, en la construcción de carreteras o como material de chorreado, entre otras aplicaciones. Algunos combustores ciclón usan la reinyección de polvo en el quemador para deshacerse de la ceniza con más facilidad, quemando el carbono residual de la ceniza y convirtiendo más polvo en escoria; debido al desgaste experimentado por el quemador y por el ciclón, la reinyección de polvo se minimiza. Debido a las mejoras logradas en los bloques de desgaste en quemadores y armazones de protuberancias planas, la reinyección de polvo se puede mantener como una opción más para minimizar los problemas del vertido de cenizas. Reducción de SO2.- Las emisiones de SO2 procedentes del combustor ciclón, al igual que ocurre con otros sistemas de combustión, dependen del contenido en S del combustible utilizado; el método más fácil de reducir las emisiones de SO2 consiste en cambiar el carbón por otro con menor contenido en S. Para el cambio de combustible en calderas equipadas con combustores ciclón, se requieren determinados cuidados por cuanto el combustor ciclón es más sensible: - A la composición de la ceniza y su cantidad - Al poder calorífico - A la humedad del carbón Si hay que sustituir un carbón bituminoso de baja humedad, por carbones subbituminosos o lignitos de alta humedad, la instalación puede precisar de un sistema de combustión directa con presecado. En el supuesto de que el carbón seleccionado cumplimente el valor T250 la caldera se modifica para que pueda manipular carbones subbituminosos o lignitos bajos en S y humedad, mediante una serie de cambios en los componentes físicos del equipo y en los procedimientos de operación; estas modificaciones se centran en: - Evitar finuras de carbón que puedan dañar el equipo - Continuar con un intenso programa de mantenimiento - Dotar los medios necesarios para procesar un desescoriado rápido Los sistemas de lavado del carbón se instalan para minorar el S pirítico. Aunque el lavado hace que el carbón sea más fácil de quemar en los combustores ciclón, porque eleva el parámetro T250, la realidad es que las emisiones de SO2 procedentes de un carbón lavado son siempre más reducidas. Reducción de NOx.- Las calderas equipadas con combustores ciclón producen niveles de emisión de NOx relativamente altos, que van de 0,8÷ 1,9 lb/106 Btu = (1200÷ 2850 mg/m3N), estando estas cifras corregidas al 3% de O2. La combustión en dos etapas puede reducir el nivel de los NOx hasta el 50%, como ocurre en las instalaciones que queman carbón pulverizado, aunque las condiciones de esta reducción en los combusXIV.-427

tores ciclón, tienen grandes probabilidades de provocar corrosiones inaceptables. - En este sistema de control, el combustor ciclón opera en condiciones totalmente oxidantes, pero a menor carga, del orden del 65÷ 85% de la correspondiente al combustible y aire a plena carga - El combustible restante se inyecta directamente en el hogar de la caldera, con un mínimo aire de transporte, para crear la zona reductora correspondiente a la recombustión - En esta zona reductora, el combustible requemado crea un déficit de O2 reduciendo el NOx producido en el combustor ciclón, es decir, se descompone en nitrógeno molecular por medio de una serie de interacciones, con activa participación de los radicales de hidrocarburos libres - Las portillas de airesecundario ubicadas encima de la zona de recombustión, facilitan la inyección del resto de airecomburente, para lograr una estequiometría de 1,15÷ 1,20 y completar la combustión

Fig XIV.16.- Sistema de control, para bajo contenido de NOx , por recombustión en combustor ciclón

La utilización de carbón, fuelóleo o gas como combustible de recombustión, depende de la valoración económica que compara el capital invertido en un sistema basado en carbón, con el de operación cuando se emplea fuelóleo o gas. Las calderas con combustores ciclón van ganando en aceptación, debido a la posibilidad de quemar gran parte de las reservas existentes de carbón, que no resulta adecuado para su combustión en lecho suspendido, como carbón pulverizado.  recombustión en los combustores ciclón de bajo NO x La tecnología de  , permite disponer de calde postcombustión para reducci ón de los NOx ras equipadas con combustores ciclón, como equipo principal de la producción de vapor en plantas termoeléctricas.

XIV.-428

XV.- HOGARES MECÁNICOS http://libros.redsauce.net/

XV.1.- INTRODUCCIÓN Los hogares mecánicos se diseñan para que el combustible se alimente mediante una parrilla, en la que se quema con airecomburente ascendente, que pasa a través de la misma. La parrilla se ubica en el hogar de la caldera y está diseñada para evacuar los residuos o cenizas de la combustión, que quedan tras el proceso;esta tecnología se desarrolla para quemar un amplio rango de combustibles en aplicaciones industriales, en pequeñas centrales termoeléctricas y en plantas de cogeneración. El campo de los combustibles utilizados se extiende desde todos los tipos de carbones, hasta desechos de bagazo, cáscaras de almendras y arroz, basuras, etc. Los modernos sistemas de combustión en hogares mecánicos se componen de: - Un sistema de carga o alimentación de combustible - Una parrilla, estacionaria o móvil, que soporta la masa en combustión del combustible y admite a su través la mayor parte del airecomburente - Un sistema de airesecundario que completa la combustión y limita las emisiones contaminantes a la atmósfera - Un sistema de descarga de cenizas Estos componentes están integrados en el diseño del hogar mecánico, para: - Optimizar la combustión y la recuperación de calor - Minimizar el combustibleinquemado, las emisiones atmosféricas y el coste Una instalación requiere la correcta selección del tipo y tamaño del hogar mecánico, teniendo en cuenta: - El combustible que se va a utilizar - Las características de la carga y capacidad que se pretenden atender con la unidad proyectada  superior Hay dos tipos generales de alimentación de hogares mecánicos, de carga:  inferior - En los hogares mecánicos de carga superior, el combustible se suministra sobre la parrilla mediante XV.-429

cargadores, mientras que el airecomburente se alimenta desde la parte inferior de la parrilla - En los hogares mecánicos de carga inferior, el combustible y el airecomburente se suministran desde la parte inferior de la parrilla del hogar Los hogares mecánicos de carga superior se subdividen en otros dos grupos: - Con alimentación a granel - Con alimentador distribuidor Hogar mecánico de carga superior con alimentación a granel.- El combustible se alimenta continuamente por uno de los extremos de la superficie de la parrilla y se desplaza horizontalmente, con el movimiento de ésta, conforme se va quemando. La ceniza residual tras la combustión, se descarga por el extremo puesto al de alimentación. El airecomburente se introduce por la parte inferior de la parrilla a través del lecho combustible que está ardiendo. Hogar mecánico de carga superior con alimentador distribuidor.- Se introduce la parte principal del airecomburente por debajo de la parrilla, mientras que el combustible se distribuye uniformemente en toda la superficie de la misma. La fracción más fina del combustible arde en suspensión y cae sobre el flujo ascendente de airecomburente; el resto del combustible, más pesado, arde sobre la superficie de la parrilla y la ceniza residual resultante del proceso de combustión se evacúa por el extremo de descarga de la parrilla. Los sistemas de parrilla/alimentador del hogar mecánico pueden adoptar diversas configuraciones que dependen del fabricante. La Tabla XV.1 resume algunos diseños básicos de hogares mecánicos, según sea el combustible, la cantidad de calor liberada y la máxima capacidad disponible. Para una capacidad dada de vapor en la caldera, el régimen de combustión define el área plana de la parrilla y el hogar en el que se instala; consideraciones prácticas limitan el tamaño del hogar mecánico y los máximos regímenes de generación de vapor. Para la combustión de carbón, la máxima generación de vapor es del orden de 350.000 lb/h (44,1 kg/s), y para madera o biomasa, de 700.000 lb/h (88,2 kg/s). En un hogar mecánico se pueden quemar casi todos los tipos de carbones; sobre parrilla se pueden quemar las basuras, madera, cortezas, posos, cáscaras, etc, solos o en combinación con el carbón, fuelóleo y gas natural. Tabla XV.1.- Resumen de sistemas de hogar mecánico/parrilla Tipo hogar mecánico

Parrilla

Tipo Refrigeración Alimentación Retorta simple inferior Retorta doble Retorta múltiple Vibrante Agua a granel Cadena sinfín Alimentación Alternativa superior Aire Vibrante Con distribuidor Agua Parrilla sinfín

Combustible Régimen normal liberación calor Capacidad vapor 103 Btu / ft2 h ( MWt / m2 ) 103 lb/h ( kg/s ) Carbón 425 (1,34) 25 (3,15) Carbón 425 (1,34) 30 (3,78) Carbón 600 (1,89) 500 (63) Carbón 400 (1,26) 125 (15,8) Carbón 500 (1,58) 80 (10,1) Basuras 300 (0,95) 350 (44,1) Carbón 650 (2,05) 150 (18,9) Madera 1100 (3,47) 700 (88,2) Madera 1100 (3,47) 700 (88,2) Carbón 750 (2,37) 390 (49,1) Madera 1100 (3,47) 550 (69,3) Combustibles derivados 750 (2,37) 400 (50,4) de residuos

XV.-430

El sistema alimentador/distribuidor, en combinación con diferentes tipos de parrillas, se utiliza para generar vapor entre 75.000÷ 700.000 lb/h = (9,5÷ 88,2 kg/s); este sistema: - Responde rápidamente a los cambios en la demanda de vapor - Tiene una buena capacidad de regulación de la carga - Puede utilizar una amplia variedad de combustibles No es apropiado para combustibles bajos en volátiles, como la antracita y el coque de petróleo, a causa de los problemas derivados de la combustión final del C. XV.2.- HOGARES MECÁNICOS CON ALIMENTACIÓN INFERIOR Hay dos tipos de hogares mecánicos de alimentación inferior, que se diferencian por la forma de cargar el combustible y descargar la ceniza: - Hogar mecánico con alimentación del combustible horizontal y descarga lateral de la ceniza - Hogar mecánico con alimentación del combustible por gravedad En el hogar mecánico con descarga lateral de la ceniza, el carbón se alimenta desde una tolva a un canal central (retorta) mediante un tornillo o un empujador pisón. En el caso de grandes unidades, el empuje del carbón se ayuda por medio de bloques empujadores o por un fondo deslizante de la retorta, que mueve el combustible hacia arriba y hacia adentro de la retorta. Cuando el carbón se mueve hacia arriba, sobrepasa los bordes de la retorta y se distribuye sobre la superficie activa de la parrilla, de modo que queda expuesto al airecomburente y al calor radiante; entonces se produce el secado del combustible y a continuación comienza la destilación de las materias volátiles. Las características del carbón resultan críticas para las condiciones de funcionamiento de los hogares mecánicos con alimentación inferior. Conforme el carbón se desplaza hacia los laterales o hacia la parte posterior de la parrilla, se completa la destilación de volátiles, liberándose el coque, que finaliza su combustión cerca de los bordes de la parrilla o del extremo de salida de la misma.

Fig XV.1.- Vistas del hogar mecánico con alimentación inferior y de simple retorta con alimentación horizontal y descarga lateral de ceniza XV.-431

Fig XV.2.- Hogar mecánico con alimentación inferior y de doble retorta con descarga posterior de ceniza

Para producir una turbulencia alta y reducir la generación de humo, se utiliza airesecundario de alta presión sobre el lecho de combustión, incrementándose la probabilidad de escorificación, con producción de grandes aglomerados de ceniza y diversas capas de escoria. Para reducir esta tendencia y agitar el combustible en el hogar mecánico de alimentación de carga inferior, se dispone de secciones alternadas de parrilla móvil y de parrilla estacionaria. Tabla XV.2.- Características típicas de carbón para “hogar mecánico de alimentación inferior” CARBÓN

Parrilla estacionaria

Parrilla móvil

Humedad

0 a 10 %

0 a 10 %

Materia volátil

30 a 40 %

30 a 40 %

Carbono fijo

40 a 50 %

40 a 50 %

Ceniza

5 a 10 %

5 a 10 %

Btu/lb (kJ/kg), como se quema, mínimo

12500 (29075)

12500 (29075)

Índice esponjamiento libre, máximo

5

7

Temperatura ablandamiento ceniza, ºF º(C) *

2500 ** (1.371)

2500 ** (1.371)

Tamaño del combustible, in (mm)

1 (25,4) x 0,25 (6,4)

< 0,25 ; 0,25 a 0,5 ; 0,5 a 1,0

máx. 20% a través de 0,25 (6,4)

(< 6,4) ; (6,4 a 12,7) ; (12,7 a 25,4)

Proporciones iguales en los rangos

* La temperatura de ablandamiento de la ceniza es aquí la temperatura a la cual la altura del botón fundido es la mitad de su anchura, bajo condiciones de atmósfera reductora. ** Por debajo de 2.500ºF (1.371ºC), la capacidad de la parrilla móvil se rebaja linealmente hasta el 70% de la que tiene para una temperatura de fusión de ceniza de 2.300ºF (1.260ºC). En parrillas estacionarias la capacidad se rebaja linealmente hasta el 70% de la correspondiente a una temperatura de fusión de 2.400ºF (1.316ºC).

La Tabla XVII.2 detalla las especificaciones de carbón para parrillas estacionarias y parrillas móviles, aunque existen hogares mecánicos de alimentación inferior que pueden quemar satisfactoriamente carbones que están fuera de estas especificaciones. Una reducción en el porcentaje de finos ayuda a mantener poroso el lecho de combustible. Con un carbón apropiado, las unidades de simple y doble retorta se limitan a flujos de vapor que se sitúan entre 25.000÷ 30.000 lb/h = (3,2÷ 3,8 kg/s), con unos valores de liberación de calor del orden de: - Con paredes refrigeradas por agua 425.000 Btu/ft2h (1,34 MWt/m2) - Con paredes de refractario 300.000 Btu/ft2h (0,95 MWt/m2) Para unidades con múltiples retortas y descarga posterior de ceniza, parecidas a la de la Fig XV.2, la capacidad de flujo de vapor puede llegar a 500.000 lb/h (63 kg/s), para unos valores de liberación de calor del orden de 600.000 Btu/ft2h (1,89 MWt /m2), con inclinaciones de parrilla de 20º÷ 25º respecto a la horizontal. XV.-432

XV.3.- HOGARES MECÁNICOS CON ALIMENTACIÓN A GRANEL Los hogares mecánicos de carga superior con alimentación a granel se caracterizan porque el combustible se suministra por gravedad, sobre una parrilla ajustable que controla la altura del lecho. Existen dos tipos básicos de estas características, que resultan idóneos para quemar carbones: - Los de parrilla vibrante refrigerada por agua - Los de parrilla móvil articulada o sinfín El sistema de combustión combina un lecho de combustible que se mueve sobre la parrilla, y aire comburente que se introduce por la parte inferior de la misma, perpendicular al flujo de combustible, en las siguientes fases: - Cuando el combustible entra en el hogar, la capa de carbón se calienta por radiación, desprende volátiles y promueve su ignición - El carbón se continúa quemando conforme se desplaza a lo largo del hogar de la caldera - El lecho de combustible decrece en espesor hasta que todo el combustible se ha quemado y la ceniza fría se descarga a un foso Con este método de suministro y combustión del combustible, el aire bajo la parrilla se debe fragmentar a lo largo de ésta, ya que el aire requerido para la ignición, y combustión es muy diferente en las diversas zonas, produciéndose un bajo arrastre de ceniza por parte de los gases de combustión; si no se dispone de una amplia bóveda de ignición, este método es sensible a las características del combustible que afectan a la ignición. Los hogares mecánicos de carga superior con alimentación a granel requieren tolvas de carbón que no produzcan diferenciación alguna en el combustible, ya que en caso contrario, los finos podrían provocar una severa escorificación a lo largo de las paredes laterales. En la Fig XV. 3 se muestra un hogar mecánico de carga superior con parrilla vibrante refrigerada por agua, en el que: - La parrilla vibrante contiene una superficie de toberas adosadas, que están en contacto con un enrejado de tubos de agua conectados al sistema de refrigeración de agua de la caldera - La estructura global se soporta mediante placas que permiten libertad de movimientos a la parrilla y a su enrejado tubular, respecto de la acción vibratoria que transporta el carbón, desde la alimentación del combustible hasta la descarga de la ceniza - La vibración de la parrilla es intermitente y se ajusta para: El desplazamiento del combustible en el hogar El control del espesor del lecho de ceniza La descarga de la ceniza según se precise Existe una bóveda posterior que cubre el último tercio de la parrilla, que ayuda a finalizar la combustión y dirige los gases con elevado aireexceso hacia la pared frontal, para que se mezclen con los gases ricos en volátiles, procedentes de la zona de ignición. Para la mayoría de los carbones resulta adecuada una bóveda frontal pequeña. Si el contenido del combustible en materias volátiles es bajo, la ignición es inadecuada, por lo que para incrementar la radiación y ayudar a la ignición se añade refractario a la pequeña bóveda frontal. Para facilitar la turbulencia y la combustión, en estos hogares mecánicos de carga superior con alimentación a granel y parrilla vibrante refrigerada por agua, se inyecta airecomburente a alta presión a través de la bóveda frontal, hasta 30”wg , (7,5 kPa), aproximadamente. XV.-433

Fig XV.3.- Hogar mecánico de parrilla vibrante, refrigerada por agua

La refrigeración por agua del enrejado tubular hace que este tipo de hogar sea más flexible con combustibles líquidos y gaseosos, ya que el cambio a estos combustibles no requiere una protección especial de la parrilla. Los regímenes de combustión liberan calor del orden de 400.000 Btu/ft2h (1,26 MWt /m2). Por el limitado número de partes móviles que le componen, requiere menos mantenimiento. Los hogares mecánicos de carga superior con alimentación a granel con parrilla móvil articulada y los de parrilla de cadena, son similares; ambos tipos corresponden a una configuración sinfín, que pasa por las respectivas ruedas de accionamiento y de retorno, transportando el carbón sobre la parrilla a lo largo del hogar, desde la salida de la tolva hacia la descarga de ceniza, retornando el sinfín por la parte inferior de la parrilla. La parrilla articulada es una estructura continua que rodea a dos ruedas dentadas, de accionamiento y retorno La parrilla de cadena utiliza un enrejado de barras, que cuando quema antracitas facilita un mejor control de los finos de ceniza que pasan a través de la parrilla Estos hogares mecánicos de carga superior con alimentación a granel y parrilla móvil articulada o de cadena requieren más mantenimiento que las unidades de hogares mecánicos de carga superior con alimentación a granel y con parrillas vibrantes refrigeradas por agua; pueden quemar un amplio grupo de combustibles sólidos, como turba, lignito, subbituminoso, bituminoso, antracita, menudos de coque, etc, utilizando bóvedas de hogar (frontal y posterior), que mejoran las condiciones de combustión mediante el calor de radiación hacia el lecho de combustible. Cuando se queman antracitas o menudos de coque bajos en volátiles, la bóveda posterior dirige las partículas incandescentes de combustible y los gases de combustión hacia la parte frontal del hogar, en donde ayudan a la ignición del combustible entrante. Tabla XV.3.- Características típicas de carbón para “hogar mecánico de alimentación superior” CARBÓN

Parrilla vibrante refrigerada por agua

Parrilla sinfín/cadena

Humedad

0 a 10 %

0 a 10 %

Materia volátil

30 a 40 %

30 a 40 %

Carbono fijo

40 a 50 %

el resto

Ceniza

5 a 10 %

6 a 20 %

Btu/lb (kJ/kg), como se quema, Mínimo

12.500

Índice esponjamiento libre, máximo Temperatura ablandamiento ceniza, ºF º(C) *

(29.075)

10.500

2.300

(1.260)

(24.423) 5

2.100

(1.140)

Óxido de hierro, % en ceniza, máx.

20 %

20 %

Tamaño del combustible, (") (mm)

1 a 0,25 (25,4 a 19)

1 a 0 (25,4 a 0)

máx. 40% a través de 0,25 (6,4)

máx. 60% a través de 0,25 (6,4)

*La temperatura de ablandamiento de la ceniza es aquí la temperatura a la cual la altura del botón fundido es la mitad de su anchura, en condiciones de atmósfera reductora. XV.-434

Fig XV.4.- Hogar mecánico con parrilla de cadena

Los regímenes de combustión de hogares mecánicos de carga superior con alimentación a granel y con parrilla móvil, articulada o de cadena, varían según el tipo de combustible utilizado: - Los combustibles de menor ceniza (8÷ 12%) y de menor humedad (10%) permiten unos valores de liberación de calor de 500.000 Btu/ft2h (1,58 MWt/m2). - Los combustibles de mayor humedad (20%) y de mayor ceniza (20%) limitan la liberación de calor a 425.000 Btu/ft2h (1,34 MWt/m2) - Para el caso de antracitas, con muy bajos volátiles, la liberación de calor no supera los 350.000 Btu/ft2h (1,10 MWt/m2) XV.4.- PARRILLAS MECÁNICAS PLANAS En un hogar mecánico de carga superior, con parrilla móvil y alimentador distribuidor, (hogar con parrilla mecánica plana), el carbón se esparce uniformemente dentro del hogar sobre toda la superficie de la parrilla. Las partículas de combustible finas ignicionan y queman en suspensión, mientras que las más gruesas caen sobre la parrilla y se queman en un lecho delgado en un proceso específico de combustión rápida. Como el combustible se ha esparcido por igual sobre la totalidad de la superficie activa de la parrilla, el airecomburente se distribuye uniformemente bajo la parrilla y a través de la misma. Una parte del airecomburente total se admite a través de portillas situadas por encima del nivel de la parrilla, como airesecundario. El hogar con parrilla mecánica plana, es el sistema de hogar mecánico más versátil y utilizado. Combustión del carbón.- La Fig XV.5 representa una caldera diseñada para quemar carbón bituminoso, equipada con un hogar mecánico de carga superior con parrilla móvil (parrilla mecánica plana) y con alimentador distribuidor. El hogar está construido con paredes rectas tipo membrana, refrigeradas por agua, lo que minimiza el refractario requerido; para quemar carbón en parrilla mecánica plana, no se suelen utilizar las bóvedas de combustión. La instalación de un hogar mecánico de carga superior con alimentador distribuidor consta de: - Unidades de alimentadores que se encargan de distribuir uniformemente el combustible sobre toda la parrilla - Dispositivos de medida del flujo de aire XV.-435

- Equipos de captación y reinyección de polvo - Sistema de airecomburente que incluye ventiladores de tiro forzado en la cámara de aire que está debajo de la parrilla y en la parte superior del lecho de combustible - Controles de combustión para coordinar el suministro de aire y combustible, según la demanda de vapor

Fig XV.5.- Caldera de hogar mecánico con distribuidor quemando carbón; capacidad 200.000 lb/h ó (36,5 kg/s) de vapor

Fig XV.6.- Alimentador de carbón tipo cadena para hogar mecánico Detroit OT

XV.-436

Alimentadores distribuidores.- Tienen la capacidad de facilitar la carga de carbón mediante un dispositivo que lo impulsa en toda la profundidad de la parrilla, repartiéndolo uniformemente. Los mecanismos alimentadores de carbón hacia el dispositivo cargador son de varios tipos, como los de gravedad, de placas oscilantes y de transportadores aforadores de cadena. Los dispositivos distribuidores reparten el carbón dentro del hogar; incluyen los asistidos por inyección de vapor o de aire, y los sistemas de rotores de subvoleo y sobrevoleo. Los dispositivos asistidos por vapor o por aire se pueden emplear junto con los sistemas de rotores. La Fig XV.6 muestra un alimentador distribuidor en el que la cadena aforadora desplaza el carbón desde una pequeña tolva hasta caer en un rotor asistido por aire equipado con paletas curvadas, para conseguir un reparto uniforme del carbón sobre la superficie de la parrilla. Con este sistema se ha mejorado la capacidad de alimentación y distribución, con reducciones del 10 ÷ 15 % en los NOx. Parrillas para alimentadores distribuidores.- Al igual que en el hogar mecánico de carga superior con alimentación a granel, para quemar carbones de diversos rangos se han utilizado una extensa variedad de tipos de hogar mecánico de carga superior con parrilla móvil y alimentador distribuidor.  parrilla estacionaria Las unidades de hogar mecánico de carga superior con  , no se utilizan.  parrilla basculante Las unidades más comunes incorporan un hogar mecánico de carga superior con alimentador dis parrilla móvil tribuidor y   parrilla vibrante refrigerada por agua

Fig XV.7.- Alimentador de carbón tipo cadena para hogar mecánico Detroit UT

La parrilla de la Fig XV.7 cuenta con un sistema de medida de aire que elimina la necesidad de compartimentar la cámara de aire que está debajo de la parrilla, con vistas a lograr una buena distribución y un buen control del airecomburente. - Este diseño cuenta en la parte frontal y en la posterior, con cierres de aire móviles y ajustables XV.-437

- La parrilla se soporta apoyada, por lo que requiere de una junta de expansión en su unión con el hogar refrigerado por agua, ya que éste es de construcción suspendida - La parrilla es un transportador móvil sinfín, que consta de una serie de eslabones que conforman una pareja de cadenas idénticas y paralelas, a los que están ligadas las barras de la parrilla, que son las que contienen los agujeros para dosificar el aire - Las barras de la parrilla están mecanizadas para que encajen con las barras adyacentes y así minimizar las posibles fugas de aire entre ellas - Las cadenas y las barras deslizan sobre los carriles de la parrilla, sirviendo la zona de deslizamiento entre la parrilla y el carril como cierre para impedir una excesiva fuga de aire, que circunvale las toberas de admisión del airecomburente - La parrilla se desplaza desde la parte posterior hacia el extremo en el que se encuentra la alimentación del combustible (parte frontal), con lo que se facilita una óptima configuración de la distribución de las partículas mayores de combustible y el máximo tiempo de residencia para el final de la combustión - La ceniza se transporta por el extremo de la parrilla y vierte a una tolva apropiada La parrilla móvil tiene un diseño duradero, pero las partes móviles están sometidas a un desgaste no despreciable, que se minimiza manteniendo la velocidad de la parrilla por debajo de 40 ft/h (3,3 mm/s); el desgaste tiene dos facetas a resaltar: - Limitar la utilización de la parrilla móvil en algunas aplicaciones como es el caso de combustibles con alto contenido en ceniza - Reducir la liberación de calor por unidad de superficie de parrilla, así como el aporte de calor a la entrada por unidad de anchura del hogar Hay tipos de parrillas móviles, Fig XV.6, similares a la parrilla sinfín, compuestas por un conjunto de eslabones de cadena, que forman un transportador sinfín. El airecomburente de admisión pasa a través de los huecos entre eslabones; la cámara de aire que está debajo de la parrilla está compartimentada para controlar el aire. Las parrillas vibrantes refrigeradas por aire, parecidas a la de la Fig XV.3, se utilizan: - En algunas aplicaciones de parrillas mecánicas planas - En hogares mecánicos de carga superior con parrilla móvil y alimentador distribuidor La aplicación de los hogares mecánicos de carga superior con alimentador distribuidor y parrillas vibrantes, es análoga a la de los hogares mecánicos de carga superior con alimentador distribuidor y parrillas móviles; la diferencia es que las primeras son más pequeñas. Sistema de reinyección de C.- El alto grado de combustión en forma de lecho suspendido que se produce en las parrillas mecánicas planas, da lugar a un arrastre de partículas de combustible que están parcialmente quemadas. Para alcanzar la máxima eficiencia en la combustión, las partículas arrastradas (ceniza volante) se capturan en un colector de polvo y se devuelven al hogar para que completen la combustión. El sistema de manipulación de la reinyección es neumático, Fig XV.5. Las partículas de C y algo de ceniza se capturan en el colector mecánico de polvo y se dirigen a una caja de recogida, en la que se inyecta aire como fluido de transporte, para conducir el material recogido hacia el hogar de la unidad generadora de vapor. A lo ancho de la unidad se disponen múltiples portillas, para mezclar el Cinquemado uniformemente dentro de la zona de combustión y mejorar el acabado de la combustión. En la reinyección no es conveniente llegar a niveles significativos de ceniza, ya que ello contribuye a XV.-438

la erosión de las superficies de la caldera y a una escorificación en la parrilla. El colector mecánico de polvo es muy eficiente en la captura de grandes partículas, como el Cinquemado que está en las partículas arrastradas de mayor tamaño. La reinyección de Cinquemado mejora la eficiencia de la caldera un 2÷ 4%. Sistema de airecomburente.- Las unidades con parrillas mecánicas planas, operan con aireexceso del orden del 25%, medido a la salida del hogar.  Aire primario debajo de la parrilla El airecomburente se subdivide en tres:  Airesecundario encima de la parrilla  Aire del alimentador distribuidor Debido al alto grado de combustión que tiene lugar en el lecho suspendido, se inyecta aire encima del lecho de combustible de la parrilla, para completar la combustión y minimizar la cantidad de humos correspondiente; esto implica que, aproximadamente, del 15÷ 20% del aire total se utilice como airesecundar, que se inyecta encima del lecho de combustible, a la presión de 15÷ 30”wg = (3,7÷ 7,2 kPa), a través de una serie de pequeñas toberas, situadas en las paredes frontal y trasera, Fig XV.8. El proceso de combustión en parrillas mecánicas planas, con aire comburenteprimario (65% bajo la parrilla) y aire comburentesecundario (35% encima de la parrilla), es una forma de combustión escalonada y resulta efectiva para controlar la formación de NOx; utilizando escalonamientos más profundos, se pueden alcanzar reducciones en los NOx mayores. La unidad indicada en la Fig XV.7 se ha diseñado para un aireexceso del 25%; el 35% de aire que se inyecta encima de la parrilla incluye cualquier tipo de aire que se requiera por los dispositivos alimentadores de carbón.

Fig XV.8.- Sistema de aire secundario sobre el lecho, para hogar mecánico

En las paredes frontal y posterior, por encima del nivel del alimentador distribuidor de carbón, se instala una fila de toberas de airesecundario, Fig XV.8, con lo que se consigue un mayor escalonamiento del airecomburente, retrasando su aporte, hasta que los gases calientes del lecho de combustible hayan radiado algo de calor hacia las paredes de agua y rebajado su temperatura. El airesecundario se admite a través de toberas especialmente diseñadas, para conseguir una alta penetración y buena mezcla, y se diseña para una presión estática máxima de 30”wg (7,5 kPa) XV.-439

Características del carbón a utilizar.- La tecnología del distribuidor para la alimentación y combustión del carbón es muy versátil, ya que los hogares mecánicos de carga superior con alimentador distribuidor pueden operar satisfactoriamente con todo tipo de carbones, desde el lignito hasta el bituminoso, considerando como poco apropiados los que tienen menos del 18% de materias volátiles. Tabla XV.4.- Características típicas del carbón para hogar mecánico de alimentación a granel con vistas a su utilización en sistemas alimentadores distribuidores Humedad

25 % máximo *

Materia volátil

18 % mínimo

Carbono fijo

65 % máximo

Ceniza

15 % máximo

Índice esponjamiento libre

-no aplicable-

Temperatura ablandamiento ceniza * , Mínima

2000ºF (1093ºC) Máximo = 1,25 (31,8)

Tamaño carbón, in (mm)

Mínimo = 0,75 (19,1)

Máx. 40 % a través de 0,25 (6,4) * Mayor humedad requiere airecomburente calentado ** Por debajo de 2500ºF (1371ºC), la capacidad de las parrillas móviles se rebaja linealmente hasta el 70% de la que tiene para una temperatura de fusión de ceniza de 2300ºF (1260ºC). En parrillas estacionarias se rebaja linealmente hasta el 70% de la correspondiente a una temperatura de fusión de 2400ºF (1316ºC)

Los carbones bituminosos arden fácilmente sobre parrilla móvil, sin necesidad de precalentamiento; no obstante, puede ser necesario un calentador de aire cuando se pretenda mejorar la eficiencia de la unidad, siendo la temperatura de diseño para el aire de 350ºF (177ºC). La utilización de un calentador de aire restringe la selección de combustibles, tendiendo hacia los de menor contenido en Fe y mayor temperatura de fusión, para así evitar la aglutinación y escorificación en el lecho de la parrilla. Para lignitos y carbones subbituminosos con alta humedad, resulta imprescindible el empleo de un calentador de aire en el intervalo de 350÷ 400ºF (177÷ 204ºC). En hogares mecánicos de carga superior con alimentador distribuidor, se pueden quemar carbones que tengan altos contenidos en ceniza; para mantener la velocidad de la parrilla dentro de límites razonables se reduce la liberación de calor. La selección del carbón por tamaños es un problema en cualquier hogar mecánico; con un sistema alimentador distribuidor se consigue algo más de tolerancia en esta situación porque se pueden ajustar los regímenes del alimentador; en cualquier caso, la mayoría de los finos se queman siempre en suspensión y no en lecho. Selección de la parrilla.- Las parrillas mecánicas planas en hogares mecánicos de carga superior con parrilla móvil y alimentador distribuidor, se diseñan para regímenes máximos de liberación de calor por unidad de superficie, del orden de 750.000 Btu/ft2h (2,4 MWt/m2). Los hogares mecánicos de carga superior con parrilla vibrante y eliminador distribuidor se limitan a unos valores de liberación de calor del orden de 650.000 Btu/ft2h (2,05 MWt/m2). La longitud activa de la parrilla se limita a la que pueda alcanzar el carbón enviado por el alimentador distribuidor: - En parrillas móviles, la máxima es de 21 ft (5,4 m) - En parrillas vibrantes, la máxima es de 18 ft (5,5 m) La anchura de la parrilla constituye un parámetro fundamental para: - Obtener la superficie total de la misma, según las necesidades de diseño, ya que existe una limitaXV.-440

ción en la longitud - Instalar los alimentadores distribuidores que sean necesarios - Mantener un aporte de calor por unidad de anchura frontal de 13,5.106 Btu/ft.h (13 MWt/m) El régimen de liberación de calor por unidad de superficie en una parrilla mecánica plana de 750.000 Btu/ft2h (2,4 MWt/m2), se aplica también al caso de la reinyección del total de partículas procedentes de un colector mecánico de polvo; cualquier cifra mayor que la indicada incrementa la escorificación, provoca un excesivo arrastre de combustible y aumenta el total de inquemados. Cuando se emplea un tambor de accionamiento, la anchura de la parrilla es de 17 ft, (5,2 m). Si se precisan capacidades superiores, que no se puedan alcanzar con la anchura anterior, se utiliza un sistema de dos parrillas con una anchura máxima de 34 ft (10,4 m) y longitud de 21 ft (6,4 m). La máxima superficie de parrilla es de unos 700 ft2 (65 m2), que se corresponde, en el caso de que se queme carbón, con una generación de vapor máxima de 390.000 lb/h (49,1 kg/s). Evacuación de la ceniza.- Cuando el sistema de ceniza en los hogares mecánicos con parrilla móvil y alimentador distribuidor, se ha dimensionado adecuadamente y la unidad opera correctamente, la ceniza que se descarga está fría y suelta, sin aglutinar. La ceniza que sale del hogar se descarga en una tolva y, posteriormente, se evacúa mediante un sistema convencional de transporte de ceniza, sin necesidad de molienda alguna. XV.5.- COMBUSTIÓN DE CORTEZAS, MADERAS Y OTROS COMBUSTIBLES DE BIOMASA EN PARRILLAS MECÁNICAS PLANAS La Fig XV.9 representa una caldera equipada con un hogar mecánico de carga superior con parrilla móvil y alimentador distribuidor, (parrilla mecánica plana), diseñada para quemar cortezas y residuos de madera. El hogar ofrece una zona de combustión controlada y está configurado con paredes de membrana. La instalación comprende un conjunto de bocas de descarga sopladas por aire, que distribuyen de modo uniforme el combustible sobre la parrilla y dosifican el airecomburente. La instalación cuenta con:  bajo la parrilla (aire primario ) - Ventiladores de tiro forzado, para proveer el aire   sobre el lecho (aire secundario ) - Un colector mecánico de polvo (ceniza volante) - Control de combustión, para coordinar el suministro de aire y combustible con la demanda de vapor Alimentadores distribuidores de cortezas.- La Fig XV.10 representa un sistema de alimentación para boca de descarga asistida por aire, (espita neumática); en su diseño hay que tener en cuenta los siguientes factores: - La corteza se alimenta desde un silo dosificador mediante un canalón que llega a la entrada de la espita soplada por aire - El aire de combustión a alta presión, del orden de 20”wg (4,4 kPa), se introduce a través de una superficie toroidal, transversal a la anchura de la boca de descarga - Según la cantidad de corteza caída, el aire la impulsa hacia el interior del hogar a través de toda la profundidad de la parrilla - Para repartir la corteza uniformemente a lo largo de la parrilla, el aire de distribución es pulsatorio, merced a cortatiros giratorios o a un distribuidor programado XV.-441

Fig XV.9.- Caldera de hogar mecánico quemando carbón dotada de hogar con zonas de combustión controlada

Fig XV.10.- Distribuidor de combustible asistido por aire

- El flujo de salida de la espita neumática se perfila para conseguir trayectorias óptimas de las partículas de combustible - A veces se suministran alimentadores mecánicos de cortezas, con características constructivas similares a las de los equipos de hogares que queman carbón - Para alimentar las cortezas hay que instalar un número de espitas suficiente a todo lo ancho de la unidad, controlando su distribución sobre la parrilla - Las cortezas se transportan a través de unos silos dosificadores pequeños instalados en mayor número del que requiere el tipo de combustión diseñada - El exceso de cortezas que no intervienen en la combustión se devuelven al almacenamiento - Los silos dosificadores individuales están equipados con alimentadores de tornillo, que dosifican las cortezas conforme a la demanda de combustible requerido XV.-442

silos grandes Existen otros sistemas de alimentación, como  , que han tenido éxito  tolvas con fondos giratorios siempre que se utilizó un combustible de iguales características que las de diseño. Parrillas para cortezas (combustión de biomasa).- Una parrilla sinfín para combustión de cortezas es similsr a la que se utiliza en la combustión de carbón con distribuidor mecánico. Las cortezas se alimentan sobre el lecho de combustible y se distribuyen uniformemente sobre toda la superficie de la parrilla, - Aunque el diseño corresponde a una parrilla refrigerada por aire, siempre es importante mantener una capa de ceniza sobre ella para proteger las barras frente a la radiación del hogar - También se pueden emplear barras de parrilla de alta aleación, que tienen mayor resistencia a la degradación térmica Cuando se queman cortezas con bajo contenido de cenizas, las parrillas funcionan de forma intermitente. Las cortezas son combustibles de altos volátiles que, combinadas con los finos, se caracterizan por un alto grado de combustión en suspensión. La gran cantidad de volátiles y poca ceniza permiten dimensionar las parrillas mecánicas con: - Un régimen de liberación de calor que llega a 1.100.000 Btu/ft2h (3,47 MWt/m2) - Anchura máxima 34 ft (10,4 m) y profundidad 20 ft (6,1 m) Con estas dimensiones, las unidades pueden alcanzar una capacidad máxima de 550.000 lb/h (69,3 kg/s) en vapor. La ceniza de las cortezas (fundamentalmente sílice) es muy abrasiva, lo que junto a la alta temperatura de exposición de las barras de la parrilla, da lugar a un elevado y costoso mantenimiento, por lo que algunos fabricantes de estos equipos, han vuelto a introducir hogares mecánicos con parrilla vibrante refrigerada por agua o directamente por aire. La Fig XV.11 muestra una versión refrigerada por agua, en la que la combustión no es muy diferente de la que caracteriza el proceso en la parrilla sinfín.

Fig XV.11.- Hogar mecánico con parrilla vibrante refrigerada por agua XV.-443

Hay una serie de barras de parrilla con agujeros de canalización de aire, mecánicamente ligadas y soportadas por un emparrillado tubular refrigerado por agua. Para mejorar esta refrigeración se usa un cemento especial conductor del calor, estando soportada la parrilla refrigerada por agua, por un conjunto de correas flexibles. Para transportar la ceniza, a la parrilla soportada por correas flexibles se imprime un movimiento periódico de vaivén, suficiente para transportar y descargar la ceniza en la tolva de recogida. En la parrilla refrigerada por aire, el emparrillado de tubos de agua se sustituye por un emparrillado mecánico, cuyos componentes se refrigeran mediante un flujo de aire que sale por debajo de la parrilla.  simplicidad Las ventajas de las parrillas refrigeradas por agua o aire, son:  mínimo movimiento mecánico bajo mantenimiento Para la combustión de cortezas y residuos de madera, el límite del régimen de liberación de calor por unidad de superficie de la parrilla es de 1.100.000 Btu/ft2h = (3,47 MWt/m2), y la capacidad de vapor se sitúa entre 600.000÷ 700.000 lb/h = (75,6÷ 88,2 kg/s). Sistema de airecomburente.- Para las cortezas, maderas y la mayoría de los combustibles de biomasa, la combustión en hogares mecánicos requiere siempre un aireexceso del orden del 25%. La mayoría de los combustibles de biomasa son: - De alto contenido en materias volátiles sobre base seca - De tamaños de gran heterogeneidad - De combustión en lecho suspendido En consecuencia, los sistemas de airecomburente se diseñan para facilitar más airesecundario, que el que normalmente se utiliza en el caso de quemar carbón. Los modernos diseños permiten que las cantidades de aire debajo de la parrilla (aireprimario) y sobre el lecho (airesecundario), sean un 40%÷ 60% del airetotal. El diseño, la disposición del sistema de aire sobre el lecho (airesecundario), y la geometría del hogar, juegan un papel importante en la combustión completa de los combustibles. La Fig XV.9 muestra un diseño de hogar con recirculación y mezcla en la turbulencia de la parte inferior del hogar. Las grandes toberas de airesecundario dispuestas en varios niveles, proporcionan chorros de aire con alta energía que facilitan la penetración y la mezcla, mejorando así la combustión. Conforme varía la distribución de tamaños, se modifica también el grado de las respectivas combustiones en suspensión y en lecho. Una partícula de combustible que ignicione en suspensión, puede ser demasiado grande para completar su combustión y saldrá del hogar como pérdida por Cinquemado; algunos factores que influyen en las pérdidas por Cinquemado son: - El tamaño del combustible - El régimen de liberación de calor - El contenido de humedad - La reinyección Los hogares dimensionados para un régimen de liberación de calor máximo 18.000 Btu/ft2h (186 kWt/m2), pueden controlar las pérdidas por Cinquemado, de modo que se sitúen entre un 1 ÷ 3%. En algunas unidades que queman biomasa se pueden conseguir otras reducciones, mediante la reinyección del polvo o ceniza volante. XV.-444

Debido al elevado contenido en sílice y a la alta abrasividad de la ceniza volante de la madera y de las cortezas, los sistemas de reinyección de polvo no se utilizan con estos combustibles, por el alto coste del mantenimiento, a no ser que se instalen separadores de arena, (la unidad que se representa en la Fig XV.9 no incorpora ningún sistema de reinyección de ceniza volante). Como el contenido en C es mayor cuanto más grandes sean las partículas de ceniza volante, se suele utilizar un colector mecánico de polvo para separar y recoger la fracción de partículas de mayor tamaño y reducir la carga y el contenido de C en el colector, que tiene tendencia a producir incendios en el equipo de limpieza de humos. Tamaño de la parrilla.- Para la combustión de maderas y cortezas con contenido de humedad inferior al 50%, la superficie de parrilla conduce a una liberación de calor de 1.100.000 Btu/ft2h (3,47 MWt /m2). Para humedades del orden del 35%, la liberación de calor es de 1.250.000 Btu/ft2h (3,94 MWt /m2). Los hogares mecánicos de parrilla sinfín tienen limitaciones mecánicas que se pueden concretar en 20 ft (6,1 m) de profundidad equivalente de hogar y en 34 ft (10,4 m) de anchura. En general, las parrillas de hogares mecánicos son más largas que anchas, porque este diseño es más barato; para una parrilla refrigerada por agua, la profundidad viene limitada por la operatividad del alimentador distribuidor para lograr un reparto uniforme de las cortezas sobre toda la profundidad de la parrilla, del orden de 26 ft (7,9 m) y anchura 34 ft (10,4 m). Cuando se queman madera y cortezas, lo mejor para la combustión es precalentar el airecomburente; para hacer frente a las variaciones estacionales de la humedad de estos combustibles, y al interés de quemarlos junto con lechadas, la temperatura del airecomburente es de 550ºF (288ºC), temperatura que constituye el límite para la parrilla sinfín refrigerada por aire, con barras de hierro dúctil. La parrilla vibratoria refrigerada por agua puede soportar temperaturas del airecomburente de 650ºF (343ºC); en caso de necesidad se prefiere aire caliente, para el aireprimario y para el airesecundario. Hay otros combustibles de biomasa como la paja, cáscaras de arroz, bagazo, huesos de melocotón, posos de café, restos de construcciones de madera, etc., que se pueden quemar en hogares mecánicos con parrilla móvil y alimentador distribuidor, siendo los criterios de dimensionado y utilización similares a los indicados para la madera. Evacuación de la ceniza.- El contenido en ceniza de las maderas y cortezas es relativamente pequeño, predominando la sílice (ceniza muy abrasiva), por lo que hay que procurar utilizar: - Bajas velocidades - Materiales resistentes a la abrasión La escoria recogida en la parte inferior del hogar cae dentro de una tolva desde la que se evacúa intermitentemente. Debido al contenido en C y a la tendencia a incendiarse, la ceniza volante recogida en las tolvas y en los colectores mecánicos se evacúa continuamente. Para transportar el polvo a los silos de almacenamiento se utilizan sistemas de lodos húmedos o de gases inertes, prefiriéndose los sistemas húmedos por su resistencia a los incendios y menor contaminación atmosférica. Emisiones.- La instalación de cualquier nuevo generador de vapor, o la remodelación y actualización de una unidad, requiere siempre de una autorización medioambiental, por lo que es importante el predecir y controlar las diversas emisiones. La Tabla XV.5 presenta algunos valores típicos de emisioXV.-445

nes no controladas, propios de la combustión en hogares mecánicos que queman distintos tipos de carbón y madera/cortezas, valores que se pueden modificar como consecuencia de la composición del combustible y del tipo de equipo de la unidad. Tabla XV.5.- Emisiones típicas no controladas para “hogar mecánico con distribuidor” NO x ( como NO 2 ) Combustible

lb /106 Btu

CO lb /106 Btu

Pérdida C inquemado (% calor aportado) Con reinyección

Sin reinyección

Bituminoso

0,35 a 0,50

0,05 a 0,30

0,5 a 2,0

3a6

Subbituminoso

0,30 a 0,50

0,05 a 0,30

0,5 a 1,5

3a5

Lignito

0,30 a 0,50

0,10 a 0,30

0,5 a 1,5

3a5

Maderas/cortezas

0,20 a 0,35

0,20 a 0,35

0,5 a 1,5

2a5

Conversión aproximada: 1 lb/106 Btu = 1,230 mg/m3N (humo seco con 6% de exceso de O2, 350 m3N/GJ)

Tamaño aceptado

Tamaño recomendable indicado por la línea gruesa. Tamaño aceptable encerrado en la zona sombreada Fig XV.12.- Dimensionado recomendado en hogar mecánico con distribuidor, quemando cortezas de madera

El NOx se forma a partir de la oxidación de los compuestos de N2 que hay en el aire y en el combustible. Durante el proceso de combustión que tiene lugar en un hogar mecánico, la mayoría de los NOx procede del N2 que se encuentra en el combustible. La contribución debida a la oxidación del N2 que se encuentra en el aire (NOx térmico) es pequeña, debido a las relativamente bajas temperaturas del hogar mecánico. Las emisiones de NOx se controlan de forma efectiva mediante la combustión escalonada, propia de la combustión en el hogar mecánico y, también, mediante el control de los niveles de aireexceso. Para la combustión en hogar mecánico con bajos NOx, tanto de carbones como de cortezas/madera, el aireexceso es del 25%. Para controlar los NOx en los niveles más bajos de los indicados en la Tabla XV.5, se emplea un menor flujo de aireprimario y un mayor flujo de airesecundario. Otros parámetros que pueden contribuir, al mismo tiempo, a reducir la formación de los NOx con minimizar la cantidad de finos en el combustible sisten en utilizar aire  comburente a la temperatura ambiente Muchos combustibles de desechos como la paja, y otros de tipo fibroso no madereros, tienen un alto contenido en N2; los desechos comerciales, como la madera de demoliciones, están secos y queman a XV.-446

alta temperatura, produciendo elevados niveles de NOx. En la mayoría de los hogares mecánicos que queman carbón o biomasa, si estos combustibles contienen S, los gases de combustión contendrán SO2; para dimensionar y seleccionar el equipo de control, se puede suponer que todo el S pasa a SO2. Las emisiones de CO y de compuestos orgánicos volátiles dependen de la eficiencia del proceso de combustión y de la cantidad y control de finos y de aireexceso; normalmente, el CO se incrementa cuando se reducen los NOx.

Fig XV.13.- Diseño de caldera moderno de parrilla inclinada, para combustibles de bajo poder calorífico (bagazo), y alta humedad

Fig XV.14.- Caldera de parrilla inclinada, construida en Europa, para quemar residuos del aceite de palma (fibra y cáscaras)

XV.-447

Fig XV.15.- Caldera avanzada tipo (MSW), construida en Europa para futuras aplicaciones EFB

XV.-448

XVI.- CALDERAS DE LECHO FLUIDIFICADO http://libros.redsauce.net/

XVI.1.- TECNOLOGÍA DE LA COMBUSTIÓN EN LECHO FLUIDIFICADO La tecnología de la combustión en lecho fluidificado (FBC) presenta diversas ventajas para la gene combustión de combustibles sólidos ración de vapor, en la  recuperaci ón de energ ía de otros procesos .  combustión de combustibles residuales El proceso consiste en una mezcla de partículas sólidas suspendidas en un flujo gaseoso ascendente, que en conjunto presenta propiedades fluidas.  altas transferencias caloríficas al hogar de la unidad La combustión tiene lugar en el lecho con   bajas temperaturas de combustión la flexibilidad del combustible a utilizar Las ventajas del proceso radican en   las reducidas emisiones que se producen Para visualizar el proceso de fluidificación, en la Fig XVI.1a se presenta un recipiente que tiene, en su parte inferior, una cámara de suministro de aire coronada por una placa distribuidora que asegura el flujo de aire a través del lecho. La cámara superior, por encima del nivel del lecho, está llena de arena o de un material granular de forma que: - Se hace circular un pequeño flujo de aire a través de la placa distribuidora hacia la arena estática que tiene encima, pasando por los huecos de la misma. A bajas velocidades del flujo de aire, la fuerza que se ejerce sobre las partículas de arena no es grande, por lo que éstas permanecen estáticas, lo que caracteriza el lecho fijo, representado en la Fig XVI.1b - Al aumentar el flujo de aire, el fluido ejerce una fuerza mayor sobre las partículas de arena reduciendo la fuerza de contacto entre las mismas, llegándose a un equilibrio entre las fuerzas de arrastre y gravedad, momento en el que las partículas quedan en suspensión dentro del flujo ascendente de aire - El instante en el que el lecho comienza a comportarse como un fluido caracteriza la condición mínima de fluidificación que, una vez superada, Fig XVI.1c, presenta un incremento del volumen del lecho, respecto al del lecho no fluidificado XVI.-449

- Si el flujo de aire sigue aumentando, el lecho se hace menos uniforme y se forman burbujas de aire, por lo que el lecho comienza a ser algo turbulento (etapa de lecho burbujeante), Fig XVI.1d. En esta situación, el volumen ocupado por la mezcla (sólidos+aire) se incrementa de forma importante, observándose un nivel de lecho perceptible y una transición entre el lecho y su espacio superior perfectamente diáfana - Al incrementar aún más el flujo de aire, las burbujas se hacen más grandes y se empiezan a combinar entre sí, configurando grandes huecos en el seno del lecho, al tiempo que los sólidos presentes están en contacto como grupos altamente concentrados, (lecho fluidificado turbulento) - Si a la salida del recinto los sólidos se capturan y devuelven al lecho, se dice que circulan a lo largo de un bucle; esta etapa se identifica como lecho fluidificado circulante, Fig XVI.1e

a) Placa distribuidora

b) Lecho estático

c) Fluidificación mínima

d) Lecho burbujeante

e) Lecho circulante

Fig XVI.1.- Condiciones típicas de lecho fluidificado

En el lecho fluidificado circulante, al contrario que en el lecho burbujeante, no hay una clara transición entre el lecho denso del fondo del recipiente y la zona diluida superior, decreciendo gradualmente la concentración de sólidos entre estas dos regiones. El peso de los sólidos recirculados desde la salida del recinto hacia la zona del lecho es del orden de cientos de veces el peso del aire que fluye por el sistema, siendo la cantidad de sólidos en el recipiente proporcional a la cantidad de arena recirculada desde el separador de partículas, por lo que la presión diaumenta hasta alcanzar el valor necesario para mantener los sólidos en el recipiente ferencial  varía entre la parte superior e inf erior del recipiente con el flujo de aire , Fig XVI .2 

Fig XVI.2.- Influencia de la velocidad del aire sobre la caída de presión a través del lecho

a) Para flujos de aire bajos, la presión diferencial depende sólo de la masa de arena existente en el lecho, y aumenta con el flujo de aire hasta alcanzar la velocidad de fluidificación mínima, en que la arena está en suspensión dentro del flujo de aire, (lecho estático) b) Para flujos de aire mayores la presión diferencial es constante, hasta que su velocidad se hace lo suficientemente alta como para arrastrar la arena fuera del recipiente, (lecho burbujeante y turbulento) c) Para flujos de aire mucho mayores, la presión diferencial decrece conforme el sistema pierde masa, (lecho arrastrado) XVI.-450

De las condiciones de fluidificación descritas, para la producción de vapor en plantas termoeléctricas sólo se utilizan los lechos burbujeantes y los lechos circulantes. Antecedentes.- Una de las aplicaciones más antiguas del lecho fluidificado utilizaba el carbón como materia prima granular. El proceso de gasificación del carbón en lecho fluidificado de Fritz Winkler (1920), se utilizó comercialmente para producir gas a partir del carbón que se utilizaba como combustible, o como materia prima para procesos químicos; en la actualidad para producir gas de síntesis, la industria ha encontrado otras alternativas al proceso Winkler, más fáciles y baratas, a partir de gas natural o fuelóleos. Otros trabajos de investigación (1930/40) pusieron de relieve las ventajas del lecho fluidificado y del pirolizador catalítico de fluidos (reactor sólidos-gas) para la obtención de gasolinas y otros productos petrolíferos.

Fig XVI.3.- Planta de ensayo de 2,5 MWt para combustión en lecho fluidificado

En la década de 1960, para reducir las emisiones de SO2 y de NOx en las plantas termoeléctricas, se empezó a considerar que los procesos de combustión en lecho fluidificado ofrecían la posibilidad de reducirlas y fue a partir de aquí cuando comenzó el desarrollo de la caldera de lecho fluidificado quemando carbón. En la década de 1970 se realizan estudios para evaluar, en las grandes unidades generadoras de vapor de las plantas termoeléctricas, la aplicación de la combustión en lecho fluidificado a presión atmosférica, (lecho fluido atmosférico). XVI.-451

En 1977 se construyó y puso en funcionamiento una unidad de lecho burbujeante de 6 x 6 ft (1,8 x 1,8 m), cuyos resultados han contribuido al avance de la tecnología de calderas de lechos fluidificados burbujeantes atmosféricos. Entre las últimas aplicaciones de lechos burbujeantes alimentados con carbón, se encuentran algunos reequipamientos de remodelación y modernización de antiguas calderas de vapor, que están todavía en explotación. A finales de la década de 1980, utilizando conocimientos sobre lechos burbujeantes y técnicas de Studsvick AB, el mercado de calderas de lecho fluido quemando carbón se decantó por los lechos circulantes. Comparación con otros métodos de combustión.- Las cámaras de combustión de lecho fluido se utilizan para quemar cualquier tipo de combustible sólido. En un hogar convencional que quema carbón pulverizado, el proceso de combustión consiste en la oxidación de las partículas de combustible (el 70% pasan por el tamiz de 200 mesh), suspendidas en el flujo de aire y humos que existe en el hogar. El volumen de humos que rodea los quemadores es la zona más caliente del hogar, con temperaturas del orden de 3000÷ 3500ºF = (1650÷ 1927ºC), siendo el tiempo de residencia de las partículas en el hogar el mismo que el de los humos. En los hogares mecánicos se queman partículas de combustible mucho mayores que las utilizadas en las calderas de carbón pulverizado, siendo el tamaño normal de carbones bituminosos del orden de 1”÷ 1,25”= (25,4÷ 31,8 mm). La mayor parte del combustible se quema sobre algún tipo de parrilla móvil, con aire y gases pasando a través del lecho de combustible; la temperatura supera los 3000ºF (1650ºC) y el tiempo de residencia queda determinado por la velocidad correspondiente a la parrilla móvil del hogar. Para la combustión en lechos fluidificados, el tamaño del combustible se sitúa entre el del carbón pulverizado y el del hogar mecánico; para un lecho fluido, el carbón se trocea a un tamaño menor de 0,25”(6,4 mm), pudiéndose utilizar según las propiedades del carbón tamaños superiores a 1,25”(31,8 mm), o inferiores a 0,125”(3,18 mm). El carbón se alimenta por la parte baja del hogar. La densidad del lecho burbujeante es de 45 lb/ft3 (721 kg/m3) La densidad del lecho circulante es de 35 lb/ft3 (561 kg/m3) Los sólidos, en el flujo ascensional de aire y gases, se mantienen a una temperatura de 1500÷ 1600ºF = (816÷ 871ºC) Cuando el combustible se introduce en el lecho se calienta rápidamente y, superada su temperatura de ignición, se enciende y pasa a formar parte de la masa incandescente del hogar. Los flujos de aire y combustible hacia el lecho denso, en régimen permanente, se controlan de forma que en la combustión se libere la cantidad de calor deseada hacia el hogar, quemándose el combustible en un aireexceso del orden del 20%.  del gran tiempo de residencia del combustible Como consecuencia  , el combustible  de la alta temperatura del proceso de transferencia de masa se puede quemar eficientemente en el hogar de lecho fluidificado, a una temperatura considerablemente inferior a la de los procesos convencionales. Las partículas de combustible se quedan en el lecho denso, hasta que son arrastradas por los gases o se eliminan con los sólidos purgados. El tamaño de las partículas, conforme arden, se reduce hasta alcanzar uno determinado, en el que se igualan su velocidad y la de los humos, produciéndose a partir de este instante el arrastre de partículas, por lo que el tiempo de residencia dependerá del tamaño inicial de la partícula de combustible y del régimen de reducción de su tamaño por combustión y fricción. XVI.-452

En los lechos fluidificados burbujeantes, la combustión tiene lugar en el lecho, debido a la menor velocidad de los humos y al mayor tamaño del combustible alimentado. El tiempo de residencia de las partículas finas del combustible arrastradas por los humos fuera del lecho, aumenta por medio de la captación y reciclado de las partículas hacia el hogar. En los lechos circulantes las partículas que abandonan el lecho, en comparación con los burbujeantes, es mucho mayor, (ya que para los lechos circulantes se trata de un lecho flotante), lo que justifica el que las partículas se recuperen mediante un colector de polvo y se recirculen hacia el hogar. El tiempo de residencia de las partículas depende de la recuperación del colector y del reciclado de sólidos, y excede mucho del tiempo de residencia de los humos. La concentración de combustible en el lecho denso es baja; por ejemplo: - Para un combustible como la madera es difícil encontrar en el lecho una cantidad de C medible - Cuando se quema carbón bituminoso el contenido de C en el lecho es inferior al 1% - Cuando se utiliza un absorbente para la captura del S, la porción del lecho restante está constituida por ceniza, cal y sulfato cálcico - Cuando no se emplean absorbentes, está formada por arena u otro material La eficiencia de conversión del C es: - Para la madera y combustibles de alta reactividad ≈ 100% - Para carbones bituminosos > 98% - Para carbones menos reactivos y de escombreras, ligeramente inferior XVI.2.- VENTAJAS DE LA COMBUSTIÓN EN LECHO FLUIDIFICADO El motivo principal para el desarrollo de las cámaras de combustión de lecho fluidificado, fue la exigencia de tener que reducir las emisiones de SO2 y NOx; la utilización de la tecnología de combustión en lecho fluido permite quemar carbones con altos contenidos en S y obtener bajos niveles de emisión de SO2, sin necesidad de añadir equipamiento para la posterior eliminación del S contenido en los humos. Conforme esta tecnología se perfecciona, el proceso permitirá quemar carbones de baja calidad que, actualmente, son imposibles de quemar por otros métodos. En los lechos fluidos se aplican las reglas de la combustión, por lo que para cada diseño hay que tener en cuenta la composición química y el poder calorífico del combustible. Las calderas de lecho fluidificado se diseñan para que en el lecho se tenga una temperatura de operación del orden de 1500÷ 1600ºF = (816÷ 871ºC), lo que implica una serie de ventajas funcionales. Emisiones reducidas de SO2 y NOx.- Debido a la baja temperatura de operación en las calderas de lecho fluido, es posible utilizar un absorbente (caliza o dolomía), para eliminar el SO2 presente en los gases de combustión, que cuando se añade al lecho produce una reacción en el hogar entre la cal CaO resultante y el SO2 presente en los humos, reduciendo las emisiones de SO2 en más de un 90%, según sean  el contenido en S del combustible  la cantidad de absorbente que se añada al proceso  El N2 y el O2 reaccionan a altas temperaturas, por encima de 2700ºF (1482ºC), para formar los NOx; si la temperatura es menor de este valor, la formación de NOx decrece muy rápidamente de forma que con temperaturas en el lecho comprendidas entre 1500÷ 1600ºF = (816÷ 871ºC), la cantidad de NOx formado es mucho menor que la correspondiente a otras unidades convencionales similares que operan XVI.-453

a temperaturas más elevadas. En algunos lechos burbujeantes y en la totalidad de los lechos circulantes, se consiguen reducciones en la formación de NOx mayores, mediante una estratificación del airecomburente. Si sobre los humos se emplean técnicas de depuración de postcombustión, se pueden alcanzar emisiones de NOx todavía menores. Ceniza del combustible.- Las bajas temperaturas de combustión permiten quemar combustibles con un elevado factor de ensuciamiento con cenizas de bajo punto de fusión; como la combustión se realiza a una temperatura muy inferior a la del punto de fusión de la ceniza del combustible, muchos de los problemas de funcionamiento de las calderas convencionales asociados a los combustibles, se minimizan considerablemente con el empleo de lechos fluidificados. No obstante, hay que tomar precauciones frente a la concentración de metales alcalinos en el lecho, ya que podrían provocar incrustaciones, especialmente en el sobrecalentador, lo que sugiere elegir una temperatura de operación para el hogar del lecho fluidificado de 1500ºF (816ºC), para aquellos combustibles que tengan cenizas con alto contenido en metales alcalinos. Combustibles de bajo poder calorífico.- El proceso de combustión en lecho fluidificado sirve para quemar combustibles que tengan poderes caloríficos bajos, debido al: - Rápido calentamiento de las partículas del combustible debido a la gran masa de material caliente que configura el lecho fluidificado - Gran tiempo de residencia del combustible en el lecho Estas circunstancias compensan los efectos derivados de la menor temperatura de combustión, en comparación con los procesos convencionales. Cuando se queman combustibles con un alto grado de humedad, es necesario tener en cuenta el peso que adquieren los humos por el vapor de agua que llevan, situación que hay que prever en el diseño de los pasos de convección y otros componentes de la unidad. Preparación del combustible.- Para carbones con elevado contenido en ceniza, la caldera de lecho fluidificado tiene muchas ventajas en comparación con los sistemas convencionales de combustión de carbón pulverizado. Los combustibles con mucha ceniza precisan pulverizadores de mayor potencia cuando se queman en hogares de carbón pulverizado. Cuando combustibles con mucha ceniza se utilizan en un hogar de lecho fluidificado, se trocean en tamaños de menos de 0,25” (6,4 mm). Una caldera de lecho fluidificado se diseña para quemar una amplia gama de combustibles, más de los que corresponden a los otros métodos alternativos de combustión; no obstante, una vez diseñada la caldera de lecho fluidificado para una determinada gama de combustibles, se pueden admitir algunas desviaciones en los valores de diseño para que la unidad funcione correctamente; la caldera de lecho fluidificado circulante es más flexible que la burbujeante. XVI.3.- CALDERAS DE LECHO FLUIDIFICADO A PRESIÓN ATMOSFÉRICA Calderas de lecho fluidificado burbujeante.- La Fig XVI.5 representa los componentes principales de una caldera de lecho fluidificado burbujeante, en la que el lecho tiene una profundidad de 4 ft (1,2 m); la Fig XVI.6 muestra la distribución de densidades del material, en la que el tramo de caída vertical de la densidad indica la parte alta del lecho. XVI.-454

- Uno o dos calderines -Opción para reducir las emisiones de NOx y SO2 Caracter ísticas de dise ño:  - Queman madera húmeda y otros combustibles de potencia calor ífica entre ( 2800÷3500 Btu/lb ) - Re ducen el volumen de lodos mientras producen vapor

- Apoyadas por abajo: hasta 225.000 lb/h ( 28 ,4 kg/s ) Capacidad de nuevas unidades:  - Soportadas por arriba: de 225,000÷700000 lb/h ( 28,4÷88,2 kg/s ) Capacidad readaptaciones: Hasta 1.000.000 lb/h (126 kg/s) Presión de vapor: 2400 psig (16,5 MPa) Temperatura de salida del sobrecalentador: hasta 950ºF (510ºC) Combustibles: Capaz de quemar una amplia variedad de combustibles convencionales y residuos combustibles con alta humedad, como: - Residuos de madera y cortezas - Lodos de reciclado la fabricación de papel - Lodos de depuradora - Combustibles derivados de neumáticos - Petróleo y gas natural ; Carbón Fig XVI.4.- a) Caldera de lecho fluidificado burbujeante; b) Caldera de lecho fluidificado circulante

Fig XVI.5.- Esquema de caldera con lecho fluidificado burbujeante

XVI.-455

Fig XVI.6.- Perfil de la distribución de densidades en el hogar de la caldera con lecho fluidificado burbujeante a presión atmosférica

La superficie de transferencia de calor de haz tubular, se coloca en el lecho, para lograr: - El balance energético - La temperatura de operación que se desee alcanzar Para combustibles de bajo poder calorífico, esta superficie se reduce a un mínimo e, incluso, puede que no exista. En cualquier caso, la temperatura del lecho es uniforme y siempre se mantiene dentro de un margen de ± 25ºF (14ºC), como consecuencia de la mezcla de gases y sólidos que tiene lugar. La caldera de lecho fluidificado burbujeante que quema carbón incluye un sistema de recirculación que separa los sólidos de los gases que salen del economizador y los recircula hacia el lecho; esta operación maximiza la eficiencia de la combustión y la captura de S. La recirculación de sólidos se limita al 25% del peso de humos, y para combustibles muy reactivos se suele suprimir. Los lechos fluidificados burbujeantes que queman carbón, operan con una velocidad superficial de humos, a plena carga, comprendida entre 8÷ 10 ft/s (2,4÷ 5 m/s). El tamaño máximo de material del lecho corresponde al que pasa por el tamiz de 600 micras.

Fig XVI.7.- Esquema de caldera con lecho fluidificado circulante XVI.-456

Calderas de lecho fluidificado circulante, (CFB).- La Fig XVI.7 representa los componentes principales de una caldera de lecho fluidificado circulante y la Fig XVI.8 el perfil de la distribución de densidades del material en el hogar de la caldera. El lecho denso de este tipo de caldera no tiene ningún banco tubular de superficie termointercambiadora. por las paredes del hogar La absorción de calor se realiza  ; ésto  por la superficie interior de los muros y paredes divisorias es posible debido a la gran cantidad de sólidos que recirculan por el interior y por el exterior del hogar. El calor transferido a las paredes del hogar es suficiente para facilitar la absorción calorífica necesaria para mantener la temperatura de referencia del lecho, del orden de 1500÷ 1600ºF = (816÷ 871ºC), con una velocidad superficial de gases a plena carga de 20 ft/s (6,1 m/s), y un tamaño de sólidos máximo de 590 micras en el hogar inferior, con un tamaño promedio entre 150÷ 200 micras.

Lecho diluido

Nivel inyección aire secundario Zona primaria

Fig XVI.8.- Perfil de la distribución de densidades en el hogar de la caldera con lecho fluidificado circulante a presión atmosférica IR-CFB

XVI.4.- EMISIONES Las emisiones contaminantes procedentes de las calderas y de los procesos de combustión de elevada potencia, varían en cada país, aunque los componentes y productos que son objeto de control y regulación, suelen ser los mismos. - El dióxido de azufre SO2  - Los óxidos de nitrógeno NOx Los principales productos de referencia son:  - El monóxido de carbono CO - Los hidrocarburos y partículas en suspensión Las calderas de lecho fluidificado se diseñan para quemar combustibles sólidos, al tiempo que controlan muchas de las emisiones contaminantes. € Dióxido de azufre, SO2.- Cuando se queman combustibles que contienen S, la mayor parte de éste se oxida y pasa a SO2 formando parte de los gases de combustión. Cuando se añade caliza al lecho, tiene lugar un proceso endotérmico (calcinación) para formar la cal CaO: CaCO3 ( sól ) + 766 ( Btu/lb) de CaCO3 ⇒ CaO( sól ) + CO2 ( gas ) XVI.-457

la cual una vez formada reacciona con el SO2 de los gases y con el O2, según un proceso exotérmico, formando sulfato cálcico CaSO4, según la reacción: SO2 +

1 2

O2 + CaO( sól ) ⇒ CaSO4 ( sól ) + 6733 Btu/lb( de S)

Para las temperaturas de operación de un lecho fluidificado el sulfato cálcico CaSO4 es químicamente estable, se elimina en forma sólida, y se puede vender. Las primeras instalaciones de combustión en lecho fluidificado se realizaron en calderas de proceso directo (de un paso), en las que el carbón y la caliza: - Alimentaban la cámara de combustión - Reaccionaban en la misma - A continuación salían del sistema La eficiencia de la combustión y de la captura de S quedaban por debajo de los valores esperados en el diseño. Para mejorar la instalación, una parte de los sólidos que salían del hogar (ceniza, CaSO4, C y cal) se separaba de los gases mediante un colector de polvo situado entre el economizador y el calentador de aire, y se recirculaba inyectándolos en el hogar para facilitar otras reacciones. La Fig XVI.9 representa el efecto de la recirculación de sólidos sobre la captura de S en un lecho fluidificado burbujeante, limitando los valores del recirculado a un máximo de 2,5 veces el de combustible, como resultado de consideraciones de tipo práctico relativas al tamaño y disposición de los equipos.

Fig XVI.9.- Relación entre la captura de azufre y la tasa de reciclado

En el lecho fluidificado circulante, aguas abajo del hogar, se coloca un colector-separador primario, diseñado especialmente para la recirculación de todos los sólidos capturados, por lo que la captura de S y la eficiencia de la combustión se mejoran, con relación a los lechos fluidificados burbujeantes. Algunos diseños incluyen un segundo colector-separador situado aguas debajo de la zona de convección, debido al incremento de la concentración de partículas finas en el hogar. Todas estas mejoras son consecuencia de los mayores tiempos de contacto sólido-gases y de la mayor superficie de las partículas finas, que están en contacto con los gases. En el lecho fluidificado circulante es normal una reducción del 90% de SO2 para una relación molar 2
800 micras hc =

3600 D p ρ g c p v k (1 − e) { C1 + ( C2 )} Dp k

en las que: Ftub es un factor adimensional de la disposición tubular (sólo al tresbolillo) hc(tubo simple) es el coeficiente de transferencia térmica del tubo simple, Btu/ft2hºF, (W/m2ºK) e es el porcentaje de huecos del lecho kgases es la conductividad térmica de los gases, Btu/fthºF (W/mºK) dtubo es el diámetro exterior del tubo, ft (m) G es el flujo másico del gas, lb/ft2s (kg/m2s)

ρ part es la densidad de las partículas, lb/ft3 (kg/m3) ηg es la viscosidad de los gases, lb/ft s (kg/m s) ρ g es la densidad de los gases, lb/ft3 (kg/m3) Dp es el diámetro medio de las partículas, ft (m) C1 y C2 son constantes experimentales, adimensional cp es el calor específico de los gases, Btu/lbºF (J/gºK) v es la velocidad nominal de los gases del lecho, ft/s (m/s) Para convertir los coeficientes de transferencia de calor relativos a tubos sueltos, en otros aplicables a bancos tubulares, se usa la ecuación:

Ftub =

4

1− (

Do 2 Do + ε y ) ε x Do + ε y

 D0 es el diámetro exterior del tubo, (" ) ( mm) en la que: ε x es el espaciado entre tubos normal al flujo, (" ) ( mm) ε y es el espaciado entre tubos paralelo al flujo, (") ( mm)  El coeficiente de transferencia de calor por radiación es: hr = σ ε

4 − T4 Tgas pared Tgas − Tpared

 ε es la emisividad global media en la que:  σ = 0 ,1 713. 10 -8 Btu/ft 2 hº R4 = ( 5 ,678.10 -8 W/m2 º K 4 )  Tgas es la temperatura de los gases en el lecho ; Tpared la de la pared , º R (º K )  La emisividad global media en hogares burbujeantes, es ≈ 0,8 y depende de la emisividad y tamaño de las partículas. El coeficiente global para un haz tubular sumergido es de: 49÷ 60 Btu/ft2hºF = (227÷ 341 W/m2ºK). Desde lecho denso a paredes.- Para evaluar el coeficiente de transferencia térmica por convección, se puede utilizar la ecuación propuesta por Mickley, que incluye una constante experimental C3, en la forma: hc pared = C3 (

3600 ρ part ( 1 − e ) V −0 ,263 ) D 3p

Si las paredes en la zona del lecho burbujeante están cubiertas con refractario, en la ecuación que XVI.-466

facilita el valor del coeficiente global U0 habrá que añadir la resistencia debida al refractario, que también afecta al cálculo del coeficiente de radiación hr. El refractario apenas influye en el valor del parámetro hc pared . Desde la zona de desprendimiento a tubos.- En períodos de funcionamiento con un bajo nivel de lecho, es posible que una parte de los tubos superiores del banco tubular no queden sumergidos, quedando al descubierto. Cuando esa porción tubular se encuentra al descubierto en la parte baja de la zona de barboteo, el cálculo de la transferencia de calor se realiza en una parte especial del lecho. El contenido de partículas en el flujo de humos es mucho menor que en el lecho y decrece exponencialmente con la altura, por lo que la transferencia de calor a la fracción de tubos no sumergidos decrece muy rápidamente. Una ecuación empírica desarrollada, es: hcexterior tubo expuesto hmexterior tubo sumergido

= exp {- (

10 + HL 22 25,8 ) }

siendo: HL la altura de los tubos expuestos (no sumergidos) Desde la zona de desprendimiento a paredes.- Para paredes verticales en la zona de desprendimiento, el coeficiente de convección se evalúa en la forma: hc pared = C4 {1 − C5 (1 − e )} + hcg siendo C4 y C5 constantes experimentales. El coeficiente hcg = 0 ,023    siendo:    

kgas Dequiv.caldera

(

3600 c p( gas ) µ g 0 ,3 Dequiv.caldera G 0 ,8 ) ( ) kgas ηg e

kgas la conductividad térmica de los gases , Btu/ftºFh Dequiv.caldera es el diámetro equivalente de la caldera, ft c p( gas ) es el calor específico de los gases , Btu/lbºF η g es la viscosidad de los gases , lb/ft.s G es el gasto másico de gases , lb/ft 2 s

La porosidad e se refiere al lecho denso y no a la zona de desprendimiento (zona de barboteo). La altura de esta zona se dimensiona para conseguir un aumento del tiempo de residencia de por lo menos 1 segundo. En la parte superior del hogar.- Esta parte de la unidad se estudia de igual forma que en las calderas convencionales. La diferencia radica en la emisividad de la mezcla sólidos+gases, ya que el contenido de sólidos en los gases es mucho más elevado que en el caso de las calderas convencionales, quemando carbón de altas cenizas, por lo que se pueden alterar las propiedades radiativas. b) LECHO CIRCULANTE.- Las calderas de lecho fluidificado circulante no incorporan superficies de bancos tubulares sumergidos, por lo que la absorción de calor se realiza por las paredes del cerramiento y los tabiques divisores internos del hogar, pudiéndose citar las paredes divisoras y las paredes aletas. La transferencia de calor en estos hogares se determina fraccionándole en dos regiones: - La que comprende el hogar denso - El resto del hogar XVI.-467

Desde el lecho denso.- La transferencia de calor es similar a la del lecho denso a paredes de caldera de lecho burbujeante, aunque hay diferencias, ya que aquí el régimen es turbulento, en lugar del característico barboteo propio del burbujeante. Desde la zona de desprendimiento y la parte superior del hogar.- La zona que está encima del lecho denso, (por debajo del nivel de inyección del airesecundario para producir el lecho circulante), se denomina zona de desprendimiento. transición La parte superior del hogar incluye las zonas de  , Fig XVI.8, en las que la transferen régimen libre cia de calor de lecho a paredes se estima considerando tres procesos en paralelo: - Conducción de partículas - Convección de gases - Radiación a) En la conducción de partículas, el calor se transfiere de éstas a las paredes por conducción. La pérdida de energía de esta fase se repone mediante intercambios de materia y energía con el núcleo central del flujo ascendente de sólidos y gases de combustión. b) La convección de los gases es la forma de transferencia de calor predominante en las zonas de las superficies termointercambiadoras que no están en contacto con las partículas, y tiene poca influencia cuando el contenido de sólidos es muy elevado. En las partes superiores del hogar, donde la concentración de sólidos es relativamente baja, la convección de los gases es pequeña si se compara con la radiación. Para evaluar los coeficientes de transferencia térmica de las partículas por convección, se han propuesto ecuaciones que incluyen parámetros que tienen influencia predominante sobre el tamaño de las partículas y sobre la densidad aparente de la mezcla. c) La radiación tiene lugar de forma similar a la que se presenta en los hogares convencionales. En la parte del hogar que está por encima del lecho denso, la emisividad global es función de las propiedades radiativas de los gases, de los sólidos y del tipo de superficie de absorción de calor; un valor aproximado es ε = 0,5. Un hogar de lecho fluidificado circulante, cuando existe una elevada recirculación de sólidos, opera en condiciones isotermas a plena carga desde la parte inferior a la superior; la transferencia global de calor se determina mediante la curva de distribución de densidades y de un tamaño medio de partículas. Cuando la recirculación de sólidos se reduce y se opera a bajas cargas, el hogar es cada vez menos isotermo, por lo que se necesitan procedimientos complicados para el cálculo de la absorción de calor por el hogar. Uno de ellos consiste en dividir el hogar, verticalmente, en un gran número de zonas pequeñas, de forma que en cada una de ellas se puedan considerar constantes las variaciones de temperatura y densidad; la ecuación utilizada para la transferencia de calor es:

U0 =

1 1 + Rref + Rm + Rft hc + hr

siendo: hcg = 0 ,023

n  hc = hc + hcg = C6 ρ m gas D part + hcg partícula  4 , con :  Tg4 − Tpared h = σ ε  r Tg − Tpared

kgas Dequiv.caldera

(

3600 c p( gas ) µ g 0 ,3 Dequiv.caldera G 0 ,8 ) ( ) kgas ηg e

Los coeficientes de transmisión de calor en función de la densidad en lecho fluidificante circulante representados en la Fig XVI.13 se han obtenido a partir de datos experimentales y de laboratorio para un amplio rango de densidades y dos tamaños de partículas. XVI.-468

a) Granos de arena de 250 micras b) Granos de arena de 170 micras Fig XVI.13.- Coeficiente de transmisión de calor en función de la densidad en lecho fluidificado circulante de diversos granos de arena y temperatura 1562ºF (850ºC)

XVI.7.- BALANCES DE CALOR Y DE MATERIA Los balances de calor y de materia que intervienen en el diseño de una caldera se realizan para fijar los caudales, composición y temperatura de todos los flujos que entran y salen del sistema; para ello, la caldera se subdivide en zonas y mediante un proceso iterativo de los balances de calor y de materia, en cada una de ellas, se consigue llegar a la solución final. El calor sensible de los sólidos es un factor importante en las calderas de lecho fluidificado, y es el que manifiesta la diferencia más notable en los balances de calor y de materia entre una caldera de lecho fluidificado y otra convencional. BALANCE DE MATERIA.- Cuando se utiliza caliza como absorbente tienen lugar unas reacciones que afectan al balance de sólidos: CaCO3 ⇒ CaO + CO2 MgCO 3 ⇒ MgO + CO2 CaO + SO2 +

1 2

O 2 ⇒ CaSO4

Durante la calcinación hay una pequeña pérdida de sólidos, consecuencia de la formación endotérmica del CO2 a partir del CaCO3 y, posteriormente, se presenta una ganancia similar en la sulfatación exotérmica del CaSO4 Los parámetros que caracterizan el funcionamiento de la caldera son: - La relación Ca S escogida - La cantidad de S que ha reaccionado - El análisis elemental de la caliza Balance de materia en lecho fluidificado circulante.- Un ejemplo del balance de materia en una caldera de lecho fluidificado circulante a presión atmosférica, se indica en la Fig XVI.14. Hay que tener en cuenta que dentro de la caldera se produce una cantidad importante de sólidos en recirculación. Desde el punto de vista del balance global de materia, los sólidos que entran en el hogar pueden salir: - Como material relativamente grueso a través del drenaje del lecho, ó - Como material fino que se evacúa tras su paso por el área de convección Las partículas finas que salen del lecho y se recirculan, abandonan el sistema tras recorrer el área de convección de la unidad, a través de un separador colector de polvo o de un multiciclón. XVI.-469

Fig XVI.14.- Esquema para el balance de materia en caldera de lecho fluidificado circulante

En lo que sigue, se supondrá que en la caldera entra un absorbente que experimenta reacciones complejas de calcinación y sulfatación y que el combustible se quema por completo formando sólo cenizas. Estos flujos no se deben confundir con el de absorbente no utilizado y con el de combustible que alimenta la caldera. La definición de los parámetros representados en la Fig XVI.11 y las expresiones que se utilizan en los balances de materia se recogen en la Tabla XVI.1; las fracciones elutriadas Ea, Es y Ei dependen de la ceniza del combustible, del absorbente y de la materia inerte que haya en el sistema, valores que se determinan siempre de forma experimental. Tabla XVI.1.- Parámetros del balance de materia Flujo de entrada de sólidos (ISF), lb/h (kg/s) ISF

ISFa + ISFs + ISFi

ISFa

ceniza del combustible y carbono no quemado (inquemado)

ISFs

absorbente de postcalcinación y postsulfatación material inerte del lecho SiO2 y H2 O

ISFi

Fracciones elutriadas que salen de caldera, adimensionales Ea

ceniza

Es

absorbente

Ei

material inerte

E =

Ea (ISFa) + Es (ISFs) + Ei (ISFi) ISF

Parámetros adicionales BDF

flujo de drenaje del lecho, lb/h (kg/s)

BHC

flujo capturado en filtro de sacos, lb/h (kg/s)

CPSF flujo de sólidos en paso de convección, lb/h (kg/s) ESF

flujo externo de sólidos, lb/h (kg/s)

LVF

flujo en válvula L, lb/h (kg/s)

MCC

flujo capturado en multiciclón, lb/h (kg/s)

MCP

flujo de purga en multiciclón, lb/h (kg/s)

MCR

reciclado de multiciclón, lb/h (kg/s)

MCRc capacidad del sistema multiciclón, lb/h (kg/s) NIFUG eficiencia del reciclado en U en el hogar N M C eficiencia del separador-colector de partículas calientes N UB flujo específico de materia exterior (ESF/A) referido a la sección (A) de la parte superior hogar (kg /m2seg) XVI.-470

Los valores de NUB, NM C y E, tanto para los componentes entrantes como para el total de sólidos, están relacionados entre sí, por el siguiente balance de materia: ESF(1 - NUB ) ( 1 - NMC ) + MCP = E( ISF ) Los pasos para establecer un balance de materia en un lecho fluidificado circulante, son: ISF se define con las entradas de combustible y caliza; la entrada de caliza es proporcional a la de combustible y se calcula para que efectúe la retención deseada de S E se define con datos experimentales ESF se adopta por consideraciones de diseño del hogar NMC y NUB se fijan por la experiencia BDF = (1-E) ISF LVF = (ESF) NUB CPSF = ESF (1-NUB) BHC = ESF (1-NUB) (1-NMC) MCC = ESF (1-NUB) NMC MCP = E (ISF) - BHC = MCC - MCR MCR = ESF (1-NUB) - E (ISF) = CPSF - E (ISF) Se observa que la pérdida correspondiente al filtro de sacos (BHC) se considera despreciable. Con los adecuados valores de E, NM C y NUB, el máximo flujo de sólidos en el paso de convección (CPSF) no es superior a la mayor carga de sólidos en el paso de convección. Casi siempre se puede diseñar una caldera (CFB) con purga (MPC) nula del multiciclón. Balance de materia en lecho burbujeante.- Para estas calderas se tiene: ISF igual que en lecho circulante E se selecciona sobre datos empíricos BDF = (1-E) ISF La capacidad del sistema multiciclón (MCRC) se define por datos empíricos y siempre proporcionalmente al combustible. NMC se fija experimentalmente y según la utilización deseada del absorbente y la conversión de C CPSF = E (ISF) + MCRC MCC = (CPSF) NMC BHC = CPSF (1-NMC) MPC = MCC - MCR MCR = MCRC Si: MCP < 0, se hace MCP = 0 y MCR = MCC BHC = E (ISF) MCR = E (ISF) NMC/(1-NMC) CPSF = E (ISF)/(1-NMC) BALANCE DE CALOR.- En la zona de máxima liberación de calor de los hogares de carbón pulverizado, de los combustores ciclón y de hogares mecánicos, se transfiere poco calor desde los humos, por lo que éstos alcanzan una elevada temperatura antes de que se refrigeren por la superficie de cerraXVI.-471

miento del hogar. Sin embargo, en la combustión en lecho fluidificado, el calor se transfiere desde la zona de máxima liberación de calor con un régimen mucho mayor, por lo que la temperatura máxima de los humos se limita a un nivel que es inferior al anterior. En la combustión en lecho fluidificado burbujeante, el proceso de extracción de calor se realiza por una superficie termointercambiadora de refrigeración, sumergida en el lecho activo de sólidos calientes y del combustible en fase de combustión. En el sistema de lecho circulante, los sólidos que existen en gran cantidad extraen el calor desde la zona de combustión activa y lo transfieren a la superficie termointercambiadora de la unidad, pasando por el hogar. La posibilidad de modificar la cantidad de calor extraído desde el proceso de combustión, para alcanzar el nivel de temperatura deseado, hace muy flexible el diseño de cualquier caldera de lecho fluidificado. El exceso de calor (diferencia entre el calor que entra en el lecho con el combustible y aire, y el que sale) como consecuencia del propio proceso de combustión y la radiación correspondiente al resto del hogar, se absorbe por los tubos sumergidos en el lecho y por las superficies termointercambiadoras del cerramiento del lecho. La misma temperatura del lecho se puede lograr de dos formas: - Si el poder calorífico del combustible disminuye, se precisa menos superficie sumergida - Si el poder calorífico del combustible aumenta se necesita más superficie sumergida Con un poder calorífico extremadamente bajo no se utiliza superficie sumergida y esa zona del cerramiento se recubre con refractario (para minimizar la extracción de calor en el lecho) caso que se presenta cuando se queman lodos transportados por tubería con alta humedad. En el diseño de lechos fluidificados circulantes, hay que tener en cuenta todas las superficies de transferencia térmica del hogar, al realizar cualquier balance de calor. La cantidad de materia que circula entre el hogar y el separador colector primario, (la cual regresa al hogar por recirculación), determina la densidad media de los sólidos en el hogar. El coeficiente de transferencia de calor en el hogar es proporcional a la densidad aparente de la mezcla sólidos+gases, Fig XVI.13; sin embargo, en las calderas de lechos fluidificados circulantes, la absorción calorífica del hogar depende de su superficie total y de la circulación externa. La capacidad calorífica del hogar depende también del combustible que se queme; algo de combustible se quema por encima del lecho lo que se tiene presente cuando se calcula la temperatura de humos.  es interior al lecho La distribución real de la combustión que  depende de las propie tiene lugar por encima del lecho dades del combustible (tipo, volatilidad, tamaño) y del sistema de alimentación. Como consecuencia de la gran cantidad de sólidos recirculados en un hogar de lecho fluidificado circulante, la particular configuración de la extracción de calor no tiene influencia en la distribución de temperaturas, lo que justifica el hecho de que los hogares de lecho fluidificado circulante sean más tolerantes que los burbujeantes, frente a los cambios de combustible. El balance de calor de las superficies de convección de la unidad se calcula de forma similar a como se hace en las calderas convencionales, incluyendo los efectos derivados de la presencia de sólidos en los gases, pues este tipo de humos puede tener una influencia sustancial en el balance de calor del paso de convección.

XVI.-472

XVI.8.- CONFIGURACIÓN DE CALDERAS DE LECHO FLUIDIFICADO Placa distribuidora y casquetes de burbujeo.- La placa distribuidora va siempre situada en el fondo del hogar al que separa de la caja de aire que está bajo la placa; está dotada de un casquete de burbujeo con el fin de facilitar una distribución uniforme del airecomburente en toda la sección transversal del hogar, para cualquier rango de cargas de la caldera, Fig XVI.15.

Fig XVI.15.- Placa distribuidora y casquetes de burbujeo

En esta situación la placa distribuidora tiene una caída de presión a través de los casquetes de bur- A plena carga: de 16" ( 406 mm) de columna de agua bujeo:  - A mínima carga: de 4" (102 mm) de columna de agua En una caldera de lecho fluidificado circulante a plena carga, por la placa distribuidora fluye un porcentaje de aire de combustión entre el 50 ÷ 70% . La placa distribuidora de una caldera de lecho fluidificado burbujeante se diseña, si no se utiliza combustión estratificada, para un 85 ÷ 100% del airecomburente. La placa distribuidora debe ser totalmente estanca al aire, si se exceptúan los pasos a través de los casquetes de burbujeo, y debe soportar el peso de un posible desplome del lecho y, también, el abombamiento debido a la caída de presión del aire a través de la misma, durante la operación. La mayoría de las placas distribuidoras utilizadas en las calderas de lecho fluidificado, se construyen como paredes membrana. Los casquetes de burbujeo dividen el aire en pequeños flujos, y así se establece una buena distribución del comburente, impidiendo la formación de grandes burbujas en el lecho, minimizando la erosión y evitando un cribado de sólidos del lecho hacia la caja de aire. Sistema de airesecundario.- El airesecundario que se aporta por encima del lecho denso, forma parte del sistema de control de emisiones y completa la combustión. Las calderas de combustión en lecho fluidificado circulante y algunas de lecho fluidificado burbujeante, cuando no tienen haces tubulares sumergidos, para controlar las emisiones de NOx utilizan un proceso de combustión estratificada. A veces, el airesecundario se usa en las calderas de lecho burbujeante para mejorar la turbulencia y el combustible se alimenta por encima del lecho la combustión, cuando   o cuando hay un exceso de finos en el combustible El airecomburente que no entra por los casquetes de burbujeo como airesecundario, se inyecta en los gases de combustión aguas abajo de la ignición inicial del carbón, para completar la combustión. XVI.-473

adecuada penetración El airesecundario debe facilitar una  buena mezcla con los gases de combustión  combustión completa y minimizar el CO que se emita a la atmósfera.

para alcanzar la

 del calibre de las toberas La penetración del airesecundario depende  de la velocidad del aire  de la densidad de los gases y del aire En los lechos fluidificados circulantes hay que tener en cuenta la densidad de los sólidos en el punto de inyección del airesecundario. Cerramiento de la caldera.- El correspondiente al hogar y al área de convección suele ser convencional, estando construido por paredes de tubos membrana refrigerados por agua, soldados entre sí, configurando un cierre estanco a gases. El cerramiento de la caldera se utiliza también para soportar el techo, la caja del airesecundario, el sobrecalentador y otros componentes, ya que las calderas de lecho fluidificado tienen una construcción de tipo suspendido, por lo que son unidades que se expansionan hacia abajo. EQUIPOS AUXILIARES SISTEMA DE ALIMENTACIÓN DEL COMBUSTIBLE.- Tiene un impacto mayor que cualquier otro sistema auxiliar en la evolución de las calderas de lecho fluidificado, existiendo tres grandes grupos: Alimentación inferior, superior e interior a) Sistema de alimentación inferior.- Se utiliza en calderas de lecho burbujeante que queman carbón bituminoso; es un equipo de transporte neumático, que desplaza el carbón desde el lugar de almacenamiento hasta el lecho. Si se quema carbón bituminoso y combustibles menos reactivos, el combustible se distribuye por toda la superficie del lecho con la mayor uniformidad posible; los tubos de los puntos de alimentación de carbón distan 4 ft (1,2 m) entre centros y se colocan por todo el lecho. Un sistema de alimentación inferior consigue una eficacia entre 2% ÷ 4% en la combustión de carbones bituminosos. El combustible exige tener presente que: - Se debe trocear a menos de 0,25” (6,4 mm) - Se debe secar hasta menos del 6% de humedad - La erosión de tuberías puede ser relevante - El equipo de presurización tiene un mantenimiento importante - El coste de explotación supera el de sistemas de alimentación superior b) Sistema de alimentación superior.- Se utiliza en calderas de lecho fluidificado burbujeante que quema combustibles reactivos y carbones bituminosos. Los alimentadores están por encima del nivel del lecho, en donde la presión de los gases del hogar es ligeramente inferior a la presión atmosférica; esta ubicación simplifica la alimentación, puesto que el flujo de carbón no está presurizado; utiliza el mismo equipo de alimentación de combustible que el alimentador superior de los hogares mecánicos, siendo más sencillo que el de alimentación inferior, por lo que tiene algunas limitaciones: - El carbón se trocea hasta un tamaño máximo de 1,25” (31,8 mm) - Los finos presentes (menores que 30 mesh) se limitan con el fin de que la combustión no se complete XVI.-474

en la zona libre que está inmediatamente sobre el lecho - La cantidad total de finos en el combustible debe ser relativamente importante En la Fig XVI.16 se compara la eficiencia de la combustión con un sistema de alimentación inferior y superior del carbón, con dos tipos de combustible distintos: - El Sharpy Creek subbituminoso - El Kentucky 9 bituminoso Se observa que el primer carbón es mucho más reactivo que el segundo, por lo que la alimentación inferior produce una combustión más eficiente, que aumenta recirculando hacia el hogar los sólidos capturados en un multiciclón. Un lecho fluido circulante con una velocidad mayor de fluidificación, presenta un proceso de mezcla de combustible de mejores características que las de uno burbujeante, por lo que en el primero se requiere un menor número de puntos de alimentación.

Fig XVI.16.- Comparación entre alimentadores de carbón inferior y superior al lecho

SISTEMA DE ALIMENTACIÓN DEL ABSORBENTE.- Para capturar el SO2 en la caldera de lecho fluidificado, se añade caliza o dolomía, por la parte inferior del hogar. El diseño del sistema de alimentación del absorbente debe tener en cuenta: - El punto de inyección de este material en el hogar - La presión del hogar en dicho punto - El procedimiento a utilizar para la inyección Cuando se trata de lechos con alimentación inferior, el absorbente se mezcla e inyecta con el combustible, ya que por su finura no se puede alimentar adecuadamente con un alimentador independiente. SISTEMA DE EVACUACIÓN DE LA CENIZA DEL LECHO.- Cuando en una caldera de lecho fluidificado se quema un combustible con una cierta cantidad de ceniza, ésta se libera del carbón dentro del hogar de la caldera al tiempo que se alimentan el absorbente y los materiales inertes, por lo que hay que proveer los medios necesarios para la evacuación de sólidos del sistema. En una caldera de lecho fluidificado, hay dos ubicaciones desde las que se evacuan los sólidos: - La constituida por el drenaje del lecho - La que corresponde al filtro de sacos o al colector-precipitador electrostático Cuando se trata de combustibles con ceniza con gran cantidad de álcalis, resulta imprescindible drenar el material del lecho de la caldera, para evitar una concentración alcalina en el lecho; si la concentración de álcalis sobrepasa el 5÷ 6% del peso del lecho, la probabilidad de que se formen aglomerados XVI.-475

de escorias aumenta de forma notable. Otro caso se presenta cuando el combustible tiene elevados contenidos de: - Materia rocosa (pizarra) - Ceniza de tamaño superior a 0,5” (12,7 mm) ya que existe una cierta tendencia a que ese material incombustible se acumule en el lecho, lo que implicaría una pérdida de fluidificación; para evitar esta situación, el material acumulado se remueve hacia el drenaje del lecho, para su evacuación. SOPLADORES.- En las calderas de lecho fluidificado, el combustible se quema a una temperatura inferior a la de ablandamiento de su ceniza, por lo que la ceniza volante que circula con los gases no alcanza el estado plástico en ningún caso, formando un polvo seco que es fácil de retirar de las superficies termointercambiadoras de la unidad. En superficies termointercambiadoras adecuadamente espaciadas y con un diseño que tiene en cuenta la formación de ceniza volante, la unidad funciona satisfactoriamente alcanzando los valores de temperatura en el sobrecalentador seados de   eficiencia en la combustión y en la caldera Si los combustibles tienen altos contenidos de Na o K en sus cenizas, especialmente en los sistemas de alimentación superior de combustible, existe una alta probabilidad de ensuciamiento en la zona del paso de convección, por lo que requieren equipos de sopladores. XVI.9.- DISEÑO DE CALDERAS DE LECHO FLUIDIFICADO Hasta 1990, la mayoría de las aplicaciones de lecho fluidificado burbujeante consistían en instalaciones con una capacidad de generación de vapor inferior a 200.000 lb/h (25,2 kg/s); desde entonces, las unidades nuevas son de mayor capacidad, queman carbón y pertenecen al tipo de caldera de lecho fluidificado circulante.

Fig XVI.17.- Esquema de instalación de caldera con lecho fluidificado XVI.-476

Fig XVI.18.- Unidad remodelada con lecho fluidificado circulante de 80 MW, de R.M.Heskett

Unidades antiguas de gran potencia han modernizado sus generadores de vapor con lechos burbujeantes, ya que éstos son más compatibles para estos cambios, que los circulantes. En algunas aplicaciones los lechos burbujeantes se han empleado para cumplimentar las exigencias de reducir las emisiones de SO2, mientras que en otras, el cambio del proceso de combustión por lechos fluidificados se motivó por problemas operativos derivados del combustible. Remodelación con lechos burbujeantes.- En 1986, las parrillas móviles de una unidad de la planta termoeléctrica R.M.Heskett de 80 MW, de la Montana-Dakota Utilities, USA, se sustituyeron por un lecho fluidificado burbujeante, Fig XVI.18. Esta caldera, diseñada para producir 650.000 lb/h (81,9 kg/s) de vapor a 1300 psig (89,6 bar) y 950ºF (510ºC), quemaba lignito. El alto contenido en Na de las cenizas del combustible provocaba severas escorificaciones y ensuciamiento en la superficie de la caldera y del sobrecalentador, por lo que en estas condiciones la potencia se reducía, durante prolongados períodos, a 50 MW. Para minorar la temperatura de operación del hogar y evitar la escorificación y el ensuciamiento, y poder alcanzar de nuevo la potencia nominal, se hicieron las siguientes transformaciones: - Se instaló un lecho fluidificado burbujeante de 40 x 26 ft = (12,2 x 7,9 m) y se ubicó debajo de la caldera con muy pocas modificaciones de las partes a presión - La placa distribuidora y las paredes de cerramiento estaban refrigeradas por agua - Las superficies de la caldera y del sobrecalentador estaban sumergidas para limitar la temperatura del lecho a 1.500ºF (816ºC) - La profundidad del lecho era de 54” (1,372 m) y la velocidad superficial de 72 ft/s (3,7 m/s), en condiciones de lecho expandido No existe recirculación de polvo porque el lignito utilizado es muy reactivo, y como tiene poco S y muchos álcalis se usa arena como material de lecho. XVI.-477

CALDERAS DE LECHO FLUIDIFICADO CIRCULANTE.- Su diseño se basa en colocar un sistema de refrigeración por agua, facilitando la instalación de un cerramiento estanco a gases, para operar con presión positiva en el hogar. El diseño no tiene conductos de humo revestidos con refractario de alta temperatura en las proximidades del separador-colector primario de partículas; este tipo de construcción es posible utilizando un separador-colector primario de sólidos, (perfil en U), que se incorpora fácilmente dentro del cerramiento de la caldera. La Fig XVI.19 muestra una caldera de lecho fluidificado circulante diseñada para quemar carbón bituminoso bajo en volátiles; tiene una capacidad de 465.000 lb/h (58,6 kg/s) de vapor a 1550 psig (107 bar) y 955ºF (513ºC). El hogar de 30 ft (9,1 m) de profundidad y 85 ft (25,9 m) de altura, dispone de: - Paredes divisoras refrigeradas por agua, dispuestas en toda la altura del hogar - Paredes aleteadas refrigeradas por vapor, ubicadas en la parte alta del hogar El combustible y el absorbente se introducen en el lecho a través de la parte interior de la pared frontal del hogar. La ceniza y el absorbente consumido se evacúan mediante tuberías de drenaje ubicadas en el fondo del hogar. Los sólidos que se separan en el colector de perfiles en U se reciclan (en el multiciclón) y devuelven a la parte inferior del hogar a través de la pared posterior del mismo. El aireprimario entra en el hogar a través de la placa distribuidora y el airesecundario se inyecta a unas cotas que se encuentran a 6 y 12 ft = (1,8 y 3,7 m) sobre la placa.

Fig XVI.19.- Vista de una caldera de lecho fluidificado circulante XVI.-478

Fig XVI.20.- Recirculación de partículas en una caldera de lecho fluidificado circulante

Fig XVI.21.- Tubos membrana con protuberancias

La totalidad del hogar en su parte inferior, hasta una cota de 22 ft (6,7 m) por encima de la placa distribuidora, está recubierto con una fina capa de refractario de alta conductividad, sujeta a los tubos de agua mediante espárragos soldados. En la parte inferior del hogar se usa refractario para proteger los tubos de la corrosión y erosión; en el resto del cerramiento del hogar los tubos van desnudos. Un diseño moderno de caldera de lecho fluidificado circulante emplea un separador de impacto, que reúne y recircula los sólidos hacia el hogar. El sistema de separación primaria consta de perfiles acanalados en forma de U, que se cuelgan del techo de la caldera, Fig XVI.20. Las partículas sólidas que impactan en los perfiles en U se separan del resto de los gases y se envían por el interior de los perfiles al fondo donde se descargan. Diseños recientes incorporan separadores-colectores de perfiles en U con dos escalones, mediante los cuales se consigue una mejora en la eficiencia de separación de sólidos: - El primer escalón, ubicado en la parte superior del hogar, recircula los sólidos directamente hacia la parte baja del hogar. - Para el segundo escalón, ubicado aguas abajo del hogar en el sentido de la circulación de gases, se monta una tolva de almacenamiento de partículas; el material separado por este escalón de perfiles en U se recicla a la parte baja del hogar mediante una válvula en L de control de flujo, Fig XVI.17. Los sólidos separados y recogidos en la tolva de almacenamiento circulan por una tubería vertical y constituyen una de las fuentes de sólidos para el hogar. El flujo de sólidos se induce mediante la inyección de una pequeña cantidad de aire en la válvula L, de forma que se pueden recircular cientos ó miles de kg/h de partículas, con flujos de aire del orden de 4,7.10-3 m3/s. La descripción de los componentes de diseño de las calderas KCIL y SIU IR-CFB que se presentan en las Fig XVI.22 y 23, y condiciones de diseño y datos del combustible, Tabla XVI.2, son: - Hogar de la caldera - Separadores de sólidos, vigas U - La ceniza secundaria se recicla al sistema XVI.-479

- Sistema de drenaje del lecho y refrigeradores de la ceniza - Sistema de alimentación del combustible por gravedad asistido por aire - Inyectores de aire refrigerados por agua - Superficies de convección para la recuperación del calor - Calentador tubular de aire horizontal (sólo en KCIL) - Ventiladores primarios y secundarios de inyección de aire y ventiladores de inducción - Quemadores y lanzas sobre el lecho (sólo en SIU) - Precipitador electrostático y depurador de filtros El carbón pulverizado procedente del silo de carbón se introduce arrastrado por los alimentadores de cadena a través de la pared delantera para el KCIL, y un alimentador gravimétrico a través de la pared lateral para el SIU. Tabla XVI.2.- Condiciones de diseño y datos del combustible para los sistemas KCIL y SIU KCIL

KCIL

SIU

SIU

Diseño

Funcionamiento

Diseño

Funcionamiento

Flujo de vapor, kg/hr (klb/hr)

105000 (231)

103000 (227)

46000 (101.5)

46000 (101.5)

Presión del vapor, MPa (psig)

6,4 (913)

6,2 (884)

4,7 (675)

4,4 (640)

Temperatura del vapor, ºC (ºF)

485 (905)

483 (901)

399 (750)

399 (750)

FW Temperatura, ºC (ºF)

180 (356)

180 (356)

109 (228)

109 (228)

60-100

60-100

50-100

40-100

140 (284)

130-140 (266-284)

25760 (56,7)

21760 (47,9)

Temperatura lecho hogar, ºC (ºF)

860 (1580)

865-880 (1589-1616)

865 (1589)

870 (1598)

Temperatura hogar superior, ºC (ºF)

878 (1612)

865-880 (1589-1616)

875 (1607)

880 (1616)

Control temperatura vapor, % MCR Temper. flujo gases calentador aire, ºC (ºF) Temper. flujo gases economizador, ºC (ºF) Flujo carbón, kg/hr (klb/hr)

149 (300)

155 (311)

5400 (11,9)

5400 (11,9)

Presión hogar inferior, mmwc (in. wc)

610 (24)

600-680 (23,6-26,8)

610 (24)

610 (24)

Presión hogar superior, mmwc (in. wc)

340 (13,4)

300-380 (12-15)

254 (10)

260 (10,2)

87,9

88,8

86,6

86,6

20

16-20

20

19

2,3

2,3

Rendimiento de la caldera, % Exceso de aire, % Relación Ca/S ANÁLISIS APROXIMADO, % por wt Ceniza

45

37,4

8,5

12,23

10,4

9,4

11,3

7,45

Azufre

0,4

0,22

3,1

2,71

Materia volátil

18

25,7

34

33,64

Carbono fijo

24

27,28

46,2

46,68

Humedad

ANALISIS LIMITES, % por wt Carbono

32

40

65,13

64,75

Hidrógeno

2,1

3,2

4,5

4,52

Oxígeno

9,82

8,83

5,96

7,06

Azufre

0,4

0,22

3,1

2,71

Nitrogeno

0,68

0,91

1,51

1,28

Humedad

10

9,4

11,3

7,45

Ceniza

45

37,4

8,5

12,23

Potencia calorífica, kCal/kg (Btu/lb)

3500 (6300)

3910 (7038)

6492 (11.686)

6505 (11709)

Tamaño carbón, mm (in.)

6,4 x 0 (0,25 x 0)

6,4 x 0 (0,25 x 0)

12,7 x 0 (0,5 x 0)

20 x 0 (0,75 x 0)

Tamaño medio, mm (in.)

0,75 (0,03)

1,2 (0,05)

3 (1/8)

9 (3/8)

1180 x 0 (16-)

1180 x 0 (16-)

1,2 es indicadora de una alta escorificación; todos los componentes inAcido fluyen por igual provocando el mismo efecto sobre las características de ablandamiento de la ceniza. Viscosidad de la ceniza.- Es un parámetro que se utiliza para determinar si la ceniza de un carbón es adecuada para su utilización en un hogar con fondo húmedo. La escoria fluye fácilmente con una viscosidad inferior a 250 poise; la temperatura a la que alcanza esta viscosidad es la temperatura T250 de la ceniza. La temperatura T250 máxima preferida para las aplicaciones en hogares con fondo húmedo u hogares de ceniza fundida, es de 2450ºF (1345ºC). Valores bajos de las temperaturas T250 indican bajas temperaturas de fusión y, por lo tanto, una mayor escorificación. En las Fig XX.6 y 7 se correlacionan, (teniendo en cuenta un gran número de medidas de la viscosidad en muestras de ceniza bituminosas y ligníticas), las temperaturas T250 y la composición de las cenizas. Fig XX.5.- Temperatura de fusión de la ceniza XX.-595

€

Fig XIX.6.- Gráfico de temperatura de 250 poise en función de la relación Base/Ácido, basado en un porcentaje ferrítico del 20%

La Fig XX.6 es para ceniza bituminosa y lignítica con un contenido de ácidos superior al 60%. - Para relaciones Acido/Básico < 0,3 se considera la relación

Silicio (SiO2 ) Aluminio ( Al2O3 )

El Si y el Al son componentes ácidos; sin embargo, los porcentajes más altos de sílice tienden a elevar la temperatura T250 y la de fusión. La Fig XX.7 es para ceniza lignítica con un contenido de componentes ácidos inferior al 60%. La temperatura T250 es función del % básico y del % de dolomía, y se define en la forma: %Dolomía =

(CaO + MgO ) × 100 Fe 2 O3 + CaO + MgO + Na 2O + K 2 O

Para un % básico dado, porcentajes mayores de dolomía incrementan la temperatura T250, lo que indica que el Ca y el Mg tienden a elevar la temperatura de viscosidad y de fusión. El aumento de los otros componentes básicos (Fe, Na y K) tiende a rebajar la temperatura T250. Para las cenizas compuestas predominantemente por Si y Al, o por Ca y Mg, estas tendencias indican mayor temperatura de fusión y viscosidad más elevada a una temperatura dada. Mezclas intermedias de estos componentes tienen menor temperatura de fusión.

Fig XX.7.- Contenido básico y porcentaje de dolomía de la ceniza de 250 poise de viscosidad, en función de la temperatura XX.-596

€

SiO2= 39% ; Al2O3 = 19,5% Fe2O3 = 27% ; TiO2 = 1,1% CaO = 5,6% ; MgO = 0,7% Na2O = 3,9% ; K2O = 3,2%

Fig XX.8.- Gráficos de temperatura-viscosidad de una escoria típica, mostrando el efecto del porcentaje ferrítico

Fig XX.9.- Efecto del contenido alcalino en el carbón

En todas las combinaciones, el Fe, Na y K actúan como fluidificadores y aumentan la escorificación; la resistencia que ofrece el Fe a la escorificación depende de su estado de oxidación; el hierro metálico Fe y el hierro ferroso FeO son fluidificadores más poderosos que el Fe2O3 y reducen la temperatura de fusión y la viscosidad de la escoria, para una temperatura dada. El grado de oxidación del hierro se expresa normalmente como un % férrico, en la forma: %Férrico =

Fe 2 O3 Fe 2O 3 + 1,11 FeO + 1,43 Fe

×

100

El efecto del % Férrico sobre la viscosidad de la escoria, para una ceniza bituminosa normal, se indica en la Fig XX.10. La temperatura T250 puede variar dentro de un amplio intervalo, según sea el grado de oxidación del Fe; la escoria de hogares de calderas que operan en condiciones normales, con un exceso XX.-597

de aire del 15÷ 20%, tiene un % férrico del orden del 20%. Influencia de los álcalis en el ensuciamiento.- A las temperaturas de combustión, las formas volátiles de los metales alcalinos Na y K se vaporizan en el hogar; las reacciones con el S presente en los humos y con otros elementos presentes en la ceniza, forman compuestos que contribuyen a la formación de deposiciones sobre las superficies de convección. Una relación entre el contenido total de álcalis en carbones bituminosos y el ensuciamiento de su ceniza se determina mediante el ensayo de resistencia a la sinterización, que comprende la medida de la resistencia a la compresión de bolitas de ceniza volante en polvo calentadas en aire, durante un determinado período de tiempo a temperaturas de 1500÷ 1800ºF = (816÷ 982ºC). La aplicación de este método, junto con la observación de las condiciones de ensuciamiento sobre calderas en funcionamiento, demuestra que los carbones que provocan altos ensuciamientos producen una ceniza volante en polvo con elevada resistencia de sinterización; el polvo con baja resistencia de sinterización se asocia con carbones de bajo ensuciamiento. La relación entre los datos de los análisis estándar de ceniza ASTM y los resultados de ensayos de sinterización indican la relación entre el contenido en álcalis Na2O y K2O y la resistencia de sinterización del polvo, Fig XX.9. Ensayos sobre el polvo producido a partir de una amplia gama de carbones bituminosos, han demostrado que el Na es el elemento simple que más afecta al ensuciamiento de la ceniza; el Na soluble en agua tiene un gran efecto sobre la resistencia de sinterización; los resultados para un carbón con alto nivel de ensuciamiento, se recogen en la Tabla XX.4. Tabla XX.4.- Efecto del Na soluble en la resistencia de sinterización Análisis de ceniza

Si O2

A l2 O3

Fe2 O 3

Ti O2

CaO

MgO

Na2 O

K 2O

Carbón bruto

45

180

21

0,8

8,8

0,9

1,6

2,4

17300 psi

119,3 MPa

Carbón lavado

49,8

20,9

22,9

1

1,6

1

0,5

2,3

550 psi

3,8 MPa

Resistencia ceniza sinterizada

El lavado del carbón disminuye el contenido de Na en la ceniza en un 70%, mientras que el contenido de K, que en principio era superior al de Na, disminuye un 4%. La eliminación del Na soluble dió lugar a una reducción en la resistencia de la ceniza sinterizada en el carbón bruto a 1700ºF (927ºC), desde 17300 psi (119,3 MPa) a 550 psi (3,8 MPa). La relación entre la resistencia de sinterización y el porcentaje de Na soluble presente en la ceniza es función de la relación Básico , Fig XX.10. Acido

Fig XX.10.- Ensuciamiento por ceniza bituminosa (carbón del Este de USA). Influencia de la relación Básico/Ácido y del Na soluble sobre la resistencia de sinterización XX.-598

La combinación de un alto contenido en Na y de un elevado valor de la relación Básico facilita Acido grandes resistencias de sinterización. Valores bajos de la relación Básico y del contenido de Na conducen a una baja resistencia de la ceAcido niza volante en polvo, para una temperatura dada. Básico Tendencias similares se registran para las resistencias de sinterización, en función de y del Acido total de Na2O en la ceniza.

Fig XX.11.- Efecto del Na2O en la resistencia de sinterización (ceniza lignítica, de un carbón de Dakota del Norte, USA)

Fig XX.12.- Efecto del Na2O en la velocidad de deposición

Tabla XX.5.- Datos de intercambio de iones sobre un lignito con ensuciamiento alto y sobre un carbón subbituminoso con ensuciamiento severo N. Dakota (Lignito) Ceniza, % s.s.

Montana (Subbituminoso)

11,2

8,4

Na2 O K 2O

4,25

6,74

0,37

0,13

4,52

6,37

carbón sobre seco

Na2 O K 2O

0,1

0,13

Intercambio relativo álcalis, %

Na2 O

106

95

K 2O

27

20

Total álcalis,

%

carbón sobre seco Álcalis intercambiables,

%

La resistencia de sinterización es directamente proporcional al contenido total de Na en la ceniza, Fig XX.11; la velocidad de deposición aumenta, conforme crece el contenido de Na2O hasta niveles del orden del 6%; con contenidos mayores la velocidad de deposición apenas crece, Fig XX.12. En carbones de baja calidad, cantidades de metales alcalinos y alcalinotérreos pueden quedar enlazadas estructuralmente en el carbón, las cuales vaporizan fácilmente en la combustión y son determinantes para el ensuciamiento. XX.5.- RELACIÓN ENTRE LA VISCOSIDAD Y LA TEMPERATURA DE LA CENIZA DE UN CARBÓN Las características de las deposiciones de escoria que se forman sobre las paredes del hogar y sobre otras superficies absorbentes de calor por radiación, dependen de: - La temperatura - La composición del material depositado La relación entre estos factores determina el estado físico de la deposición, que va desde el estado sólido hasta el plástico, y si la temperatura es lo suficientemente alta incluso hasta un estado viscoso. XX.-599

Si las deposiciones aumentan su espesor, la temperatura se eleva y la superficie de la deposición puede llegar a un estado semipastoso o plástico. Una escoria plástica atrapa las partículas errantes y continúa creciendo con mayor rapidez, conforme crece la temperatura superficial del depósito; cuando la escoria comienza a fluir, la deposición alcanza un estado de equilibrio. Los depósitos secos no suelen presentar problemas ya que las deposiciones tienden a adherirse sin cohesión a las superficies tubulares y se pueden retirar fácilmente por medio de sopladores. La escoria plástica tiende a formar grandes deposiciones, muy difíciles de retirar con los equipos convencionales de limpieza de ceniza. Las medidas de viscosidad utilizadas para determinar las características de flujo para aplicaciones de hogares con fondo húmedo (ceniza fundida), se ampliaron a viscosidades más altas para definir el intervalo de temperaturas en el que ésta presentara características plásticas. Cuando una ceniza líquida se enfría, el logaritmo de su viscosidad aumenta lineal y proporcionalmente con la disminución de su temperatura, Fig XX.13; en un determinado punto, esta relación se desvía de la linealidad, y la viscosidad aumenta mucho más rápidamente a medida que la temperatura continúa decreciendo.

Fig XX.13.- Incremento de la viscosidad con descenso de temperatura

La transición a la región plástica está provocada por la separación selectiva de material sólido desde la ceniza líquida, consecuencia de la cristalización de componentes de la ceniza que tienen puntos de fusión más elevados. La temperatura a la que comienza la desviación se denomina temperatura de viscosidad crítica Tvc, variable con la composición de la ceniza; la viscosidad crítica se encuentra en un intervalo de 100÷ 500 poises. El final de la región plástica lo marca el punto de solidificación, o punto de congelación de la escoria que se presenta a una viscosidad aproximada de 10000 poises. El intervalo de viscosidad comprendido entre 250÷ 10000 poises se denomina región plástica. La temperatura a la que comienza la región plástica y el intervalo de temperaturas para el que la ceniza está en estado plástico proporcionan una indicación de la tendencia a la escorificación de dicha ceniza. Cuanto más baja sea la temperatura de inicio de la región plástica, y cuanto más amplio sea el intervalo correspondiente al estado plástico, tanto mayor es la tendencia a la escorificación. Las curvas viscosidad-temperatura relativas a un carbón con alta escorificación y a otro con baja escorificación, se muestran en la Fig XX.14. Para el carbón con alta escorificación, el campo plástico comienza a una temperatura relativamente baja y se extiende sobre un amplio intervalo de temperaturas. Para el carbón con baja escorificación, el campo plástico comienza a una temperatura mayor y es muy estrecho. XX.-600

Fig XX.14.- Comparación de viscosidad de ceniza para carbones de alta y baja escorificación (en atmósfera oxidante)

Comparando la ceniza del carbón de baja escorificación, con la del carbón de alta escorificación, ésta hay que enfriarla rápidamente por debajo de la temperatura en la que se mantiene en estado plástico, para exponer una menor parte del hogar a la escorificación. El contenido de Fe en la ceniza y su grado de oxidación influyen significativamente en la viscosidad de la ceniza. En la Fig XX.15 se presenta este efecto, que muestra la relación viscosidad-temperatura para un carbón alto en Fe con alta escorificación en condiciones oxidantes y reductoras. En condiciones reductoras, para una temperatura dada, la viscosidad es notablemente inferior, y la ceniza permanece en estado plástico en un margen de temperaturas mucho más amplio.

Fig XX.15.- Comparación de la viscosidad de ceniza en condiciones oxidantes y reductoras

XX.6.- MÉTODOS DE CARACTERIZACIÓN DE LA CENIZA Existen diversos índices de escorificación y de ensuciamiento, con el fin de aportar criterios sobre algunos aspectos del diseño de calderas. - El índice de escorificación establece criterios de diseño para la superficie del hogar y para otras superficies absorbentes de calor por radiación - El índice de ensuciamiento establece criterios de diseño con relación a las superficies de convección Las deposiciones se clasifican en: baja, media, alta y severa. CLASIFICACIÓN DE LAS CENIZAS.- Dadas las diferencias significativas que existen entre las cenizas bituminosas y ligníticas, para establecer unos índices de escorificación y de ensuciamiento hay que determinar el tipo de ceniza: XX.-601

€

- Una ceniza es bituminosa, cuando cumple la condición: Fe2O3 > CaO + MgO - Una ceniza es lignítica, cuando cumple la condición: Fe2O3 < CaO + MgO Índice de escorificación R s para ceniza bituminosa.- Su cálculo tiene en cuenta la relación Básico y el % en peso sobre muestra seca del contenido de S en el carbón. Acido

- La relación Básico indica la tendencia de la ceniza a formar compuestos con bajas temperaturas Acido de fusión - El contenido de S proporciona una idea de la cantidad de Fe que está presente en forma de pirita El valor de: Rs = B A

×

 B = CaO + MgO + Fe2 O3 + Na2O + K 2O S , con:  A = SiO 2 + Al2 O3 + TiO 2  S es el % en peso sobre carbón seco

 Rs < 0 ,6 ⇒ 0 ,6 < R < 2 s La clasificación de la escorificación según el Rs es:  2 < Rs < 2 ,6  2 ,6 < R ⇒  s

Escorificación baja ⇒ Escorificación media ⇒ Escorificación alta Escorificación severa

Índice de escorificación Rs* para ceniza lignítica.- Se basa en la temperatura de fusibilidad de la ceniza ASTM que indica la temperatura para la que es más probable el estado plástico de la ceni máxima hemisférica za. El índice Rs* es una media ponderada de las temperaturas  , ambas  mínima de deformación inicial oxidantes o reductoras en ºF, según la expresión: Rs* =

Tmáxima hemisférica ) + 4 Tmínima de deformación inicial 5

 2450 < Rs* ⇒ Escorificación baja  2250 < R < 2450 ⇒ Escorificación media s* La clasificación de la escorificación según el Rs* es:  2100 < Rs* < 2250 ⇒ Escorificación alta  R < 2100 ⇒ Escorificación severa  s* Índice de escorificación viscosidad-temperatura, Rvs.- Un método bastante exacto para predecir la escorificación se basa en la relación: Rvs =

T250/oxidante − T10000/reductora 97 ,5 f s T250/oxidante es la temperatura en ºF, a la viscosidad de 250 poises en atmósfera oxidante T250/reductora es la temperatura en ºF, a la viscosidad de 10000 poises en atmósfera reductora fs es un factor cuyos valores se obtienen de la Fig XX.16, en función de la temperatura media Tfs co-

rrespondiente a las temperaturas oxidante y reductora para una viscosidad de 2000 poises  Rvs < 0 ,5 ⇒ Escorificación baja 0 ,5 < R < 1 ⇒ Escorificación media vs La clasificación de la escorificación según el índice Rvs es:  1 < Rvs < 2 ⇒ Escorificación alta  2 < R ⇒ Escorificación severa  vs Índice de ensuciamiento R f de la ceniza bituminosa.- Este índice se deduce de las características de resistencia de sinterización, utilizando el contenido de Na de la ceniza del carbón y la relación XX.-602

Básico , en la forma: Acido Rf = B A

×

 B = CaO + MgO + Fe2 O3 + Na2O + K 2O ( Na 2 O ) , siendo:  A = SiO 2 + Al2 O3 + TiO 2  Na2 O es el % en peso de Na2 O sobre carbón seco

 Rf < 0 ,2 ⇒ Ensuciamiento bajo 0 ,2 < Rf < 0,5 ⇒ Ensuciamiento medio La clasificación para el ensuciamiento según el índice Rf es:  0 ,5 < Rf < 1 ⇒ Ensuciamiento alto  1 < Rf ⇒ Ensuciamiento severo

€

Fig XX.16.- Factor fs para corrección del índice de escorificación

Índice de ensuciamiento de la ceniza lignítica.- Se basa en el contenido de Na en la ceniza, como se indica a continuación: - Cuando: CaO + MgO + Fe2O3 > 20% en peso de la ceniza del carbón  Na 2O < 3 ⇒ Ensuciamiento bajo medio   3 < Na 2 O < 6 ⇒ Ensuciamiento alto   6 < Na 2 O ⇒ Ensuciamiento severo - Cuando: CaO + MgO + Fe2O3 < 20% en peso de la ceniza del carbón €

 Na 2O < 1,2 ⇒ Ensuciamiento bajo medio   1,2 < Na 2 O < 3 ⇒ Ensuciamiento alto  3 < Na O ⇒ Ensuciamiento severo  2 XX.7.- EFECTO DE LA CENIZA DEL CARBÓN EN EL DISEÑO DE LA CALDERA

€

Diseño del hogar.- Para un diseño satisfactorio del lado de humos, hay que minimizar la posible escorificación; las deposiciones de escoria reducen la absorción de calor en el hogar por lo que la temperatura de los humos aumenta a su salida, provocando una acumulación de escoria que puede agravar el ensuciamiento en los bancos de convección, en donde las deposiciones son cada vez más difíciles de controlar. La absorción de calor se desplaza desde el hogar hacia el sobrecalentador y recalentador, por lo que para controlar la temperatura del vapor, se dispone en los atemperadores de un flujo atomizador mayor, con la consiguiente disminución de la eficiencia del ciclo. La acumulación de escoria en la parte alta del hogar es peligrosa, ya que se pueden desprender grandes deposiciones provocando daños en los tubos que configuran la tolva del hogar, mientras que una excesiva escorificación en la parte baja del hogar puede interferir la evacuación de la ceniza. XX.-603

Para el diseño del hogar existen unos parámetros que mantienen las partículas de ceniza en suspensión alejadas de las superficies del hogar; una adecuada distribución del calor permite evitar altas temperaturas locales, al tiempo que se consigue la suficiente absorción de calor en el interior del hogar, con vistas a lograr unas temperaturas de humos a la salida del mismo que minimicen las deposiciones en las superficies de convección. En el diseño del lado de humos, el hogar tiene que atender básicamente a dos funciones: - Tener el suficiente volumen para que se complete, dentro del mismo, la combustión del combustible - Facilitar la suficiente superficie termointercambiadora para enfriar los humos y las partículas de ceniza hasta una temperatura adecuada para su admisión en las superficies de convección; este es el criterio que determina prácticamente el tamaño de un hogar, para una unidad que queme carbón La clasificación de la escorificación del carbón establece el límite superior de la temperatura de humos a la salida del hogar, requerido para minimizar la escorificación, tanto en el sobrecalentador, como en los bancos de las superficies de convección. La temperatura de los humos a la salida del hogar depende de la velocidad de desprendimiento de calor en el mismo; sus límites se han establecido por la experiencia, para diversos tipos de carbones: - Las unidades que queman carbones con una tendencia de escorificación baja o media, liberan más calor y tienen mayores temperaturas de los humos a la salida del hogar - Las unidades que queman carbones con una tendencia de escorificación alta liberan menos calor y tienen temperaturas de humos más bajas a la salida del hogar. Teóricamente, el hogar debería ser una caja abierta con una superficie suficiente para enfriar los humos del hogar y las partículas de ceniza, hasta la temperatura deseada antes de que éstos llegasen a cualquier superficie del sobrecalentador; sin embargo, los ciclos de alta presión y temperatura requieren que una parte importante de la absorción de calor tenga lugar en el sobrecalentador y en el recalentador, lo que limita la superficie de las paredes del hogar, que en una caldera con calderín se dedican a la generación de vapor saturado. Con el fin de cumplimentar el valor requerido para la temperatura de los humos a la salida del hogar, es necesario sustituir superficie de pared del hogar refrigerada con agua, por superficie del sobrecalentador refrigerada con vapor; estas superficies están configuradas por placas de tubos colgadas, muy espaciadas entre sí y ubicadas en la parte superior de la zona radiante del hogar; como estas placas están en una zona de humos de temperatura relativamente alta y reciben el impacto de las partículas de ceniza, la separación de las placas debe ser la suficiente para: - Minimizar el que la ceniza se deposite entre placas vecinas - Facilitar un cierto grado de autolimpieza El espaciado lateral entre las placas de tubos colgados es de 4÷ 5 ft = (1,2÷ 1,5 m). Un método alternativo de controlar la temperatura de los humos a la salida del hogar, consiste en la atemperación de los humos, en la que humos relativamente fríos a la salida del economizador se mezclan con gases calientes del hogar, en un punto próximo a la salida del mismo. La atemperación de humos ofrece ventajas como: - La temperatura de los humos a la salida del hogar se puede limitar con menos superficie de hogar, mientras que el mayor peso de humos con relación a la superficie en cuestión, mejora el nivel térmico para el intercambio reduciendo la superficie convectiva - Una adecuada introducción de los humos de atemperación facilita un perfil plano de la temperatura a la salida del hogar, reduciendo la posibilidad de escorificación y ensuciamiento localizados XX.-604

El sistema se puede emplear también para controlar la temperatura del vapor recalentado a cargas parciales, introduciendo en el hogar el humo procedente del economizador a través de la abertura de la tolva del hogar. El gas frío reduce la absorción de calor del hogar por lo que queda más calor disponible para el recalentador. un volumen suficiente El hogar debe tener  la necesaria superficie de caldeo un dimensionado correcto para minimizar la escorificaci ón Un parámetro de diseño significativo es el aporte de calor por los quemadores, por unidad de superficie plana del hogar; los límites máximos de la velocidad de liberación de calor referidos a esta superficie plana del hogar, dependen de la escorificación del carbón, que va de severa a baja: (1,5÷ 1,8).106 Btu/ft2h = (4,7÷ 5,7 MWt/m2), respectivamente. En el diseño del hogar hay que limitar el impacto de las partículas de ceniza sobre las superficies del mismo, por lo que deben existir amplias separaciones entre los quemadores, así como entre éstos y las paredes laterales del hogar, tolva y bóveda. La clasificación de la escorificación determina la posición, número y separación de los sopladores de pared en el hogar. El conjunto de sopladores permite el control de las deposiciones de ceniza que se producen, y es funefectividad de la superficie termointercambiadora del hogar damental para mantener la  , dentro de los  la temperatura de los humos a la salida del hogar valores previstos en el diseño. El mantener las deposiciones de escoria constituye una ayuda para mantener la temperatura del vapor, cuando se opera a cargas reducidas. No obstante, las deposiciones de escoria entre quemadores y bajo los mismos se deben evitar siempre, ya que estas áreas no cuentan con sopladores de pared que las puedan controlar. Se puede tolerar un cierto grado de escorificación, por encima de la zona de quemadores, pero sólo en la zona controlada por el funcionamiento selectivo de los sopladores de pared del hogar. Efecto de la escorificación en el tamaño del hogar.- En la Fig XX.17 se representan los esquemas de tres grandes calderas de plantas termoeléctricas, para una potencia máxima de 660 MW.

Fig XX.17.- Influencia de la escorificación sobre el tamaño de hogar (ver Tabla XX.6)

Para su comparación se supondrá tienen la misma dimensión perpendicular al dibujo, mientras que la altura y profundidad del hogar varían para acomodarlas a las características de escorificación de los diferentes combustibles. − La caldera (a) se ha diseñado para quemar un carbón bituminoso con una escorificación de baja a media. XX.-605

− La caldera (b), ligeramente más grande, se ha diseñado para quemar un carbón subbituminoso que está clasificado con una escorificación alta. - La caldera (c) quema un lignito con escorificación severaLa profundidad del hogar (b) se ha incrementado para controlar la escorificación, reduciendo el aporte de calor referido a la unidad de área proyectada de superficie de la pared del hogar. El peso correspondiente al aporte y a los gases es mayor para el carbón subbituminoso, debido a su mayor contenido en humedad y a la menor eficiencia de la caldera, lo que incrementa la superficie del hogar y el área de salida del mismo, con el fin de mantener velocidades aceptables de los humos en el paso de convección. Comparando la caldera (c), que quema un lignito de escorificación severa, con la caldera (b), que quema un carbón subbituminoso, la profundidad del hogar se incrementa aún más, como consecuencia de la mayor escorificación. Tabla XX.6.- Tamaño de la caldera en función de la clasificación de la escorificación Caldera

(a)

(b)

(c)

Tipo de carbón

Bituminoso

Subbituminoso

Lignito

Escorificación

Baja/media

Alta

Severa

Superficie del hogar, en planta

1

1,11

1,24

Superficie del hogar

1

1,18

1,5

30

36

70

Nº de sopladores de pared en el hogar

Para reducir la temperatura de los humos que salen del hogar, se incrementa la superficie del mismo. La diferencia de tamaño entre las tres unidades se compara en la Tabla XX.6, en la que se indican las diferencias relativas utilizando como base la caldera (a) a la que se asigna un tamaño unidad. Diseño del paso de convección.- Para controlar el ensuciamiento en el paso de convección la temperatura de los humos a la salida del hogar tiene que estar dentro de unos niveles predeterminados. La desviación de la temperatura de los humos a la salida del hogar provoca mayores niveles de temperatura en el paso de convección, que pueden provocar problemas de deposición de ceniza, incluso con carbones que tienen una moderada tendencia al ensuciamiento. La superficie calefactora convectiva, tanto horizontal como vertical, se dispone de forma que se minimice la acumulación en las partes colgadas y la obstrucción de los pasos de humos, entre secciones adyacentes. En los bancos del sobrecalentador, que son los más próximos a la boca de salida del hogar, se requiere un espaciado mayor en donde la temperatura de los humos es alta y el ensuciamiento elevado. A medida que la temperatura de los humos se reduce, el espaciado lateral de los bancos disminuye; para una determinada temperatura de los humos que entran en un banco, el espaciado lateral depende del tipo de ensuciamiento del carbón. Los carbones con ensuciamiento severo requieren un espaciado máximo. Hay que mantener los espaciados laterales incluso en los bancos horizontales de baja temperatura, como son los economizadores. Aunque normalmente estas superficies no están sometidas a deposiciones adheridas, se debe mantener un espaciado lateral suficiente para asegurar que las deposiciones desprendidas de las superficies aguas arriba no originen acumulaciones colgadas ni taponen los pasos de humos. La profundidad del banco (en la dirección del flujo de humos) es función: - Del ensuciamiento - Del espaciado lateral XX.-606

- De la temperatura de entrada de los humos al banco Las cavidades entre bancos tienen ubicaciones para largos sopladores retráctiles; para asegurar la efectividad de los sopladores, cuanto más elevadas sean las temperaturas, menos profundos serán los bancos. La penetración del chorro de un soplador aumenta cuando se reduce la temperatura. Erosión de la ceniza volante en polvo.- La pérdida de metal que experimentan los tubos del paso de convección debida a la erosión de ceniza volante, es una función exponencial de la velocidad de paso de los gases. Para un combustible dado, si la cantidad de ceniza participante en el proceso no se controla, el problema de la erosión se minimiza reduciendo la velocidad de los humos. Los límites de velocidad se deter cantidad de ceniza que corresponde a un aporte de 106 Btu minan sobre la   proporción de componentes abrasivos presentes en la misma Los límites normales se encuentran en el siguiente intervalo: - Carbones de bajo contenido en ceniza, no abrasiva relativamente, 65 ft/s (19,8 m/s) - Carbones con altos contenidos en ceniza y/o ceniza abrasiva, 45 ft/s (13,7 m/s) o menos Efecto de las variables de funcionamiento.- Los factores predominantes que afectan a la deposición (escorificación y ensuciamiento) son las características de la ceniza y el diseño de la caldera; las variables de funcionamiento, tanto en la escorificación como en el ensuciamiento, pueden tener un efecto significativo. Las variables de operación asociadas a la optimización de la combustión tienden a reducir los problemas relacionados con la deposición de ceniza; estas variables incluyen: - La distribución de aire - La distribución y finura del combustible - El exceso de aire Los desequilibrios de aire y combustible pueden dar lugar a un elevado aireexceso en algunos recintos de fuego (quemadores), mientras que en otros se puede operar con menos aire que el estequiométrico, lo que provoca condiciones reductoras puntuales en la zona de quemadores, que pueden agravar la escorificación, en especial con carbones que tienen un alto contenido en Fe. Elevadas relaciones combustible/aire pueden prolongar la combustión y trastocar la distribución de calor, dando lugar a elevadas temperaturas en la parte alta del hogar y a la salida del mismo; un prolongado tiempo de quemado incrementa la probabilidad de que partículas en combustión entren en contacto con las paredes del hogar y otras superficies termointercambiadoras. Los desequilibrios en el airesecundario se minimizan ajustando los registros de quemadores, para obtener un perfil plano de O2 a la salida del economizador. Hay que tener cuidado en el ajuste de los quemadores, para evitar que se puedan provocar impactos de llamas en las paredes del hogar. La resistencia de las tuberías de combustible a los quemadores se equilibra para mantener un flujo uniforme de combustible hacia cada uno de los quemadores. Los alimentadores de carbón se calibran y ajustan para suministrar un flujo uniforme de carbón a cada pulverizador. Una finura baja del pulverizador puede provocar problemas asociados a una combustión prolongada, por cuanto las partículas más bastas requieren mayores tiempos de residencia para su combustión completa y pueden provocar escorificaciones, especialmente en la parte inferior del hogar. El aireexceso tiene un efecto atemperador sobre las temperaturas medias interiores del hogar y sobre la temperatura de salida del hogar. El aireexceso reduce la posibilidad de condiciones reductoras puntuales en el hogar, cuando se introXX.-607

duzca a través de los quemadores. Las infiltraciones de aire en el hogar o en el paso de convección no son beneficiosas, y se deben tener en cuenta a la hora de determinar los requisitos de aireexceso. Aunque las infiltraciones están asociadas a una pérdida de eficiencia, el aumento del aireexceso por encima de los niveles normales de diseño sirve para controlar los problemas de deposición; un alto aireexceso puede perturbar la absorción en el sobrecalentador/recalentador y las temperaturas del vapor. Los sopladores constituyen el medio principal de tratar directamente la escorificación en el hogar y el ensuciamiento en el paso de convección; los sopladores son muy efectivos en el control de depósitos secos mal adheridos, que se presentan en las primeras etapas de una deposición. Si se permite que la acumulación de escoria progrese en el hogar hasta el estado plástico, o que el polvo en el paso de convección crezca y sinterice durante un largo período de tiempo, la retirada de la deposición es mucho más difícil. Para controlar los problemas de deposición, la reducción de la carga en el generador de vapor es la técnica operativa menos deseable. Situaciones severas de deposición de ceniza requieren, algunas veces, una permanente reducción de la carga; en muchas situaciones, la reducción temporal de la carga puede facilitar la refrigeración de la escoria acumulada lo suficiente para permitir que los sopladores recuperen su efectividad. Aplicación de los sistemas de diagnóstico de caldera.- Los indicadores de ensuciamiento de una superficie los detecta el operador, comprobando las temperaturas del vapor, los flujos atemperadores de atomización y las pérdidas de tiro. El tiempo requerido para detectar una variación en la pérdida de tiro, especialmente en secciones colgadas con grandes separaciones transversales, es aquel para el que la deposición está ya establecida y abovedada, siendo tarde para su eliminación con sopladores. El soplado se optimiza teniendo en cuenta las necesidades reales de limpieza, y no en períodos de tiempo prefijados que, entre otras cosas, pueden erosionar los tubos limpios de las superficies termointercambiadoras. Un resumen de la limpieza de una unidad se presenta en la Fig XX.20. Para cada sección de superficie termointercambiadora, se comparan los valores de limpieza correspondientes a los cuatro últimos períodos de tiempo mediante un gráfico de barras, en el que la barra de la derecha de cada sección corresponde al valor más reciente. Para optimizar el accionamiento de sopladores, el grado de limpieza se relaciona con los requisitos del propio soplado. La Fig XX.21 representa un ejemplo de la relación entre la limpieza de la superficie y el tiempo. La efectividad de la limpieza de una superficie decrece con el tiempo entre dos ciclos consecutivos de soplado. La efectividad de una superficie se puede mantener en un determinado nivel o puede decrecer si no se hace el soplado. Para establecer los requisitos del soplado se consideran tres tipos de limpieza: ensuciamientos normal, medio y severo. Cuando la limpieza se encuentra en el tipo de ensuciamiento normal, para optimizar las absorciones en el sobrecalentador y en el recalentador y la temperatura de los humos a la salida de la caldera, los sopladores se deben accionar o mantener inactivos, según proceda. Si las condiciones de limpieza están por debajo del ensuciamiento normal, ensuciamiento medio, el soplado se modifica y pasa del programa normal a centrarse en el nuevo problema; en este tipo de ensuciamiento no existen problemas de aglomeración u obstrucción. En situaciones extremas, la limpieza de la superficie cae por debajo del ensuciamiento medio, ensuciamiento severo. En el momento en que un banco entra en esta situación, el soplado se dirige y concenXX.-608

tra en la sección del problema; si no hay acción inmediata, hay un peligro inminente de escorificación o ensuciamiento.

Fig XX.20.- Limpieza de la unidad tal como se transmite al operador

Fig XX.21.- Rangos de ensuciamiento con el tiempo

XX.8.- MÉTODOS NO HABITUALES DE EVALUACIÓN DE LA CENIZA Hogar incinerador de laboratorio. El hogar incinerador de laboratorio (HIL) proporciona un medio para obtener muestras de ceniza (escoria y polvo) comparables a las obtenidas en instalaciones a escala real, en similares condiciones operativas. El esquema del (HIL), Fig XX.22, está diseñado para quemar carbón pulverizado, entre 5÷ 10 lb/h = un sistema de alimentación de combustible (2,3÷ 4,5 kg/h); la instalación consta de un quemador de carbón pulverizado una cámara revestida de refractario La cámara de combustión está rodeada por un hogar protector calentado eléctricamente, que controla la extracción de calor (factor de refrigeración) de la cámara, para simular a escala real las temperaturas de hogar. La velocidad de combustión se establece de forma que se logre un tiempo de residencia parecido al de la instalación a escala real. A la salida del hogar va instalada una sección de deposición, que cuenta con sondas refrigeradas por aire y agua; la temperatura superficial de las sondas se puede ajustar, para simular las temperaturas de los tubos del hogar y del sobrecalentador. Las sondas cuentan con la instrumentación necesaria para: - Medir la temperatura del metal - Medir la velocidad de los flujos de fluido refrigerante XX.-609

- Medir las temperaturas de entrada y salida del fluido de refrigeración Con los datos obtenidos se calcula el flujo total de calor que se transfiere desde los gases hacia las sondas, a través de la deposición. La sección de la deposición cuenta con sopladores que evalúan la efectividad del equipo de eliminación de ceniza.

XX.22.- Esquema de hogar incinerador de laboratorio

Medida de la viscosidad de la ceniza.- La viscosidad de la ceniza del carbón se mide con un viscosímetro de alta temperatura con agitador rotativo, Fig XX.23. La ceniza a estudiar está contenida en un crisol cilíndrico de platino-rodio, y en su interior hay un agitador cilíndrico que gira en el líquido a velocidad constante por medio de un cable calibrado del que está suspendido. El par de torsión que se produce en el hilo de suspensión, es proporcional a la viscosidad de la muestra de ceniza. El hogar está calentado eléctricamente regulando las temperaturas mediante un potenciómetro accionado por un termopar ubicado en el hogar. La temperatura de la muestra se obtiene mediante un termopar introducido en el crisol que la contiene. La ceniza se introduce dentro del crisol a una temperatura de 2600÷ 2800ºF = (1427÷ 1538ºC), y se mantiene a esa temperatura hasta que su fluidez se uniformiza. A continuación la temperatura se reduce escalonadamente, y se mide la viscosidad de la ceniza, en cada uno de los escalones. Medida de la resistencia de sinterización de la ceniza.- Este ensayo se realiza sobre una muestra de ceniza volante en polvo, obtenida en el hogar incinerador de laboratorio, en condiciones estándar de incineración. El polvo se pasa por el tamiz de 60 mallas (250 micras), para separar cualquier partícula de escoria, y luego se incinera a 900ºF (482ºC), para eliminar cualquier tipo de carbono que todavía pudiera estar presente en la muestra; la ceniza incinerada se reduce a un tamaño que pase por el tamiz de 100 mallas (150 micras), y con ese material se configuran 24 probetas cilíndricas de 0,6” (15,2 mm) de diámetro y 0,85” (21,6 mm) de largo, a la presión de 150 psi (1034 kPa). Cada lote de 6 probetas se calienta en aire, durante 15 horas, hasta una temperatura seleccionada XX.-610

de entre las cuatro siguientes 1500, 1600, 1700 y 1800ºF = (816, 871, 927 y 982ºC). Una vez que las probetas han enfriado lentamente en el horno, se retiran, se miden y rompen a compresión en una máquina de ensayos, determinando la resistencia de sinterización como el cociente entre la fuerza aplicada y la sección transversal de la probeta. La resistencia promediada de las seis probetas, correspondientes al lote de cada temperatura particular de sinterización, se utiliza como resistencia del polvo sinterizado a la temperatura en cuestión. XX.9.- CORROSIÓN DE LA CENIZA DE CARBÓN

Fig XX.23.- Viscosímetro de alta temperatura en el hogar

Los problemas de desgaste y corrosión detectados en los tubos de alta temperatura en sobrecalentadores y recalentadores en calderas que quemaban

carbón lo fueron en: - El recalentador de una caldera de hogar con fondo seco (ceniza seca) - El sobrecalentador secundario de una unidad con hogar de ceniza fundida La corrosión se centró en los tubos de salida del recalentador y del sobrecalentador secundario, que estaban fabricados con aleación ferrítica de cromo y aleación de acero inoxidable, respectivamente. Estas dos calderas fueron las primeras que se diseñaron con temperaturas de 1050ºF (566ºC) para el vapor sobrecalentado y recalentado y quemaban carbones con altos contenidos de S y de alcalinos que producían un ensuciamiento crónico en aquella época. Las primeras investigaciones encontraron corrosión en las superficies tubulares, bajo voluminosas capas de ceniza y escoria. Los sulfatos complejos cuando están secos, son relativamente inocuos, pero cuando se encuentran en estado semifundido, entre 1100÷ 1350ºF = (593÷ 732ºC), corroen la mayoría de los aceros aleados que se suelen utilizar en la construcción de sobrecalentadores, así como otros materiales resistentes a la corrosión. Donde no había corrosión, los sulfatos complejos estaban ausentes o las temperaturas del metal de los tubos eran moderadas, menores de 1100ºF (593ºC). Las conclusiones que se obtuvieron en el estudio de la corrosión fueron: - Todos los carbones bituminosos tienen suficiente contenido de S y metales alcalinos para producir depósitos corrosivos de ceniza, en sobrecalentadores y recalentadores; carbones que tienen más del 3,5 % de S y más del 0,25 % de Cl pueden ser especialmente problemáticos - La velocidad de corrosión viene afectada por la temperatura del metal del tubo y por la temperatura de los humos - La Fig XX.24 indica las zonas estable y corrosiva, para la corrosión por ceniza del combustible, en función de las temperaturas de los humos y del metal tubular  la temperatura de los humos y del metal Estas modificaciones incluyeron cambios que redujeron  en:  los desequilibrios de temperaturas XX.-611

Fig XX.24.- Zonas estable y corrosiva de la ceniza de carbón

- La geometría del hogar - La configuración de los quemadores - La disposición del sobrecalentador - La atemperación de los humos La experiencia adquirida ha demostrado que es posible operar con temperaturas del vapor sobrecalentado y recalentado de 1050ºF (566ºC) con una pequeña corrosión, para la mayoría de los carbones. Sin embargo, en nuevas plantas se ha retrocedido a unas condiciones de vapor de 1000ºF (538ºC), en base a consideraciones económicas. Este nivel de temperatura permite utilizar aleaciones de menor coste en la caldera, en las tuberías de vapor y en la turbina, con importantes ahorros en los costes de inversión, al tiempo que facilita un mayor margen de seguridad para evitar la corrosión. Esto será así hasta que otras razones económicas impongan la utilización de aceros aleados para altas temperaturas y se desarrollen métodos de evitar la corrosión con altas temperaturas del vapor Características generales de la corrosión.- La corrosión externa de los tubos de los sobrecalentadores y recalentadores se concentra aguas arriba del tubo, tal como se observa en la Fig XX.25. a) La superficie corroída del tubo está recubierta por un tipo de ataque de macropicaduras poco profundas (corrosión alveolar superficial). b) La magnitud de la corrosión se mide por la disminución del espesor de la pared; según sean las condiciones locales varía considerablemente a lo largo del tubo, dependiendo de: - La posición del tubo en el banco o en la placa colgada - La proximidad de sopladores - La composición de las deposiciones de ceniza - La temperatura de los humos y del metal tubular La corrosión de los aceros ferríticos de Cr y de los aceros inoxidables 18Cr+8Ni aumenta con un elevado gradiente para temperaturas superiores a 1150ºF (621ºC), pasa por un máximo que se extiende entre 1250÷ 1350ºF = (677÷ 732ºC) y decrece rápidamente para temperaturas todavía más elevadas.

Fig XX.25.- Secciones transversales de tubos colgados de sobrecalentadores secundarios corroídos XX.-612

Los valores máximos de la corrosión se encuentran en los tubos colgados de salida del sobrecalentador radiante, o del recalentador, que se encuentran frente a los sopladores retráctiles: - Los valores de la corrosión se sitúan en un tamaño de 1,27÷ 6,35 mm/año, y se han observado en tubos de acero inoxidable 18Cr + 8Ni. - En superficies con temperaturas de 1100÷ 1175ºF = (593÷ 635ºC) ubicadas en bancos tubulares de convección, protegidos de la radiación directa del hogar y de la acción del soplador retráctil, el tamaño de la corrosión es mucho más pequeño, en un rango comprendido entre (0,13÷ 0,51 mm/año).

Fig XX.26.- Efecto de la temperatura sobre la velocidad de corrosión

DEPÓSITOS DE CENIZAS CORROSIVAS.- La corrosión rara vez se presenta en los tubos de un sobrecalentador o recalentador que tengan sólo deposiciones de ceniza volante en polvo. La corrosión viene casi siempre asociada con deposiciones sinterizadas o escorias, que están fuertemente ligadas a los tubos. Las deposiciones constan al menos de tres capas distintas: Capa exterior.- Forma la masa de la deposición, Fig XX.27, y tiene una composición similar a la de la ceniza volante en polvo. Esta capa es dura y frágil, pero tiene una estructura porosa a través de la cual se pueden difundir los gases; es inocua por sí misma y juega un papel importante en la formación de la capa intermedia que contiene agentes corrosivos. Capa intermedia.- Es de color blanco-amarillo de espesor entre 0,0313 ÷ 0,25”= (0,794 ÷ 6,35 mm). - Si la corrosión es ligera o inexistente tiene una estructura margosa - Si la corrosión es severa es fundida y semivitrificada; en este caso la capa es muy difícil de retirar porque está firmemente ligada a la superficie corroída que constituye la capa interior Cuando se calienta en aire, la capa intermedia funde alrededor de los 1000ºF (538ºC) y se decolora y endurece lentamente hasta formar una masa sólida que tiene aspecto de herrumbre. Los análisis químicos de la misma revelan que contiene mayores concentraciones de K, Na y S, que las de la ceniza originaria. Una gran parte de la deposición intermedia es ácida y soluble en agua.

Fig XX.27.- Deposición de ceniza sobre un tubo sobrecalentador de acero 18Cr + 8Ni XX.-613

Tabla XX.7.- Análisis de típicas deposiciones de ceniza sobre un tubo de sobrecalentador de acero 18Cr + 8Ni Capa exterior (% en peso)

Capa intermedia (% en peso)

Capa interior (% en peso)

SiO2 A l2O 3

23,5

23,3

7,8

14

11,5

1,7

Fe2 O3

36

11

70,5

TiO2

0,9

< 0,1

< 0,1

CaO

1,3

< 0,1

< 0,1

MgO Na2 O

1,3

1,1

< 0,1

0,3

1,7

0,15

K 2O

2,9

13,5

1,3

NiO C r2O 3

< 0,1

< 0,1

0,3

< 0,1

< 0,1

7

SO3

7,3

27,5

10 < 0,01

Cl

0,02

< 0,01

Soluble/agua %

9

45,4

9

pH Exceso SO3 %

3

2,2

4,3

0,5

11,2

11,8

La identificación de los compuestos que configuran la capa intermedia es difícil porque sus constituyentes no están bien cristalizados. Los sulfatos simples están ausentes y los sulfatos complejos alcalinos se detectan irregularmente. Los compuestos más comunes son Na3Fe(SO4)3 y KAl(SO4)2 y también pueden estar presentes otros sulfatos alcalinos complejos que, cuando funden, corroen rápidamente la mayor parte de los aceros aleados del sobrecalentador. La corrosión comienza entre 1000 ÷ 1150ºF = (538 ÷ 621ºC) y depende de la cantidad de sulfatos complejos de Na y K y de que estos compuestos sean de Fe o de Al. Cuando el sulfato de Fe-Na constituye la mayor parte de la capa intermedia, la corrosión comienza a temperaturas más bajas; la corrosión es más severa y persiste en un mayor campo de temperaturas cuando domina el sistema sulfato Al-K. Capa interna.- Si se retira la capa intermedia, se observa una capa interna brillante de color negro, que parece haber remplazado el óxido protector del tubo. Esta capa está compuesta por productos de corrosión, óxidos, sulfuros y sulfatos de hierro y de otros elementos de aleación que hay en el metal tubular. - En tubos de acero inoxidable 18Cr +8Ni corroídos, rara vez se excede el espesor de 0,063” (1,59 mm), debido a su fuerte tendencia a descascarillarse cuando los tubos se enfrían - Las capas que contienen productos de corrosión de aleaciones ferríticas de Cr suelen alcanzar un espesor doble: 0,125” (3,18 mm) y tienen poca tendencia a descascarillarse cuando los tubos se enfrían MECANISMOS DE LA CORROSIÓN.- Los elementos presentes en la corrosión de la ceniza de carbón (Na, K, Al, S, Fe) provienen de la materia mineral que tiene el carbón. Los minerales que facilitan esos elementos incluyen pizarras, arcillas y piritas que se encuentran en todos los carbones. Durante la combustión del carbón, estos minerales están expuestos a temperaturas elevadas y a fuertes efectos reductores del C, durante períodos de tiempo muy cortos. Algunos de los alcalinos se desprenden o volatilizan como compuestos que tienen puntos de rocío entre 1000 ÷ 1300ºF = (538 ÷ 704ºC) aproximadamente. La pirita se oxida y libera SO2 con la formación de una pequeña cantidad de SO3 y dejando un residuo de óxido de hierro Fe2O3. La mayor parte de la materia mineral, o sus productos derivados, reacciona para formar partículas vitrificadas de ceniza volante en polvo que incluidos en el flujo de humos, tienden a depositarse sobre las XX.-614

superficies tubulares, de forma selectiva, con las consiguientes reacciones entre estos materiales que se producen durante largos períodos de tiempo. En la formación de las deposiciones corrosivas, el polvo se deposita en los tubos del sobrecalentador y recalentador; a lo largo de varias semanas, los alcalinos y los óxidos de S se difunden lentamente a través de la capa de polvo, hacia la superficie tubular. En la zona de deposición de ceniza de menor temperatura, las reacciones entre los alcalinos, los óxidos de S y los componentes de Fe y Al del polvo, dan lugar a sulfatos complejos alcalinos, como los que se indican para el K en las reacciones siguientes: 3K 2 SO4 + Fe2 O3 + 3SO3 ⇒ 2 K 3 Fe( SO4 )3 K 2 SO 4 + Al2 O3 + 3SO3 ⇒ 2 KAl( SO4 )2 Con el sulfato de Na (Na2SO4), ocurren reacciones similares, aunque los sulfatos complejos de Na son menos aptos para formarse a altas temperaturas, debido a su baja estabilidad. En las deposiciones de ceniza con vistas a formar sulfatos alcalinos complejos en la capa intermedia (1000÷ 1500 ppm), las concentraciones de SO3 son muy altas, en comparación con las existentes en el humo (de 10÷ 25 ppm). Cuando el SO3 producido en la deposición exterior excede de su presión parcial necesaria para la estabilidad, se forman sulfatos complejos por medio de las reacciones anteriormente indicadas; si se presenta la situación contraria, los sulfatos complejos se descomponen de acuerdo con las reacciones contrarias, hasta que se alcanza un nuevo equilibrio. Como la formación del SO3 depende de la temperatura, la reversibilidad de estas reacciones depende también de la temperatura. En la Fig XX.26, se observa que la corrosión aumenta con la temperatura, pasa por un máximo entre 1250÷ 1.350ºF = (677÷ 732ºC), y cae a niveles menores con temperaturas más elevadas. El campo de temperaturas de este rápido ataque en fase líquida está limitado por: - La temperatura de fusión de la mezcla de sulfatos alcalinos presentes - Los límites térmicos de estabilidad de los mismos El ancho máximo de esta banda de temperatura es de 400ºF (222ºC). La corrosión debida a los sulfatos alcalinos complejos suele estar en un intervalo comprendido entre 1000÷ 1400ºF = (538÷ 760ºC), dependiendo la temperatura de los compuestos presentes en la capa intermedia. Medidas correctivas. Hay varios métodos para combatir la corrosión de los tubos del sobrecalentador y recalentador, como: - El uso de pantallas de acero inoxidable para proteger los tubos más vulnerables - La selectividad del carbón - La mejora de las condiciones de combustión, como el utilizar carbones con una adecuada finura, ignición rápida, buena mezcla y un apropiado aireexceso - El empleo de aleaciones resistentes a la corrosión y de revestimientos cerámicos en los tubos más vulnerables de sobrecalentador y recalentador. XX.10.- CENIZA DEL FUELÓLEO El contenido de ceniza de un fuelóleo residual rara vez excede del 0,2%, lo que representa una cantidad pequeña, comparada con la que es habitual en cualquier tipo de carbón. Sin embargo, esta pequeña XX.-615

cantidad de ceniza es capaz de provocar severos problemas de deposición y de corrosión en las calderas. De los muchos elementos que pueden aparecer en las deposiciones de ceniza de fuelóleos, los más importantes son compuestos de Va, Na y S. Origen de la ceniza. Como en el caso del carbón, algunos de los componentes que forman la ceniza del aceite crudo tienen su origen en las materias animales y vegetales, de las que éste procede; los demás componentes son materiales extraños, consecuencia del contacto del crudo con las estructuras de la roca madre y rocas salinas, o bien se han adquirido durante los procesos de refino, almacenamiento y transporte. El contenido de ceniza aumenta cuando se incrementan los componentes asfálticos, en los que el S actúa como puente de unión entre anillos aromáticos. El S elemental y el sulfuro de hidrógeno se han encontrado en los aceites crudos; compuestos simples de S se han identificado en destilados de crudos, como los bisulfuros, los tiofenos y los mercaptanos. El Va, Fe, Na, Ni y Ca, que se encuentran en el fuelóleo proceden de los estratos rocosos, y el Va, Ni, Zn y Cu de la materia orgánica de la que se formó el petróleo. El aceite crudo no se usa normalmente como combustible, sino que se somete a procesos que dan lugar a una amplia gama de productos como: gasolinas (44,4%), aceites lubricantes (16,4%), combustibles de aviación (6,2%), keroseno (2,9%), destilados (22,5%) y combustible residual (7,6%) . En la Tabla XX.9 se recogen los compuestos metálicos y una gran parte de los compuestos de S que están concentrados en el residuo de la destilación de un crudo de Kuwait. Los fuelóleos residuales de bajo S se obtienen mezclando partidas almacenadas, que incluyen fracciones pesadas de destilación y productos destilados de crudos bajos en S. Este procedimiento se utiliza si un fuelóleo residual tiene que cumplir determinadas especificaciones, como el contenido de Va o el contenido de ceniza. Tabla XX.8.- Contenidos en Va, Ni y Na, presentes en fuelóleos residuales (ppm en peso) Origen del aceite crudo Africa Europa del Este

USA

Venezuela

Vanadio

Níquel

Sodio

1

5,5

5

22

2

1

5

-

3

7

-

1

4

173

51

-

5

47

10

8

6

13

-

350

7

6

2,5

120

8

11

-

84

9

-

6

480

10

57

13

72

11

380

60

70

12

1134

21

49

13

83

-

38

Tabla XX.9.- Contenido en S de las fracciones de un crudo de Kuwait FRACCIÓN

Rango de destilación, ºF (ºC)

Azufre total, % en peso

Aceite crudo

---

2,55

Gasolina

124 a 253ºF, (51 a 123)ºC

0,05

Nafta ligera

257 a 300, (125 a 149)ºC

0,05

Nafta pesada

307 a 387ºF, (153 a 197)ºC

0,11

Queroseno

405 a 460ºF, (207 a 238)ºC

0,45

Gasóleo ligero

477 a 516ºF, (247 a 269)ºC

0,85

Gasóleo pesado

538 a 583ºF, (281 a 306)ºC

1,15

Aceite residual

588 a 928ºF, (309 a 498)ºC

3,7

XX.-616

Liberación de la ceniza durante la combustión.- El aceite residual se precalienta y atomiza para ofrecer la suficiente superficie reactiva en el proceso de combustión, quemándose completamente dentro del hogar en dos etapas: - En la primera se quema la porción volátil del fuelóleo y queda un residuo poroso de coque - En la segunda se quema el residuo de coque La velocidad de combustión del residuo de coque es inversamente proporcional al cuadrado de su diámetro, que a su vez está relacionado con el diámetro de la gota atomizada: - Gotas pequeñas de combustible hacen que el residuo de coque se queme muy rápidamente, y que los constituyentes que forman la ceniza queden expuestos a mayores temperaturas dentro de la llama. - Los constituyentes que forman la ceniza a partir de grandes residuos de coque, que a su vez proceden de gotas grandes de combustible, se calientan con más lentitud. - La liberación de la ceniza de estos residuos se determina por la velocidad de oxidación del C. Durante la combustión, los componentes orgánicos de Va que se encuentran en el combustible residual, se descomponen térmicamente y se oxidan en el flujo de humos para pasar a Va2O3, Va2O4 y finalmente a V2O5 (vapor dentro del flujo de humos). El Na que está presente en el aceite como cloruro, se vaporiza y reacciona con los óxidos de S, en el propio flujo de humos o después de la deposición sobre las superficies tubulares. El S en el fuelóleo residual se elimina progresivamente durante la combustión y se oxida rápidamente para formar SO2. Una pequeña cantidad de SO2 se oxida a SO3, por medio de una pequeña cantidad de oxígeno atómico presente en la parte más caliente de la llama. También se puede producir una oxidación catalítica de SO2 a SO3, conforme los humos pasan sobre deposiciones de ceniza ricas en Va, que se encuentran sobre los tubos del sobrecalentador y los refractarios de alta temperatura. FORMACIÓN Y DEPOSICIÓN DE LAS CENIZAS DE ACEITES.- La deposición de los constituyentes de la ceniza de aceite en las paredes del hogar y en las superficies del sobrecalentador puede ser un grave problema; todas las instalaciones de calderas se diseñan para temperaturas de vapor entre 1000÷ 1015ºF = (538÷ 546ºC). Los factores que afectan a la deposición de ceniza de aceite en las superficies absorbentes de calor de una caldera se pueden agrupar en diversas categorías según: - Las características de la ceniza del fuelóleo - El diseño de la caldera - El funcionamiento de la unidad a) Características de la ceniza del fuelóleo.- Los elementos más significativos en el fuelóleo son el Na, el S y el Va, porque pueden formar compuestos complejos que tienen bajas temperaturas de fusión, de 480÷ 1250ºF = (249÷ 677ºC), tal como se indica en la Tabla XX.10, que están comprendidas dentro del intervalo de temperaturas del metal de los bancos tubulares del sobrecalentador de las calderas que queman aceites. La ceniza del fuelóleo se ablanda y funde en un amplio campo de temperaturas. Una partícula de ceniza que se encuentra en estado viscoso a la temperatura de la superficie del tubo, se puede adherir a éste. Una partícula de ceniza seca se puede adherir a la superficie tubular por atracción mutua o por rugosidad superficial. La capa inicial de la deposición tiene una temperatura más alta que la de la superficie tubular, lo que provoca la formación de deposiciones adherentes. XX.-617

El ensuciamiento continua hasta que la temperatura de la superficie de la deposición alcanza un valor, para el que toda la ceniza presente en el flujo de humos se encuentra fundida, de modo que la superficie de la deposición está bañada por el líquido fundido, sin solidificar, y por lo tanto la deposición continuará creciendo. La velocidad inicial de crecimiento de la deposición de ceniza es máxima cuando la relación Na/Va = 1/6; el equilibrio en el espesor de la deposición es de 0,125”÷ 0,25”= (3,175÷ 6,35 mm), al cabo de 100 horas de operación. Cuando el fuelóleo contiene constituyentes refractarios, sílice, alúmina y óxido de hierro, junto al Na y Va, no se alcanza ninguna condición de equilibrio y los bancos tubulares se apelmazan con deposiciones de ceniza menos densas y más friables que las escorias vitrificadas que se suelen presentar con fuelóleos en los que la relación Na/Va = 1/6. La velocidad de crecimiento de una deposición de ceniza y el espesor final de la acumulación, dependen de diversos factores físicos, como la velocidad, temperatura de los humos, concentración de los constituyentes de la ceniza en los humos y, en particular, de la temperatura del metal tubular. Para predecir el comportamiento de un aceite residual, en lo que respecta a la escorificación y ensuciamiento de los bancos tubulares, se tienen en cuenta diversas variables del combustible, que incluyen: - El contenido total de ceniza - El análisis de ceniza, especialmente los niveles de Na y Va y la concentración de los constituyentes principales - Las temperaturas de fusión y solidificación de la ceniza - El contenido de S total del aceite. b) Diseño de la caldera.- El ensuciamiento progresivo de los hogares y sobrecalentadores no se produce mientras las características de la ceniza no sean severas; si la temperatura del metal tubular es algo elevada, la solución consiste en mejorar las condiciones de combustión en el hogar y/o modificar los programas de soplado. La geometría del hogar y el espaciado de los tubos en los bancos de convección se seleccionan para minimizar la velocidad de deposición de la ceniza. Para ello se emplea una disposición de tubos alineados, con espaciados laterales progresivamente más amplios cuanto más elevada sea la temperatura de los humos en la zona donde se ubiquen los tubos, lo que hace menos probable la deposición de ceniza abovedada entre tubos y facilita la limpieza de los bancos tubulares por los sopladores. c) Funcionamiento de la caldera.- Una deficiente atomización del combustible da lugar a llamas más largas, lo que incrementa la velocidad de deposición de la escoria sobre las paredes del hogar, dificultando la limpieza en las secciones de convección de la caldera. Es fundamental que la combustión se complete antes de que los humos lleguen a la primera fila de tubos (pantalla de escoria), que encuentran tras su salida del hogar. Las partículas carbonosas relativamente grandes tienen mayor tendencia a impactar sobre los tubos, que las partículas de ceniza más pequeñas; si las partículas grandes están en estado viscoso se adhieren a los tubos, en donde prosigue la oxidación de las mismas, a una velocidad más baja, con formación de ceniza. El ensuciamiento por este mecanismo es difícil de detectar en una inspección durante el período en que la unidad está retirada de servicio, pero sí se puede detectar durante el funcionamiento, porque las llamas son largas y humeantes y los humos pueden arrastrar partículas incandescentes. Para que el soplado sea efectivo, los ciclos de soplado deben ser lo suficientemente frecuentes para que no se depositen espesores que tengan sus superficies en estado semifundido y que sean difíciles de XX.-618

retirar. En casos de escorificación extrema, a veces es necesario reubicar sopladores o instalar sopladores adicionales para controlar la deposición en una zona crítica o usar aditivos. Una unidad que funciona con su carga nominal mantenida durante largos períodos de tiempo, es más propensa a tener problemas de ensuciamiento con un fuelóleo, que una unidad que diariamente tiene variaciones de carga, ya que en esta situación el hogar permanece más limpio, debido al desprendimiento periódico de la escoria, con lo cual las temperaturas de los humos a través del sobrecalentador son más bajas, lo que alivia la carga de trabajo de los sopladores y, en cierto modo, controla la formación de depósitos en los bancos tubulares del sobrecalentador y recalentador. Las sobrecargas de la caldera, aunque sean durante una o dos horas, se deben evitar y en especial si se ha reducido el airecomburente hasta un nivel con el que algún quemador sea deficitario en aire. En estas circunstancias, en el hogar se llegan a formar deposiciones de escoria y polvo, que se pueden desplazar hasta los bancos tubulares del sobrecalentador y recalentador. XX.11.- CORROSIÓN DE LA CENIZA DEL ACEITE Corrosión a alta temperatura.- Los complejos de Na-Va, que normalmente se encuentran en las cenizas de aceites, son corrosivos cuando se funden, observándose una velocidad de corrosión en un amplio intervalo de temperaturas del metal y de humos, que depende de la cantidad y composición de la deposición de ceniza del aceite. La Fig XX.28 muestra el efecto combinado de las temperaturas de metal y de humos sobre la corrosión, para una composición del fuelóleo de 150 ppm de Va, 70 ppm de Na y 2,5% de S. Cuando la concentración de Va en el fuelóleo varía, la magnitud de la corrosión, comparada con la del combustible con 150 ppm de Va, puede aumentar o disminuir, Fig XX.29. El efecto del contenido de Na en el combustible no está tan claro, porque las condiciones de combustión y el contenido de cloruros en el combustible pueden controlar su nivel; el contenido de Na afecta a la temperatura mínima del metal, para la que la corrosión se hace significativa. Cuanto más alto es el contenido en Cr de una aleación, más resistente es al ataque de la corrosión; este es el motivo de utilizar aleaciones de 18Cr + 8Ni en los tubos de alta temperatura del sobrecalentador. Contenidos de Cr superiores al 30% proporcionan una gran resistencia frente a la corrosión, a expensas de las propiedades físicas. Aleaciones de 25Cr + 20Ni se utilizan para forrar tubos, pero incluso esta aleación no facilita una protección completa.

Fig XX.28.- Efecto de la temperatura de los humos y del metal sobre la corrosión de los aceros aleados 304, 316 y 321, en una unidad que quema fuelóleo con 150 ppm de Va, 70 ppm de Na y 2,5% de S. Duración del ensayo 100 horas. XX.-619

Fig XX.29.- Efecto de la concentración de Va en la corrosión por ceniza de aceite

La presencia de Ni en las aleaciones para alta temperatura es necesaria para conservar la resistencia mecánica, y las aleaciones altas en Cr y Ni pueden ser resistentes al ataque de la ceniza en condiciones oxidantes. Corrosión a baja temperatura.- En las calderas que queman aceites, el problema de la corrosión a baja temperatura es consecuencia de la formación y condensación del ácido sulfúrico, que procede de los humos, en forma similar al caso de unidades que queman carbón. Las calderas que queman aceites son más susceptibles a la corrosión a baja temperatura, que la mayoría de las unidades que queman carbón, por dos razones: - El Va de las deposiciones de cenizas de aceite, es buen catalizador para convertir el SO2 en SO3 - Hay menor cantidad de ceniza en los humos Las partículas de ceniza presentes en los humos reaccionan con el vapor de SO3 disminuyendo su porcentaje en los humos. Tabla XX.10.- Puntos de fusión de algunos constituyentes de ceniza de aceite COMPUESTO Denominación Oxido de aluminio

Punto de fusión Fórmula A l2O 3

ºF

ºC

3720

2049

A l2(SO4 )3

1420 *

771

4662

2572

Sulfato de calcio

CaO CaSO4

2640

1449

Oxido de Hierro

Fe2 O3

2850

1565

Sulfato de aluminio Oxido de calcio

Sulfato de hierro Oxido de níquel

Fe2 (SO4 )3

895 * 3795

479

Sulfato de níquel

NiO NiSO4

2091

1545 *

841

Dióxido de silicio

SiO2

3130

1721

Sulfato de sodio

Na2 SO4 NaHSO4

1625

885

Bisulfato de sodio Pirosulfato de sodio

Na2 S2 O7

480 *

249

750 *

399

Na3 Fe(SO4 )3

1000

538

Trióxido de vanadio

V2O 3

3580

1971

Tetraóxido de vanadio

V2O 4

3580

1971

Pentóxido de vanadio

V2O 5

1275

691

Na2 O V2O 5 (NaVO 3 ) 2 Na2O V2 O5

1165

629

1185

641

3 Na2O V2 O5 Na2 O V2O 4 V2 O5

1560

849

1160

627

5 Na2O V2 O4 11V2O 5

995

535

Sulfato férrico de sodio

Metavanadato de sodio Pirovanadato de sodio Ortovanadato de sodio Vanadilvanadatos de sodio

* Descompone a una temperatura próxima a la del punto de fusión XX.-620

Tabla XX.11.- Clasificación de métodos de control del ensuciamiento y corrosión en calderas que queman aceites SUMINISTRO DE COMBUSTIBLE Reducir la cantidad de constituyentes de la ceniza del combustible en el hogar

Minimizar la cantidad de constituyentes de la ceniza del combustible en superficies termointercambiadoras

Minimizar efectos de enlace estructural y de compuestos corrosivos en deposiciones de ceniza

Selección Mezcla Purificación DISEÑO Geometría de hogar Disposición bancos tubulares Temperaturas de metal Temperaturas de humo Disposición sopladores OPERACION Ciclos de cargas Programa de soplado Combustión - exceso aire Aditivos Lavados con agua

Como el aceite tiene mucha menos ceniza que el carbón, se pueden esperar diferencias notables. La ceniza del carbón es más básica que la ceniza del aceite, por lo que tiende a neutralizar cualquier deposición ácida, cosa que no sucede con la ceniza del aceite. Las deposiciones ácidas (hollines ácidos) se generan en las superficies metálicas (calentadores de aire, conductos y chimeneas) que operan con humos por debajo del punto de rocío del hollín, que ha absorbido vapor de ácido sulfúrico a su paso por la caldera. Métodos de control.- Los que se han propuesto para controlar el ensuciamiento y la escorificación en calderas que queman aceites, se resumen en la Tabla XX.11, siendo siempre las condiciones económicas las que gobiernan su aplicabilidad. El método más seguro de control es la reducción de la ceniza y S que entran en el hogar. El método menos seguro de control es minimizar el efecto de los componentes de la ceniza una vez depositada en los tubos. Dado que la severidad del ensuciamiento y escorificación depende de las características del fuelóleo, del diseño de la caldera y de las variables de funcionamiento, no se puede prescribir una solución general para estos problemas. XX.12.- SUMINISTRO DE FUELÓLEO Aditivos para fuelóleo.- Cuando la ceniza del fuelóleo es problemática, un procedimiento efectivo consiste en añadir al fuelóleo o al hogar, pequeñas cantidades de materiales que modifican las características de la ceniza lo suficiente para que se puedan eliminar con sopladores de de aire o vapor o con lanzas de aire. Los aditivos más efectivos son la alúmina, la dolomía y la magnesia, y se emplean para: - Reducir los problemas asociados al ensuciamiento del sobrecalentador - La corrosión de la ceniza a alta temperatura - La corrosión por ácido sulfúrico a baja temperatura El análisis de las deposiciones típicas en un sobrecalentador, procedentes de un fuelóleo (1), antes y después del tratamiento con alúmina o dolomía, se presenta en la Fig XX.30; el resultado del tratamiento de otro fuelóleo con magnesia se representan en el gráfico de barras de la derecha. La disminución del ensuciamiento y corrosión a alta temperatura se verifica mediante la producción de una deposición de ceniza con alto punto de fusión, que se puede reducir a polvo (es friable) y eliminar fácilmente por lanzas XX.-621

o sopladores. Cuando la ceniza se encuentra seca, la corrosión se reduce considerablemente. La corrosión por ácido sulfúrico a baja temperatura se disminuye mediante la formación de sulfatos refractarios, utilizando el SO3 gaseoso que está presente en el flujo de humos; eliminando el SO3 gaseoso, el punto de rocío de los humos se reduce lo suficiente para proteger las superficies metálicas.

Fig XX.30.- Efecto de los aditivos para fuelóleo sobre la composición de la deposición de la ceniza de fuelóleo

Los sulfatos formados se encuentran relativamente secos y se retiran fácilmente por medio de un equipo normal de limpieza. La cantidad de aditivo utilizado debe ser igual al contenido de ceniza del fuelóleo. En algunos casos, con proporciones diferentes se obtienen mejores resultados, especialmente en lo que respecta a la limitación de la corrosión a alta temperatura, utilizando relaciones de aditivo 2/1 a 3/1 en peso, según sea el contenido de Va del aceite. La introducción en el hogar de los materiales que configuran el aditivo, se puede hacer: - Midiendo una cantidad de lechada de aceite y aditivo puesto en las líneas de suministro a los quemadores - Pulverizando el material del aditivo hasta que el 100% pase a través del tamiz normalizado de 325 mallas (44 micras), para lograr una buena dispersión y un mínimo desgaste del atomizador Para una caldera que quema fuelóleo con un sistema de flujo de retorno a alta presión, resulta ventajoso introducir el polvo aditivo mediante el soplado hacia el hogar; para lograr una buena dispersión, el 100% de polvo aditivo debe pasar por el tamiz de 325 mallas (44 micras). La elección de un aditivo depende de su disponibilidad, de su coste y del método de aplicación que se haya elegido. La alúmina utilizada en la lechada de aceite provoca mayores desgastes en la placa del atomizador que otros materiales. XX.-622

Una comparación de la cantidad de deposiciones formadas con diferentes aditivos indica que: - La dolomía produce la mayor, a consecuencia de su capacidad de sulfatación - La magnesia se sitúa en el intermedio - La alúmina y el caolín forman la menor Cuando se dispone de un adecuado equipamiento de limpieza, las deposiciones se eliminan fácilmente y las cantidades formadas no son problema. Control del exceso de aire.- Los problemas planteados en la combustión de fuelóleos residuales como la: - Deposición a alta temperatura (ensuciamiento) - Corrosión a alta temperatura - Corrosión por ácido sulfúrico a baja temperatura surgen como consecuencia de la presencia de Va y S en sus estados de máxima oxidación. Reduciendo el aireexceso desde el 7% al 1%, se puede evitar la formación de compuestos de Va y S que estén completamente oxidados y, por tanto, se reducen el ensuciamiento y los problemas de corrosión de la caldera.

Fig XX.31.- Efecto de la combustión con bajo aireexceso, en la corrosión a alta temperatura de la ceniza de aceite

Fig XX.32.- Efecto del aireexceso sobre la corrosión a baja temperatura del acero al C

La velocidad de corrosión para un sobrecalentador de acero inoxidable 304 mantenido a 1250ºF, (677ºC) inmerso en un flujo de humos a 2100ºF (1149ºC), se reduce más del 75%, cuando el aireexceso baja desde un 7% al 1%, Fig XX.31. XX.-623

La deposición de la ceniza formada en el banco del sobrecalentador es blanda y pulverulenta, en contraste con la dura y densa que se adhiere a los tubos cuando el aireexceso es del 7%; la velocidad de acumulación de ceniza con bajo aireexceso es como mucho la mitad. La operación con 1% aireexceso eliminó prácticamente la corrosión del acero al C a baja temperatura, para todas las temperaturas del metal superiores al punto de rocío de los humos Fig XX.32. Los valores de la pérdida por Cinquemado con bajo aireexceso, pueden ser del 0,5%, cifra aceptable para las plantas termoeléctricas.

XX.-624

XXI.- CARACTERÍSTICAS OPERATIVAS DE LOS COMPONENTES DE UNA CALDERA http://libros.redsauce.net/

La evaluación de las características de funcionamiento de una caldera depende de muchos factores, de los que unos pocos se pueden analizar con precisión y otros, la mayoría, son consecuencia de datos tomados en unidades operativas. La ceniza del combustible tiene, posiblemente, la mayor trascendencia sobre las características de funcionamiento de la caldera, que se diseña, construye y funciona de acuerdo con unas determinadas especificaciones de diseño. La combustión se completa siempre dentro de los límites del hogar si la caldera está bien diseñada y funciona perfectamente. Aguas abajo del hogar, la disposición de las superficies de transferencia de calor implica un equilibrio entre las diferencias de temperatura, espacio, caídas de presión y pérdidas de tiro. La disposición final de estas superficies debe cumplir con los requisitos de funcionamiento, y con el control de deposición de cenizas, corrosión y erosión. En los generadores de vapor que queman combustible fósil, el medio más caliente en la transferencia de calor son los gases de combustión. El medio refrigerador de estos gases depende del tipo de intercambiador de calor; puede ser el vapor sobrecalentado, las mezclas de vapor-agua a la temperatura de saturación, el agua o el aire. Las superficies de transferencia de calor se pueden clasificar, de acuerdo con la dirección y temperatura de los flujos de los medios caliente y frío en: 1) Bancos de caldera y pantallas del hogar 2) Sobrecalentadores y recalentadores 3) Economizadores 4) Calentadores de aire Las características de funcionamiento se utilizan para determinar uno de los tres parámetros siguientes: XXI.-625

Fig XXI.1.- Central térmica de carbón

- Temperaturas - Área de la superficie de transferencia de calor - Limpieza de la superficie termointercambiadora siendo la evaluación de las características de funcionamiento de la caldera un proceso iterativo. Para evaluar la temperatura de los humos y del vapor, se suele conocer el área de la superficie termointercambiadora y el estado de limpieza de la superficie, mientras que las temperaturas se prefijan de antemano. La temperatura de salida se consigue mediante iteraciones: - Si la temperatura calculada de salida de los humos es elevada, se precisa más superficie - Si la temperatura calculada de salida de los humos es baja, hay que quitar superficie El tamaño de una superficie termointercambiadora se puede determinar, con unas temperaturas de fluidos y una limpieza de superficie dadas, asumiendo una disposición de superficie inicial y calculando y comprobando a posteriori las características térmicas funcionales. El área de la superficie termointercambiadora se ajusta hasta que las temperaturas calculadas supuestas converjan. Si se obtiene un error menor de 5ºF entre dos iteraciones consecutivas, se considera que la solución es válida. A título de ejemplo, para dar una idea elemental del cálculo de las características de funcionamiento, vamos a considerar una pequeña caldera, Fig XXI.1a con una disposición muy simplificada de hogar y de superficie calefactora. XXI.1.- CONDICIONES DE FUNCIONAMIENTO Se definen por el comprador de la caldera y en ellas se incluyen: - Las condiciones de salida del vapor, como la presión, temperatura y gasto másico - Las condiciones del agua de alimentación XXI.-626

- El combustible y análisis de ceniza - El intervalo de cargas - La capacidad de producción continua máxima de vapor) - La eficiencia

Fig XXI.1a.- Caldera industrial de carbón

El diseño final de la caldera tiene que cumplimentar eficientemente las especificaciones sobre materiales, pérdidas de caudal y superficie mínima. El procedimiento de análisis se inicia con etapas ligeramente diferentes, según se trate del análisis de un componente existente en un equipo o del diseño de una planta nueva. a) Para una instalación existente, el cálculo de las características de funcionamiento de la caldera comienzan por establecer la geometría de todos y cada uno de los equipos de transferencia de calor definiendo las condiciones de operación requeridas. A continuación se realizan los balances de calor y de materia, incluyendo los cálculos de combustión para el generador de vapor, los cuales facilitan la información necesaria para analizar cada recuperador de calor. El proceso de cálculo sigue el sentido del flujo de humos, desde el hogar hasta la chimenea. b) Para una planta nueva, el proceso comienza haciendo los balances de calor y de materia, para establecer los requisitos de aire, combustible y manipulación de humos, continuando el proceso con el dimensionado del equipo y de los componentes. El cálculo de las resistencias del lado de aire y de las pérdidas de tiro, incluyendo el efecto chimenea, depende de los perfiles de temperatura de aire y de humos, por lo que esos cálculos se tienen que realizar después de todos los análisis térmicos. Los parámetros dimensionales del ejemplo propuesto se relacionan en la Tabla XXI.1 y las condiciones de operación en la Tabla XXI.2. XXI.-627

Tabla XXI.1.- Características físicas del hogar Paneles membrana, con tubos de 2,5” separados 3” entre ejes Anchura: 12 ft (3,65 m) ; Volumen: 18000 ft3 (510 m3) hasta el plano de entrada en el sobrecalentador Profundidad: 20 ft (6 m) ; Superficie: 5050 ft2 (470 m2) proyectada, sin incluir el plano de salida Parámetro

Pantalla

Sobrecalentador

Banco caldera

Economizador

2,5

2,5

2,5

2

2

Espaciado longitudinal (")

6

3,25

4

3

2,5

Espaciado lateral (")

6

6

4

3

3,5

Nº filas en profundidad

2

12

28

10

53

Nº columnas (anchura)

23

23

35

47

41

Diámetro ext. tubo (")

Longitud d el tubo (ft)

Calentador aire

18

18

17

10

16

Superficie de caldeo (ft2 )

542

3250

10900

2450

18205

Area libre flujo humos (ft2 )

130

130

80

42

39,2

Area libre flujo aire (ft2 )

82,7

- La configuración del sobrecalentador es en flujos en contracorriente; desde la salida del calderín de vapor hasta el colector de salida del sobrecalentador, el vapor circula en dos flujos paralelos - Los tubos del banco caldera varían en longitud, habiéndose tomado un valor promediado - La superficie de caldeo es la exterior de los tubos expuestos a los humos; en el calentador de aire los humos circulan por el interior de los tubos - El área libre de flujo es la mínima entre tubos, perpendicular a la dirección del flujo, excepto para el calentador de aire, en el que el área libre es la sección de tubos basada en el diámetro interior.

Tabla XXI.2.- Condiciones de operación Combustible: carbón bituminoso de Virginia, USA ; Análisis: tal como se quema. Análisis elemental, % en peso Análisis inmediato, C 80,31 Humedad H2 4,47 Volátiles S 1,54 Carbono fijo O2 2,85 Ceniza N2 1,38 H2O 2,9 Ceniza 6,55 Poder calorífico superior, tal como se quema Exceso de aire Pérdida carbono inquemado Pérdida no computada Pérdida radiación Temperatura humos salida hogar SALIDA SOBRECALENTADOR Flujo de vapor Temperatura de vapor Presión de vapor Entalpía de vapor SALIDA ECONOMIZADOR Flujo de agua Temperatura de agua Presión de agua Entalpía de agua CALENTADOR DE AIRE Temperatura de aire a la entrada Presión barométrica Temperatura de humo a la salida

% en peso 2,9 22,05 68,5 6,55

14.100 Btu/lb 20,0 % por peso 0,4 % por peso 1,5 % por peso 0,40 % por peso 2000 ºF 250.000 lb/h 650 ºF 450 psig 1331,5 Btu/lb 250.000 lb/h 220ºF 470 psig 189,2 Btu/lb 80ºF 30" Hg 390ºF

Balances de calor y de materia.- Comienzan con los cálculos de combustión que se llevan a cabo por el método Btu. Para el análisis y pérdidas especificadas en la Tabla XXI.2, los cálculos de combustión se resumen en la Tabla XXI.3. La unidad debe producir 250.000 lb/h (113,4 Tm) de vapor sobrecalentado a 450 psig y 650ºF (343ºC), con unas condiciones de presión y temperatura del agua a la entrada del economizador de 470 psig y 220ºF (105ºC) . La energía que sale con el flujo de vapor se calcula haciendo un balance, Tabla XXI.2: XXI.-628

Energía que se aporta al vapor = mvapor (i 2 - i1 ) = = 250.000 lb/h ( 1331,5 - 189,2) Btu/lb = 285,6.106 Btu/h = 83,7 MW La evaluación de la combustión de la Tabla XXI.3 establece los regímenes que intervienen en muchos de los diseños de equipos, relativos a aporte de calor, peso de los gases y peso del aire. El aporte de calor por el combustible, se calcula dividiendo la energía que sale con el flujo de vapor por la eficiencia de la caldera: Aporte de calor =

Energía que sale con el flujo de calor 285,6.10 6 Btu/h = = 328,6.10 6 Btu = 96,3 MW Eficiencia de la caldera 0 ,869 h

El peso de los humos producto de la combustión que fluyen a través de la caldera se determinan a partir del aporte de calor del combustible y el peso de humos húmedos establecido por los cálculos de combustión: lb = 104 Btu kg = 324.100 lb = 147.000 h h

Peso humos = m g = Aporte de calor × Peso humos húmedos = 328,8.10 6 Btu/h

x

9 ,864

Tabla XXI.3.- Cálculos de combustión, en Btu Condiciones de aporte - ensayo o especificación 1 Exc.aire: quem/cald/econ, % peso

20/20

Combustible: carbón bituminoso, Virginia, EE.UU. 16) Airete ó r. lb/100 lbcom 17) H2O, lb/100 lbcomb

15) Análisis elemental

2 Temperatura aire entrada, ºF

80

3 Temperatura referencia, ºF

80

A

4 Temperatura combustible,ºF

Elemento % en peso C

80,31

K1

(15) x K1

11,51

924,4

80

B

S

1,54

4,32

6,7

5 Temp. aire salida Calent.Aire,ºF

350

C

H2

4,47

34,29

153,3

6 Temp. humo salida Calent.Aire,ºF 7 Humedad en aire, lbaire seco

390

D

H2O

2,9

0,013

E

N2

1,38

0

F

O2

2,85

- 4,32

- 12,3

85

G

Ceniza

6,55

TOTAL

100

8

Humedad adicional, lb/100 lbcomb

9 Residuo salida cald./econ. % total

K2

(15) x K2

8,94

39,96

10 Salida (Producción) , 106 Btu 11 Aireteó rico adicional, lb/104 Btu

285,6

H

0

18

Poder calorífico superior, Btu/lb combustible

14100

12 CO2 de absorbente, lb/104 Btu 13 H2 O de absorbente, lb/104 Btu

0

19

0

20

Pérdidas C inquemado, % aporte combustible Aire teórico, lb/104 Btu (16H) x 100 /(18)

7,604

14 Consumo absorbente, lb/104 Btu

0

21

Aire

1072,1

C inquemado, % combustible

H2O

42,86 0,4

(19) x (18) /14500

0,39

GASES DE COMBUSTIÓN en Cantidad /10000 Btu de aporte en combustible 22

(20) - (21) x 1.151/(18) + (11)

7,572

23 Aireteó rico (corregido) , lb/104 Btu

[(15G) + (21)] x100 / (18)

0,049

24 Residuo de combustible, lb/104 Btu

(23) + (14)

0,049

Residuo total,

lb/104 Btu

25 Exceso de aire, % en peso

A) En quemadores B) Infiltración 20

26 Aire seco, lb/104 Btu 27 H2 O del aire, lb/104 Btu

[1 + (25)/100] x (22)

28 Humedad adicional, lb/104 Btu 29 H2 O del combustible, lb/104 Btu

(8) x 100 / (18)

30 Humos húmedos del combustible 31 CO2 del absorbente, lb/104 Btu

[100 - 15(G) - (21)] x100/(18)

32 H2 O del absorbente, lb/104 Btu 33 Humos h úmedos total, lb/104 Btu

C) Salida hogar

0

(26) x (7) (17H) x 100/(18)

0,118

0,118

0,118

0

0

0

0

0,304 0

0

0 0

Suma de (26) a (32)

34 Agua en humos hú medos , lb/104 Btu (27) + (28) + (29) + (32)

37 Residuo, % en peso

9,086

0,118 0,304

13

(33) - (34)

20 9,086

12

35 Humos secos, lb/104 Btu 36 H2 O en humos, lb/104 Btu

D) Salida Cald./Econ.

20

0

0 0

9,864 0,422

0,422

0 9,864

0,422

0,422

9,442

9,442

100 x (34) / (33)

4,28

4,28

(9) x (24)/(33)

0,42

0,42

XXI.-629

CÁLCULOS EFICIENCIA - % de aporte en combustible 38 Pérdidas gas seco, %

0,0024 x (35D) x [(6)-(3)]

7,02

Pérdidas agua del combustible como se quema 39

Entalpía vapor a 1 psi, T = (6)

Entalpía 1=(3,96E-5T+0,4329)T+1062

1237,1

40

Entalpía agua a T = (3)

Entalpía 2 = (3) - 32

48

41

%

(29) x [(39) - (40)]/100

3,61

0,0045 x (27D) x [(6) - (3)]

0,16

(19) ó (21) x14.500/(18)

0,4

42 Humedad en aire, % 43 Carbono inquemado, % 44 Radiación y convección, %

0,4

45 No computadas y margen fabricante, %

1,5

46 Pérdidas netas absorbente, %

0

47 Suma de pérdidas

Suma de (38) a (46)

48 Ganancia calor en aire seco, %

0,0024 x (26D) x [(2) - (3)]

49 Ganancia calor en humedad en aire, %

0,0045 x (27D) x [(2) - (3)]

50 Ganancia calor sensible en combustible, %

13,09 0 0

[Entalpía a T(4) - Entalpía a T(3)] x 100/(18)

51 Otras ganancias, %

0 0 0

52 Suma de ganancias, %

Suma de (48) a (51)

0

100 - (47) + (52)

86,91

53 Eficiencia (rendimiento), %

Parámetros para determinar las características de funcionamiento

Salida hogar

54 Aporte del combustible, 106 Btu 55 Cantidad de combustible, 103 lb/h

100 x (10)/(53)

56 Peso humos húmedos , 103 lb/h

(54) x (33)/10

324,1

57 Aire(hú medo) a quemadores, lb/104 Btu 58 Aire(hú medo) a quemadores, 103 lb/h

[1 + (7)] x [1 + (25ª)/100] x (22)

9,205

(54) x (57)/10

302,5

59 Calor disponible, 106 Btu/h

(54) x {(18) - 10,3 (17H)}/(18) - 0,005 x

328,6

1000 x (54) /(18)

Entalpía = 66,0 Btu/lb

23,3

x [(44)+(45)] + Entalpía a T(5) x (57)/10.000

60 Calor disponible/lb humo húmedo, Btu/lb

Salida Cald./Econom.

1.000 x (59)/(56)

324,1

335,2 1034,2

61 Temperatura adiabática de llama, ºF

3560

Utilizando un aireexceso del 20% para la combustión del carbón pulverizado, Tabla XXI.3, se puede calcular el airecomburente a quemadores: Peso de aire = Aporte de calor

×

Corrección humedad

= 328,6.10 6 Btu h

×

1,013

×

Peso aire seco =

lb aireh úmedo lb aire seco

×

9 ,086

kg lb = 302.500 lb = 137.200 Btu h h

104

La masa de aireseco incluye el aireexceso, por lo que este flujo de masa de aire representa el airetotal en el hogar. El calor disponible a partir del combustible (1034 Btu/lb) y de la humedad correspondiente en los humos (4,28%) se obtiene de la Tabla XXI.3, lo que completa los balances de calor y de materia y los cálculos de combustión para la caldera. Las presiones, temperaturas y flujos que cruzan los límites de la unidad están ya establecidos, por lo que se puede proceder al cálculo de cada uno de los componentes. También hay que realizar un análisis detallado de: - Posibles infiltraciones de aire - La descarga continua del agua de caldera (purga) - Las extracciones de vapor saturado - Los recalentadores de vapor, si se utilizan en la unidad objeto de estudio

XXI.-630

XXI.2.- CÁLCULO DE LAS CARACTERÍSTICAS DE FUNCIONAMIENTO DE LOS DIVERSOS COMPONENTES a) HOGAR.- La temperatura de los humos a la salida del hogar se determina para poder diseñar los componentes de transferencia de calor que existan aguas abajo. Mediante ensayos y correlaciones de datos de temperaturas de humos, se ha encontrado que la temperatura de los humos a la salida del hogar está relacionada con el aporte de calor por el combustible y con la efectividad de las paredes del hogar. El calor que absorbe el hogar es de 1034 Btu/lbhumo. La disposición del hogar facilita una superficie plana proyectada de 5050 ft2. Para los tubos del hogar de 2,5”y separación entre ejes de 3”, el factor de efectividad es 1,0. La absorción de calor en el hogar es =

Calor disponible Área plana del hogar =

× ×

Flujo de humos = Factor de efectividad

1034 Btu/lbhumos × 324,1.103 lb/h = 66,4.10 3 Btu/ft 2 h 5050 ft 2 × 1

€ La temperatura de los humos a la salida del hogar se calcula haciendo uso de la difusividad térmica =

328,6.106 Btu/h = 59,74 y entrando con este valor en la Figura V.13, se obtiene 2.000ºF. 5500ft 2

Fig V.13.- Relación entre la Temperatura de los humos a la salida del hogar y la difusividad, para algunos combustibles

Con estos datos se puede iniciar el análisis del paso de convección, considerando la pantalla de tubos, sobrecalentador, banco de caldera, economizador y calentador de aire. En el cálculo de los coeficientes de transmisión de calor que se aplican a las superficies de transferencia térmica, el efecto de la ceniza o de cualquier otra deposición sobre las superficies, se puede considerar mediante un factor de limpieza de la forma: Factor limpieza =

Transferencia de calor en funcionamiento Transferencia de calor con superficie limpia

por lo que una superficie nueva y limpia tiene un factor de limpieza igual a la unidad . En algunas calderas que queman carbón o basuras, en las que las escorificaciones y deposiciones de polvo son muy difíciles de retirar, el factor de limpieza es menor de 1. Para determinar el valor de la transferencia de calor con escorificaciones y deposiciones de polvo, el factor de limpieza para cada superficie termointercambiadora y composición de humos, se multiplica XXI.-631

por el producto del coeficiente global de transmisión de calor U, del área A y de la diferencia de temperaturas ΔT,. En los cálculos que siguen se utiliza un factor de limpieza unidad. b) PANTALLA DE SALIDA DEL HOGAR Transferencia de calor.- En el diseño de esta caldera, los humos que salen del hogar pasan en primer lugar a través de una pantalla de tubos que contienen agua en proceso de vaporización; estos tubos controlan la radiación que llega a los tubos que configuran la superficie del sobrecalentador. La transferencia de calor para esta superficie es: Q ( Btu/h ) = U A ( LMTD ) = mg c p Δ Tg = mg c p ( T1humos- T2humos )banco tubular siendo: U = hgas = el coeficiente global de transmisión de calor del lado de humos, con resistencia de película despreciable agua y pared; hgas = hgas (rad) + hgas

(conv)

LMTD, la diferencia de temperaturas media logarítmica entre los humos y el agua saturada mg el flujo másico de humos, (lb/h) T1humos

banco tubular

la temperatura de los humos a la entrada del banco tubular

T2humos

banco tubular

la temperatura de los humos a la salida del banco tubular

La diferencia de temperaturas media logarítmica, para una vaporización a Ts en el interior de los T − T2 humos tubos, es: LMTD banco tubular = 1humos T − Ts ln 1humos T2 humos − Ts El calor se transfiere a la pantalla por radiación directa del hogar, por radiación íntertubular y por convección. Radiación del hogar hacia la pantalla.- Esta radiación se calcula utilizando un factor de efectividad 0,2 que se aproxima bastante a la emisividad de los humos y de la superficie de la pantalla. Debido a la gran diferencia existente entre la temperatura de los humos y la temperatura de los tubos de la pantalla, y a los exponentes que intervienen en la formulación, se puede suponer con suficiente exactitud que la temperatura de los tubos de la pantalla es la de saturación. El calor radiante transmitido del hogar a la pantalla por unidad de superficie proyectada plana es: 4 4 Qhogar− pantalla = σ Fe ( T2humos hogar − Ttubos pantalla ) =

σ = Cte Stefan-Boltzmann = 1,71.10-9 Btu/ft 2 hºR 4 = 5 ,67.10 -8 W/m 2 ºK 4 = Fe = factor de efectividad = 0 ,2 ; T2 humos hogar= 2000ºF = 2460ºR = 1366º K = Ttubos pantalla = Tsaturación = Ts = 462ºF = 922º R = 512ºK = 1,7 1.10-9 x 0 ,2 ( 24604 − 9224 ) = 12,28x10 3 Btu/ft 2 h La entrada a la pantalla tiene 18 ft (5,5 m) de alto por 12 ft (3,6 m) de ancho, por lo que el área proyectada plana es de 216 ft2 (20 m2). El calor radiante total transferido del hogar a la pantalla es: Qhogar- pantalla ( total ) = 216 ft 2 x 12.280 Btu/ft 3 h = 2,65.106 Btu/h XXI.-632

Como la configuración de la pantalla consiste en dos filas de tubos, con una separación longitudinal y lateral entre tubos de 6”, una parte del calor radiante se absorbe por la pantalla y el resto por el sobrecalentador. De la curva 1, Fig XXI.3, se obtiene un factor de efectividad 0,55, lo que significa que el 55% de la energía radiante que llega a una fila de tubos de la pantalla, se absorbe por la misma; con este factor se determina la absorción de radiación en la pantalla. La radiación del hogar se calcula fila a fila, y se distribuye en la forma: Radiación del hogar hacia la 1ª fila de la pantalla = 2,65.106 Btu/h Absorción de la 1ª fila de la pantalla = 0,55 x 2,65.106 Btu/h = 1,46.106 Btu/h Radiación del hogar hacia la 2ª fila de la pantalla = 1,19.106 Btu/h Absorción de la 2ª fila de la pantalla = 0,55 x 1,19.106 Btu/h = 0,65.106 Btu/h Radiación del hogar hacia el sobrecalentador = 0,54.106 Btu/h. La radiación del hogar no afecta a la caída de temperatura de los humos a través de la pantalla; sin embargo, si existe generación de vapor en la pantalla sí se tiene en cuenta la radiación del hogar absorbida por ésta. La radiación del hogar que pasa a través de la pantalla y atraviesa la totalidad de la misma, se absorbe por el sobrecalentador.

Fig XXI.3- Factor de efectividad del área de pared del hogar Con estas curvas se determina un área reducida (superficie fría equivalente) para las paredes no refrigeradas totalmente por agua

La transferencia de calor por convección y radiación íntertubular hacia los tubos de la pantalla, se calcula asumiendo una temperatura de humos a la salida de la pantalla, (en este caso 1920ºF) que se comprobará a posteriori. La diferencia de temperaturas logarítmica media del banco tubular es: LMTD banco tubular =

T1humos − T2humos = 2000 - 1920 = 1498ºF T1 humos − Ts ln 2000 - 462 ln 1920 - 462 T2 humos − Ts

Para obtener la velocidad másica de humos Gg hay que tener presente la masa del flujo de humos mg (lb/h), Tabla XXI.3, y el área libre mínima de paso del flujo de humos Ag, Tabla XXI.1: Gg =

mg 324.100 lb/h = = 2493 lb/ft 2 h Ag 130ft 2 XXI.-633

Fig XXI.4.- Flujos de vapor, agua de alimentación, aire, humos y combustible en una caldera

Temperatura de película del lado de humos: Tpelícula

humos=

Ts + LMTD = 462º F + 1498ºF = 1211ºF 2 2

Número de Reynolds, según el factor KR e de propiedades de gases (KRe se obtiene de la Fig XXI.5 y vale 2,3 ft2h/lb): Re = K Re G g = 2 ,3 ft 2 h/lb x 2.493 lb/ft 2 h= 5734 El coeficiente de convección de película de humos es: hcg = hc' Fpp Fa ψ = 62,5( Btu/ft 2 hº F )

×

0 ,133 × 0 ,92

×

1,0 = 7 ,65 ( Btu/ft 2 hºF )

en la que: - El factor geométrico y velocidad básica de convección se calcula a partir de la ecuación: 0 ,61 0 ,61 hc ' = 0 ,287 G0 ,39 = 0 ,287 2493 0 ,39 = 62,5 Btu ó gráficamente con la Fig V.12 ( 2,5/12) ft 2 hºF d ext

- El factor de propiedades físicas Fpp = 0,133 se obtiene de la Fig VI.13 para una humedad de 2,9% y temperatura de película del lado de humos de 1211ºF - El factor de configuración Fa depende de la disposición de los tubos, de la relación tubos y del número de Reynolds; se toma de la Fig V.15, con Re = 5734, y relaciones = 2,4, obteniéndose Fa = € 0,92

εx d ext

Espaciado de Diámetro εy = = 6 = dext 2,5

€

- El factor de corrección del haz tubular es ψ = 1, porque los humos modifican su dirección antes de entrar en la pantalla, (cuando el banco tubular esté precedido por un codo, por una pantalla distribuidora o por un cortatiros). la radiación directa del hogar La absorción total por radiación, incluida la pantalla, es suma de:   la radiación intertubular XXI.-634

La radiación directa del hogar afecta a la cantidad de vapor generado en la pantalla, pero no afecta a la temperatura de los humos que salen de ésta; es proporcional al área plana que atraviesa

Fig XXI.5.- Cálculo del factor KRe en función de la temperatura de los gases y del diámetro de los tubos

Fig VI.12.- Factor geométrico y velocidad básica de convección hc’ de gases o aire en flujo cruzado (Unidades inglesas)

Fig VI.13.- Efecto de la temperatura de película y de la humedad en el factor de propiedades físicas Fp p, humos en flujo cruzado XXI.-635

Fig VI.15.- Factor de disposición Fa, en función del nº de Re para diversas disposiciones de tubos alineados para gases de combustión y aire en flujo cruzado

La radiación íntertubular es directamente proporcional a la temperatura de los humos que salen de la pantalla y a la superficie total termointercambiadora del banco. Para determinar la radiación íntertubular, el coeficiente de transferencia de calor por radiación se debe ajustar para eliminar la radiación directa del hogar, utilizando un factor de efectividad Fs basado en áreas, de la forma: Fs =

A − Ap Superficie efectiva 542 - 172,8 = = = 0 ,6 81 Superficie total A 542

en la que: A es la superficie total calefactora del banco = 542 ft2 (Tabla XXI.1) A p es la superficie plana de la pantalla con absorción por radiación directa = 0,80 x 12 x 18 = 172,8 ft2, en la que se ha tenido en cuenta la radiación directa a pantalla = 0,55 + 0,55 (1 - 0,45) ≈ 0,80 Este cálculo resta el efecto de la radiación directa del hogar, por lo que habrá que añadirla a posteriori cuando se determine la absorción total de la pantalla. El coeficiente de transferencia de calor por radiación se ajusta para la superficie efectiva, mediante la expresión: hrg = hr' K Fs = hr ' = 8 ,1 Btu/ft 2 hºF , Fig XXI .7 L = longitud de radiación= 1,33 ft , Fig XXI .9 =  ⇒ K = factor de combustible= 0 ,4 , Fig XXI .10 = pr = presion parcial= 0 ,19 atm, Fig XXI .8  Fs = factor de efectividad de superficie = 0 ,681 = 8 ,1 ( Btu/ft 2 hºF ) × 0 ,4 × 0 ,681 = 2,21 ( Btu/ft 2 hºF )hr' = 8,1 Btu/ft2hºF, Fig XXI.7 El coeficiente combinado de transferencia de calor y el calor transmitido, son: hg = hc gas + hr gas = 7 ,65 + 2,21 = 9,86 ( Btu/ft 2 hºF ) Q = U A LMTD = U = hg = h g A LMTD = 9 ,86 (

Btu ) x 542 ft 2 x 1498ºF = 8.106 ( Btu ) ft 2 hºF hora

Para comprobar la temperatura de salida de los humos de la pantalla que, inicialmente, se ha supuesto vale Tsal humos= 1.920 ºF, se procede a determinar la temperatura de los humos que salen de la XXI.-636

misma haciendo un balance de energía entre la absorbida por los tubos de la pantalla (excluyendo la de radiación directa del hogar) y la energía perdida por los humos en su paso a través de la misma:

Fig XXI.6.- Coeficiente de transmisión de calor por radiación en función de la (LMTD)

Fig XXI.7.- Presión parcial del CO2 y H2O componentes principales de los productos de la combustión del carbón

ex = Espaciado entre centros de tubos perpendiculares al flujo ; ey = Espaciado entre centros de tubos paralelos al flujo L = Longitud media de radiación Fig XXI.8.- Longitud media radiante de tubos para diversos diámetros y disposiciones de tubos alineados

XXI.-637

Fig XXI.9.- Efecto del combustible, presión parcial de CO2 y H2O, y longitud media radiante, sobre el coeficiente de transferencia de calor

T2 humospantalla = T1 humos tubos −

Q 8.106 ( Btu/h ) = 2000ºF − = 1924ºF ≅ 1920ºF mg c p 342.100 ( lb/h ) x 0,31 ( Btu/lbºF )

que es una aproximación suficiente, por lo que no se requiere iterar. La absorción total de la transferencia de calor en la pantalla, es igual a la suma de los valores de transferencia de calor por convección, radiación íntertubular y radiación directa del hogar. Las dos primeras suman: 8 x 106 Btu/h. La radiación directa del hogar es = (1,46 + 0,65).106 = 2,11.106 Btu/h La absorción total de la pantalla es = (8 + 2,11).106 = 10,11.106 Btu/h Pérdida de tiro.- La pérdida de tiro en la pantalla en el lado de humos, se calcula con la ecuación:

Δ phumos pantalla = ξ

30

pbarométrica

Thumos (° R ) G g 2 ( 3 ) = 1,73× 105 10

pbarométrica en (") de Hg = 30" Hg , Tabla XXI .2 ; G g = 2493 lb/h  λ = 0 ,24, Fig IV .16 ; N = 2, Tabla XXI .1  = ξ = λ N Fψ =  = 0 ,24 x 2 x 1,12 = 0 ,5376 = Fψ = 1,12, Fig IV .15   T +T Tˆ gases = 0 ,95 1 humos 2 humos = 0 ,95 2000 + 1920 = 1862ºF+ 460 = 2322ºR 2 2 = 0 ,5376 30 2322ºR5 ( 2493 ) 2 = 0 ,04484"wg 30 1,73.10 103

Fig IV.15.- Coeficiente de profundidad Fψ para caída de presión en bancos tubulares de convención

XXI.-638

Fig IV.16.- Coeficiente de rozamiento λ para flujos cruzados de gas o de aire en configuraciones de tubos alineados

Caída de presión en el interior de los tubos de la pantalla.- Los tubos de la pantalla forman parte del circuito del hogar, por lo que el cálculo de la caída de presión en su interior se incluye en el análisis de circulación de la caldera. c) SOBRECALENTADOR Transferencia de calor.- Las ecuaciones que intervienen en la transferencia de calor para las superficies del sobrecalentador son: Q = U A ( LMTD ) = m g c p ΔTg = m g c p ( T1 − T2 )humos

sobrec.=

mv Δivapor

en las que: Q= transferencia calor, Btu/h h g hc vapor U= = coeficiente combinado (resistencia de película nula), Btu/ft2hºF h g + hc vapor hg = hrg + hcg = coeficiente global del lado de humos, Btu/ft2hºF hrg = coeficiente de radiación del lado de humos, Btu/ft2hºF hcg = coeficiente de convección del lado de humos, Btu/ft2hºF hc vapor = coeficiente de convección del lado del vapor, Btu/ft2hºF A = área superficie total, ft2 T1humos sobrec.= temperatura de los humos a la entrada del sobrecalentador, ºF T2humos

sobrec.=

temperatura de los humos a la salida del sobrecalentador, ºF

T1vapor sobrec.= temperatura del vapor a la entrada del sobrecalentador, ºF T2vapor sobrec.= temperatura del vapor a la salida del sobrecalentador, ºF mg = flujo másico de humos, lb/h cp = calor específico medio de los humos, Btu/lbºF XXI.-639

ΔTg = (T1 - T2)humos sobrec.= diferencia de temperaturas en los humos, ºF mv = flujo másico del vapor, lb/h

Δivapor = diferencia de entalpía del vapor, Btu/lb.

Fig XIV.10.- Fluidos caliente (humos) y frío (vapor) con flujos en contracorriente

De las condiciones de diseño del lado de vapor del sobrecalentador se deduce: T2vapor sobrec. = 650ºF ; p2vapor sobrec.= 450 psig ; i1vapor sobrec.= 1331,5 Btu/lb T1vapor sobrec. = 462ºF ; p1vapor sobrec.= 460 psig ; i2vapor sobrec.= 1204,8 Btu/lb

Δivapor= 126,7 Btu/lb Las condiciones de salida se especifican en la Tabla XXI.2, mientras que las condiciones a la entrada se suponen como las correspondientes a un vapor saturado a la presión del calderín. La presión del calderín se determina mediante la caída de presión en el sobrecalentador, que se supone de acuerdo con la experiencia y se comprobará a posteriori. La transferencia de calor en el sobrecalentador es: Q = mv Δivapor = 250.000 ( lb/h) x 126,7 ( Btu/lb) = 31,68.106 Btu/h Los cálculos previos establecieron que al sobrecalentador llega una energía de radiación procedente del hogar, de valor 0,54.106 Btu/h, por lo que el calor transferido por convección y radiación intertubular es: Qconv− rad = Q − Q r = ( 31,68 - 0 ,54).106 ( Btu/h ) = 31,14.106 ( Btu/h ) La temperatura de los humos a la salida del sobrecalentador, se determina a partir de la ecuación: T2 humos sobrec.= T1humos sobrec. −

LMTD =

T1humos sobrec.= T2humos pantalla= 1920ºF Q conv-rad . = m = 324.100 lb/h ; c = 0,305 Btu/lbºF = mg c p( humos) g p 31,14.10 6 ( Btu/h ) = 1920ºF = 1605º F 324100 ( lb/h ) x 0,305 ( Btu/lbºF )

(1920 - 650) - ( 1605 - 462) = 1205ºF = 652ºC ln 1920 - 650 1605 - 462

La temperatura media de película del lado de humos es: Tf =

T1vapor sobrec. + T2vapor sobrec. + LMTD = 462 + 650 +1205 º F = 1159ºF 2 2 2

El material y el espesor de los tubos del sobrecalentador se seleccionan de acuerdo con el Código de American Society of Mechanical Engineers (ASME) y según las posibilidades de fabricación. En este XXI.-640

ejemplo, se han seleccionado tubos de 2,5” de diámetro exterior, de acero al C sin costura, con espesor de pared de 0,165”. El espesor se establece por las limitaciones en el curvado de los tubos siendo normalmente mayor que el que requiere el Código. Dadas las tolerancias de fabricación permitidas (+15% para tubos de presión): - El diámetro interior medio del tubo sería de 2,12”= 0,1767 ft = 5,4 cm - La sección transversal = 3,53 (“)2 por lo que el área total disponible para el flujo de vapor es: A vapor = 2 flujos × 23 filas × 3 ,53(" ) 2

×

1 ft 2 = 1,13 ft 2 144(" ) 2

La velocidad másica del vapor es: Gvapor =

Revapor =

Gvapor d int

η

mvapor 250000 ( lb/h ) = = 221.200 lb A 1,13 ft 2 ft 2 h

221.200 lb x 0 ,1767 ft η vapor = 0 ,048 lb , Fig IV .5 ft 2 h ft.h = = = 814.000 0 ,048 lb Diámetro interior = 0 ,1767 ft ft.h

El flujo másico de humos es: Gg =

mg 324.100 ( lb/h ) = Ag = 130 ft 2 , Tabla XXI .1 = = 2493 ( lb/ft 2 h ) Ag 130 ft 2

Fig IV.5.- Viscosidad dinámica del vapor saturado y sobrecalentado

El número de Reynolds del lado de humos es: Re g = K Re G g = K Re = 2,3 ( ft 2 h/lb), Fig XXI .4 = 5734 El coeficiente de película de transferencia de calor por convección del lado de humos, se calcula con la ecuación: hcg = hc' Fpp Fa ψ =

hc' = 62,6 Btu/ft 2 hºF ( Fig V .12) ; Fpp = 0 ,13 ( Fig V . 13) = 6 ,1 ( Btu/ft 2 hºF ) Fa = 0 ,7 5 ( Fig V .15) ; ψ = 1 XXI.-641

Para obtener el coeficiente de transferencia de calor por radiación del lado de humos hrg, se define un factor Fs para poder computar la radiación del hogar que se ha absorbido en el sobrecalentador. En los cálculos relativos a la pantalla se vió que ésta absorbía prácticamente el 80% de la radiación del hogar, mientras que el 20% restante pasaba y era absorbido por el sobrecalentador. De forma análoga a los cálculos para la pantalla, la radiación íntertubular del sobrecalentador se determina eliminando la radiación directa del hogar del coeficiente de transferencia de calor por radiación, por medio de un factor de efectividad de la forma: Fs =

A - Ap Ap = 0 ,2 x 12 x 18 = 43,2 ft 2 ( Fig XXI .1) = = 0 ,987 A A = 3250 ft 2 El coeficiente de transferencia de calor por radiación del lado de humos se obtiene en la forma:

hrg = hr ' K Fs =

hr' = 7 ,2 ( Btu/ft 2 hºF ), Fig XXI .7 = 2 ,20Btu/ft 2 hºF K = 0 ,31, Fig XXI .10 ; Fs = 0 ,987

Para el sobrecalentador, la resistencia a la transferencia de calor a través de la película de vapor en el interior de los tubos, no se puede considerar despreciable, tal como se hizo en el caso de la pantalla; teniendo en cuenta que para referirse al área de la superficie exterior se necesita un coeficiente de corrección, de la forma: hc( vapor ) = hi' F pp FT

hi ′ = 615 Btu/ft 2 hºF , Fig V .5 d int = Fpp = 0 ,13, Fig V .8 ; FT = factor temperatura = 1, Fig V .9 = 183 Btu/ft 2 hºF d ext dint = 2 ,1 2" ; d ext = 2,5"

El coeficiente global de transmisión de calor es: U=

hg hs ( hrg + hcg ) hs = = hrg = 2 ,2 ; hcg = 6 ,1 ; hs = 183 = 7 ,94 ( Btu/ft 2 hº F ) hg + hs hrg + hcg + hs

y el calor intercambiado: Q = U A ( LMTD ) = U = 9 ,94 Btu/ft 2 hºF ; LMTD = 1205ºF ; A = 3250 ft 2 , Tabla XXIV .1 = 31,1.10 6 Btu/h

Fig V.5.- Factor de geometría y velocidad para convección básica en flujo longitudinal (en medidas inglesas) XXI.-642

Flujo longitudinal vapor de agua: F pp =

0,6 c 0,4 p k

η

0,4

€

Fig V.8.- Efecto de la temperatura de película y de la humedad en el factor de propiedades físicas Fp p, para el vapor de agua en flujo longitudinal

Flujo longitudinal: FT = (

Tb Tf

)0 ,8 ; Tf =

Tb + Ts 2

Fig V.9.- Factor de temperatura FT para flujo longitudinal de aire, humo, gas y vapor

que prácticamente coincide con el obtenido previamente (qconv-rad = 31,14.106 Btu/h), por lo que no se requiere iteración alguna. Si estos dos valores de transferencia de calor no coincidiesen, se tendría que volver a estimar una de las temperaturas de salida y repetir los cálculos hasta conseguir la convergencia. Pérdida de tiro.- La pérdida de tiro en el lado de humos del sobrecalentador, se determina por medio de la ecuación: Thumos ( ° R) G g 2 30 Δ phumos sobrec . = ξ ( 3 ) = pbarométrica 1,73×10 5 10 pbarométrica en (") de Hg = 30" Hg =

;

(

G g = 2493 lb/ft 2 h

)

ξ = λ N Fψ = λ = 0 ,1 ; N= 12 ; Fψ = 1 = 0 ,1 x 12 x 1 = 1,2 = T + T2 humos Thumos= 0 ,95 1humos = 0 ,95 1920 + 1605 = 1674ºF+ 460 = 2134ºR 2 2 = 1,2 30 2134ºR5 ( 2493 ) 2 = 0 ,092"wg 30 1,73.10 10 3

Caída de presión del vapor en el sobrecalentador.- Es la suma de las pérdidas del flujo en los tramos rectos por rozamiento, de las pérdidas a la entrada y salida y de las pérdidas en codos y curvas.

ξ 1,5 Δ p = Δpλ + Δpent+sal + Δ pcodos = ( λ L + + accid ) { v ( G5 ) 2 }= dint 12 12 10 XXI.-643

= (

0 ,013 x 140 1,5 2 ,94 + + ) {1,16 ( 221.200 ) 2 } = 6 ,973 = 7 ,0 psi 2,12 12 12 10 5

siendo: Δpλ = caída de presión por rozamiento = λL/dint

Δpent+sal = caídas de presión a la entrada (1/12) y a la salida (0,5/12) = 1,5/12 Δpcodos = pérdidas en codos y curvas G vapor = 221.200 lb/ft2h

λ = 0,013 Moody ; dint = 2,12” L = longitud de un tubo desde el calderín hasta el colector de salida del sobrecalentador = 140 ft v = volumen específico medio = 1,16 ft3/lb ξcurvas = factor pérdidas curvas = 2,94/12, considerado a partir de los siguientes supuestos: El sobrecalentador tiene un diseño de 2 flujos. - La caída de presión del lado del vapor se determina para el recorrido del vapor con los máximos factores de pérdida en curvas, que en este ejemplo tiene 3 curvas de 180 grados y radios pequeños. - Un factor compuesto de pérdidas en curvas que se determina tomando sus valores en la Figura IV.9

ξcurvas(simple): 3 curvas de 180º ; Rcodo/dint = 0,77

⇒ 3 x 0,64 = 1,92

ξcurvas(simple): 2 curvas de 180º ; Rcodo/dint = 2,3

⇒ 2 x 0,28 = 0,56

ξcurvas(simple): 2 curvas de 90º ; Rcodo/dint = 2,3

⇒ 2 x 0,23 = 0,46

ξcurvas(total)...................................................................................................= 2,94

Fig IV.9.- Pérdida en codos de tuberías circulares, en alturas de velocidad, respecto a la relación (radio codo/diámetro interior), para diversos ángulos de codos

La presión en el calderín y la temperatura de saturación correspondiente ya se pueden determinar y comprobar. La presión de vapor en el calderín es la suma de la presión del vapor a la salida del sobrecalentador más las pérdidas de presión en el sobrecalentador, y la estimada en el equipo de separación secundaria del vapor, ubicado a la salida del calderín, siendo: Presión de salida del sobrecalentador............. = 450 psig , Tabla XXI.2 XXI.-644

Caída de presión en el sobrecalentador........... = 7 psig Equipo de separación de vapor, se asumen ....= 3 psig Presión en el calderín ..........................................= 460 psig

⇒ Temperatura de saturación= 462ºF

temperatura que es del mismo orden que la asumida como hipótesis de partida. d) BANCO DE CALDERA Transferencia de calor.- La función del banco tubular de caldera es vaporizar el agua, al igual que la de los tubos de la pantalla, por lo que las ecuaciones que rigen la transferencia de calor para la pantalla son aplicables al banco de caldera. El calor se transfiere por convección, por radiación íntertubular y por radiación procedente de la cavidad posterior. En este ejemplo no hay cavidades asociadas a la pantalla o al sobrecalentador; (sin embargo, en muchas aplicaciones existen cavidades para poder acomodar , por ejemplo, los sopladores). Cuando una cavidad rodea un banco tubular, aunque se encuentre antes o después que él, en la transferencia de calor se tiene que considerar la influencia de la cavidad, proceso que se verá en otro capítulo. Se asume una temperatura de humos a la salida del banco de caldera de 819ºF, basándose en experiencias previas. La diferencia media logarítmica de temperaturas, es: LMTD =

T1 humos banco caldera − T2 humos banco caldera = 1605 - 819 = 675ºF T1humos banco caldera − Tsat ln 1605 - 462 ln 819 - 462 T2humos banco caldera − Tsat

siendo: T1humos banco caldera = T2humos

sobrecalentador

La velocidad másica del flujo de humos es: Gg =

mg 324.100 lb/h = A g = 80 ft 2 , Tabla XXI .1 = = 4051 lb/ft 2 h Ag 80ft 2

La temperatura de película de humos es: Tpelícula

humos

= Tsat + LMTD = 462º F + 675 = 800ºF 2 2

El número Reynolds es: Re = K Re G g = K Re = 2,6 ft 2 h/lb, Fig XXI .5 ; G g = 405 lb/ft 2 h = 10.530 El coeficiente de transferencia de calor de la película de humos se calcula en la forma: hcg = hc' Fpp Fa ψ =

hc' = 83,9 Btu/ft 2 hº F ( Fig V .12) ; Fpp = 0 ,12 ( Fig V .13) = 9,06 Btu/ft 2 hºF Fa = 0 ,9 ( Fig V .15) ; ψ = 1

En los cálculos sobre la pantalla se determinó que el 80% de la radiación directa del hogar se absorbía por las dos filas de tubos de la pantalla del banco. Toda la radiación de la cavidad trasera se absorbe por el banco de caldera, porque cuenta con una profundidad de 28 filas. Para calcular la radiación íntertubular, hay que determinar un nuevo factor de efectividad Fs, utiliXXI.-645

zando los parámetros A y Ap correspondiente al 100% de la sección de la cavidad: Fs =

A - Ap Ap = 1 x 12 x 18 = 216 ft 2 ( Fig XXI .1) = = 0 ,98 A A = 10.900 ft 2 (Tabla XXI.1 El coeficiente de transmisión de calor por radiación del lado de humos es:

hrg = hr ' K Fs =

hr' = 4 ( Btu/ft 2 hºF ), Fig XXI .6; pr = 0 ,19 atm, ( Fig XXI .7 ) L = 5 ft, ( Fig XXI .9 ) ; K = 0 ,25, Fig XXI .10 ; Fs = 0 ,98

= 2,20Btu/ft 2 hº F

El coeficiente combinado de la transmisión de calor, del lado humos, es: hg = hcg + hrg = 9,06 + 0 ,98 = 10,04Btu/ft 2 hºF La transferencia de calor global en el banco de caldera, asumiendo que las resistencias correspondientes a la pared tubular y a la película de vapor son despreciables, es: Q = U A ( LMTD ) = U = h g = 10,04 Btu/ft 2 hºF ; LMTD = 675ºF ; A = 10.900 ft 2 , Tabla XXI .1 = = 73,9.106 Btu/h La temperatura de salida de los humos del banco de caldera, es T2 humos banco cald . = T1humos banco cald. −

Q 73,9.106 ( Btu/h ) = 1605º F − = 819ºF mg c p 324.100 ( lb/h ) x 0 ,29 ( Btu/lbºF )

en la que el valor de cp = 0,29 (Btu/lbºF) se ha obtenido de la Fig XXI.8 Este valor de la temperatura coincide exactamente con la temperatura de salida asumida al principio, por lo que no se requiere iteración alguna.

Fig XXI.9.- Calor específico medio de los humos

Pérdida de tiro.- La pérdida de tiro en el lado de humos del banco de caldera, se determina por medio de la ecuación: Thumos (°R ) G g 2 30 Δ phumos banco caldera = ξ ( 3 ) = pbarométrica 1,73× 105 10 pbarométrica en (") de Hg = 30" Hg

;

G g = 4051 lb/ft 2 h

= ξ = λ N Fψ = λ = 0 ,33 ; N = 23, Tabla XXI .1 ; Fψ = 1 = 0 ,33 x 23 x 1 = 7 ,59 = T +T Thumos= 0 ,95 1 humos 2 humos = 0 ,95 1605+ 819 = 1151º F+ 460 = 1611ºR 2 2 = 7 ,59 30 1611ºR5 ( 4051 ) 2 = 1,41"wg 30 1,73.10 103 XXI.-646

e) CAVIDAD BANCO DE CALDERA A ECONOMIZADOR Transferencia de calor a) El calor se transfiere desde cada cavidad hacia los bancos tubulares más fríos que conforman sus entornos. La radiación de la cavidad es más significativa cuanto más elevada sea su temperatura. En este ejemplo, la radiación de la cavidad tiene una influencia pequeña sobre los resultados globales, pero su estudio se incluye como procedimiento válido para otras configuraciones. Inicialmente se asume que la temperatura de los humos que salen de la cavidad hacia el economizador es de 815ºF y que la temperatura del agua que sale del economizador es T2agua economizador= 286ºF. La diferencia media logarítmica de temperaturas, lado humos, es : LMTD =

T1humos cavidad + T2 humos cavidad − Tsat = 819 + 815 - 462 = 355ºF 2 2

en la que: T1humos cavidad = T2 humos banco caldera = 819ºF La longitud media de la radiación se determina mediante: L = 3 ,4

VL V L = volumen cavidad = 12 x 18 x 10 = 2160 ft 3 , Fig XXI .2 ) = = 7 ,1 ft A A = 2 {( 12 x 18) + (12 x 10) + (10 x 18)}= 1032 ft 2

El coeficiente de transferencia de calor por radiación, lado de humos, es hrg = hr ' K =

hr' = 2 ,7 Btu/ft 2 hº F , Fig XXI .6 ; pr = 0 ,19 atm, Fig XXI .7 L = 7 ,1 ft ; K = 0 ,95, Fig XXI .9

= 2,57Btu/ft 2 hºF

En la cavidad, la radiación es la única forma de transferencia significativa de calor, por lo que el coeficiente global de transferencia térmica es, aproximadamente: U = hrg. El calor hacia el banco de caldera es: Q banco caldera  → = U A LMTD =

U = hrg = 2 ,57 Btu/ft 2 hº F ; LMTD = 355º F = 197.100Btu/h A = 12 x 18 = 216 ft 2 , Fig XXI .2)

b) Para la radiación de la cavidad hacia el economizador se sigue un procedimiento semejante. LMTD =

T1humos cavidad + T2 humos cavidad − T2 agua economizador= 819 + 815 - 286 = 531ºF 2 2

El coeficiente de transferencia de calor por radiación, lado humos, es: hrg = hr ' K =

hr' = 2 ,0 Btu/ft 2 hº F , Fig XXI .6 ; pr = 0 ,19 atm, Fig XXI .7 L = 7 ,1 ft ; K = 0 ,95, Fig XXI .9

= 1,9 Btu/ft 2 hºF

Se puede considerar que el coeficiente global de transferencia de calor desde la cavidad es prácticamente el coeficiente por radiación: U = hrg = 1,90 . El calor hacia el economizador, es: Qeconomizador → = U A LMTD =

U = hrg = 1,9 Btu/ft 2 hºF ; LMTD = 531ºF = 121.100Btu/h A = 12 x 10 = 120 ft 2 , Fig XXI .2 )

El calor total transferido por radiación desde la cavidad, es la suma de los calores hacia el banco de caldera y hacia el economizador:

XXI.-647

Qtotal = 197.100 + 121.100 = 318.200 Btu/h T2 humos cavidad = T1 humos cavidad −

Q 318.200( Btu/h ) = 819ºF − = 815º F mg c p 324.100 ( lb/h ) x 0 ,28 ( Btu/lbºF )

que coincide con el valor asumido en primera aproximación, por lo esta solución es válida y no se requiere iteración adicional. La comprobación de la temperatura del agua a la salida del economizador, se efectuará en la sección siguiente. La absorción total del banco de caldera se compone de: - Absorción debida a la convección y a la radiación íntertubular = 73,9 x 106 Btu/h. - Radiación recibida de la cavidad.....................................................= 0,2 x 106 Btu/h Absorción total del banco de caldera ..............................................= 74,1 x 106 Btu/h . f) ECONOMIZADOR Transferencia de calor.- La transferencia de calor en el economizador considera la misma formulación que la establecida para el sobrecalentador; hay que tener en cuenta que el fluido interior a los tubos es ahora agua, en lugar de vapor. Q = U A ( LMTD ) = m g c p ΔTg = mg c p ( T1 − T2 )humos economizador= mv Δivapor La temperatura del agua a la salida del economizador se asumió como T2agua economizador = 286ºF. La transferencia de calor por radiación, desde la cavidad precedente hacia el economizador, es de: 6 Qeconomizador → = 121.100Btu/h = 0 ,12.10 Btu/h

La transferencia de calor al economizador absorbida por el agua se calcula en la forma : m = 250.000 lb/h Q = m Δ i = T2agua econ. = 286ºF ⇒ i2 = 256,1 Btu/lb = 250.000 x ( 256,1 - 189,2 ) = 16,7 3.106 Btu/h T1agua econ. = 220ºF ⇒ i1 = 189,2 Btu/lb

La transferencia de calor por convección y por radiación intertubular es: 6 6 6 Qconv+rad = Q − Q economizador → = 16,73.10 Btu/h − 0 ,12.10 Btu/h = 16,61.10 Btu/h

Temperatura de los humos que salen del economizador: T2 humos econom. = T1humos econom. − en la que: T1humos

Q 16,61.10−6 ( Btu/h ) = 815ºF − = 624ºF mg c p 324.100 ( lb/h ) x 0 ,268 ( Btu/lbºF )

entrada economizador

= T2humos

cavidad

= 815ºF

Como el economizador es de flujos en contracorriente, la LMTD es: LMTD =

(T1humos econ. − T 2agua econ. ) − ( T2 humos econ. − T1agua econ. ) ( 815 − 286) − ( 624 − 220 ) = = 464ºF T1humos econ. − T2agua econ. ln 815 − 286 ln 624 − 220 T2 humos econ.− T1agua econ.

La temperatura media de la película de humos, es: Tˆpelícula

humos

=

T1agua econ.+ T2 agua econ. + LMTD = 220 + 286 + 464 = 485º F 2 2 2 2 XXI.-648

La velocidad másica de humos es: G g =

mg = 324.100 = 7717( lb/ft 2 h ) Ag 42 ft 2

El número de Reynolds es: Re = K Re G g = K Re = 2,7 ft 2 h/lb, Fig XXI .5 ; G g = 7717 lb/ft 2 h = 20.835 El coeficiente de transferencia de calor de la película de humos es: hcg = hc' Fpp Fa ψ =

hc' = 136 Btu/ft 2 hºF ( Fig V .12) ; Fpp = 0 ,105 ( Fig V .13) = 14,28 Btu/ft 2 hºF Fa = 1 ( Fig V .15 ) ; ψ = 1

Al igual que en los componentes precedentes, para el economizador hay que definir un factor de efectividad, basado en su superficie total, de la forma: Fs =

A - Ap Ap = 1 x 12 x 10 = 120 ft 2 ( Fig XXI .1) = = 0 ,951 A A = 2450 ft 2 (Tabla XXI.1 El coeficiente de la transferencia de calor por radiación del lado de humos, vale:

hrg = hr ' K Fs =

hr' = 1,6 ( Btu/ft 2 hº F ), Fig XXI .6; pr = 0,19 atm, ( Fig XXI .7 ) L = 0 ,30 ft , ( Fig XXI .8 ) ; K = 0 ,21, Fig XXI .9 ; Fs = 0 ,951

= 0 ,32Btu/ft 2 hºF

La resistencia de las películas de agua y de la pared tubular son despreciables, por lo que el coeficiente total de transferencia de calor es: U ≅ h g = hcg + hrg = 14,28 + 0 ,32 = 14,60Btu/ft 2 hºF La transferencia de calor total es: Q = U A ( LMTD ) =

U = hrg = 14,6 Btu/ft 2 hºF ; LMTD = 464º F = 16,6.106 Btu/h A = 2450 ft 2 , Tabla XXI .1

Para determinar el calor total intercambiado en el economizador, hay que añadir al resultado anterior, la radiación de la cavidad = 0,12x106 Btu/h , resultando: Q = 16,6.106 + 0,12.106 = 16,72.106 Btu/h Para comprobar la temperatura supuesta para el agua de salida del economizador, su entalpía se calcula en la forma: i2 agua econ. = i1 agua econ. +

Q 16,72.106 Btu/h = 189,2 Btu/lb + = 256,08 Btu/lb ⇒ T2 agua econ. = 286ºF m 250.000 lb/h

por lo que el resultado anterior obtenido para la absorción total de calor por el economizador es correcto. Pérdida de tiro.- La pérdida de tiro del lado de humos correspondiente al economizador, se calcula en la forma: Thumos (°R ) G g 2 30 Δ phumos econom.= ξ ( 3 ) = pbarométrica 1,73× 105 10 pbarométrica = 30" wg ; G= 7717 lb/ft 2 h = ξ = λ N Fψ = λ = 0 ,35 ; N = 10 ; Fψ = 1 = 0,35 x 10 x 1 = 3 ,5 = 3,5 30 1144º R5 ( 7717 ) 2 = 1,38"wg 30 1,73.10 103 T + T 2humos Thumos= 0 ,95 1humos = 0,95 815 + 624 = 684º F + 460 = 1144ºR 2 2

XXI.-649

Caída de presión en el agua que circula por el interior de los tubos.- En este ejemplo, los tubos del economizador son de 2” de diámetro exterior y de 0,148” de espesor de pared. Con la tolerancia de fabricación para tubos a presión, que es del + 15% en espesor de pared, el diámetro interior del tubo a tener en cuenta es de 1,66”. La sección transversal interior del tubo por el que fluye el agua es de 2,16 in2, y el área total para el flujo: 1 ft 2 = 0 ,705 ft 2 144 in 2 250.000 lb/h = 355.000lb/ft 2 h La velocidad másica del flujo de agua es: G agua = m = A 0 ,705 ft 2

A total paso agua = 2 ,1 6 in 2 x 47 tubos

x

El número Reynolds para el agua, es : Reagua =

G agua dint 355.000 lb/ft 2 h x 0 ,138 ft = = 149.000 η 0 ,33 lb/ft.h

La caída de presión en el economizador es la suma de las pérdidas por rozamiento, de las pérdidas de entrada y salida, y de las pérdidas en codos.

ξ 1 ,5 Δ peconomizador= Δ pλ + Δpent+sal + Δpcodos= ( λ L + + codos ) { v ( G5 ) 2 }= dint 12 12 10 = (

0 ,017 x 105 1,5 4,95 + + ) {0 ,017 ( 355.000 ) 2 } = 0 ,34psi 1 ,6 6 12 12 105

siendo: Δpλ = caída de presión por rozamiento = λL/dint

Δpent+sal = caídas de presión a la entrada (1/12) y a la salida (0,5/12) = 1,5/12 Δpcodos = pérdidas en curvas (Nb/12) G vapor = 355.000 lb/ft2h

λ = 0,017 Moody L = longitud de un tubo desde el calderín hasta el colector de salida del sobrecalentador = 105 ft dint = 1,66” v = volumen específico medio = 0,017 ft3/lb

ξcodos =

9 codos Codo de 180º y R/dint = 0 ,90 ⇒ 0 ,55 = 9 x 0 ,55 = 4 ,95

La caída total de presión (desde la entrada en el economizador hasta el calderín de vapor) tiene que incluir la altura estática de agua correspondiente a la diferencia de cotas existente (25 ft) más las pérdidas por fricción y accesorios en la tubería: Se puede asumir que las pérdidas por fricción y accesorios en la tubería del agua de alimentación son despreciables: Δptubería = 0 La altura de presión estática es: Δ pestática =

25 ft ΔZ = = 10,2 psi 144 v 144 x 0 ,017 ft 3/lb

La caída total de presión desde la entrada al economizador hasta el calderín, es:

Δ p = Δpeconomizador+ Δ pestática + Δptubería = 0 ,34 + 10,2 + 0 = 10,54psi g) CALENTADOR DE AIRE Transferencia de calor.- El calentador de aire es, en este ejemplo, el último componente de transXXI.-650

ferencia de calor que se encuentra en el flujo de humos, antes de alcanzar éstos la chimenea. En los balances globales de calor y de materia, la temperatura de humos a la salida del calentador de aire se ha supuesto era de 390ºF. Cuando el calentador de aire se dimensiona adecuadamente, tiene la superficie suficiente para que el aire alcance la temperatura necesaria para el equipo del combustible (quemadores, molinos, etc.), y para que los humos reduzcan su temperatura hasta el valor que se asuma como hipótesis, en los correspondientes cálculos de combustión. La transferencia de calor en el calentador de aire, se determina en la forma: m g c p (T1humos calent. − T2humos calent. ) =

en la que T1humos

calentador

m g = 324.100 lb/h , Tabla XXI .3 c p = 0 ,265 Btu/lbº F, Tabla XXI .9 = 20 ,1.10 6 Btu/h T1humos calent . = 624ºF ; T2humos calent. = 390ºF ( asumida )

= T2humos economizador = 624ºF

Basado en 0,987 lb de aire seco más 0,013 lb de vapor de agua por lb de mezcla Fig XXI.10.- Calor específico medio del aire a la presión de 1 atm

La elevación de temperatura, en el lado del aire, es: T2 humos calent.= T1 humoscalent . −

Q = maire c p( aire )

T1humos calent . = T2humos econom. = 80ºF ; Q = 20,1.106 Btu/h = m = aire = 302.500 lb/h, Tabla XXI .3 ; c p = 0 ,245 Btu/lbº F , Fig XXI .10 = 80º F -

20,1.106 ( Btu/h ) = 351ºF 302.500 ( lb/h ) x 0 ,245 ( Btu/lbºF )

El calentador tubular de aire en este ejemplo corresponde a un diseño de flujo cruzado. La diferencia media logarítmica de temperaturas es: LMTD =

(T1humos calent.− T2 aire calent ) − ( T2humos calent. − T1 aire calent . ) (624 − 351) − ( 390 − 80) = = 291ºF T1humos calent. − T2aire calent ln 624 − 351 ln 390 − 80 T2 humos calent. − T1aire calent.

El factor de corrección de la LMTD del flujo cruzado vale: F = 0,9, por lo que: F (LMTD) = 0,9 x 291ºF = 262ºF XXI.-651

En un calentador de aire, los coeficientes de transferencia de calor de las películas de humos y de aire son aproximadamente iguales. Las temperaturas de película se evalúan de forma aproximada Humos: Thumos calent = Aire: Thumos calent =

T1humos calent. + T2 humos calent . LMTD = 624 + 390 - 262 = 441,5º F ≈ 442º F 2 4 2 4

T1aire calent. + T2 aire calent. LMTD = 80 + 351 - 262 = 281ºF 2 4 2 4

El humo fluye por el interior de 2.173 tubos, configurados en 53 filas y 41 tubos por fila; tienen un diámetro exterior de 2” y espesor 0,083”. Con las tolerancias de fabricación (+ 9 %) para tubos no presurizados: - El diámetro interior medio del tubo es= 2 - (0,083 x 2 x 1,09) = 1,819” - El área de un tubo para el flujo de humo es= 2,60 in2/ tubo - El área total de paso de humos por los tubos es: Ag = 2173 x 2,60/144 = 39,2 ft2 La velocidad másica de los humos es: G g =

mg Ag

=

mg = 324.100 lb/h = 8.268lb/ft 2 h A g = 39,2 ft 2

El número de Reynolds para los humos: Re = K Re G g =

K Re = 2 ,6 ft 2 h/lb, Fig XXI .4 = 21.500 G g = 8.268 lb/ft 2 h

El coeficiente de transferencia de calor de la película de humos es la suma de dos términos: - El coeficiente de transferencia de calor por convección del flujo longitudinal de los humos, en el interior de los tubos del calentador de aire - Un pequeño componente de radiación gaseosa desde el interior de los tubos El coeficiente de transferencia de calor por convección hcg para los humos se calcula mediante la ecuación:: hcg = hc' Fpp FT

d int h = 44,8 Btu/ft 2 hºF , Fig V .12 ; Fpp = 0 ,19, Fig V .13 = c' = 8 ,52 Btu/ft 2 hº F d ext FT = 1,1 , Fig V .15 ; dint = 1,819" ; dext = 2"

El coeficiente de transferencia de calor por radiación, del lado de humos, es: hrg = hr ' K =

hr ' = 1,1 ( Btu/ft 2 hºF ), Fig XXI .6; pr = 0 ,19 atm, Fig XXI .7 = 0 ,18Btu/ft 2 hº F L = 0,15 ft, Fig XXI .8 ; K = 0 ,16, Fig XXI .9

El área disponible para el flujo del lado del aire, según se indica en la Tabla XXI.1, es Aaire= 82,7 ft2; con este valor se calcula la velocidad másica del aire: G aire =

maire = 302.500 lb/h maire = = 3658 lb/ft 2 h Aaire = 82,7 ft 2 Aaire

El número de Reynolds para el aire: Re = K Re G aire =

K Re = 3 ,2 ft 2 h/lb, Fig XXI .4 = 11.700 G aire = 3658 lb/ft 2 h

El coeficiente de transferencia de calor por convección, en flujo cruzado, del lado de aire, es: hc ( aire ) = hc ' Fpp Fa ψ =

hc' = 86,1 Btu/ft 2 hºF , Fig V .12 ; Fpp = 0 ,104, Fig V .13 = 8 ,06 Btu/ft 2 hº F Fa = 0 ,9 , Fig V .15 ; ψ = 1 XXI.-652

En la hipótesis de considerar que la resistencia de la pared tubular sea despreciable, el coeficiente global de la transferencia de calor se calcula en la forma: U=

( hcg + hrg ) hc ( aire ) ( 8 ,52 + 0 ,18) 8 ,06 = = 4 ,1 8Btu/ft 2 h hcg + hrg + hc ( aire ) 8 ,52 + 0 ,18 + 8,06 El calor total intercambiado en el calentador de aire es:

Qcalent . aire = U A F ( LMTD ) = 4 ,18 Btu/ft 2 hºF x 18.205 ft 2 x 262º F =19,94.106 Btu/h La temperatura de los humos a la salida del calentador de aire es: T2 humos calent. = T1 humos calent. −

Qcalent . aire 19,94.106 Btu/h = 624º F = 390ºF mg c p 324.100 lb/h x 0 ,263 Btu/lbºF

que es acorde con la temperatura supuesta asumida. Pérdida de tiro (humos en el interior de los tubos).- La pérdida de tiro del calentador de aire comprende las pérdidas por fricción Δpλ y las pérdidas a la entrada y salida Δpent+sal.

Δ phumos

(calentador aire ) =

Thumos(ºR ) G g 2 Δpλ + Δpent+sal = (12 λ L + 1,5) 30 ( ) = dint pbarom. 1,73.10 5 10 3 = (12

2 0 ,025 x16 ft 468º F + 460ºF ( 8.268lb/ft h ) 2 = 1,52"wg + 1,5 ) 30 1,819" 30"Hg 1,73.105 10 3

siendo: Δpλ = caída de presión por rozamiento = λL/dint

Δpent+sal = caídas de presión a la entrada (1/12) y a la salida (0,5/12) = 1,5/12 Δpcodos = pérdidas en curvas G gas = 8268 lb/ft2h

λ = 0,025 Moody L = longitud de un tubo desde el calderín hasta el colector de salida del sobrecalentador = 16 ft dint = 1,819” Thumos=

T1 humoscalent . + 2 T2 humos calent . 624 + ( 2 x 390) = = 468ºK (aproximación habitual) 3 3

Caída de presión en el aire (flujo cruzado exterior a los tubos).- La pérdida de tiro debida al flujo de aire por el exterior de los tubos del calentador de aire, es:

Δ paire ( calentador aire ) = ξ

Taire ( °R) G aire 2 30 ( ) = pbarométrica 1,73× 105 10 3

pbarométrica = 30" wg ; Gaire = 3658 lb/ft 2 h = ξ = λ N Fψ = λ = 0 ,2 ; N = 53 ; Fψ = 1 = 0 ,2 x 53 x 1 = 10,6 = 0 ,54"wg T + T2 aire Taire = 0 ,95 1aire = 0 ,95 80 + 351 = 205º F+ 460 = 805ºR 2 2 h) CONDUCTOS DE AIRE, HUMOS Y CHIMENEA Una vez efectuados los cálculos de la resistencia en el lado del aire y de la pérdida de tiro en el lado de humos, las características funcionales del lado del aire y del lado de humos requieren las evaluaciones XXI.-653

correspondientes a los conductos de aire, a los conductos de humos y al efecto chimenea. Una vez efectuados estos cálculos se pueden determinar las condiciones relativas a los ventiladores de tiro forzado y de tiro inducido. ABSORCIÓN

Pantalla

Hogar

Calentador aire

Economizador

Sobrecalentador

Banco caldera

Fig XXI.11.- Características térmicas del funcionamiento de la caldera estudiada

Pérdidas en el lado aire-salida ventilador forzado a hogar.- Para calcular la resistencia del lado del aire desde la salida del ventilador de tiro forzado hasta la entrada a la caja de aire, la presión estática en la caja de aire se ajustó en 5” wg, siendo esta presión, normalmente, función del diseño del quemador o del equipo de combustible, y se especifica para asegurar una adecuada operación. El cálculo se comienza en la caja de aire y avanza desde élla hacia el ventilador de tiro forzado, en sentido contrario al flujo de aire. La velocidad másica de aire es: G aire =

ma 302.500 lb/h = = 2.520lb/ft 2 h Aa 120 ft 2

Número de Reynolds para el aire: Re =

Gaire dH 4 Aa 2520 ( lb/ft 2 h ) x 10,9 ( ft ) 4 x 120 = dH = = = 10,9 ft = = 4 ,7.105 η Perímetro 2 ( 10 + 12) 0 ,058 ( lb/ft.h )

La caída de presión en el aire desde la entrada en la caja de aire hasta la salida del calentador de aire es: Taire (°R) G aire 2 30 Δ p1aire caja-2 aire calentador = ( λ L + ξaccid ) ( ) = dH pbarométrica 1,73×10 5 10 3 =

pbarométrica = 30" wg ; Gaire = 2520 lb/ft 2 h ; Taire = 351º F+ 460 = 811ºR = λ = 0 ,013 ; L = 25 ft ; ξ accid = ξ curvas+ ξ expansión = 1,3 + 0 ,05 = 1,35 = (

0 ,013 x 25 811 ( 2520 ) 2 = 0 ,05"wg + 1,35) 30 10,9 30 1,73× 105 103

La pérdida de tiro desde la entrada al calentador de aire, hasta la salida de transición del ventilador de tiro forzado, despreciando las pérdidas por fricción, es: XXI.-654

Fig IV.4.- Viscosidad dinámica para algunos gases comunes a presión atmosférica

Δ p1aire calentador-2 aire ventilador = ξaccid =

pbarométrica = 30" wg

T2aire calentador (° R ) Gaire 2 30 ( ) = pbarométrica 1 ,73×10 5 103

Gaire = 2520 lb/ft 2 h ; T2 aire calentador = 80ºF + 460 = 540ºR = 0 ,03"wg ξ accid. = ξcurvas + ξ expansión = 1,3 + 0 ,18 = 1,48 ;

La presión estática en el ventilador de tiro forzado es:

Δ ptotal = pcaja aire + Δ pcaja ÷ calentador + Δpcalentador aire + Δ pcalentador ÷

ventilador=

pcaja = 5"wg ( requisito de quemadores ) = Δp = 5 ,61"wg caja calentador = 0 ,05"wg ; Δpcalentador aire = 0 ,03"wg ; Δpcalentador ventilador= 0 ,54"wg La presión estática a la salida del hogar, en calderas de tiro equilibrado, se controla para que sea ligeramente negativa; en este caso se considera = - 0,1” wg. Tabla XXI.4.- Condiciones de referencia para cálculos de efecto chimenea Aire: 0 0 , 13 lbagua/lbaire seco

Condiciones

Humo : 0,04 lbagua/lbhumo

de referencia

seco

⇒ ⇒

13,7 ft3 /lb, 80 ºF, 30"Hg 13,23 ft3 /lb, 80ºF , 30" Hg

Presión barométrica: 30" Hg

Temp. media humos o chimenea (Tg) , ºF

250

Temperatura aire ambiente (Ta), ºF

500

1000

1500

2000

2500

Presión ("wg) / Altura chimenea (ft)

40

0,0041

60

0,0035 0,0064 0,0092 0,0106 0,0114 0,0119

80 100

0,003

0,007

0,0098 0,0112

0,0059 0,0087

0,01

0,012

0,0125

0,0108 0,0114

0,0025 0,0054 0,0082 0,0095 0,0103 0,0109

Δ pefecto chimenea (2banco caldera÷ 2economizador)= Efecto chimenea x Z = =

Efecto chim .= 0 ,0116"wg/ft ; Z = eje salida hogar a eje caja de aire = - 50 ft = 0 ,0 116"wg/ft x ( − 50 ft ) = − 0 ,5 8"wg Tadiabática = 3560º F ; T 2humos hogar = 2000ºF

Si la presión a la salida del hogar se controla en el valor - 0,1”wg y el efecto chimenea es - 0,58” wg, la presión estática en el hogar, a la cota de los quemadores es aproximadamente de: Presión en el hogar = (- 0,1” wg) + (- 0,58” wg) = - 0,68” wg XXI.-655

En los cálculos realizados se han determinado las correspondientes pérdidas de tiro de los diversos componentes: pantalla (0,04”wg), sobrecalentador (0,09”wg) y banco de caldera (1,41”wg), por lo que la presión a la salida del banco de caldera es: p2banco caldera= phogar − Δp pantalla − Δpsobrecalentador− Δpbanco caldera= - 0 ,1 - 0 ,04 - 0 ,09 - 1,41 = − 1,64"wg

Los cálculos relativos al conducto de humos, entre la salida del banco de caldera y la entrada al economizador, se resuelven del mismo modo que del lado de aire. mg 324.100 ( lb/ft 2 h ) = = 2700 ( lb/ft 2 h ) La velocidad másica de humos es: G g = Ag 120 ft 2 El número de Reynolds es: Re =

Gg d H

η

= dH =

4 Ag Perímetro

=

2700 (lb/ft 2 h ) x 10,9 ( ft ) 4 x 120 = 10,9 ft = = 373.000 2 ( 10 + 12) 0 ,079 ( lb/ft.h )

La pérdida de tiro es:

Δ p2 humos banco caldera-1humos

=

economizador=

Tg (°R) Gg 30 ( λ L + ξ accid ) ( 3 )2 = 5 dH pbarométrica 1,73× 10 10

G g = 2700 lb/ft 2 h ; Tg = 819 + 815 = 817º F+ 460 = 1277ºR 2 = 0,08"wg λ = 0 ,013 ; L = 15 ft ; ξ accid = 1,38 ; d H = 10,9 ft

pbarométrica = 30" wg

;

En los cálculos relativos al economizador la pérdida de tiro era de 1,38”wg. El efecto chimenea desde la salida del banco de caldera hasta la salida del economizador es:

Δ pefecto chimenea ( 2 banco caldera÷ 2economizador) = Efecto chimenea x Z = 0 ,0074"wg/ft x 15 ft = 0 ,1"wg La presión estática a la salida del economizador es: p2 economizador= p2 banco caldera − Δpbanco caldera÷economizador− Δpeconomizador+ Δpefecto chimenea = p2 banco caldera = -1,64"wg ; Δpbanco caldera÷ economizador= 0 ,08"wg = - 2 ,99"wg Δpeconomizador= 1,38"wg ; Δpefecto chimenea = 0 ,11"wg La caída de presión en los humos, desde la salida del economizador hasta el calentador de aire se debe exclusivamente al rozamiento; en cálculos previos se ha puesto de manifiesto, en la ecuación de la pérdida de tiro, que esta caída de presión era despreciable. La pérdida de tiro en el lado de humos del calentador de aire = 1,52”wg. De acuerdo con la Fig XXI.2, la sección transversal de humos desde la salida del calentador de aire hasta la entrada del ventilador inducido baja desde 120 ft2 hasta 48 ft2; las pérdidas por rozamiento son despreciables. El flujo másico de humos es: mg Gg = = m g = 324.100 lb/h ; A g = 6 ft x 8 ft = 48 ft 2 = 6.750lb/ft 2 h Ag La pérdida de tiro en el lado de humos, es: Tg (°R ) G g 2 30 Δ p2 calentador aire÷1ventilador inducido= ξaccid ( ) = pbarométrica 1 ,73×10 5 103 =

pbarométrica = 30" wg ; G g = 6750 lb/ft 2 h = 0,08"wg ξ accid = 1,38 ; Tg = T2calentador aire= 390ºF+ 460 = 850ºR XXI.-656

El efecto chimenea, desde la salida del economizador hasta la entrada en el ventilador de tiro inducido, es:

Δ pefecto chimenea ( 2 economizador÷1ventilador) = Efecto chimenea x Z = 0 ,0059"wg/ft x 50 ft = 0 ,3"wg La presión estática neta en la entrada del ventilador de tiro inducido (ID) es: p1ventilador = p 2economizador− Δpcalentador aire − Δpcalentador aire÷1ventilador + Δpefecto chimenea = p2 economizador= -2,99"wg ; Δ pcalentador aire = 1,52"wg Δpcalentador aire÷1 ventilador= 0 ,08"wg ; Δ pefecto chimenea= 0 ,3"wg = - 4 ,29"wg Los humos recorren un tramo recto desde la salida del ventilador de tiro inducido hasta la caja de humos de entrada a la chimenea; la caída de presión por rozamiento en este tramo es despreciable. Sin embargo, existe una pérdida de presión por la expansión en la caja de humos, a la entrada de la chimenea, de valor:

Δ pen la caja de humos= ξaccid

30

pbarométrica

Tg (°R ) G g 2 ( ) = 1,73×10 5 103

= pbarométrica = 30" wg ; G g = 6750 lb/ft 2 h ; ξ accid = 1 ; T g = 390º F+ 460 = 850ºR = 0 ,22"wg Por lo que respecta a la chimenea, hay que determinar el tiro y la caída de presión en la misma. Para ello se considerará un aire estándar con 0,013 lbpeso/lbaire

seco,

es decir de va= 13,70 ft3/ lb a 80ºF y

30 in Hg, y un humo típico que tiene un volumen específico vg = 13,23 ft3/ lb a 80ºF y 30 in Hg . El tiro de la chimenea se calcula en la forma: p 1 Δ ptiro chimenea = 7 ,84 Z ( 0 ,0019 − ˆ ) barométrica = 30 Thumos chimenea(ºR ) =

dint. chim.= 8 ft ; Z = altura chimenea = 100 ft T + T2humo chim. = 7,84 x 100 ( 0,0019 − 1 ) 30 = 0,54"wg Tˆhumos = 1humo chim. = 390 + 340 = 365ºF = 825ºR 825 30 2 2

La velocidad másica de los humos en la chimenea es: Gg =

mg 4 mg 4 x 324.100 lb/h = = = 6.448 ( lb/ft 2 h ) 2 Ag π x 8 2 ft 2 π d int

y el nº de Re =

G g d int = G g = 6.448 ( lb/ft 2 h) ; dint = 8 ft ; η = 0 ,06 lb/ft.h = 8 ,6.105 η

La caída de presión en la chimenea se calcula por medio de la ecuación:

Δ pchimenea=

2 ,76 Tˆhumos chim.(º R) m g 2 λ L ( 5 ) ( + ξ sal chimenea) = 4 pbarom. 10 dint dint

= λ = 0 ,012 ; L = 100 ft ; ξ sal chim . = 1

=

2 ,7 6 825 324.100 2 0 ,012 x 100 ( ) ( + 1 ) = 0 ,224"wg 30 8 4 105 8

La presión estática neta a la salida del ventilador de tiro inducido se calcula en la forma: p2ventilador = Δptiro chimenea − Δ p2ventilador÷caja

humo−Δ pchimenea =

0,54 - 0,22 - 0,22 = 0 ,1"wg

Las condiciones de operación para los ventiladores de la unidad se resumen en la Tabla XXI.5 XXI.-657

Tabla XXI.5.- Condiciones de funcionamiento de ventiladores Condiciones netas de diseño

Tiro forzado

Tiro inducido

Flujo

302.500 lb/h

324.100 lb/h

Elevación presión estática

5,61 (") wg

4,3 (") wg

Temperatura entrada

80ºF

390ºF

Las especificaciones de compra de ventiladores tienen que añadir los factores de seguridad que representan el bloque de ensayos, con objeto de hacer frente a posibles desviaciones del diseño. A pesar de que en estos cálculos hay muchas variables, hay que prestar una atención especial y preferencial a las características de escorificación y ensuciamiento de la ceniza del combustible, factores que son particularmente dañinos porque reducen las características óptimas funcionales e incrementan las pérdidas de tiro.

XXI.-658

XXII.- CIERRES EN CALDERAS http://libros.redsauce.net/

XXII.1.- ESTANQUEIDAD DE LA CALDERA El sistema de estanqueidad de la caldera (fumistería) comprende todas las paredes de la unidad que están refrigeradas por agua, la carcasa (envolvente interna), el aislamiento, el cubrimiento (envolvente externa) y el cerramiento del hogar. El concepto de cerramiento se puede referir a la totalidad del sistema de estanqueidad o a una parte del mismo. La fumistería ha experimentado una larga evolución: - Desde superficies de ladrillo no refrigeradas a paredes refrigeradas por agua configuradas por tubos muy separados respaldados con bloques de aislamiento - Y desde tubos tangentes cubiertos con refractario, expuestos directamente al proceso de combustión, hasta la construcción actual de los tubos de membrana o paredes membrana Los sistemas de estanqueidad de la caldera tienen que contener de forma segura, los humos y el aire, presurizados y a altas temperaturas. Las fugas (infiltraciones) de intercambio con la atmósfera circundante, las pérdidas de calor y el mantenimiento se tienen que reducir a valores aceptables. A la hora de diseñar estos sistemas de estanqueidad existen una serie de factores a tener en cuenta: - Los cerramientos o sistemas de estanqueidad deben soportar los efectos de las altas temperaturas, que alcanzan hasta los 3500ºF (1927ºC). - La acción de la ceniza se debe considerar desde los siguientes puntos de vista: a) Reacciones químicas destructivas entre la escoria y el metal de los tubos o el refractario b) Acumulación de ceniza sobre las paredes de agua, como escoria o polvo, que pueden reducir notablemente la absorción de calor c) Acumulación de ceniza que se puede desprender provocando lesiones al personal y daños al equipamiento de la caldera d) Altas velocidades de las partículas de ceniza en polvo que pueden erosionar las partes a presión y el refractario - Se deben tomar medidas para permitir la expansión de los cerramientos y de componentes ligados a los mismos XXII.-659

- El sistema de vigas estructurales de atado del cerramiento se diseña para que puedan hacer frente a  la expansión térmica  las solicitaciones de presión y temperatura  las posibles cargas debidas al viento y terremotos exigidas por el lugar de emplazamiento - Hay que considerar los efectos de explosiones o implosiones, para reducir la probabilidad de lesiones al personal y de desperfectos en el equipo pulsaciones propias de la combustión - Hay que limitar las vibraciones debidas a las  , a valores  características del flujo de humos y aire aceptables para un normal funcionamiento - El aislamiento de los cerramientos debe limitar las pérdidas hasta un mínimo económico - La temperatura de las superficies exteriores de la unidad, y la temperatura del medio ambiente que la rodea, no tienen que causar molestias ni riesgos para el personal inf iltraciones ( al interior ) - Los cerramientos han de ser estancos a gases para minimizar las  entre  fugas ( al exterior ) el recinto estanco y el medio que lo rodea - Los cerramientos de las unidades pueden requerir lavados periódicos, por lo que tienen que ser estancos al agua; deben incluir accesos para las necesidades de inspección y mantenimiento XXII.2.- CERRAMIENTOS CON PAREDES TUBULARES La estructura básica del cerramiento en las unidades modernas, especialmente en las zonas de alta temperatura del sistema de estanqueidad, se utilizan tubos refrigerados por agua o por vapor. Los tipos de cerramientos refrigerados por agua, comprenden: - Los tubos membrana o pared membrana - Los tubos membrana con revestimiento de refractario - Los tubos con clavos o púas planas (paredes de tubos claveteados), o tubos con aletas - Los tubos tangentes Paredes membrana.- La Figura XXII.1 representa una pared de hogar correspondiente a una construcción de pared membrana.

Fig XXII.1.- Construcción de pared membrana

Estas paredes están refrigeradas por agua y se construyen con tubos lisos unidos entre sí mediante unas delgadas varillas membrana. Las paredes así configuradas son estancas a gases, y no precisan envolvente interna para contener de forma segura los productos de la combustión. En el exterior de la pared se dispone el aislamiento y el revestimiento de chapa (envolvente externa) para proteger el material aislante. XXII.-660

Paredes membrana con camisa refractaria.- En algunos tipos de calderas, hay diversas ubicaciones que requieren un revestimiento refractario sobre los tubos y del lado del hogar, para protegerlos de la erosión o corrosión provocadas por los productos de la combustión, Fig XXII.2.

Fig XXII.2.- Pared membrana completamente claveteada

Se utilizan en: - El hogar inferior y las paredes del combustor en unidades dotadas con combustores ciclón (hogares ciclón) - El hogar inferior de calderas con lechos fluidificados circulantes - El hogar inferior de calderas que queman residuos y basuras) - La garganta de los recintos de fuego (o quemadores) de calderas que queman carbón pulverizado Para sostener el refractario, en la parte caliente de los tubos se sueldan un conjunto de espárragos cilíndricos o clavos, muy poco espaciados entre sí Mediante el revestimiento de la pared, configurado con la aplicación del refractario, se puede incrementar la temperatura del hogar en determinadas zonas, al reducirse la absorción de calor, lo que ayuda a mantener la ceniza del combustible (carbón, turba o lignito) en estado líquido, evitándose las grandes acumulaciones de escoria y facilitando la retirada de la misma. A causa de problemas de mantenimiento, normalmente es preferible evitar la utilización del refractario siempre que técnicamente sea aceptable. Paredes de tubos con aletas planas.- Se componen de tubos que tienen soldados, a lo largo de las generatrices, unos pequeñas aletas planas, Fig XXII.3. Las paredes de los tubos con aletas están realizadas por alguno de los métodos constructivos que se encuentran en los cerramientos de los pasos de convección.

Fig XXII.3.- Pared de tubos con clavos planos (aletas) mostrando la envolvente interna XXII.-661

a) En el método ordinario, los tubos con aletas tienen un respaldo de material refractario recubierto con una carcasa o envolvente interna caliente soldada, que se tapa con aislamiento, que a su vez está cubierto con una envolvente externa (o revestimiento metálico) para protección. La carcasa está sujeta por soldadura a los perfiles de atado, que son unas vigas en U soldadas a los tubos, en cada nivel de vigas tirante. Las paredes se refuerzan con vigas tirante y la carcasa con nervios. El espaciado y dimensionado de estos nervios se establecen según sea la presión de diseño sobre las paredes, entre vigas tirante; este sistema facilita el mejor cierre estanco a gases. b) Otro método no utilizado, pero que se puede encontrar en calderas antiguas todavía en servicio, consiste en que los tubos con aletas planas tienen en su parte posterior un material refractario, un aislamiento denso y un revestimiento externo frío soportado con las vigas de atado, mediante juntas de expansión en los puntos de unión, que minimizan las solicitaciones provocadas por las expansiones diferenciales entre la pared caliente de los tubos y el revestimiento frío en el revestimiento. Aunque la construcción de la envolvente se aplica a zonas que tienen refuerzos horizontales de vigas tirante, algunos diseños de calderas industriales requieren revestimientos con perfiles de atado verticales, que se sueldan verticalmente a un perfil ubicado entre los tubos de la pared. Paredes de tubos tangentes.- Se construyen con tubos lisos colocados muy próximos entre sí, con una separación de 0,03” (0,76 mm). Estas paredes se encuentran en el área del hogar de antiguos diseños de calderas, Fig XXII.4.

Fig XXII.4.- Construcción de pared de tubos tangentes mostrando la envolvente externa

Mejora de paredes con tubos de aletas y tubos tangentes.- Para facilitar un mejor sellado del cerramiento se han utilizado dos métodos distintos: - Para áreas de cerramiento de calderas con tubos tangentes en unidades cuya estanqueidad se conseguía con una carcasa caliente o envolvente interna, el sellado consiste en soldar una barra redonda entre cada dos tubos, a lo largo de los mismos, Fig XXII.5. - Para áreas de cerramiento de calderas con tubos dotados con aletas planas y, por tanto, muy separados entre sí, en unidades que conseguían la estanqueidad con una envolvente exterior fría, el sellado se obtiene mediante pletinas que se sueldan entre tubos adyacentes, justamente detrás de las aletas, a lo largo de los mismos, Fig XXII.6. XXII.-662

Fig XXII.5.- Tubos tangentes con barras redondas de cerramiento

Fig XXII.6.- Tubos muy espaciados con aletas y con pletinas de cerramiento

Estos métodos han sido efectivos en muchas calderas, facilitando un sellado mejorado frente a gases, con un mantenimiento menor y vida más larga, en comparación con los valores correspondientes al cierre mediante envolvente, al que sustituían. La mayor desventaja de ambos métodos radica en su alto coste de instalación, ya que para colocar el nuevo aislamiento y el sistema de cubierta, hay que desmontar la envolvente interna y el aislamiento existentes. XXII.3.- CERRAMIENTO DE ENVOLVENTES La envolvente es una placa reforzada con nervios, para soportar las presiones y temperaturas de  soporte diseño, unida a las partes a presión como  aislamiento . cerramiento estanco a los gases  Los cerramientos son las envolventes del cenicero, caja de aire, cámara de atemperación de humos y cámara muerta superior; se diseñan para soportar temperaturas relativamente altas, al tiempo que mantienen sus superficies exteriores a niveles que permitan minimizar las pérdidas de calor, protegiendo al personal de la planta. Cuando la envolvente está ligada directamente a las paredes del hogar, hay que prever elementos de expansión para facilitar la expansión térmica entre los tubos y la envolvente. Tolvas.- Los cerramientos de tolvas para unidades de ceniza seca se utilizan en varias zonas de la  del economizador fumistería de la caldera, que incluyen las tolvas  del hogar  de la recogida de las aguas de lavado El cerramiento que facilita la envolvente de la tolva puede servir también como cámara para la recirculación de los humos que: - Salen de la tolva del economizador, a través de unas portillas - Entran en el hogar, a través de aberturas practicadas entre los tubos que configuran la tolva del hogar Caja de aire.- Es un cerramiento configurado por una caja metálica reforzada, unida a la pared del hogar, que aloja los recintos de fuego (quemadores) y distribuye el airecomburente. La caja de aire puede estar ubicada en una pared del hogar, o en todas las paredes del mismo, presentando una configuración envolvente Las uniones de la caja al hogar tienen que ser estancas a los gases y deben facilitar la expansión térmica entre tubos y envolvente. XXII.-663

Para calderas de gran potencia, la caja de aire está compartimentada para obtener un mejor control del airecomburente, y sólo se posiciona en las paredes anterior y posterior del hogar. Cámara de humos de atemperación.- Este cerramiento se instala para la distribución e inyección de los humos que se emplean para atemperar los gases del hogar y para controlar el ensuciamiento de las superficies termointercambiadoras por la ceniza. Su construcción es similar a la caja de aire, aunque está revestida en su parte interior con escudos de acero inoxidable opuestos a las portillas de humos. Cobertizo.- El cerramiento del cobertizo forma un volumen destinado a albergar todas las partes a presión ubicadas por encima de los techos correspondientes al hogar y al paso de convección. El cerramiento se compone de paneles de chapas reforzados, soldados entre sí al perímetro superior de las partes a presión del hogar. En las penetraciones que atraviesan las paredes y el techo del cobertizo y los tubos del techo del hogar se utilizan diversos sistemas de sellado, como: - Fuelles cilíndricos o vasos flexibles que sellan los colgantes de suspensión - Cierres de pliegues grandes alrededor de las tuberías de vapor - Sellos de refractario o envolvente interna alrededor de penetraciones de tubos de superficies termointercambiadoras a través de los tubos del techo En algunas calderas industriales, en la parte superior de los tubos del techo se utiliza una cubierta estanca a gases, como sello principal de gases. Los cobertizos se pueden diseñar como cerramientos estancos a presión, con un aire de sellado que presuriza el interior de los mismos. XXII.4.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO Resistencia a la ceniza en polvo y escoria.- La ceniza en polvo y escoria tiene tendencia a separarse de las superficies metálicas refrigeradas por agua o vapor, particularmente cuando su temperatura es bastante inferior a la de su punto de ablandamiento. Los sopladores de pared son capaces de retirar la ceniza en zonas de alta temperatura, en las que tiende a adherirse a las paredes. Se tienen que evitar las grandes superficies de refractario expuestas a la ceniza, ya que ésta tiende a adherirse al refractario y, si la acumulación es grande, puede caer en el hogar dañando el equipo o lesionando al personal; cualquier irregularidad en una pared de tubos se tiene que diseñar de forma que se evite la acumulación de ceniza del tipo que sea. La erosión de las partes a presión se puede reducir a niveles aceptables, limitando la velocidad de los humos a través de la unidad; se pueden mantener altas velocidades locales en zonas donde los humos bipasan deflectores o superficies termointercambiadoras, aunque estas zonas es mejor eliminarlas mediante un diseño adecuado.  recuperaci ón de calor de procesos Algunos diseños de unidades, como los de incineraci ón de basuras , requieren  las calderas de lecho fluidificado circulante grandes extensiones de refractario sobre las superficies tubulares, que se diseñan para eliminar los efectos de la corrosión y/o erosión sobre las partes a presión, minimizando siempre la reducción de la absorción de calor por las partes a presión. Expansiones.- En unidades con envolvente interna, Fig XXII.3, se presentan diferencias de tempeXXII.-664

ratura entre la envolvente y los tubos, durante la puesta en servicio. La expansión en sentido horizontal de la pared, depende de la temperatura del perfil de atado, que es igual a la de la envolvente interna, por lo que se pueden soldar entre sí. Las expansiones verticales se absorben por la doblez de los bordes de la envolvente interna en los extremos superior e inferior de cada sección. En una unidad apoyada, (soportada por su parte inferior), tal como la caldera de hogar integrado de la Fig XXII. 5, que está diseñada para combustión presurizada, la estructura se fija en un punto ubicado en uno de los extremos del calderín inferior. Las holguras, cierres y soportes se diseñan para expansiones definidas en todas direcciones. En una unidad colgada, la expansión tiene lugar hacia abajo, a partir de una cota determinada; salvo que la estructura soporte esté fijada a una pared, la expansión tendrá lugar siempre desde el centro de la unidad hacia fuera. Los conductos de humos y de aire, las tuberías, los tanques de ceniza y las líneas a quemadores se diseñan con juntas de expansión que hagan frente a los desplazamientos: - En conductos de aire y humos se emplean fuelles metálicos flexibles o acoplamientos de elastómero - En tuberías se emplean manguitos metálicos, acoplamientos deslizantes o articulados En el caso de grandes unidades, la expansión en algunas zonas puede ser del orden de 12” (30,5 cm), y aún así las juntas deben seguir siendo estancas a la presión. Soportes.- En general, es más económico - Soportar las unidades más pequeñas por su parte inferior - Colgar las unidades mayores por sus partes más altas Para unidades soportadas por su parte inferior, el cerramiento se soporta normalmente en la misma fundación de la caldera, tal como se observa en la Fig XXII.7.

XXII.7.- Unidad apoyada por su parte inferior

Para unidades colgadas por su parte superior, los cerramientos forrados (no refrigerados) se soportan desde las partes a presión, con excepción del cerramiento del cobertizo (cámara muerta superior), XXII.-665

que se soporta directamente desde la estructura de acero por medio de colgantes. Explosiones.- En el diseño de los sistemas de estanqueidad hay que tener presentes los efectos de posibles explosiones, con el fin de eliminar lesiones al personal y daños al equipo. En unidades con combustibles fluidos o fluidificados, hay que tener cuidado en evitar los pequeños soplidos del hogar que pueden ocurrir durante la puesta en servicio, debido a la utilización de una mezcla inadecuada de combustible y airecomburente. Las solicitaciones durante la operación normal debidas a estos soplidos y a presiones positivas o negativas en el hogar, se soportan mediante barras o perfiles soldados a los tubos, conformando una banda alrededor del sistema de cerramiento. En el caso de una explosión en el hogar, el diseño debe facilitar el fallo de los clavos de las uniones y de soldaduras, antes que el fallo de la pared de tubos, lo que minimiza la liberación de grandes cantidades de vapor o de humos del hogar. Las vigas tirante se ligan a los perfiles de atado, mediante conexiones deslizantes, y mantienen las paredes sin curvarse hacia el exterior ni hacia el interior. Como las vigas tirante están por la parte exterior del aislamiento, se requieren conexiones en las esquinas para permitir la expansión de las paredes, Fig XXII.8. Las fuerzas generadas por las explosiones se concentran en las conexiones de las esquinas, que deben garantizar la estanqueidad durante la puesta en servicio de la unidad, cuando las paredes aún no se han expansionado por completo, y durante el funcionamiento normal con la expansión completada. El espacio de tubo comprendido entre dos vigas tirante actúa como una viga que resiste la presión interior XXII.8.- Disposición de perfil de atado y viga tirante en una esquina de hogar

del hogar. Cuanto mayor es el diámetro y el espesor de la pared de los tubos, tanto más se pueden separar las vigas tirante, cuyo tamaño se determina por la flexión permitida y por la carga a considerar. Implosiones.- Normalmente se deben a una: - Inadecuada operación de cortatiros en unidades con ventiladores de tiro inducido de elevada presión estática - Caída súbita de la presión del hogar, provocada por una pérdida instantánea del suministro de combustible El control de los ventiladores de tiro inducido se especifican para minimizar posibles errores de operación y regulación, y para limitar las oscilaciones del tiro del hogar tras un disparo de combustible. Vibraciones.- La excesiva vibración del cerramiento puede provocar fallos en el aislamiento, en la envolvente y en los soportes; las vibraciones se originan por: - Equipos rotativos exteriores, como turbinas y ventiladores, que las transmiten al sistema de estanqueidad a través del acero estructural del sistema de tuberías y conductos - Pulsaciones en el hogar, que son consecuencia de una irregular combustión del combustible o combustibles utilizados - Turbulencias en las corrientes de los flujos de aire y de humos, creadas en los respectivos conductos y en los bancos tubulares Las paredes y los conductos de aire y de humos se diseñan para limitar la vibración durante las condiciones normales de funcionamiento. XXII.-666

- Para las paredes se selecciona el módulo de elasticidad de la sección de vigas tirante para limitar la flecha de la pared, en su punto medio; en general se acepta el valor de 1/16” (1,6 mm) para una variación de presión de 1” wg (6.900 Pa). - De forma similar, los conductos de aire y humos y la envolvente se refuerzan con barras y perfiles estructurales. Estos refuerzos son necesarios en las secciones de conductos de aire y humos en los que el flujo es muy turbulento, como sucede en la zona de descarga de un ventilador. Hay que eliminar todas las fuentes de vibraciones severas, como son los equipos rotativos desequilibrados, las combustiones pobres y los flujos de aire o humos muy turbulentos o desequilibrados. XXII.5.- PÉRDIDAS DE CALOR La pérdida de calor a través del sistema de estanqueidad de una caldera se reduce instalando un aislamiento que forma parte del cerramiento de la caldera. Para la mayoría de las unidades generadoras de vapor, el sistema de aislamiento se diseña para garantizar la seguridad del personal de operación y la mínima pérdida de calor. Los materiales para aislamiento térmico que se usan con más frecuencia son: a) Lana mineral.- Está compuesta por escoria fundida y cristal o roca, soplados en fibras por chorro de vapor o aire, o centrifugados a alta velocidad. Bloques de lana mineral.- Las fibras de lana mineral junto con arcilla, moldeadas a temperatura y presión dadas, se utilizan para aislar paredes tubulares de membrana y envolventes de caldera, hasta temperaturas de: 850ºF, 1200ºF y 1900ºF (454ºC, 649ºC y 1038ºC), según sea la calidad del material. Mantas de lana mineral.- Las fibras de lana mineral, comprimidas en forma de mantas y reforzadas con tela metálica, se utilizan para todos los cerramientos con envolvente externa y para tuberías interiores a cerramientos no refrigerados. La temperatura límite es de 1200ºF (649ºC). b) Bloques de silicato cálcico, hidratados y estabilizados, se utilizan en cerramientos y tuberías, generalmente por debajo de 1200ºF (649ºC). c) Pasta plástica para alta temperatura.- El cemento aislante hecho con fibra de vidrio, procesado en nódulos y mezclado con arcilla, forma un aislamiento monolítico resistente cuando se seca por completo. Este material se utiliza en válvulas y accesorios que tienen configuraciones irregulares y en el rellenado de juntas entre bloques de aislamiento; se puede emplear hasta 1900ºF, (1038ºC). d) Fibras cerámicas.- Son de alta pureza, con punto de fusión superior a los 3000ºF (1650ºC), y se usan ocasionalmente en el sellado de cerramientos de tubos. CÁLCULOS a) Flujo de calor a través de una pared compuesta.- Las conductividades térmicas de algunos materiales comerciales de refractarios y aislamientos, a las temperaturas para las que son adecuados se presentan en la Fig XXII.9. Las pérdidas combinadas de calor (radiación + convección), referidas a la unidad de superficie exterior se presentan en la Fig XXII.10, para diversas: - Velocidades del aire ambiente - Diferencias de temperatura entre la superficie y el aire XXII.-667

a) Fibra de vidrio b) Bloque de media temperatura c) Bloque de alta temperatura d) Fibra vulcanizada cerámica e) IFB K-20 f) Aislante moldeable 1600 g) IFB K-26 h) Aislante moldeable 2500 i) IFB K-30 j) Aislante moldeable 3000 k) Denso moldeable l) Alta calidad FB m) 90% alúmina moldeable n) De gran resistencia

Fig XXII.9.- Conductividad térmica de algunos materiales refractarios

Velocidad del aire a) 30 ft2/seg (9,1 m/seg) b) 25 ft2/seg (7,6 m/seg) c) 20 ft2/seg (6,1 m/seg) d) 15 ft2/seg (4,6 m/seg) e) 10 ft2/seg (3 m/seg) f) 5 ft2/seg (1,5 m/seg)

Fig XXII.10.- Pérdida de calor de superficies de paredes (radiación+convección)

Fig XXII.11.- Pérdida por radiación como porcentaje del aporte bruto de calor (ABMA) XXII.-668

El ábaco de pérdidas por radiación de la American Boiler Manufacturers Association (ABMA) facilita una rápida aproximación de las pérdidas por radiación, expresadas como porcentaje del aporte global de calor, Fig XXII.11. Los valores de las pérdidas por radiación obtenidos con este diagrama se basan en el supuesto de una diferencia de temperaturas entre la superficie y el medio ambiente de 50ºF, para una velocidad del aire sobre la superficie de 100 ft/min. Una pared de hogar debe tener, al menos, un tercio de su superficie proyectada, cubierta con superficie refrigerada por agua para poder reducir las pérdidas por radiación. Para reducir estas pérdidas, el aire que atraviesa las paredes refrigeradas se utiliza en la combustión. A título de ejemplo, si se presenta una unidad para salida máxima continua de (400 x 106 Btu/h) con 3 paredes refrigeradas por agua, los  400 son del 0,34% porcentajes de pérdidas por radiación para una salida real de   200 son del 0,64% b) Ventilación y temperatura superficial.- Para mantener satisfactoriamente las condiciones de trabajo en los alrededores de una caldera, se suele aceptar una temperatura superficial de la cara exterior fría entre 130÷ 150ºF = (54÷ 66ºC). Las pérdidas de calor que corresponden a estas temperaturas, varían entre 90÷ 130 Btu/ft2h = (284÷ 410 W/m2), y se pueden absorber fácilmente por la circulación de aire existente en las actuales salas de caldera. El hecho de aislar la caldera para reducir las pérdidas de calor a una cantidad que se pueda absorber fácilmente por el volumen total de aire de la sala de caldera, no asegura unas confortables condiciones de trabajo. Se necesita también de una buena circulación de aire alrededor de todas las partes de la caldera, para impedir cualquier acumulación de calor en zonas frecuentadas por el personal. A la consecución de lo anterior se puede ayudar mediante la: - Utilización de suelos de rejillas en lugar de suelos macizos - Provisión de amplios espacios aislados entre calderas adyacentes - Ubicación de ventiladores que ayuden a la circulación de aire alrededor de la caldera - Instalación de equipos de acondicionamiento de aire, que aseguren la renovación del aire Una buena ventilación no incrementa mucho las pérdidas globales de calor. La velocidad del aire afecta al coeficiente de película de transferencia de calor. La conductancia superficial es sólo una parte pequeña de la resistencia global al flujo de calor. A título de ejemplo, un incremento de la velocidad del aire de 1÷ 10 ft/s = (0,3÷ 3 m/s), para las condiciones dadas en la Fig XXII.12, incrementa el régimen de pérdidas a través de la pared sólo en un 2%. En el caso que se presenta en la Fig XXII.13, en el que dos paredes de similar temperatura están relativamente próximas, la transferencia de calor por radiación desde cada pared es despreciable. La circulación natural del aire en una cavidad, es inadecuada para refrigerar las paredes hasta una temperatura aceptable para el personal de la planta que trabaje cerca de ella, ya que el efecto cavidad aumenta la temperatura de las paredes. En el caso de la cavidad que se presenta, aunque se incremente el espesor de aislamiento, la temperatura superficial no se reduce significativamente; si fuese necesario, para reducir la temperatura del aire ambiente en la cavidad, habría que instalar conductos de ventilación. En la Fig XXII.14 se puede comprobar que un cambio importante en la resistencia de película superficial produce una gran modificación en la temperatura del revestimiento, que no afecta a la pérdida de calor a través de la pared, cualquiera que sea su extensión. XXII.-669

XXII.12.- Gradientes de temperatura a través de las paredes de un tubo y aislamiento

XXII.13.- Situación de una cavidad

XXII.14.- Efecto de la resistencia de la película superficial sobre la temperatura de superficie y la tasa de pérdida de calor

XXII.-670

c) Fugas e infiltraciones.- Incrementan el caudal de los humos y el calor perdido en la chimenea y, por tanto, disminuyen el rendimiento de la caldera y aumentan la potencia absorbida por el ventilador de tiro inducido. d) Corrosión.- Una de las ventajas más importantes que tienen las paredes membrana respecto a otros tipos de pared, es que eliminan la corrosión de los humos sobre la cara fría de las superficies del cerramiento. La mayoría de los humos contienen S, por lo que las partes metálicas del sistema de estanqueidad  por encima del punto de rocío deben mantenerse   fuera del contacto con los gases de combustión El punto de rocío de los humos varía entre 150÷ 250ºF = (66÷ 121ºC), y depende: - Del tipo € de combustible y de su contenido en S - Del método de combustión que se utilice

Los conductos de humos de salida a baja temperatura, se aislan por su superficie exterior para evitar la corrosión, lo que es necesario para unidades a la intemperie. Los serpentines de refrigeración se tienen que mantener por encima de la temperatura del punto de rocío de los gases; requieren agua a temperatura por encima de 150ºF (66ºC). El cerramiento, aunque está en la parte exterior al aislamiento, está sujeto a la influencia de los humos; cuando este tipo de envolvente esté sometida a temperaturas inferiores a la del punto de rocío, conviene proteger su cara interior con una imprimación asfáltica para protegerlo de la corrosión, problema que requiere especial atención durante el diseño de instalaciones a la intemperie, en las que las temperaturas pueden ser, a veces, inferiores a la del punto de rocío de los humos. Con el uso de la envolvente interna se reducen mucho los problemas de corrosión, ya que los humos en ella contenidos se mantienen siempre a una temperatura superior a la del punto de rocío; no obstante, incluso con la envolvente interna, hay que aislar adecuadamente los cierres y las juntas de expansión, para evitar puntos fríos y la consiguiente corrosión. e) Resistencia a la intemperie.- Se requieren techos inclinados, particularmente en revestimientos de aluminio en los que las bolsas de agua pueden alterar la superficie. Hay que evitar el contacto directo del aluminio y del acero, para evitar la corrosión galvánica del aluminio, en presencia de humedad. Las líneas de cobre o las cubrejuntas del techo se diseñan para que el agua de lluvia no moje el aluminio. La salida de las válvulas de seguridad se protege para evitar su contacto con la lluvia, nieve o hielo. Las toberas y cuellos de las válvulas se dotan de aislamiento y protección con chapa metálica o con revestimiento. Hay que dotar de aislamiento y proteger con tubería de vapor para su calentamiento: - Las líneas de control a la intemperie que contengan humos o aire - Las líneas de purga y toma de muestras - Las líneas de vapor o agua que funcionan intermitentemente Para el total de las diversas líneas de control y sopladores se debe suministrar aire seco. Las líneas de agua y vapor exteriores al cerramiento deben ser totalmente purgables. XXII.5.- FABRICACIÓN Y MONTAJE El sistema de estanqueidad de la caldera se diseña para que su fabricación y montaje sean económicos, lo que exige una integración de métodos y prácticas de fabricación en taller y de montaje en la XXII.-671

planta. En unidades grandes, los componentes mayores se tienden a montar en taller hasta un cierto límite originado por las tolerancias de embarque que limitan el tamaño de los paneles de pared montados, a 16 ft (4,9 m) de ancho y 105 ft (32 m) de longitud, criterios que no se pueden utilizar simultáneamente. Los cerramientos de envolventes, las conexiones de tubos a colectores, las barras de atado, las puertas y otros accesorios son de construcción soldada. Los nuevos materiales y métodos de montaje reducen el tiempo requerido para el aislamiento de calderas y para la instalación del revestimiento metálico externo. Para hacer más sencilla la funcionalidad y el mantenimiento, hay que simplificar algunos detalles del diseño del sistema de estanqueidad de la caldera: - Las zonas de trabajo en los alrededores de la unidad, deben tener siempre luz adecuada y temperatura confortable. - Hay que prever espacios suficientes en todas las áreas de la unidad, para el funcionamiento y mantenimiento. - Hay que disponer de accesos a través del sistema de estanqueidad, para inspeccionar las partes internas de la caldera. - Se necesitan plataformas adecuadas para puertas de acceso, sopladores, instrumentos y controles. Las puertas de inspección permiten observar las condiciones de la combustión y el estado de limpieza de las superficies absorbentes de calor. La Fig XXII.15 muestra una puerta de acceso para sistemas de estanqueidad de una unidad de tiro equilibrado y la Fig XXII.16 muestra la puerta de acceso de una unidad de hogar presurizado.

Fig XXII.15.- Puerta de inspección para hogar de tiro equilibrado

Fig XXII.16.- Puerta de inspección para hogar presurizado.

La seguridad se logra con dos tipos de enclavamientos, que aseguran la aspiración del aire comprimido por la abertura antes de que se abra la puerta. Una característica constructiva de este tipo de XXII.-672

puerta es que el chorro de aspiración no reduce el ángulo de visión. Las curvas de los tubos que conforman las aberturas, en hogares de características elevadas, deben tener el menor radio posible. La longitud de los cerramientos de placas de espárragos alrededor de una abertura, se minimiza para que las placas se refrigeren adecuadamente, mediante la unión a los tubos por soldadura para evitar su quemado y el consiguiente sobrecalentamiento de los cierres. La superficie exterior de la unidad se ha de poder limpiar con facilidad. Como recubrimiento exterior se utiliza un revestimiento metálico de poco espesor, como acero galvanizado y láminas de aluminio. El acero galvanizado es más barato que el aluminio, aunque para instalaciones a la intemperie, la chapa galvanizada se tiene que pintar, a no ser que el clima sea seco. El aluminio se prefiere porque sólo requiere imprimación de pintura bajo condiciones muy severas.

XXII.-673

XXIII.- ELEMENTOS AUXILIARES DE CALDERA http://libros.redsauce.net/

Para que un sistema de generación de vapor funcione eficientemente no sólo precisa de los elementos que se integran en la unidad principal generadora de vapor, sino de otros componentes auxiliares de caldera que son imprescindibles y que merecen especial atención, como: - Los sopladores que se emplean para limpiar las superficies de transferencia de calor, con lo que se consigue que la caldera opere a su máxima eficiencia - Las válvulas de seguridad que son componentes críticos para garantizar una operación segura de la caldera - El sistema de manipulación de ceniza, que retira y acondiciona la ceniza de la combustión - Los cortatiros, chimeneas y ventiladores, que proporcionan y controlan los flujos de aire y de humos que se requieren para una buena combustión - El condensador que se utiliza para proveer al atemperador atomizador de agua de alta pureza, en aquellas calderas industriales en las que no exista agua en ese estado XXIII.1.- SOPLADORES Los sopladores son dispositivos mecánicos utilizados durante el funcionamiento, para la limpieza de las deposiciones de ceniza del lado de humos de la caldera (escoria y polvo), de forma periódica. Para retirar las deposiciones y mantener la eficiencia de la transferencia de calor, al tiempo que previenen las obstrucciones de los pasos de humos, estos aparatos proyectan a través de sus toberas, un medio de limpieza contra la ceniza acumulada en las superficies de transferencia de calor. El funcionamiento de un soplador en una determinada aplicación varía con: - Su localización en la caldera - La cobertura de limpieza requerida - La severidad de la acumulación de las deposiciones Un soplador se compone de: - Un elemento tubular o lanza que se introduce en el interior de la caldera y que transporta el medio de limpieza XXIII.-675

- Unas toberas en el extremo de la lanza, para acelerar y dirigir el medio de limpieza - Un sistema mecánico para introducir o girar la lanza - Un sistema de control Medio de limpieza.- El medio de limpieza utilizado en los sopladores puede ser vapor saturado, vapor sobrecalentado, aire comprimido, agua y mezclas de agua-vapor o de agua-aire. En la mayoría de los casos se prefiere el vapor sobrecalentado, porque la experiencia indica que la humedad del vapor saturado puede erosionar las superficies de los tubos. Un kg de vapor sobrecalentado, comparado con un kg de vapor saturado, tiene un mayor potencial de limpieza, debido a la mayor velocidad a través de las toberas del soplador, que compensa la desventaja de la pérdida energética del chorro debido a la menor densidad. En calderas grandes se utiliza aire comprimido: - Con compresores alternativos de alta presión, entre 350 ÷ 500 psig = (24,1 ÷ 34,5 bar) - Con compresores centrífugos de elevadas relaciones de flujo, a presiones de 150 ÷ 225 psig = (10,3 ÷ 15,5 bar) Dependiendo de la deposición a retirar y del tipo de soplador, las presiones normales de toberas para sopladores oscilan: - Para el vapor entre 70 ÷ 350 psig = (4,8 ÷ 24,1 bar) - Para el aire entre 60 ÷ 220 psig = (4,1 ÷ 15,2 bar) La presión en las tuberías del sistema se controla mediante válvulas y sistemas reductores de presión insertos en las mismas. El vapor para el soplado se puede tomar de colectores: - Intermedios de sobrecalentador - De entrada del recalentado frío sobrecalentador secundario - De salida del   recalentado caliente El agua, con presiones de entrada al soplador de 150 ÷ 300 psig = (10,3 ÷ 20,7 bar), se puede utilizar como medio de limpieza, sola o mezclada con vapor o aire; también se puede inyectar en los sopladores para refrigerar la lanza del soplador, cuando está expuesta a altas temperaturas en zonas de humos. La elección del medio de limpieza, aire y vapor, se basa en el análisis económico de los costes de operación y en cuestiones técnicas afectados por las diferencias siguientes: a) Los sopladores de vapor se diseñan para permitir: - El calentamiento de las tuberías del sistema - El drenaje del condensado presente en las tuberías - La protección contra heladas, corrosión y erosión b) Los sopladores de vapor pueden requerir un coste de mantenimiento mayor que los sopladores de aire comprimido c) El incremento de la capacidad de un sistema de vapor es fácil de obtener, porque el suministro de vapor desde la caldera está limitado sólo por la presión de las válvulas reductoras d) Los sistemas de aire necesitan un flujo mayor para refrigerar los sopladores retráctiles de largo recorrido, debido a las mejores características de transferencia de calor que tiene el vapor En algunos carbones bajos en S y a elevadas temperaturas, las deposiciones tienen un estado plástico o están fuertemente adheridas a los tubos, no siendo efectivos ni el vapor, ni el aire; en estos casos, se utiliza agua para retirar la deposición. XXIII.-676

Presión máxima de impacto.- Es una medida de la energía proyectada sobre la deposición, a una distancia dada de la tobera del soplador, y constituye un parámetro fundamental que depende del tamaño y configuración de la tobera, y de la presión, temperatura y calidad del vapor. velocidad de rotación de la tobera Velocidad del chorro.- Depende de la velocidad de traslación  distancia a la superficie termointercambiadora TIPOS DE SOPLADORES Soplador de posición fija.- Es un soplador no retráctil, Fig XXIII.1, rotativo o no, utilizado para retirar el polvo o ceniza ligeramente adherida a los bancos tubulares o a los conductos de humos; es más económico de instalar y funciona mejor que el soplador retráctil. Sólo se utiliza en zonas de baja temperatura y en los casos en que no se requiera la elevada energía propia de grandes toberas. El tamaño de las toberas es del orden de 0,3125” (8 mm).

Fig XXIII.1.- Soplador de posición fija G9B

Soplador retráctil de carrera corta.- Una unidad retráctil de carrera corta que se utiliza para la limpieza de los tubos de la pared de agua del hogar, se presenta en la Fig XXIII.2. La posición de la tobera, cuando el soplador está completamente extendido, se encuentra a 1,5” (38 mm) de la cara de los tubos.

El radio de limpieza depende de: la presión y tipo de tobera, de la naturaleza de la deposición y de la superficie a la que está adherida

Fig XXIII.2.- Soplador rotativo de pared retráctil de carrera corta IR-3D XXIII.-677

En general, la zona de limpieza efectiva está en un contorno ovalado, cuyo eje vertical es de 12 ft 150 psig ( 10,3 bar ) para el aire (3,66 m), y el horizontal de 10 ft (3,05 m), a la presión de  .  200 psig ( 13,8 bar ) para el vapor saturado El tamaño de la tobera es del orden de 1”. Soplador retráctil de carrera larga.- Se utiliza en calderas de recuperación de la industrial química, Fig XXIII.3. Para la limpieza de bancos tubulares, el extremo de la lanza tubular lleva un juego de toberas para el medio de limpieza, que se extiende hasta el interior de la cavidad de la caldera; este tipo de soplador tiene un recorrido entre 2 ft ÷ 56 ft = (0,6 ÷ 17,1 m).

Fig XXIII.3.- Soplador retráctil de carrera larga IK-SD

Los sopladores retráctiles de carrera larga se aplican en cavidades horizontales y verticales, y utilizan aire o vapor como medio de limpieza. Cuando las deposiciones son difíciles de retirar se emplean toberas especiales que usan agua como medio de limpieza. La velocidad de traslación de la lanza cuando se introduce en la caldera oscila entre 35 ÷ 200 (“)/min = (0,89 ÷ 5,1 m/minuto); el paso de la configuración helicoidal, debida a las velocidades de traslación y de rotación, es normalmente de 4”, 5”, 6”, 8” = (102, 127, 152, 203 mm), dependiendo de los detalles de diseño y de la longitud del tubo de la lanza. Para carreras largas, hasta de 45 ft (13,7 m), la lanza distancia los pasos de hélice de los chorros del medio de limpieza, en su carrera de regreso, para limpiar un área mayor. En cada ciclo de soplado, el paso helicoidal fijo se puede desplazar ligeramente para que el chorro del medio de limpieza impacte en una posición diferente.

Fig XXIII.4.- Recorrido de limpieza de la tobera

XXIII.-678

Las presiones utilizadas en un soplador retráctil de carrera larga, para el aire varían de 60 ÷ 180 psig = (4,1 ÷ 12,4 bar), y para el vapor de 70 ÷ 350 psig = (4,8 ÷ 24,1 bar), dependiendo: - Del medio de soplado aire es de 0 ,625" ( 15,9 mm) - De la dimensión de la tobera que para  vapor es de 0 ,875"÷1" = ( 22,2÷ 25,4 mm) - Del área de aplicación - De las características de la deposición Los valores de la presión del vapor son superiores a los del aire porque el vapor se utiliza para las deposiciones más difíciles de limpiar, como las que se producen en la combustión de lignito, o de carbón subbituminoso y en las plantas de fabricación de pulpa de papel. Cuando las lanzas están expuestas a humos a alta temperatura, se requiere un flujo adicional para refrigerar la lanza. Dentro del paso de convección de una caldera, las resistencias de las deposiciones pueden variar y ser muy diferentes. Soplador de lanza de agua.- La lanza de agua con velocidad variable se utiliza en las superficies de las paredes del hogar, cuando las deposiciones de escoria no se pueden retirar por los sopladores de pared convencionales, de aire o de vapor. Se utilizan en instalaciones que queman lignitos o carbones subbituminosos, que tienen cenizas de alta reflectividad.

Fig XXIII.5.- Lanza de agua con velocidad variable IK-4M-WL

Las velocidades de desplazamiento y de rotación varían durante el ciclo de limpieza para obtener un tiempo uniforme de reposo (velocidad de progresión del chorro), con el fin de optimizar el uso del agua en la limpieza y limitar el choque térmico. El agua se emplea únicamente durante la etapa de entrada (inserción) de la lanza, para evitar el choque térmico sobre los tubos limpios en la etapa de salida (retracción) de la misma. Sopladores para limpieza de calentadores de aire.- Los calentadores de aire tubulares se limpian con un soplador especial de carrera larga, no rotativo, que lleva un elemento multitobera soportado interiormente, similar a las toberas utilizadas en los sopladores rotativos de posición fija. Estos sopladores se identifican como sopladores IK de línea recta o sopladores rastrillo. Se ubican en el lado de salida de humos del calentador de aire, con las toberas posicionadas para que soplen dentro de los extremos abiertos de los tubos. Este elemento en T se mueve adelante y atrás, paralelamente a la cara de la placa tubular, y tiene entre uno y tres elementos en paralelo, que están alimentados por la lanza móvil. El número de toberas por elemento se determina por la disposición de los tubos del calentador de aire, y por el área de las toberas de los elementos que no debe exceder la capacidad del tubo de la lanza para proveer el fluido de soplado que puede ser aire comprimido o vapor. XXIII.-679

Fig XXIII.6.- Sopladores para limpieza de calentadores de aire

Para reducir la humedad que entra en el lado frío de los tubos del calentador de aire, se utiliza vapor sobrecalentado a una presión en tobera de 125 psig (8,6 bar), y entalpía 1377 Btu/lb (3203 kJ/kg). El medio de soplado no penetra en la longitud total del tubo, aunque mantiene abierta la sección fría de los tubos. Para la limpieza de toda la longitud del tubo es necesario un lavado con agua, con la instalación fuera de servicio. El calentador de aire regenerativo se limpia con una lanza desplazable, soportada internamente, y dotada de toberas especiales. Este mecanismo se acciona lentamente a través de las cestas del calentador mediante un soplador de carrera larga, no giratorio, de forma que toda la superficie se limpia conforme giran las cestas del calentador; como medio de soplado se puede utilizar aire o vapor y tiene que alcanzar una presión máxima en tobera de 200 psig (13,8 bar). Si las temperaturas del metal caen por debajo del punto de rocío, las cestas se pueden taponar y corroer, por lo que el suministro de vapor debe tener, al menos, una temperatura de 300ºF (167ºC), lo que requiere de una fuente independiente de vapor para la limpieza del calentador de aire. Diseños especiales.- Para aplicaciones especiales se han desarrollado una gran variedad de equipos de soplado como: - Sopladores oscilantes, en los que para concentrar la energía del chorro en un área selectiva las toberas giran un arco limitado - Sopladores de polvo que se encuentran en los conductos de humos y aire - Limpiadores ventiladores, montados sobre sopladores retráctiles verticales que permiten su utilización en ubicaciones de difícil acceso - Sopladores para los recalentadores del sistema de desulfuración de humos APLICACIÓN A LOS DIVERSOS TIPOS DE CALDERAS Calderas que queman carbón pulverizado.- En la Fig XXIII.7 se muestra la sección transversal de una caldera de servicio público que quema carbón pulverizado, en la que se indican las ubicaciones de los diversos sopladores. La escoria y las deposiciones de ceniza en polvo sobre las paredes del hogar se retiran mediante sopladores de pared IR de carrera corta, cuya ubicación se determina por el carbón que se esté quemando. Para un carbón bituminoso, la separación vertical de las filas de sopladores es de 10 ÷ 14 ft = (3,0 ÷ 4,3 m), con unos espaciados laterales entre 7 ÷ 10 ft = (2,1 ÷ 3,0 m). Para un lignito de escorificación severa, la separación vertical de las filas de sopladores se reduce a 10 ft (3 m), siendo el espaciado horizontal, igual al anterior, entre 7 ÷ 10 ft = (2,1 ÷ 3,0 m). XXIII.-680

Fig XXIII.7.- Ubicación de sopladores en una gran caldera que quema carbón

escorificación severa Para algunos lignitos y carbones subbituminosos con  , se puede  deposiciones de ceniza reflectiva instalar el soplador IK de lanza de agua, en lugar del soplador de pared IR. Las lanzas de agua han demostrado ser unas unidades de limpieza efectivas. Las secciones colgadas del sobrecalentador y del recalentador, así como la sección de convección de tubos horizontales, se limpian generalmente con sopladores retráctiles de carrera larga. El espaciado vertical depende de la temperatura de los humos y de las características de la ceniza del carbón, y suele estar entre 12 ÷ 14 ft = (3,7 ÷ 4,3 m). Calderas que queman aceite.- No utilizan sopladores IR de pared, porque la ceniza del aceite tiene una temperatura de ablandamiento muy baja y, en consecuencia, las áreas del hogar están recorridas normalmente por ceniza fundida. Los sopladores retráctiles IK de carrera larga, no se usan en zonas con temperaturas de humos superiores a los 1750ºF (954ºC), a no ser que se emplee un aditivo químico (óxido de aluminio, carbonato de calcio y magnesio, óxido de magnesio) para elevar la temperatura de deformación inicial de la ceniza. Estos aditivos se utilizan siempre con fuelóleos que tengan altos contenidos de Va. El grado de limpieza del chorro de un soplador en una caldera que queme sólo aceite, es el mismo que el de las calderas que queman carbones con alto ensuciamiento. Calderas recuperadoras de calor de procesos.- En estas calderas no se utilizan sopladores de pared IR, ya que son ineficaces para retirar las deposiciones de ceniza con baja temperatura de deformación inicial, pero sí los sopladores retráctiles que utilizan vapor como medio de soplado que se usan en el sobrecalentador, en el banco de caldera y en el economizador. Calderas que queman basuras.- Pueden ser de dos tipos: - Las que queman basuras a granel - Las que queman combustibles derivados de residuos Para mantener despejados el hogar y el paso de convección y prevenir cualquier obstrucción y excesivas pérdidas de tiro se utilizan sopladores de vapor. XXIII.-681

La frecuencia de operación se tiene que vigilar cuidadosamente; la superficie puede quedar demasiado limpia y eso puede plantear problemas, ya que se facilita la corrosión de los tubos por los constituyentes de los humos (cloruros), y la erosión debida a la ceniza volante en polvo. Los sopladores retráctiles de carrera larga se utilizan para retirar deposiciones de ceniza en el sobrecalentador y banco de caldera; en el economizador se pueden instalar sopladores retráctiles de carrera larga o sopladores rotativos de ubicación fija. Los sopladores retráctiles están espaciados, en sentido vertical, entre 8 ÷ 10 ft = (2,4 ÷ 3,0 m), y suelen tener unos valores de flujo de limpieza comparable a la de los que se utilizan en calderas que queman carbón bituminoso. Calderas de lecho fluidificado.- En estas calderas, las deposiciones de ceniza sobre las superficies tubulares son ligeras y fáciles de retirar; no obstante, hay situaciones en las que las acumulaciones crecen en superficies de tubos horizontales, que pueden reducir la transferencia de calor y provocar obstrucciones en los pasos de humos. En estos casos se necesitan sopladores retráctiles de carrera larga para vapor, o sopladores rotativos de posición fija. MEDIOS DE CONTROL.- Los sistemas de control de sopladores tienen características constructivas y enclavamientos, para proteger el equipo mecánico y garantizar el funcionamiento, como: - Alarmas y enclavamientos de presión del medio de soplado, para prevenir que el equipo pueda funcionar sin éste en condiciones adecuadas - Alarmas de flujo alto/bajo del medio de soplado para advertir del mal funcionamiento del equipo - Enclavamientos generales de sopladores para impedir que se produzca una demanda instantánea del medio de soplado a la fuente de suministro - Enclavamientos del fallo del medio de soplado para proteger las lanzas de carrera larga en sopladores retráctiles - Protección y alarma de sobrecarga de motores, para indicar su mal funcionamiento - Alarma de parada de motores - Alarma del tiempo transcurrido para garantizar una adecuada operación del equipo - Protección en el caso de un disparo de caldera Junto a los paquetes informáticos, se han aplicado técnicas de autómatas programables a los sopladores, en los que la operación y secuencia de sopladores selectivos se basan en la medida y cálculo de las condiciones de limpieza de las superficies individuales termointercambiadoras de la caldera, permitiendo un uso más económico del medio y de la energía para la limpieza. Sistemas ópticos vigilan la limpieza de las superficies mediante técnicas de imágenes por infrarrojos que miden la emisividad de las paredes del hogar, con sondas conectadas a un dispositivo de control, obteniendo: - Imágenes de la superficie interior del hogar de la caldera - Tendencias de la limpieza de las superficies de transferencia de calor - Una guía para el operador de dónde y cuándo hay que limpiar XXIII.2.- VÁLVULAS DE SEGURIDAD Y DESAHOGO La válvula más crítica en una caldera es la de seguridad; su misión es limitar la presión interna de la caldera en un punto que esté dentro de un nivel seguro de operación; para ello se instalan una o más válvulas de seguridad en el sistema de partes a presión de la caldera, sin que se puedan aislar del recinto que ocupa el vapor. Las válvulas tienen que estar taradas para que se activen a las presiones aceptadas para el punto XXIII.-682

de ajuste, y para que se cierren cuando la presión caiga hasta una determinado nivel. Cuando el juego de válvulas de seguridad se abre, tiene que manejar todo el caudal de vapor que la caldera es capaz de generar, sin sobrepasar la presión especificada. El Código (ASME) de Calderas y Recipientes a presión, en su Sección I señala los requisitos mínimos para las válvulas de seguridad y de desahogo, aplicadas en nuevas calderas energéticas estacionarias de tubos de agua, distinguiendo: - Válvula de seguridad (safety valve), que se usa para gas o vapor - Válvula de desahogo (relief valve), que se usa para líquidos - Válvula de seguridad y desahogo, apta para gases o líquidos La Fig XXIII.8 muestra una válvula de seguridad, aprobada por el Código, para operar con vapor y cargada por resorte. - Esta válvula se instala independientemente y ha de cerrar y sellar las partes a presión sin que intervenga ninguna otra válvula en el lado de descarga - La abertura de la tobera de entrada no debe ser menor que el área de entrada a la válvula, evitándose todos los accesorios de tubería que no se necesiten - Estas válvulas se diseñan para una amplia apertura inicial por encima del punto de ajuste de presión estática, y para máxima capacidad de descarga con una presión superior al 103% de la del punto de ajuste.

Fig XXIII.8.- Válvula de seguridad cargada por resorte

La Fig XXIII.9 muestra una válvula de seguridad accionada energéticamente; estas válvulas se abren completamente a la presión del punto de ajuste, mediante un controlador cuya fuente energética puede ser aire, electricidad, fluido hidráulico o vapor. La Fig XXIII.10 muestra una válvula de desahogo cargada por resorte, que opera con líquidos, diseñada para una pequeña apertura inicial a la presión del punto de ajuste, seguida de más apertura cuando la presión supera la del ajuste para prevenir una nueva subida de presión.

XXIII.-683

Fig XXIII.10.- Válvula de desahogo de presión cargada por resorte

Fig XXIII.9.- Válvula de seguridad accionada energéticamente

En calderas con calderín se sigue el procedimiento de tarado de las válvulas de seguridad, de modo que las del sobrecalentador se levanten primero para así mantener un flujo de vapor a través de éste que le proteja de un excesivo sobrecalentamiento; este método, utilizado en hogares mecánicos y en unidades con cerramiento de ladrillo, permite presiones de vapor menores en el diseño de válvulas y tuberías que están aguas abajo del sobrecalentador. Para otras unidades existe otro método que permite abrir primero las válvulas del calderín, provocando unas condiciones de flujo reducido hacia el sobrecalentador, con la caldera en un elevado nivel de aporte de calor; consecuencia de ésto es, que algunos materiales del sobrecalentador pueden exceder los límites propios de temperatura. En la selección de las válvulas de seguridad hay que tener en cuenta el fuego auxiliar que exista. Los requisitos relativos a válvulas de seguridad para calderas de proceso directo son: - Las válvulas motorizadas pueden computar capacidades del 10 ÷ 30% de la total requerida por el Código ASME para válvulas de seguridad - Las válvulas de desahogo motorizadas deben tener comunicación directa con la caldera; su control y accionamiento están integrados en la red de servicios esenciales de la planta - Para el mantenimiento de la válvula de desahogo motorizada se instala una válvula especial de retirada de servicio Con estos requisitos cumplimentados, la capacidad restante exigida a las válvulas de desahogo se cubre con válvulas cargadas con resorte, taradas al 117% de la presión principal, que se debe indicar en la placa de la caldera. Las válvulas del sobrecalentador son parte del conjunto de válvulas de desahogo motorizadas; su capacidad es igual al 10% de la presión máxima de vaporización de la caldera, 6 lb/h.ft2 (0,008 kg/s.m2). XXIII.-684

La purga de las válvulas cargadas por resorte no se debe producir a menos del 8%. ni a más del 10% de su presión de ajuste. XXIII.3.- SISTEMAS DE MANIPULACIÓN DE CENIZA La ceniza y residuos de la combustión de combustibles sólidos se descargan en diferentes puntos del flujo de humos de la caldera, Fig XXIII.11: - Parte inferior del hogar - Paso posterior de caldera - Calentador de aire - Aparato de recogida de partículas de ceniza volante en polvo - Molinos de pulverización en los que se recoge una pequeña cantidad de piritas en la ceniza del combustible

Fig XXIII.11.- Descargas de ceniza en caldera quemando carbón y cantidades porcentuales aproximadas

El punto en el que las partículas dejan de ser arrastradas por el flujo de humos depende del tamaño, densidad, velocidad y disposición física de las partículas de ceniza en dicho flujo. La ceniza recogida en la parte baja del hogar (a veces como escoria), que en calderas de carbón pulverizado y en hogares mecánicos puede llegar hasta una temperatura de 2400ºF (1316ºC), se enfría en agua conforme sale del hogar, hasta una temperatura que sea aceptable para el equipo de manipulación de la ceniza. Las descargas de ceniza volante en polvo se producen a temperaturas bastante más bajas, de modo que no requieren refrigeración; estas cenizas se transportan hasta unos silos, para su almacenamiento y posterior destino final. Los sistemas que manipulan y transportan cenizas se diseñan teniendo en cuenta las características específicas de cada uno de los flujos de ceniza, que incluyen: - El tamaño de las partículas - Su velocidad, temperatura, composición química y propiedades superficiales El sistema de manipulación de cada flujo de ceniza se dimensiona para más del 100% de la ceniza esperada y producida por el combustible de diseño, para asumir la posible combustión de combustibles con más ceniza. SISTEMAS DE ESCORIA.- Los sistemas de manipulación de la escoria del fondo del cenicero se pueden clasificar en dos grandes grupos: intermitentes y continuos. El sistema de cenicero lleno de agua es intermitente, con períodos fuera de servicio (la escoria se almacena hasta varias horas antes de ser retirada), y en servicio. El transportador de cadena sumergido que retira la escoria a medida que se descarga de la caldera es continuo. XXIII.-685

Cenicero lleno de agua.- De tipo intermitente, se pueden utilizar con calderas de fondo seco (ceniza sólida); existen variantes de este sistema que se utilizan en calderas de carbón pulverizado, en hogares ciclón y en hogares mecánicos. El sistema se compone de una o más tolvas (ceniceros) llenas de agua, ubicadas bajo la garganta que se configura en la parte inferior del hogar, Fig XXIII.12: - La cota de la garganta inferior del hogar está a 25 ft (7,6 m) sobre el nivel del suelo de la planta, para dejar espacio suficiente para los ceniceros de recogida de la escoria - La escoria del fondo cae dentro del cenicero lleno de agua, en el que el agua la apaga - En la parte superior del cenicero se coloca una artesa de sellado hidráulico, con las placas de sellado colgadas de la parte inferior, sumergidas en el agua de la artesa, para mantener un cierre estanco a gases

Fig XXIII.12.- Cenicero lleno de agua

Cuando la tolva cenicero alcanza su capacidad de almacenamiento, la escoria se evacúa del mismo, pasando a través de un triturador que reduce la ceniza a tamaños aceptables para su procesado y retirada aguas abajo. de una bomba de chorro ( eyector de agua de baja eficiencia ) El agua de transporte pasa a través  ,  de bombas de succión resistentes a la abrasión para sacar de cada cenicero la mezcla de agua y escoria triturada, que se conduce a través de tuberías resistentes a la abrasión, hasta una zona de vertido lejos de la caldera; la escoria se puede descargar en extensas balsas utilizando el agua como medio de transporte desde el cenicero.  no son factibles Cuando las balsas de ceniza  , la mezcla ceniza-agua se descar o se requiere una escoria sin agua ga en grandes sistemas deshidratantes. Transportador de cadena sumergida.- De tipo continuo, se puede aplicar a los mismos diseños que el sistema de cenicero lleno de agua, Fig XXIII.13 y 14; es un transportador mecánico que cuenta con una artesa superior llena de agua y otra artesa inferior seca; uno de los extremos del transportador tiene una inclinación que emerge del agua, lo que facilita la separación del agua y de la ceniza. Las placas de sellado sujetas a la parte inferior del hogar, se sumergen en el agua de la artesa superior para mantener la estanqueidad a gases. La escoria de la parte inferior del hogar cae a la artesa superior llena de agua y se transporta lentamente por los eslabones que son arrastrados por dos cadenas. Para mantener la temperatura del agua en la artesa, muchas plantas emplean un sistema de refrigeración en circuito cerrado. La velocidad de la cadena de transporte es lenta para minimizar su desgaste y maximizar el agua escurrida. XXIII.-686

Fig XXIII.13.- Transportador de cadena sumergido

Fig XXIII.14.- Transportador de cadena sumergida para ceniza inferior (escoria)

El contenido en humedad de la ceniza escurrida es del orden del 30% en peso, cifra que varía según el destino y consistencia de la misma. La ceniza sin agua procedente del transportador se manipula y procesa de varias formas, según sean los requerimientos de la planta: - Si hay espacio disponible en la descarga del transportador, la escoria se deposita en una balsa para su transporte posterior. - Si no existe la posibilidad de disponer de este espacio, se pueden usar cintas transportadoras para alejar la escoria hasta el punto de vertido adecuado El agua de transporte en la artesa hay que mantenerla a 140ºF (60ºC), para evitar la oxidación a altas temperaturas. Si se requiere más agua de refrigeración que la de aporte necesaria, el sistema transportador rebosa, lo que hay que tener en cuenta en el diseño de la planta; el agua que ha rebosado se puede transferir a una balsa de ceniza. Algunos tipos de escoria son muy porosos; cuando grandes trozos de escoria caliente caen en el agua, ésta penetra en ellos y se vaporiza tan rápidamente que puede explotar, lo que se evita sumergiendo lentamente la escoria en el agua. Una variante es el transportador de cinta metálica que consiste en una banda continua de paneles para transportar la ceniza, en lugar de eslabones situados entre dos cadenas; esta cinta metálica transporta un lecho continuo de ceniza y tiene la posibilidad de transportar grandes cantidades de escoria o de residuos procedentes de unidades que quemen basuras o residuos sólidos municipales. Sistema de piritas.- Las piritas son trozos de hierro y rocas extraídas con el carbón, que se separan de éste en los pulverizadores; se pueden retirar manual, hidráulica o neumáticamente. En el sistema hidráulico, el agua de transporte pasa a través de una bomba de chorro (eyector) y recoge las piritas de un tanque, que se arrastran por tubería hasta el área de vertido; dada la naturaleza XXIII.-687

abrasiva de las piritas, la tubería que se use tiene que ser resistente a la abrasión. En el sistema neumático, el aire de transporte procede de un sistema de vacío o de un sistema a presión, y transporta las piritas hasta la zona de vertido. un silo de escurrido del agua Las piritas se pueden transportar, para su vertido, a una balsa de cenizas un sistema de recogida de escoria Sistema de ceniza del paso de convección de la caldera.- Existen muchas variantes de manipulación de cenizas del paso posterior de la caldera, porque éstas ni son tan finas como la ceniza volante en polvo, ni tan bastas como la escoria del fondo del hogar. - Algunas plantas amplían el sistema de manipulación de ceniza volante en polvo, para su recogida y transporte - Otras las transportan hacia el sistema de escorias del fondo del hogar - Y otras mantienen separadas las cenizas, tanto del sistema de escoria como del sistema de polvo Los sistemas de manipulación de cenizas del paso posterior de caldera utilizan medios de transporte hidráulicos, neumáticos o mecánicos. SISTEMAS DE MANIPULACIÓN DE CENIZA SECA EN POLVO.- Consisten en un sistema de tubería, como el de transporte de la escoria. La ceniza volante en polvo se acumula en tolvas y se descarga en el sistema de transporte de ceniza. La ceniza y el polvo del paso posterior de la caldera se acumulan en tolvas y se descargan en el sistema de transporte de escoria. a) Transporte neumático.- En el transporte neumático se utiliza una corriente de aire a través de un sistema de tuberías, como medio de transporte de la ceniza en polvo; puede ser de dos tipos, presurizado, o de vacío. En el transporte presurizado, Fig XXIII.15, el generador del aire de transporte (soplante) se encuentra al comienzo de la línea; opera a una presión por encima de la atmosférica, pasa por debajo de cada tolva de recogida de polvo y dispone de un sistema de sellado de aire en cada punto de alimentación de polvo. La ceniza en polvo se transporta hasta un silo de almacenamiento que dispone de un filtro de descarga que retiene las partículas más finas arrastradas por el aire de transporte y facilita la salida del aire desplazado por el llenado del silo.

Fig XXIII.15.- Sistema neumático a presión, de transporte de ceniza volante en polvo

En el transporte por vacío, el generador del aire de transporte (soplante, ventilador, eyector de vapor o de agua) se encuentra en el extremo de descarga, o en el silo, creando así un vacío en la tubería de XXIII.-688

transporte; como las líneas de transporte están en depresión, para incomunicar y controlar la alimentación del polvo en cada punto de toma, sólo se necesita una válvula. La línea de transporte de polvo de ceniza entra en un primer colector separador de polvo y a continuación en un segundo separador; en donde se separa el aire de transporte del polvo, que se descarga al silo, Fig XXIII.16.

Fig XXIII.16..- Sistema de ceniza volante en polvo en vacío

aire es muy alta. sólidos Una variante del sistema a presión lo constituye el transporte en fase densa, en cuyo diseño la relación aire utilizada es menor; la ceniza recogida en la tolva, como una pastilla densa, se descarga en sólidos el dispositivo transportador a la presión del aire de transporte. Los sistemas neumáticos considerados son de fase diluida, ya que la relación

El concepto de fase densa está limitado a materiales con partículas de pequeño tamaño, como la ceniza volante en polvo; materiales compuestos por partículas de tamaños mayores se puede transportar en fase densa, a distancias de transporte más cortas. El sistema neumático ofrece mucha flexibilidad en el diseño, debido a la facilidad de recorrido que los sistemas de tuberías ofrecen en comparación con los transportadores mecánicos; sin embargo, un sistema de transporte neumático es propenso a atascos por partículas sobredimensionadas de ceniza. Un flujo de ceniza en polvo que pueda llegar a tener un alto contenido en humedad, como por ejemplo el que sale de un lavador de humos, puede taponar un sistema neumático. b) Transporte mecánico.- El transporte mecánico del flujo de ceniza en polvo seco se realiza utili cadena zando alguna combinación de transportadores de  masas o elevadores de cangilones.  tornillo Debido a la temperatura y naturaleza pulverulenta de los flujos de ceniza en polvo no se aplican las cintas transportadoras. - Los transportadores de cadena con eslabones se utilizan para la manipulación y desplazamiento horizontal de la escoria o en planos inclinados; son de diseño similar a los que se utilizan en los sistemas de cadena sumergida. La cadena y los eslabones se encuentran dentro de una carcasa estanca al polvo, alimentando la ceniza en polvo a través de aberturas en la parte superior de la carcasa. Para el cierre se utilizan dispositivos de esclusas de aire, como alimentadores rotativos sellados o válvulas basculantes. El volumen de la ceniza en polvo transportada viene determinado por la altura de los eslabones. XXIII.-689

- Los transportadores de masas son de diseño similar a los anteriores y ocupan totalmente la sección transversal del transportador. - Los transportadores de tornillo se recomiendan para la manipulación de ceniza en polvo en longitudes de transporte que no dispongan de soportes intermedios, debido a la naturaleza altamente abrasiva del polvo de ceniza y consiguiente desgaste; se pueden seleccionar transportadores de tornillo de diámetro suficiente, manteniendo el nivel de llenado del polvo de ceniza bastante bajo para que se minimice la exposición del cojinete, lo que hace que los transportadores de tornillo no sean atractivos económicamente para estas aplicaciones. - Los elevadores de cangilones facilitan medios mecánicos para transporte en vertical. Como consecuencia de las características fluidas de la ceniza en polvo, el ángulo de inclinación de otros transportadores se limita a 30º. La manipulación mecánica de ceniza en polvo es ventajosa en aquellas calderas que queman combustibles cuyos niveles de inquemados, en las diversas corrientes de flujos de ceniza (escoria y polvo), son notables, como sucede en las unidades que queman madera o basuras. Estos inquemados pueden entrar en ignición cuando se exponen a la corriente de aire de un transportador neumático, dando lugar a explosiones y combustiones en el sistema de transporte o en el silo de almacenamiento. Los sistemas de transportadores mecánicos son más aptos para partículas grandes de ceniza, que se pueden producir en la operación normal, como consecuencia de desviaciones transitorias de la combustión. Almacenamiento de ceniza y descarga.- La ceniza en polvo seca se transporta hasta un silo para su almacenamiento, antes de descargarla en camiones o en vagones para su transporte; esta descarga se puede realizar en estado de polvo seco o acondicionando su humedad. La carga en seco utiliza vehículos de transporte cerrados; durante la operación de carga el material queda completamente estanco respecto al medio ambiente, minimizando las emisiones de polvo. El sistema de acondicionamiento de la humedad se utiliza con más frecuencia; el polvo de ceniza se descarga desde el silo hacia un mezclador mecánico de tambor rotativo o molino amasador, que recibe el agua precisa para producir una ceniza no polvorienta con un contenido en agua del 15 ÷ 20%, en peso. Hay que tener cuidado con la ceniza volante en polvo de alto contenido en Ca, evitando un exceso de agua, que podría provocar la consolidación del polvo en un producto parecido al cemento . XXIII.4.- CORTATIROS DE AIRE Y DE HUMOS el gasto Los cortatiros se utilizan para controlar  , y para aislar un equipo  la temperatura del aire y humos que queda fuera de servicio o requiere algún trabajo de mantenimiento. a) Los cortatiros de aislamiento pueden ser de cierre o de fuga nula: - Los cortatiros de cierre se emplean en aplicaciones en las que se puede tolerar una fuga limitada. - Los cortatiros de fuga nula se diseñan para impedir fugas de cualquier tipo, lo que se consigue presurizando con aire de sellado, la periferia de los sellos de las láminas de sus persianas, siendo más convenientes las compuertas de tipo guillotina. b) Los cortatiros de control facilitan una restricción del flujo y presentan diversas variantes: - Cortatiros de compensación, que se emplean para distribuir el flujo entre dos o más conductos - Cortatiros de posición prefijada, que normalmente están abiertos o cerrados, y que en general se pueden mover a una posición predeterminada XXIII.-690

- Cortatiros de modulación, que están diseñados para adoptar cualquier posición entre totalmente abierto o totalmente cerrado, en respuesta a una señal neumática o eléctrica Cortatiros de persianas.- Un cortatiros de persianas, Fig XXIII.17, se caracteriza por disponer de una o varias láminas, que basculan sobre cojinetes ubicados en un bastidor rígido. Uno de los extremos del eje de una lámina se prolonga lo suficiente hacia fuera del bastidor, para que en él se pueda montar el accionamiento encargado de la operación del cortatiros.

Fig XXIII.17.- Cortatiros de persianas y opciones de posición

El perfil de las láminas de la persiana depende de la caída de presión que se puede tolerar a través del cortatiros. Una chapa plana es el perfil más simple de lámina, pero ofrece mayores caídas de presión; láminas con perfil aerodinámico tienen menores caídas de presión. Cuando aguas abajo del cortatiros se requiere una distribución del flujo uniforme, se emplean cortatiros de persianas con láminas de rotaciones opuestas; en los demás casos se utilizan cortatiros de hojas con rotaciones paralelas. Según sea la aplicación, los cortatiros de persiana pueden tener cojinetes interiores o exteriores. con dispositivo de autolimpieza - Los cojinetes interiores son de fundición mecanizada,   no requieren lubricación autoalineación - Los cojinetes exteriores son lisos con  y requieren de una caja de empaquetadura  autolubricación para el sellado de aire Cortatiros de lenteja.- Son cortatiros redondos en forma de lenteja,  control Fig XXIII.18, y se pueden usar para servicio de  .  cierre Debido a los elevados límites de velocidad, estos cortatiros son menoperímetro de sellado res que los de persiana y la relación es menor, área de paso lo que los hace más eficientes para aplicaciones de cierre. Cortatiros de compuerta.- Tienen un bastidor y un sistema de accionamiento exteriores, que pueden meter y sacar la compuerta, que actúa en toda la sección transversal del conducto, Fig XXIII.19. Fig XXIII.18.- Cortatiros de lenteja

XXIII.-691

La periferia de la compuerta está rodeada por unas bandas de cierre de metal flexible, a ambos lados aguas arriba y aguas abajo de la misma, contra las cuales se aprieta la compuerta para minimizar las fugas. Las guillotinas son de gran tamaño y se utilizan para aislar conductos horizontales.

Fig XXIII.19.- Compuerta de guillotina

XXIII.5.- CHIMENEAS Para lograr la combustión completa del combustibles se necesitan unos flujos de aire y de humos adecuados, que se crean y mantienen por medio de chimeneas y ventiladores que producen la diferencia de presión necesaria. El tiro es la diferencia entre la presión atmosférica y la presión estática de los humos en el hogar, en el paso de humos de la caldera, en un conducto o en una chimenea. El flujo de gases a través de la caldera se puede lograr por cuatro métodos diferentes como: - Tiro forzado - Tiro inducido - Tiro natural - Tiro equilibrado Las calderas con tiro forzado operan manteniendo el aire y los productos de combustión a presión superior a la atmosférica. Los ventiladores a la entrada del sistema de caldera facilitan la presión suficiente para forzar la circulación del aire y de los humos a través del sistema. Cualquier abertura en los cerramientos de caldera facilita el escape del aire o del humo, a no ser que se presurice también la abertura. Las calderas con tiro inducido operan con una presión estática de aire y de humos inferior a la atmosférica. La presión estática disminuye conforme se progresa desde la entrada de aire hasta el ventilador de tiro inducido. Las calderas de tiro natural funcionan con un flujo de humos y se logra con una chimenea. En las calderas modernas es necesario disponer de un ventilador a la salida del sistema que proporcione el tiro preciso para establecer el flujo de gases (aire y humo) a través de la caldera. Las calderas con tiro equilibrado tienen un ventilador de tiro forzado a la entrada al sistema y un ventilador de tiro inducido a la salida del mismo. La presión estática a la salida del ventilador de tiro forzado es superior a la atmosférica y decrece hasta alcanzar la presión atmosférica en un punto del sistema, que es el punto de tiro equilibrado; la XXIII.-692

presión estática sigue decreciendo conforme los gases recorren el trayecto entre el punto de equilibrio y el ventilador de tiro inducido. Este esquema reduce la presión de humos y la tendencia a fugas de los gases calientes. Con el tiro equilibrado se produce un ahorro energético, porque los ventiladores de tiro forzado requieren menor flujo volumétrico y, por tanto, menor energía para un flujo másico dado. La pérdida de tiro es la reducción de la presión estática de un gas, causada por el rozamiento y por otras pérdidas de presión asociadas a las condiciones reales del flujo de gas. La presión estática está relacionada con la presión total en un punto, de la forma: ptotal = pestática + pdinámica = pest. +

V2 2 gc v

siendo: gc la constante de conversión = 32,17 lbmft/s2lbf = 1 kgm/s2N EFECTO CHIMENEA.- Es la variación de presión debida a la diferencia de cotas entre dos puntos de conductos o pasos verticales que transportan gases calientes, lo que se justifica por la diferencia de densidades entre el aire y los gases calientes. El efecto chimenea es independiente del flujo de gases y no se puede medir con un manómetro de tiro, ya que éste combina el efecto chimenea y las pérdidas debidas al flujo. La distribución e intensidad de esta diferencia de presión dependen de la: - Altura - Disposición de los conductos - Temperatura media del gas en el conducto - Temperatura del aire ambiente El efecto chimenea total se define en la forma: g g Δ pefecto chimenea= Z ( ρa − ρ g ) = ( 1 − 1 ) gc g c va vg en la que: Z es la diferencia de cotas entre los puntos 1 y 2 ρ a y va son la densidad del aire y su volumen específico en condiciones ambientales

ρ g y vg son la densidad promediada del gas y su volumen específico promedio g es la aceleración de la gravedad = 32,17 ft/s2 (9,8 m/s2 ) ; gc = 32,17 lbm ft /s2 lbf (1 kgm/s2 N) Las unidades inglesas que se usan para cálculos de tiro, son: - (“ wg), pulgadas de columna de agua, para pérdidas de presión de tiro - ft para la altura de la chimenea El efecto chimenea de pérdida de presión, en (“) por ft de altura de chimenea), se evalúa en la forma: Efecto chimenea =

1 ( 1 − 1 ) in 5 ,2 v a vg ft

En la Tabla XXIII.1 se facilita el volumen específico del aire y de los gases de combustión a la presión de 1 atmósfera y temperatura absoluta de 1000ºR (556ºK). Tabla XXIII.1- Volúmenes específicos de muestras a 1000ºR (556ºK) y 1 atmósfera GASES

Aire seco

Aire comburente 00 , 13 lbagua /lbaire seco

Humos

Humos

Humos

3% agua en peso

5% agua en peso

10% agua en peso

25,2

25,4

24,3

24,7

25,7

1,57

1,58

1,5

1,54

1,6

Volumen específico ft3 /lb m3 /kg

XXIII.-693

Si se asume que el aire y el humo se pueden considerar como gases ideales, la ley de los gases perfectos permite calcular el volumen específico en condiciones cualesquiera: v = vf

Tf preferencia Tf 30 in Hg = vf Treferencia pbarométrica 1000ºR pbarométrica

en la que: vf = volumen específico en condiciones Tf y pbarom , ft3/lb (m3/kg) Tf = temperatura media del fluido, ºR º(K) pbar= presión barométrica, (”)Hg (Tabla XXIII.2) Tabla XXIII.2.- Efecto de la altura en la presión barométrica. Altitud sobre el nivel del mar, en ft Presión

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

15000

in Hg

29,92

28,86

27,82

26,82

25,84

24,9

23,98

23,09

22,22

21,39

20,58

16,89

XXIII.3.- Valores del efecto chimenea , (“) wg/ft altura chimenea, a la presión de 1 atm  Aire : 0 ,013 lbagua/lbaire seco ⇒ 13 ,7 ft 3/lb , 80º F , 30" Hg Condicionesde referencia  Humo: 0 ,04 lbagua/lbhumo seco ⇒ 13 ,23 ft 3/lb, 80º F , 30" Hg  Presión barométrica : 30" Hg  Temp. aire ambiente

Temperatura media humos o chimenea, ºF

ºF

250

500

1000

1500

2000

2500

40

0,0041

0,007

0,0098

0,0112

0,012

0,0125

60

0,0035

0,0064

0,0092

0,0106

0,0114

0,0119

80

0,003

0,0059

0,0087

0,01

0,0108

0,0114

100

0,0025

0,0054

0,0082

0,0095

0,0103

0,0109

El efecto del tiro total teórico de una chimenea o de un conducto, para una altitud dada sobre el ni2 vel del mar, se calcula a partir de la ecuación: ptotal = pestática + pdinámica = pest. + V , o con: 2 gc v Tiro chimenea = Z ( Efecto chimenea )

pbarométrica altitud pbarométrica nivel del mar

 Z es la altura de la chimenea , ft ( m )  El efecto chimenea se mide en , (" )/ft ( Tabla XXIII.3 ) en la que:  La presión barométrica se toma a la altitud dada (Tabla XXIII .2 )  La presión barométrica a nivel mar es ( 29,92" Hg )  La temperatura media del gas (aire o humos) en estos cálculos se asume igual a la media aritmética de las temperaturas de entrada y de salida en la sección de chimenea o conducto que se considere. Para los humos que fluyen a través de una chimenea, existen pequeñas pérdidas de calor hacia el aire ambiente, a través de la estructura de la chimenea, y alguna infiltración de aire frío. La pérdida total en la temperatura de una chimenea depende: - Del tipo, diámetro y altura de la chimenea - De la velocidad de los humos - De las variables que influyen sobre la temperatura de la superficie exterior de la chimenea La Fig XXIII.20 indica una temperatura aproximada en la salida de chimenea, en función de: - Su altura y diámetro - La temperatura de entrada de los humos a la misma XXIII.-694

XXIII.20.- Correlación aproximada entre la temperatura de los humos a la salida de la chimenea y las dimensiones de la chimenea

Ejemplo de cálculo del efecto chimenea.- En la Fig XXIII.21 se presenta, a nivel del mar, el procedimiento de cálculo del efecto chimenea, que ayuda o se opone al flujo de gases a través de la unidad, según sus particularidades.

Fig XXIII.21.- Efecto chimenea en tres pasos verticales dispuestos en serie (Condiciones ambientales 80ºF (27ºC) y 29,92”Hg (101 kPa)

Los tres pasos de gases están a diferentes temperaturas y se supondrá presión atmosférica en el punto D, (tiro = 0). El efecto chimenea ayuda al flujo de gases cuando es ascendente, y se opone cuando es descendente. A los flujos ascendentes se les asigna el signo (+) y a los descendentes el (-). Haciendo uso de la Tabla XXIII.3, para una temperatura del aire ambiente de 80ºF, el efecto chi de C a D = + ( 110 x 0 ,0030)" = + 0 ,33" wg menea para cada uno de los pasos es:  de B a C = - ( 100 x 0 ,0086)" = - 0 ,86" wg  de A a B = + ( 50 x 0 ,0100)" = + 0 ,50" wg Si se colocan manómetros de tiro, con uno de sus extremos abierto a la atmósfera, y con el otro en las ubicaciones correspondientes a los puntos A, B, C y D, las lecturas correspondientes a flujo cero son: XXIII.-695

Tiro en D = 0” wg Tiro en C = tiro en D menos efecto chimenea de C a D = 0”wg - (+ 0,33)”wg = - 0,33” wg Tiro en B = tiro en C menos efecto chimenea de C a B = - 0,33”wg - (- 0,86)”wg = + 0,53” wg Tiro en A = tiro en B menos efecto chimenea de A a B = + 0,53”wg - (+ 0,50)”wg = + 0,03” wg El cálculo del efecto chimenea, en este ejemplo, se realiza en sentido opuesto al flujo de humos, de modo que el efecto se resta de las presiones estáticas o tiros. Si el efecto chimenea se calculase en el mismo sentido que el flujo de humos, el efecto chimenea se debería sumar (con sus signos correspondientes), para obtener la correspondiente presión estática. El efecto chimenea neto desde A hasta D es la suma de los tres efectos chimenea parciales correspondientes a los tramos (C-D), (B-C) y (A-B), cuyo valor en el ejemplo es - 0,03”wg. Por esta razón, los ventiladores o la altura de la chimenea, se deben seleccionar no sólo teniendo en cuenta el tiro necesario para vencer las pérdidas de tiro del flujo a través de la unidad, sino también para descontar el efecto chimenea neto del sistema. En algunos cerramientos de caldera, los gases fugan desde las partes superiores, especialmente cuando la unidad está operando a cargas muy bajas o cuando se está retirando de servicio. La fuga puede ocurrir, incluso, aunque el flujo de salida pueda mostrar un sustancial tiro negativo. El ejemplo ilustra esta condición con una succión (presión negativa) en la parte inferior del tramo (C-D), y presiones positivas en los puntos A y B. Chimeneas metálicas y de hormigón.- Las antiguas calderas operaban con tiro natural, que facilitaban por sí solas el efecto chimenea, lo que también es cierto para unidades modernas pequeñas. Para las grandes unidades equipadas con sobrecalentadores, economizadores y calentadores de aire, no es práctico ni económico hacer funcionar la unidad sólo con el tiro inducido que proporciona una chimenea, por lo que se utilizan ventiladores. La unidad completa se presuriza con: - Un ventilador de tiro forzado - Ventiladores de tiro forzado e inducido para operar en tiro equilibrado La combinación de un ventilador de tiro y chimenea no se suele utilizar La altura y diámetro de la chimenea metálica para unidades de tiro natural, dependen de: - Las pérdidas de tiro a través de la caldera, desde el punto de tiro equilibrado hasta la entrada a la chimenea media de los humos que ascienden por la chimenea - La temperatura   del aire circundante - El flujo de humos requerido en la chimenea - La presión barométrica no existiendo formulación que tenga en cuenta, satisfactoriamente, todos los parámetros que intervienen en la determinación de la altura y diámetro de la chimenea. Puntos importantes a considerar son: - La temperatura de la atmósfera circundante y de los humos que entran en la chimenea - La caída de temperatura en los gases que circulan por la chimenea, consecuencia de la: - pérdida de calor hacia la atmósfera - infiltración del aire exterior hacia el interior de la chimenea - Las pérdidas de tiro de la chimenea asociadas al flujo de humos, debidas a la fricción interior en la chimenea y a la energía cinética de los humos a la salida de la misma XXIII.-696

Pérdida por flujo en chimenea.- El tiro neto de la chimenea, o tiro inducido disponible a la entrada de la misma, es la diferencia entre el tiro teórico y la pérdida de presión debida al flujo de gases a través de la chimenea. La ecuación de la pérdida por fricción, más la pérdida a la salida, en altura de veloci2 dad, G v , proporciona: 2 gc

Pérdida por flujo en la chimenea = Δpchimenea = Pérdida por fricción + Pérdida a la salida = 2 2 2 = λ L G v + G V = G ( λLv + V) d 2 gc 2 gc 2 gc d

que en unidades inglesas es: Pérdida por flujo en la chimenea = Δ pchimenea=

2,76

Tg

pbarométrica

di4

en la que:

(

Gg 2 λ L ) ( + 1 ) (“wg) 105 di

λ es el factor de fricción (0,0914÷ 0,017) L y d son la altura y diámetro de la chimenea G es la velocidad másica por segundo = m , lb/ft2s (kg/m2s), con m en lb/s (kg/s), y A = área de la A sección transversal en, ft2 (m2) v es el volumen específico a la temperatura media, ft3/lb (m3/kg) Tg es la temperatura absoluta media de los humos en ºR Las pérdidas por flujo en la chimenea en unidades de tiro natural, son menores que el 5% del tiro teórico. La energía cinética irrecuperable es del orden de 3÷ 7 veces la de fricción, según sean la altura y diámetro de la chimenea. Dimensiones de la chimenea.- Los valores para el diámetro y altura de la chimenea se calculan con ayuda de las Fig XXIII.20, 22 y 23, asumiendo una temperatura de humos a la salida de la chimenea, (en la Tabla XXIII.4 se asumen 450ºF). A posteriori se efectúan las correcciones necesarias sobre los valores obtenidos: - Verificando la temperatura de humos asumida a la salida de la chimenea - Comprobando la pérdida por flujo en la chimenea - Ajustando la altura de la chimenea, en caso de que fuese necesario Para proceder al dimensionado tendremos en cuenta las especificaciones de la unidad, que se indican en la Tabla XXIII.4, en donde el tiro requerido en la chimenea se considera desde el punto de tiro equilibrado hasta la entrada de humos en la chimenea, igual a 1”wg Si no se especifica el flujo de humos en la chimenea, se pueden utilizar las siguientes relaciones aproximadas, referidas a la cantidad de vapor generado:  Aceite o gas = 1,15 Peso de los humos Relación =  Carbón pulverizado = 1,25 Flujo de vapor  Hogar mecánico = 1 ,50 Tabla XXIII.4.- Especificaciones de la unidad Combustible

Carbón pulverizado

Vapor generado, lb/h

360.000

Flujo de humos a la chimenea, lb/h

450.000

Temperatura de los humos a la entrada de la chimenea Tiro requerido en la chimenea, (") wg Altitud de la planta

550ºF 1 Nivel del mar

Temperatura de los humos a la salida de la chimenea XXIII.-697

450ºF

- Para un flujo de humos en la chimenea de 450.000 lb/h, la Fig XXIII.23 proporciona un diámetro de 14,8 ft = 4,5 m - Para un tiro de chimenea de 1” (aumentado a 1,1” por seguridad) y una temperatura media de humos de 500ºF, calculada a partir de la temperatura de entrada de 550ºF y de la asumida de salida de 450ºF, la Fig XXIII.22 proporciona una altura, en primera aproximación, de 187 ft = 57 m. - La comprobación de la temperatura de los humos a la salida de la chimenea, se obtiene de la Fig XXVI 20, a partir de la altura aproximada de 187 ft, el diámetro de 14,8 ft y la temperatura de entrada de 550ºF. El resultado es de 430ºF, lo que proporciona una temperatura media de humos de 490ºF y un tiro de 1,1”wg. - Para la temperatura media de 490ºF se calcula de nuevo la altura de la chimenea en la Fig XXIII.20, despreciando las pérdidas por flujo en la misma, obteniéndose 190 ft. A esta altura hay que añadir las pérdidas por flujo en la chimenea, del orden del 5%, por lo que la altura de ésta sería de 190 = 200 ft = 61 m. 0,95

Fig XXIII.22.- Altura requerida de chimenea para diversos tiros de chimenea y temperaturas medias de humos en chimenea Aire standard (0,013 lbagua/lbaire seco) a 80ºF y 30” Hg

Fig XXIII.23.- Diámetros de chimenea recomendados para un flujo de humos en la chimenea del 5% XXIII.-698

XXIII.20.- Correlación aproximada entre la temperatura de los humos a la salida de la chimenea y las dimensiones de la chimenea

La pérdida por flujo en chimenea se comprueba empleando los valores obtenidos del diámetro, altura, temperatura media de humos y flujo de humos, en la ecuación: 2 2 2 Δ pchim.= λ L G v + G V = G ( λ L v + V ) d 2 gc 2 gc 2 gc d

La comprobación del tiro neto disponible, (efecto chimenea), utilizando la ecuación

Δ pefecto chimenea=

g g Z ( ρa − ρ g ) = ( 1 − 1 ) gc g c va vg

indica que el tiro de chimenea supuesto de 1”wg se cumple ampliamente. Si la planta no estuviese situada a nivel del mar, el tiro de la chimenea se incrementa multiplicán30 dolo por el factor de altitud . pbarométrica Agentes externos que afectan a la altura de la chimenea.- La chimenea se utiliza también para dispersar los humos, efecto que se incrementa con la altura de la misma. En valles estrechos o en zonas donde exista concentración industrial, puede ser necesaria la instalación de chimeneas con alturas aumentadas. Algunas plantas térmicas situadas en las inmediaciones de aeropuertos, tienen prohibido utilizar chimeneas con altura suficiente para lograr una buena dispersión; en estos casos, la sección de salida tiene que disminuir el diámetro para incrementar la velocidad de descarga (altura dinámica), simulando así el efecto de una chimenea de mayor altura; el rebaje de la sección de la chimenea aumenta de forma notable la resistencia al flujo, que se asume por un sistema de tiro mecánico. La selección de los materiales de la chimenea está influenciada por: - Los costes de material y de montaje - La altura de la chimenea Estructura de acero ( stack ) - El medio de soporte:   Fundación ( chimney ) - Los constituyentes corrosivos y erosivos de los humos. Una vez seleccionado el material, hay que comprobar la chimenea desde el punto de vista estructural, efectuando análisis de cargas estáticas y dinámicas (viento, terremoto, etc). Mantenimiento de la chimenea.- Todas las conexiones a la chimenea tienen que ser estancas al aire y se tienen que incomunicar cuando no se utilicen. Cuando la chimenea está operativa, las fugas de aire frío hacia su interior reducen la temperatura media del humo y el efecto chimenea, e incrementan el flujo de humos y la erosión. XXIII.-699

Una chimenea está sujeta a la acción erosiva de las partículas, a la corrosión ácida de los productos derivados del S, y al deterioro por agentes atmosféricos. Las cajas de humos de entrada a la chimenea La garganta Las secciones de diámetro rebajado Las zonas donde hay cambios de direcci ón o de velocidad de los humos

  La erosión se produce en:   

ubicaciones en las que los materiales resistentes a la abrasión pueden reducir el mantenimiento de la chimenea. XXIII.6.- VENTILADORES El ventilador aumenta la energía de una corriente fluida, moviendo una cantidad de aire o gas; consta de un impulsor dotado de paletas, que es el que efectúa el trabajo y una carcasa que recoge y dirige el aire o gas descargado por el impulsor. La potencia depende del volumen de aire o gas movido en la unidad de tiempo, de la presión diferencial a través del ventilador, de su eficiencia y del tipo de accionamiento. Potencia.- La potencia N en el eje del ventilador viene dada por:  N es la potencia en hp, ( kW )  Δp es el aumento de presión a través del ventilador , (" )wg , ( kPa ) Δp v N =k , en la que: v es el flujo volumétrico a la entrada , ft 3/min, ( m3/seg ) ηmec C  k es el factor de compresibilidad ( Tabla XXVI .5 ) C= 6.354, ( 1 para el S.I.) Valores aproximados del rendimiento mecánico de ventiladores y factores de compresibilidad, se dan en las Tablas XXIII.5. Tabla XXIII.5.- Rendimiento mecánico de ventiladores. Álabes de paleta

45 - 60 %

Ventiladores

Álabes curvados hacia delante

45 - 60 %

centrífugos

Álabes curvados hacia atrás

75 - 85 %

Álabes radiales

60 - 70 %

Canales de aire

80 - 90 %

Ventilador de flujo axial

85 - 90 %

Factores de compresiblidad aproximados para el aire Δp/p

0

0,03

0,06

0,09

0,12

0,15

0,18

k

1

0,99

0,98

0,97

0,96

0,95

0,94

 Del rotor del ventilador La eficiencia se calcula a través:  De la carcasa del ventilador ( entre la entrada y la salida )  De la carcasa , con las pérdidas en conductos de entrada y salida Otra forma para calcular la potencia, utiliza el concepto de altura adiabática que se calcula si se conoce la elevación total de presión, dada por la expresión:   k Δp C H adiabática = , siendo:  ρ  

H adiab la altura adiabática desarrollada en columna de gas , ft, ( m ) k el factor de compresibilidad Δp el aumento total de presión, (" )wg , ( kPa) ρ la densidad real , lb/ft 3 ( kg/m 3 ) C = 5 ,29 ( 1 para S.I.) XXIII.-700

(a) (b) Fig XXIII.24.- a) Ventilador centrífugo de doble entrada y doble ancho, con álabes curvados hacia atrás b) Ventilador centrífugo de simple entrada con álabes curvados hacia atrás y control por paletas de entrada

Potencia aplicada al eje: N =

Q Hadiab C  Q es el flujo de gas, lb/h, ( kg/h ) , en la que:  η mec  C= 0 ,505.106 , ( 2 ,724.106 para S.I.)

Características de funcionamiento.- Las chimeneas casi nunca facilitan el tiro natural suficiente para cubrir las necesidades de las modernas unidades de calderas, que tienen elevadas pérdidas de tiro, por lo que para cumplimentar los requisitos especificados se dispone de dos tipos fundamentales: - El ventilador centrífugo, en el que el aire o gas se aceleran radialmente hacia el exterior, desde la base hacia la punta de los álabes, y se descarga en una carcasa - El ventilador de flujo axial, en el que el fluido se acelera paralelo al eje del ventilador Las curvas características del ventilador, Fig XXIII.25, facilitan la presión estática, la potencia en el eje y el rendimiento en función del flujo volumétrico.

a) Ventilador de tiro inducido, con temperatura de humos 660ºF (349ºC) b) Ventilador de tiro forzado, con temperatura del aire 105ºF (41ºC) Fig XXIII.25.- Curvas características de dos tipos de ventiladores centrífugos operando a 5.500 ft de altitud y 965 rev/min

La operación del ventilador, para una capacidad dada, tiene que emparejar determinados valores de altura y potencia sobre las curvas características, por lo que es necesario establecer un balance entre la presión estática del ventilador y la resistencia del sistema, Fig XXIII.26; las variables operativas de los ventiladores se pueden predecir (semejanza) en función de la: a) Variación de la velocidad del ventilador: - La capacidad, ft3/min (m3/minuto), varía directamente con la velocidad - La presión varía directamente con el cuadrado de la velocidad XXIII.-701

- La potencia varía directamente con el cubo de la velocidad b) Variación del tamaño del ventilador: - La capacidad y potencia varían con el cuadrado del diámetro del rotor - La velocidad (rev/min) varía inversamente con el diámetro del rotor c) Variación de la densidad de los gases: - La capacidad permanece constante - La presión y potencia varían directamente con la densidad velocidad Los dos factores principales de las características funcionales  se relacionan mediante  altura los conceptos de velocidad específica y diámetro específico: n

- La velocidad específica n s =

G

es el nº de rpm a la cual operaría un ventilador para dar 1 pestática 3 4 ft3/min de aire en condiciones estándar, contra una presión estática de 1”wg - El diámetro específico d s =

d

4

pestática

es el diámetro requerido por un ventilador para dar 1 G ft3/min de aire en condiciones estándar, contra una presión estática de 1”wg

XXIII.26.- Familia de curvas características para diferentes rpm y puntos de funcionamiento

Características aerodinámicas.- Para determinar el ventilador más económico con unas determinadas características de funcionamiento, la Fig XXIII.27 presenta un diagrama de selección de ventiladores para una caldera de 500 MW, que quema carbón y cuenta con parejas de ventiladores de tiro inducido y forzado, y aire primario. Cuando la velocidad específica aumenta, la relación

diámetro específico ds tiende a la unidad. diámetro real d

Si se representan gráficamente las curvas características en %, se ponen de manifiesto algunas diferencias en diferentes tipos de diseño de ventiladores, Fig XXIII.29.

XXIII.-702

Fig XXIII.27.- Diagrama para seleccionar el tipo de ventilador

Fig XXV.28.- Control por paletas a la entrada

Fig XXIII.29.- Curvas características de ventiladores centrífugos y axial

- Los ventiladores centrífugos tienen curvas características con mucha pendiente y, por tanto, son muy interesantes para aplicaciones de elevada presión estática y bajos caudales; requieren altas velocidades periféricas, para una altura dada, y están equipados con forros de desgaste, cuando hay mucha carga de polvo en el gas que manipulan XXIII.-703

- Los ventiladores axiales tienen curvas características más planas, y resultan adecuados para situaciones en que los requisitos de presión estática tiendan a disminuir, cuando el flujo decrece; su aplicación a sistemas en los que los requisitos de presión pueden aumentar súbitamente, se debe revisar cuidadosamente para asegurar que el cambio en la presión estática no provoque la inestabilidad del ventilador - Algunas curvas características de potencia tienen la concavidad hacia arriba, mientras que otras la presentan hacia abajo; éstas tienen la ventaja de ser autolimitadoras, por lo que el peligro de que se pueda quemar un accionamiento es pequeño y no es necesario sobredimensionar el motor CONTROL DE VENTILADORES CENTRÍFUGOS A LA SALIDA.- Hay pocas aplicaciones que permiten operar a los ventiladores de forma continuada, a la misma presión y volumen de descarga; para cumplimentar las condiciones del sistema, se requieren medios que modulen la salida de los ventiladores, como el control por cortatiros y por velocidad variable. a) El control por cortatiros introduce la suficiente resistencia en el sistema, como para alterar la capacidad de salida del ventilador, conforme se solicite. - Mínima inversión de capital inicial entre todos los tipos de control - Facilidad de operación y de adaptación al control automático Sus ventajas son:  - Accionamiento del ventilador de mínimo coste, con un motor de corriente alterna - Control continuo en todo el campo operativo del ventilador  El control por cortatiros provoca un derroche de energía, ya que el exceso de energía de presión hay que disiparla por estrangulamiento; el control más económico se consigue mediante paletas o cortatiros a la entrada, diseñadas para su utilización con aire sucio y limpio. La experiencia con ventiladores de tiro forzado, de aire primario y tiro inducido, ha demostrado que el control con paletas a la entrada es fiable y reduce los costes de operación; con este sistema, el control regula el flujo de aire que entra en el ventilador y exige menor potencia a cargas parciales que el control con cortatiros a la salida del ventilador. El control con paletas a la entrada ofrece mejor rendimiento a cualquier carga reducida, en comparación con los cortatiros a la salida, resultando más efectivo con cargas moderadas próximas a la nominal. El coste inicial del control con paletas a la entrada es mayor que el de un control con cortatiros a la salida, e inferior al coste de un control con velocidad variable. b) Los motores de velocidad variable rebajan la velocidad de giro para flujos reducidos, pero requieren de un coste inicial más alto, que no se compensa con las correspondientes potencias más reducidas. El control de la velocidad da lugar a pérdidas en el rendimiento del motor, ya que no hay ningún accionamiento de velocidad variable que pueda operar con rendimiento constante en todo el campo de cargas del ventilador.  El acoplamiento hidráulico Los controles con velocidad variable son:  El motor de corriente continua de velocidad variable  La turbina de vapor de velocidad variable. Accionamiento de ventiladores.- Los ventiladores funcionan accionados por motores eléctricos de inducción de jaula de ardilla, porque son más baratos, fiables y eficientes que otros tipos de accionamientos en un amplio campo de cargas. - En instalaciones de velocidad variable de gran potencia, se usan acoplamientos magnéticos o hidráulicos - En instalaciones de velocidad variable de menor potencia, se usan motores de inducción con rotor devanado XXIII.-704

El accionamiento con turbina de vapor es más caro que el de un motor con jaula de ardilla para velocidad fija. La turbina de vapor es más económica en plantas que necesiten el vapor de escape para procesos, o en plantas térmicas que usan el vapor de escape para el calentamiento del agua de alimentación del ciclo. forzado VENTILADOR DE TIRO FORZADO.- Las calderas de tiro  utilizan el ventilador de inducido tiro forzado para impulsar el aire a través del sistema de suministro de airecomburente hacia el hogar. El ventilador de tiro forzado tiene una presión de descarga bastante alta para equilibrar la resistencia total de los conductos de aire, calentador de aire, quemadores, lecho de combustible y cualquier otra resistencia entre la descarga del ventilador y el hogar, lo que hace de éste el punto de tiro equilibrado o de presión cero. La capacidad volumétrica del ventilador de tiro forzado a la salida debe ser igual a la cantidad total de aire comburente necesario más las fugas del lado de aire esperadas en el calentador de aire. En muchas instalaciones se obtiene mayor fiabilidad repartiendo la capacidad total entre dos ventiladores que operen en paralelo. Si uno de ellos queda fuera de servicio, el otro puede llevar un 60% o más de la carga nominal de la caldera, dependiendo de cómo se hayan dimensionado los ventiladores. Para establecer las características del ventilador de tiro forzado se calculan: - La resistencia del sistema desde el ventilador hasta el hogar, para determinar el peso de aire necesario para la combustión - Las fugas en el calentador de aire basando los cálculos a una temperatura del aire a la entrada del ventilador de 80ºF (27ºC). La selección de un ventilador de tiro forzado debe tener en cuenta lo siguiente: Fiabilidad.- Las calderas tienen que operar sin interrupción durante largos períodos, lo que impliun rotor y una carcasa robustas ca que el ventilador debe tener unos cojinetes con cargas conservadoras y estar bien equi los álabes perfilados de modo que no acumulen polvo librado Rendimiento.- Se necesita un alto rendimiento en un amplio campo de capacidades, porque las calderas operan en condiciones de carga variables muy diversas. Estabilidad.- La presión del ventilador debe variar uniformemente en función del flujo volumétrico, para todo el campo de capacidades, lo que facilita el control de la caldera y asegura una mínima perturbación en el flujo de aire, cuando la resistencia del sistema se modifica por pequeños ajustes en el equipo de combustión del combustible. Sobrecarga.- Es conveniente que los ventiladores accionados por motor tengan características autolimitadoras de la potencia consumida, y así no se pueda sobrecargar el motor; ésto significa que la potencia alcanza un máximo y posteriormente declinará cerca del punto correspondiente a la plena carga del ventilador. VENTILADOR DE TIRO INDUCIDO.- Las unidades que operan con tiro equilibrado, o sin ventilador de tiro forzado, precisan un ventilador de tiro inducido para mover los gases combustión. El peso de los gases utilizados para el cálculo del tiro inducido comprende: - Los gases de combustión, correspondiente a la máxima carga de caldera - Las infiltraciones de aire en el cerramiento de la caldera desde la atmósfera circundante XXIII.-705

- Las fugas en el calentador de aire, desde el lado de aire hacia el de humos Un ventilador de tiro inducido tiene los mismos fundamentos que un ventilador de tiro forzado, excepto que éste manipula gases a mayor temperatura, que pueden contener ceniza erosiva; la temperatura de los humos se calcula para la caldera a plena carga. Los cojinetes, normalmente refrigerados por agua, disponen de escudos contra la radiación térmica, situados en el eje entre el rotor y los cojinetes, para evitar el recalentamiento de los mismos. VENTILADORES DE RECIRCULACIÓN DE HUMOS.- Se utilizan para controlar la temperatura del vapor, la absorción de calor en el hogar y la escorificación en las superficies termointercambiadoras; se ubican a la salida del economizador para extraer los humos e inyectarlos en el hogar, en zonas que dependen de la función pretendida, lo que condiciona su dimensionado. La selección del ventilador puede estar condicionada por: - Una presión estática alta, para la atemperación de las temperaturas del hogar a plena carga - Un volumen alto, para el control de las temperaturas de vapor a cargas bajas de la unidad Los ventiladores de recirculación de humos tienen los mismos requisitos que los ventiladores de tiro inducido, a los que hay que añadir otros factores: - Opera a mayor temperatura que el de tiro inducido, de forma que una operación intermitente puede provocar choques y desequilibrios térmicos - Cuando el ventilador está retirado de servicio, hay que proveer unas compuertas de cierre estancas y aire de sellado, para impedir el flujo de retorno de los gases calientes del hogar y, a veces, un virador en ventiladores grandes, para el giro lento del rotor con el fin de evitar distorsiones VENTILADORES DE AIRE PRIMARIO.- En las calderas que queman carbón pulverizado, los ventiladores de aireprimario suministran a los molinos el aire necesario para secar el carbón y transportarlo al hogar de la caldera. Los ventiladores de aire primario se especifican para un servicio similar al de los ventiladores de tiro forzado, y se pueden ubicar en el circuito de aire: - Antes del calentador de aire (sistema de aireprimario frío); tiene la ventaja de operar con un menor flujo volumétrico, para un flujo másico dado; este método presuriza el lado de aire del calentador de aire y provoca fugas de aire hacia el lado de humos - Aguas abajo del calentador de aire (sistema de aireprimario caliente); evita las fugas en el calentador de aireprimario, pero requiere una temperatura mayor de diseño del ventilador y un mayor régimen de flujo volumétrico VENTILADORES AXIALES.- Un procedimiento de reducir la potencia en los servicios auxiliares de los sistemas de generación de energía que queman combustibles fósiles, es instalar ventiladores axiales de paso variable. La Fig XXIII.30 compara el consumo de potencia en ventiladores de aireprimario, de tiro forzado y de tiro inducido, para una unidad de 500 MW que quema carbón, utilizando: - Ventiladores axiales de paso variable - Ventiladores centrífugos con álabes curvados hacia atrás y controlados por cortatiros de paletas a la entrada Al 100% de la carga, los ventiladores axiales de paso variable ahorran unos 4000 kW, es decir, un 7% del consumo en auxiliares. XXIII.-706

Fig XXIII.30.- Ahorro de energía en ventiladores

Características operativas y de control.- La Fig XXIII.31 presenta las curvas características de un ventilador de flujo axial de paso variable; se observan las siguientes ventajas: - Las colinas de rendimiento discurren paralelamente a la línea de resistencia de la caldera, lo que da lugar a una alta eficiencia en un amplio intervalo de cargas de la caldera - Existe un extenso campo de control, por encima y por debajo del área correspondiente a la colina de mayor rendimiento, lo que permite diseñar el ventilador con las condiciones de la caldera, quedando el punto de ensayo dentro del intervalo de control - Las líneas correspondientes al ángulo de paso de los álabes, son curvas características de ventiladores individuales que tienen ese ángulo de paso; como estas líneas son de mucha pendiente, una modificación de la resistencia de la caldera provoca cambios muy pequeños de caudal - Como el ángulo de paso se puede ajustar a cualquier valor, entre el mínimo y el máximo, la variación de caudal es continua y casi lineal, como se aprecia en la Fig XXIII.32

XXIII.31.- Colinas de rendimientos para un ventilador axial de paso variable

Fig XXIII.32.- Características del control de álabes de paso variable XXIII.-707

Estas dos últimas particularidades facilitan estabilidad en el control del ventilador y de la caldera. Funcionamiento de ventiladores en paralelo.- Los ventiladores de flujo axial de paso variable pueden operar en paralelo, evitando que cualquiera de ellos se sitúe en la zona de inestabilidad. Con dos ventiladores operando en paralelo, la línea de resistencia para uno de los ventiladores está influenciada por el otro y también por las condiciones de la caldera. Los dos ventiladores deben proporcionar conjuntamente la presión requerida para vencer la resistencia de la caldera, aunque sus flujos volumétricos no tienen por qué ser iguales. Para alcanzar el funcionamiento más eficiente de los ventiladores y para evitar el funcionamiento en zonas próximos a la línea de inestabilidad, lo mejor es mantener ambos ventiladores operando en sus condiciones de diseño.  forzado - En ventiladores axiales de paso variable con tiro  , el control recomendado para el arraninducido que y puesta en servicio, retirada de servicio y supervisión de la operación, es muy similar al de los ventiladores centrífugos. Zona de inestabilidad.- En el ventilador de flujo axial se puede producir el desprendimiento de la capa límite del fluido, que es un fenómeno que se presenta cuando se fuerza al ventilador a operar fuera de sus características de diseño. Si ocurre la separación entre la capa límite y la superficie del álabe, el ventilador entra en inestabilidad y ya no vuelve a operar sobre su curva característica normal, produciendose imprevisibles vibraciones del flujo que pueden dañar los álabes rotativos. En la Fig XXIII.33, las curvas A son las características normales de funcionamiento del ventilador, correspondientes a cada ángulo que se asume en el paso variable de los álabes. Cada una de estas curvas tiene un punto individual S de inestabilidad . La curva C une todos los puntos de inestabilidad S, y se conoce como línea o curva de inestabilidad. Cada una de las tres líneas a trazos marcadas con B, es la característica de inestabilidad correspondiente a un ángulo determinado del paso variable de los álabes e indica los puntos recorridos por el ventilador, cuando opera en condiciones inestables.

Fig XXIII.33.- Curvas reales de inestabilidad

La Fig XXIII.34 explica el fenómeno de la inestabilidad del sistema ventilador-caldera: - Si la resistencia del sistema de caldera, curva B, aumenta por cualquier razón, por ejemplo, por oscilación de la presión en el hogar tras un disparo de combustible, el punto de funcionamiento normal X cambiará, para encontrarse en un nuevo valor más elevado de resistencia del sistema, curva B1 - El desplazamiento del punto X se verifica a lo largo de la curva característica de funcionamiento, curva A, correspondiente al ángulo del paso variable con el que está operando el ventilador XXIII.-708

- Si durante el desplazamiento, el punto de operación llega al punto de inestabilidad S el ventilador se hace inestable - Como consecuencia de la relación entre la característica de inestabilidad que mantiene el ventilador, curva D, y la nueva resistencia del sistema, curva B1, el nuevo punto de funcionamiento está en su intersección X1 - Cuando la resistencia del sistema disminuye y vuelve

Fig XXIII.34.- Inestabilidad con relación a la caldera

a ser la primitiva, curva B, el ventilador se recupera de su inestabilidad y retorna a su curva característica de funcionamiento normal A.

En la hipótesis de que se presente una circunstancia como la descrita, el ángulo de paso variable de los álabes se reduce hasta que el ventilador recobre su estabilidad. El ventilador es estable cuando la nueva curva característica de funcionamiento, curva A1, correspondiente al nuevo ángulo seleccionado del paso variable, facilite un nuevo punto de inestabilidad S 1 que se encuentre más elevado que la nueva resistencia del sistema, curva B1. Cuando los ventiladores axiales se dimensionan adecuadamente y la curva de resistencia del sistema es de perfil parabólico, la probabilidad de que se produzca una situación de inestabilidad es muy pequeña. La probabilidad de inestabilidad aumenta cuando el ventilador está sobredimensionado por lo que respecta a su capacidad, o cuando los ventiladores funcionan de forma inadecuada. Ruidos.- Los ventiladores producen dos tipos de ruidos: - El de tono simple (monofrecuencia) se genera cuando el flujo de fluido atraviesa un objeto estacionario (paletas o boquillas rectificadoras). La distancia entre los álabes del rotor y el objeto afecta a la intensidad del sonido, junto con la frecuencia del paso de los álabes, siendo dominante su primer armónico - El de banda ancha (multifrecuencia) se produce por la elevada velocidad del fluido circulando por el interior de la carcasa del ventilador, y cubre un amplio campo de frecuencias El sonido se desplaza desde la boca de entrada de la caja al ventilador, a la carcasa, y al conducto de impulsión. Los niveles sonoros procedentes de la caja de entrada del ventilador de tiro forzado y de aireprimario se controlan mediante un silenciador de absorción. El ruido procedente de la carcasa del ventilador se controla mediante un aislamiento de lana mineral y de una envolvente acústica. El ruido en el conducto de impulsión requiere una evaluación más detallada para determinar el método de control más económico. - Para ventiladores de tiro forzado y de aireprimario, resulta efectivo el aislamiento acústico de los conductos de salida, o la instalación de un silenciador de absorción. - Para ventiladores de tipo inducido es suficiente la instalación de un aislamiento térmico y de una envolvente, en los conductos de salida de humos. Para reducir el ruido de salida de la chimenea en unidades que quemen carbón, un silenciador de absorción colocado en la descarga no funcionará, porque los paneles absorbentes del sonido se llegan a cubrir con ceniza volante en polvo, por lo que se debe utilizar en esta zona un silenciador de resonancia, con autolimpieza. XXIII.-709

XXIII.7.- SISTEMA ATEMPERADOR DE CONDENSACIÓN En la mayoría de las calderas, el método de control de la temperatura del vapor en el sobrecalentador, es la atemperación por un atomizador de agua que se introduce en el vapor entre el sobrecalentador primario y secundario. Si para la atemperación se utiliza agua de alimentación, ésta debe tener un bajo contenido en sólidos, para evitar la introducción de depósitos en el sobrecalentador o en la turbina. Si la calidad del agua de alimentación no cumple los criterios establecidos para el agua del atomizador, se puede utilizar un sistema atemperador de condensación que disponga de agua de bajo contenido en sólidos.

Fig XXIII.35.- Esquema del sistema de condensador vertical

Un diagrama esquemático de un sistema atemperador de condensación se muestra en la Fig XXIII.35; consta de: - Un condensador - Una válvula de control del agua del atomizador - Un atemperador atomizador de agua - Un tanque de almacenamiento de condensado - Una bomba de condensado En el diseño de este sistema, el vapor saturado procedente del calderín de la caldera se lleva al lado de la carcasa exterior a los tubos de un condensador vertical, en el que el agua condensa y subenfría; este condensado fluye a través de la tubería del agua al atomizador y válvula de control, hacia un atemperador situado entre las etapas del sobrecalentador. Los sistemas de atemperador de condensación se accionan por la diferencia de presiones entre la del calderín y la que corresponde al punto del recorrido del vapor sobrecalentado, en el que se introduce el agua al atomizador. Los condensadores se posicionan por encima de la cota del calderín, con el fin de incrementar la altura hidrostática disponible para el atemperador. Si la presión diferencial disponible no es suficiente para vencer la resistencia del sistema, debida al flujo de diseño del agua del atomizador, se tiene que utilizar una bomba de condensado. Para evitar la bomba de condensado, las pérdidas del sistema por resistencia se minimizan mediante la utilización de un atemperador con baja caída de presión, si las características del sistema del atomizador permiten su uso en el campo operativo de la caldera. XXIII.-710

El agua de alimentación es el medio refrigerante que fluye por el interior de los tubos del condensador vertical. Existen otras ubicaciones alternativas del condensador vertical: - Aguas arriba de la entrada del economizador - Aguas arriba de un colector intermedio en caso de un economizador multibanco El condensador del agua del atomizador, es un termointercambiador vertical de carcasa y tubos, con el cabezal (placa tubular) en la parte inferior, Fig XXIII.36. El haz tubular está formado por un paquete de tubos en forma de U invertida. La carcasa es cilíndrica con la entrada de vapor del calderín próxima a la parte superior de la misma, y la salida de condensado en la parte inferior de la carcasa. Durante el funcionamiento normal, el sistema del condensador está sometido a un funcionamiento cíclico. En algunos períodos no hay demanda de flujo atomizador y el nivel de condensado en el condensador sube hasta la parte superior del haz tubular, operación deseable en la disposición de tubos en forma de U invertida; esta construcción impide la formación de bolsas de vapor en la parte alta del termointercambiador, que podrían provocar golpes de ariete y las Fig XXIII.36 consiguientes grietas en la carcasa. A veces, Disposición del condensador vertical con cabezal inferior cuando el condensador está casi inundado de agua, el conjunto está a una temperatura cercana a la del agua de alimentación. Una súbita demanda de agua del atomizador atemperador hará caer rápidamente ese nivel de agua, exponiendo grandes longitudes de la carcasa y de partes internas a la temperatura del vapor saturado, lo que representa una rápida subida de temperatura en la carcasa, del orden de 300ºF (167ºC).

XXIII.-711

XXIV.- CALDERAS PARA PLANTAS ELÉCTRICAS http://libros.redsauce.net/

Las centrales de vapor que utilizan combustibles fósiles y turbinas de alta velocidad generan 1 kW de electricidad por cada 8.500÷ 9.500 Btu = (8.968÷ 0.023 kJ) suministrados por el combustible, con un rendimiento térmico del 36÷ 40%; estas plantas emplean alternadores accionados por turbinas de hasta 1300 MW de potencia, con calderas que generan desde 106 ÷ 107 libras de vapor por hora. Las modernas plantas de vapor que utilizan combustible fósil, usan ciclos térmicos con presiones de vapor en la admisión de la turbina entre 1.800÷ 3.500 psi = (124÷ 241 bar), y temperaturas del vapor sobrecalentado y recalentado entre 950ºF (510ºC) y más de 1.000ºF (538ºC) XXIV.1.- SELECCIÓN DEL EQUIPO GENERADOR DE VAPOR Para seleccionar un generador de vapor existen diversas tendencias, a partir de la disponibilidad de combustible, de los requisitos de emisiones, de la fiabilidad y de la sincronización del proyecto. Los factores más importantes para el diseño de una caldera moderna son las condiciones de vapor, el combustible y las restricciones medioambientales.  Cantidad de vapor requerido Las condiciones de vapor identifican la  Presión y temperatura del vapor sobrecalentado  Presión y temperatura del vapor recalentado Los requisitos que constituyen la base para la selección del equipo, se pueden resumir como sigue: a) Para los combustibles, las fuentes actualmente disponibles o previstas para su futura utilizainmediato ción, análisis  de cada combustible y de la ceniza correspondiente, y su coste y futuras ten elemental dencias. b) Para el vapor, su presión, temperatura y cantidad, en cada punto de utilización, incluyendo: - La capacidad de las unidades para generar el vapor - Las variaciones admisibles en la temperatura del vapor c) Para el agua de alimentación de la caldera, su origen, análisis químico y temperatura d) Para el medio ambiente, las limitaciones aplicables al lugar de implantación de la planta, como: - Niveles permitidos de NOx , SO2, partículas y otras emisiones atmosféricas XXIV.-713

- Especificaciones de residuos sólidos - Otros requisitos legales y comerciales e) Las consideraciones de tipo espacial, comprenden la reposición y sustitución de equipos en la caldera, normativa para terremotos y resistencia al viento, altitud sobre el nivel del mar, clima y accesibilidad para servicio y construcción f) Las bases de evaluación del rendimiento de la unidad, energía requerida para servicios auxiliares, volumen de edificación, diversas cargas fijas, etc g) El coste de la energía para servicios auxiliares h) El nivel de experiencia del personal de operación y de mantenimiento, y el coste de mano de obra i) Garantías REQUISITOS DEL VAPOR.- La temperatura del vapor a la salida del sobrecalentador, se considera igual a la temperatura a la entrada de la turbina más 5ºF (3ºC), para sí compensar las pérdidas de temperatura en las tuberías de vapor.  funcionamiento Funcionamiento a presión constante: Para optimizar las características del  de la  mantenimiento turbina, la temperatura del vapor se mantiene constante en un amplio campo de cargas en las calderas en régimen estacionario. En el funcionamiento la presión del vapor para todas las cargas de la unidad se mantiene constante, lo que permite variaciones de carga más rápidas, minimizando las solicitaciones transitorias en la caldera; sin embargo, la operación a presión constante durante los rápidos cambios de carga, determina un mayor consumo calorífico en las condiciones a carga parcial, lo que da lugar a algunas solicitaciones adicionales en las turbinas. Funcionamiento a presión variable: La presión del vapor varía con la carga de la caldera; en condiciones de carga parcial ésto es más eficiente desde el punto de vista energético, y permite un mejor control de la temperatura del vapor que se envía a la turbina durante los transitorios. Sin embargo, la caldera puede ser menos sensible y estar sometida a solicitaciones adicionales debido a la variación de la temperatura del agua saturada. Funcionamiento a presión dual.- El diseño híbrido a presión dual, tiene el control de presión de la unidad dividido entre el sobrecalentador primario y el sobrecalentador secundario. La caldera se puede mantener a presión constante, de modo que las: - Solicitaciones de vapor demandadas por la turbina se minimizan - Respuestas a los cambios de carga se maximizan Flujo de vapor.- El equipo de generación de vapor debe tener la suficiente capacidad, margen de producción y flexibilidad, que garanticen una rápida respuesta a la demanda de vapor por parte de la turbina, que puede ser estacionaria o fluctuar amplia y rápidamente; los requisitos de flujo de vapor se tienen que establecer con exactitud para las condiciones de flujo punta, flujo máximo permanente, flujo mínimo y régimen de cambio de flujo. El flujo punta determina la capacidad del equipo generador de vapor y de todos sus auxiliares, operando con una sobrepresión del 5% en la admisión de la turbina; el generador de vapor se diseña para facilitar este flujo de vapor que es un 5% superior al flujo máximo, obteniéndose un 5% más de potencia en la turbina. Agua de alimentación de la caldera.- El agua procedente de las fuentes superficiales o subterráneas, contiene materiales en disolución susceptibles de formar deposiciones, oxígeno libre y, a veces, XXIV.-714

ácidos, por lo que es imprescindible eliminar tales impurezas. El oxígeno disuelto ataca el acero, fenómeno que se incrementa cuando aumenta la temperatura.  la caldera Altas concentraciones de productos químicos en el agua de  , provocan deposiciones en  alimentación los tubos del hogar y facilitan el transporte de sólidos hacia el sobrecalentador y la turbina, con los consiguientes fallos de tubos, incrustaciones y erosiones en los álabes de la turbina. Conforme aumenta la presión de funcionamiento de las plantas de vapor, el sistema de tratamiento de agua se hace más crítico, lo que conduce a la instalación de equipamientos de tratamiento de agua cada vez más complejos y refinados. La temperatura del agua de alimentación que entra en el economizador debe ser lo suficientemente la condensaci ón alta para evitar   el ataque ácido en el lado de humos de los tubos del economizador El punto de rocío y la velocidad de corrosión varían con el contenido en S del combustible y con el equipamiento de combustión. Consideraciones medioambientales.- La protección del medio ambiente es una parte del proceso de diseño de la caldera y del sistema energético; las calderas emiten a la atmósfera diversos niveles de NOx, SO2, partículas y ceniza, cuyo control y regulación se concretan en los equipos de depuración final y en algunos parámetros de diseño de la caldera. En la Fig XXIV.1 se presenta una unidad que quema carbón, en la que: - La caldera se diseña con quemadores de bajo NOx , hogar agrandado y portillas de aireterciario o de NOx , que minimizan las emisiones de NOx - Un precipitador electrostático o un filtro de sacos que recoge las partículas de sólidos en suspensión. - Un sistema de desulfuración por vía húmeda o de lavadores de humos, que se encarga de retirar la mayor parte del SO2 - Se puede añadir un equipo suplementario de control de NOx como es un sistema de reducción catalítica selectiva

Fig XXIV.1.- Sistema de caldera radiante para carbón pulverizado con control de emisiones

XXIV.-715

XXIV.2.- COMBUSTIÓN DE CARBÓN PULVERIZADO El tamaño de las grandes unidades, con calderas quemando carbón y grupos turboalternadores, alcanza 1300 MW y más. El equipo se diseña para que pueda quemar cualquier carbón bituminoso, subbituminoso o lignito disponible comercialmente. La antracita se puede quemar con éxito en forma pulverizada, pero el gasto que ello conlleva en las más modernas unidades conduce a su exclusión. Los aspectos de la combustión de carbón pulverizado en generadores de vapor son: - El método es idóneo para casi todos los carbones del mundo y económico para un amplio campo de capacidades de la caldera - Facilita flexibilidad en el funcionamiento y un alto rendimiento térmico - Necesita de equipos adecuados de preparación, manipulación y secado - Debe controlar las emisiones atmosféricas procedentes de los elementos constitutivos del carbón y del proceso de combustión CALDERA RADIANTE (RB).- En ella, la absorción de calor por una superficie termointercambiadora con fluido saturado, tiene lugar principalmente por radiación. Sus componentes se diseñan y proyectan con la flexibilidad suficiente, para adaptarse a diversos combustibles y a una amplia gama de condiciones del vapor. En las unidades modernas, el hogar está completamente refrigerado por agua, el tiro es equilibrado y la salida de ceniza es en forma de escoria seca. Las superficies del sobrecalentador y recalentador pueden ser de diseño vertical (colgadas) u horizontal. El control de la temperatura del vapor sobrecalentado se realiza mediante un atemperador, y el del vapor recalentado se hace por medio de cortatiros de distribución de humos o por aireexceso. - La producción de vapor se extiende desde unas 300.000 lb/h (37,8 kg/s) hasta más de 7.000.000 lb/h (882 kg/s) - El campo de presiones de admisión en la turbina, normalmente subcríticas, va desde 1800÷ 2400 psi = (124÷ 165 bar), con posibilidad de sobrepresión del 5% - Las temperaturas de salida del sobrecalentador y recalentador se ajustan a lo especificado por la admisión en la turbina, normalmente 1000ºF (538 C) CALDERA RADIANTE PARA CARBÓN PULVERIZADO, “CAROLINA” (RBC).- Esta unidad generadora de vapor, Fig XXIV.4, es una caldera radiante de combustión con tiro equilibrado que comprende un hogar de fondo seco (escoria sólida) con paredes refrigeras por agua, y los componentes correspondientes al sobrecalentador, recalentador, economizador y calentador de aire. La unidad está diseñada para quemar carbón, con una finura tal que el 70% pase a través del tamiz de 200 mallas (75 micras). El paso posterior de convección y las superficies termointercambiadoras colgadas presentan las siguientes ventajas: - Soportes de alta temperatura fuera del flujo de humos - Mínimo movimiento entre las penetraciones del techo - Mayor control en el diseño del espaciado de secciones colgadas La menor altura del hogar, comparada con la de otros diseños para carbón pulverizado, reduce el acero estructural y los costes de montaje. XXIV.-716

Fig XXIV.2.- Caldera radiante Carolina de 405 MW para carbón pulverizado

Flujo de combustible.- El carbón bruto va desde los alimentadores a los pulverizadores. El carbón pulverizado se transporta por el aireprimario a los quemadores, a través de un sistema de tuberías presurizadas con aire y combustible. Flujo de aire.- El aire procedente de los ventiladores de tiro forzado se calienta en los calentadores de aire, y posteriormente se dirige como airesecundario, hacia la caja de aire desde la que se distribuye entre los quemadores. En la Fig XXIV.2, unos ventiladores de alta presión (ventiladores de aireprimario) suministran aire atmosférico a una sección independiente del calentador de aire, denominada calentador de aireprimario. Una parte del aire que procede de estos ventiladores circunvala el calentador de aireprimario mediante un by-pass, para usarlo como aire de atemperación. Las cantidades de aireprimario calentado y de atemperación se mezclan previamente a su entrada a cada molino, para obtener a la salida la temperatura deseada en la mezcla combustible-aire. El aireprimario se utiliza para el secado y transporte de combustible desde el molino, a través de los quemadores, hacia el hogar. Flujo de humos.- Los humos calientes procedentes del hogar pasan sucesivamente a través de los bancos correspondientes a las secciones finales del sobrecalentador y recalentador. XXIV.-717

Fig XXIV.2a.- Caldera radiante Carolina de 405 MW para carbón pulverizado

Fig XXIV.2b.- Caldera radiante Carolina de presión subcrítica para carbón pulverizado XXIV.-718

Antes de salir de la caldera, el flujo de humos se divide en dos: - Uno atraviesa una sección del recalentador - El otro atraviesa una sección del sobrecalentador La distribución del flujo de humos entre estos dos recorridos según cambie la carga de la unidad, proporciona una herramienta de control de la temperatura del vapor recalentado, muy económica. Los flujos se ajustan por medio de un juego de cortatiros dispuestos a la salida de la caldera: - Una cantidad controlada de humos pasa a través de una sección del recalentador, para alcanzar el punto de ajuste de la temperatura del vapor recalentado - Los humos restantes circulan paralelamente a través de otra superficie intercambiadora del sobrecalentador En los sistemas correspondientes del sobrecalentador y recalentador se instalan atemperadores; para mantener el máximo rendimiento del ciclo, el atemperador del recalentador se utiliza con cantida en los transitorios de carga des de agua de atomización mínimas   cuando las temperaturas sean superiores a la de ajuste El atemperador del sobrecalentador se utiliza para mantener la temperatura del vapor principal sobrecalentado. Esta disposición de la superficie de convección y cortatiros facilita la posibilidad de mantener en un amplio rango de cargas, las temperaturas de diseño del vapor, en el sobrecalentador y en el recalentador. Los humos salen de las secciones del sobrecalentador y recalentador instaladas en el paso de convección, para cruzar el economizador, pasar al calentador de aire y llegar al equipo de control del medio ambiente. Flujos de agua y de vapor.- El agua de alimentación entra en el colector inferior del economizador, asciende por el banco tubular de éste y por los tubos soporte que discurren entre las filas de tubos del sobrecalentador primario; calentada en la superficie termointercambiadora del economizador se unifica en los colectores de salida de éste, que se encuentran en la parte superior de la unidad y, a continuación, se dirige hacia el calderín de vapor, Fig XXIV.3. La circulación natural facilita un flujo de agua descendente desde el calderín de vapor, por medio de unos tubos bajantes de gran diámetro, o alimentadores, que se conectan individualmente a los colectores inferiores del hogar; a continuación, este agua asciende por los tubos del hogar, conforme se calienta, y pasa a través de los tubos ascendentes para llegar de nuevo al calderín de vapor, ya como mezcla de vapor-agua. La mezcla, que vuelve a entrar en el calderín de vapor, se separa en dos flujos, de vapor y de agua, por medio de separadores ciclón: - El agua, sin vapor alguno, se dirige a las entradas de los tubos bajantes - El vapor se somete a una purificación complementaria, pasando a través de unos depuradores o lavadores de vapor El vapor depurado procedente del calderín de vapor, Fig XXIV.4, pasa a través de múltiples conexiones a un colector que lo suministra al techo del hogar y a los tubos de las paredes, anterior, posterior y divisora del paso de convección, que conectan directamente con el colector de entrada al sobrecalentador primario de vapor. El vapor que sale del calderín se lleva también a una serie de colectores que facilitan el vapor de refrigeración de las paredes laterales del paso de convección, antes de dirigirse al colector de entrada al sobrecalentador primario. El vapor asciende por el sobrecalentador primario, Fig XXIV.5, hasta alcanzar su colector de salida y luego fluye a través de unas tuberías de conexión, equipadas con un atemperador atomizador. XXIV.-719

Fig XXIV.3.- Diagrama de circulación en hogar de caldera radiante

Fig XXIV.4.- Circuitos de techos y paredes del paso de convección con refrigeración por vapor, para una caldera radiante

Fig XXIV.5.- Circuitos del sobrecalentador, recalentador y economizador para una caldera radiante XXIV.-720

Fig XXIV.6.- Caldera radiante Downzhot, quemando carbón bajo en materia volátil, particularmente antracita

A continuación, el vapor parcialmente sobrecalentado entra en el sobrecalentador secundario y fluye a lo largo de las diversas secciones del mismo, hasta alcanzar la salida y las correspondientes tuberías de descarga, que finalizan en puntos situados en el exterior de la cámara muerta superior de la unidad; éste vapor sobrecalentado es el que se lleva al cuerpo de alta presión de la turbina de vapor. Después de una expansión parcial en el cuerpo de AP de la turbina, el vapor a MP retorna a la caldera para su recalentamiento, se reintroduce en el colector de entrada al recalentador, fluye por el banco tubular del mismo hasta la salida del recalentador y se lleva al cuerpo de MP de la turbina, circulando por éste y por el de BP de la misma. CALDERA RADIANTE PARA CARBÓN PULVERIZADO, TIPO “TORRE”.- Una configuración de caldera radiante tipo Torre, se presenta en la Fig XXIV.7; una característica constructiva de este diseño es que todas sus superficies son purgables, característica constructiva que en su momento se diseñó para operar en latitudes muy frías, para facilitar protección contra la congelación. Si se quiere lograr un control más amplio de la temperatura del vapor sobrecalentado y recalentado se puede equipar con equipos de recirculación y atemperación de humos. Otras ventajas incluyen: - Una entrada del flujo de humos más uniforme en todas las secciones de convección - Erosión mínima en las curvas tubulares al no existir cambios de dirección en el paso de convección - La retirada de la mayor parte de la ceniza volante en polvo y de la escoria a través de la tolva principal del hogar XXIV.-721

Fig XXIV.7.- Caldera radiante para carbón pulverizado, tipo Torre de 400 MW

Los componentes facilitan la suficiente flexibilidad para adaptar el diseño a los diversos combustibles, y a un amplio rango de condiciones de vapor. Las características generales de diseño son: - Hogar con paredes refrigeradas por agua - Tiro equilibrado - Circulación natural - Construcción colgada (vertical) - Unidad totalmente purgable Una característica constructiva para conseguir un completo drenaje consiste en colocar todas las superficies que contengan agua o vapor en posición horizontal, de forma que se puedan purgar por completo, cuando la unidad se retira de servicio. Flujo de combustible.- La caldera radiante se dispone de modo que el carbón bruto se descargue desde los alimentadores hacia los pulverizadores. El aireprimario se utiliza para transportar el carbón pulverizado desde los molinos hacia los quemadores correspondientes, a través de un sistema de tuberías presurizadas de combustible-aire. Flujos de aire y de humos.- El sistema de circulación del aire es similar al de la unidad Carolina. Los humos calientes ascienden en el hogar hacia la parte superior del mismo, pasando por los bancos tubulares del sobrecalentador y recalentador, ubicados en la sección más alta de la caldera. A partir de aquí bajan directamente hacia el economizador, ubicado fuera del cerramiento de caldera, y pasan finalmente al sistema del calentador de aire y al equipo de control medioambiental, para su limpieza. Flujos de agua y vapor.- El agua de alimentación se introduce en el sistema de caldera a través XXIV.-722

del economizador, en el que se calienta, y de él sale hacia el calderín de vapor. Con el sistema de circulación natural, los circuitos en el hogar tienen recorridos parecidos a los descritos para el diseño Carolina. El vapor saturado procedente del calderín desciende hacia la sección de salida del hogar, donde está colocado un pequeño banco tubular que conforma el sobrecalentador primario 1, cuyos tubos de salida constituyen los soportes refrigerados por vapor de otros bancos tubulares de una superficie termointercambiadora ubicada más aguas abajo en el flujo de humos. El vapor procedente de los tubos soporte se mezcla y dirige hacia los bancos tubulares finales, correspondientes al sobrecalentador primario 2. La conexión de los sobrecalentadores primario y secundario se hace por medio de tuberías que contienen un atemperador atomizador, que controla la temperatura del vapor sobrecalentado. El vapor entra en el sobrecalentador secundario y fluye por sus secciones tubulares hacia el colector de salida, que lo descarga en un punto ubicado en el exterior de la unidad; el vapor sobrecalentado se dirige hacia el cuerpo de AP de la turbina y después de una expansión parcial, retorna a la caldera y se introduce en el recalentador, fluye por el banco tubular del mismo y se dirige una vez recalentado al cuerpo de MP de la turbina, y de allí al de BP. CALDERA DE PRESIÓN UNIVERSAL (UP).- Se conoce como caldera de proceso directo o caldera de un paso, Fig XXIV.8, y se puede diseñar para todas las temperaturas y presiones comerciales, subcríticas y supercríticas.

Fig XXIV.8.- Diseño de la caldera Benson simple y de doble paso

Desde un punto de vista económico, esta caldera es más atractiva en el campo supercrítico para grandes tamaños, con características funcionales como: - Capacidad de producción de vapor, desde unas 300.000 lb/h (38 kg/s) hasta más de 10.000.000 lb/h (1.260 kg/s). - Presiones subcríticas de admisión en la turbina a 2.400 psi (166 bar), y supercríticas a 3.500 psi (241 bar), con un 5% de sobrepresión. - Temperatura de vapor sobrecalentado de 1000ºF (538ºC), que se puede mantener constante a carga mínima. El principio operativo es el que corresponde al ciclo Benson de proceso directo (un paso). El agua se bombea hacia la unidad en condiciones de líquido subenfriado, recorre sucesivamente todas las superficies termointercambiadoras de las partes a presión y absorbe calor para convertirse en vapor a la temperatura deseada. No hay agua recirculada en la unidad, por lo que no se requiere de calderín para separar el vapor del agua. El hogar tiene las paredes totalmente refrigeradas por el fluido y se diseña para tiro equilibrado, XXIV.-723

incorporando una o dos etapas de recalentamiento intermedio. El régimen de combustión, el caudal de agua de alimentación, las válvulas de división del sobrecalentador y las válvulas de admisión en la turbina, deben controlar el flujo y la presión de vapor.  fuegos La temperatura del vapor sobrecalentado se controla coordinando los regímenes de  bombeo La temperatura del vapor recalentado se controla mediante: - Los cortatiros de distribución de los humos - La recirculación de humos - El aireexceso - La atemperación La caldera de presión universal se diseña para mantener un flujo mínimo en el interior de los circuitos del hogar, y evitar el recalentamiento de los tubos durante el funcionamiento; este flujo mínimo se establece antes de la puesta en servicio de la unidad. En la caldera, turbina y sistema del agua de alimentación y condensado del ciclo, se incluye un sistema de by-pass para garantizar el flujo mínimo de diseño a través de todas las partes a presión, expuestas a las altas temperaturas de los gases de combustión, tanto durante la puesta en servicio como en los períodos en que la demanda de vapor de la turbina excede el flujo mínimo de diseño.

Fig XXIV.9.- Diversos diseños de hogares Benson, indicando la posición de los quemadores, para diversas potencias y combustibles

CALDERA DE PRESIÓN UNIVERSAL PARA CARBÓN PULVERIZADO.- La unidad generadora de vapor que se muestra en la Fig XXIV.10, es una caldera de presión universal de tiro equilibrado para quemar carbón, que comprende un hogar de fondo seco (escoria sólida) con paredes refrigeras por agua, y los componentes correspondientes al sobrecalentador, recalentador, economizador y calentador de aire. La unidad está diseñada para quemar carbón pulverizado hasta una finura tal que el 70% pase a través del tamiz de 200 mallas (75 micras). Flujo de combustible.- El carbón bruto se descarga desde los alimentadores hacia los molinos, ubicados en el frente o a los lados de la unidad. El carbón pulverizado se transporta por el aireprimario hacia los quemadores mediante un sistema de tuberías presurizadas de combustible -aire. XXIV.-724

Fig XXIV.10.- Caldera de presión universal de 1.300 MW para quemar carbón pulverizado

Flujos de aire y de humos.- La disposición del flujo de aire y su recorrido es parecida a la que se usa en la caldera radiante Carolina. El flujo de humos puede ser de paso simple o de dos pasos. Los gases calientes que salen del hogar pasan sucesivamente a través de las superficies refrigeradas por el fluido (paredes o tabiques divisorios), en la parte alta del hogar, el sobrecalentador secundario y el recalentador vertical (colgado). Estos últimos, ubicados en el paso de convección fuera del alcance de la zona del hogar, tienen una elevada transferencia de calor por radiación. A continuación, los humos giran hacia el paso de convección y cruzan el sobrecalentador primario horizontal, el recalentador horizontal y el economizador, antes de pasar a los calentadores de aire. Flujos de agua y de vapor.- El agua de alimentación entra por el colector inferior del economizador, asciende por los tubos hasta el colector de salida del mismo y se lleva a la zona inferior del hogar en donde se distribuye a los colectores inferiores del mismo a través de múltiples tubos de alimentación. Desde los colectores inferiores de las paredes del hogar, el fluido asciende por los tubos verticales del mismo hasta otro conjunto de colectores, en donde se mezclan los flujos, lo que uniformiza la temperatura del fluido; éste se lleva hacia los colectores frontal y posterior del techo, en donde se vuelve a mezclar y, a continuación, mediante un sistema de tuberías de distribución se conduce a los colectores inferiores XXIV.-725

de las paredes del paso de convección. El fluido asciende por los tubos de las paredes y pantalla del sobrecalentador y de ahí, unas tuberías lo llevan a un colector común y luego al colector de entrada del sobrecalentador primario. El fluido se mezcla antes de entrar en el sobrecalentador primario, luego se mezcla parcialmente conforme pasa del primario al secundario, de forma que las conexiones transversales entre ambos sobrecalentadores reducen los posibles desequilibrios de la temperatura y, finalmente, el vapor sobrecalentado se expansiona parcialmente en la turbina de AP; el vapor a MP procedente de la salida de la turbina de AP, se introduce en el colector de entrada del recalentador horizontal, fluyendo por los tubos de las secciones horizontal y colgada del recalentador hacia el colector de salida, antes de retornar a las turbinas de MP y BP. A veces se añade un segundo recalentamiento intermedio, si es viable económicamente. La atemperación de humos se puede utilizar para controlar su temperatura, mientras que la recirculación de humos y el exceso de aire se emplean para controlar la absorción en el hogar. CALDERA UNIVERSAL (SWUP) PARA CARBÓN PULVERIZADO, CON PAREDES DE TUBOS DEL HOGAR EN ESPIRAL.- Se utiliza cuando las cargas exigen rapidez en la puesta en servicio, y en la capacidad en el seguimiento de la demanda de cargas. Es similar, en todos los aspectos, a la caldera universal anteriormente descrita, salvo en lo que se refiere a la configuración del circuito de circulación del hogar. Su geometría, que utiliza la tecnología del proceso directo o de un paso, comprende los tubos que se arrollan en forma de espiral alrededor del recinto del hogar, Fig XXIV.11.

Fig XXIV.11.- Caldera de presión universal con tubos en espiral

El agua introducida por la tubería procedente del economizador, se calienta en las mismas condiciones de presión y temperatura, minimizándose las perturbaciones térmicas que restringen los rápidos cambios de carga. Este diseño es capaz de operar con el sistema de presión variable, lo que constituye una mejora, cuando se utilizan los sistemas de puesta en servicio y de by-pass, diseñados específicamente para cambios de carga rápidos. El diseño es interesante para calderas pequeñas de un paso, en las que la refrigeración del hogar a bajas cargas, puede constituir el punto más crítico del diseño. XXIV.-726

Fig XXIV.12.- Caldera B&W de presión universal con tubos en espiral (SWUP)

Fig XXIV.13.- Caldera de presión universal con tubos en espiral (SWUP) de 400 MW XXIV.-727

Caldera Benson de carbón pulverizado, 255 bars, 543 a 569ºC, 639 kg/seg

Hekinan, Japón Manufacturada por Babcock-Hitachi

Caldera que quema lignito, 242 bars, 540ºC, 286 kg/seg Aghios Dimitrios, Greece Manufacturada por AE&E

Caldera Benson con doble recalentador, 310 bars, 580ºC, 270 kg/seg Nordjyllandsvaerket, Denmark Manufacturada por Burmeister&Wain

Caldera Benson de carbón bituminoso, 261 bars, 540ºC, 530 kg/seg Hemweg, Netherlands Mitsui Babcock Energy/Stork

Caldera que quema antracita, 220 bars, 530ºC, 600 kg/seg Ibbenbüren, Germany Manufacturada por Steinmüller

Caldera Benson que quema lignito, 285 atm, 554 a 583ºC, 672 kg/seg Lippendorf, Germany Manufacturada por Deutsche Babcock

Fig XXIV.14.- Calderas Benson de presión universal

Cuando se la combina con los sistemas de puesta en servicio y recirculación apropiados, es capaz de operar a presión variable en un campo de cargas entre el 15÷ 100%. El diseño del hogar con tubos en espiral reduce el número de tubos en el mismo, lo que incrementa el XXIV.-728

flujo másico y la velocidad en cada uno de ellos y garantiza una adecuada refrigeración en todas las condiciones de carga. El elevado flujo por cada tubo individual incrementa la caída de presión y la potencia de bombeo, en comparación con los diseños de tubos verticales en el hogar. Los tubos en espiral no pueden soportar por sí solos las paredes del hogar, como ocurre en los diseños de tubos verticales, por lo que requieren de un sistema de soporte. Las características de diseño de la caldera de la Fig XXIV.11 son: Carga variable de funcionamiento supercrítico, con una capacidad de 400 MW o más; consta de un horno de fondo seco, sobrecalentador, recalentador, economizador, calentador de aire, SCR, etc. Genera vapor a partir de 2.000.000 lb/h (252 kg/s) hasta más de 10.000.000 lb/h (1260 kg/s) . La presión de funcionamiento en la válvula reguladora es de 3500 psi (24,1 MPa), con una sobrepresión del 5% sobre la más alta disponible La temperatura del vapor del recalentador es del orden de 1100ºF (595ºC). El combustible es carbón pulverizado. CALDERAS ENERGÉTICAS PARA FUELÓLEO Y GAS.- La utilización de combustibles como fuelóleo o gas para las nuevas calderas energéticas, ha decaído debido a los precios de estos combustibles, a su disponibilidad y a las regulaciones gubernamentales. Sin embargo, los avances registrados en las turbinas de gas y en los sistemas de ciclo combinado han conducido a la utilización de fuel o gas, en condiciones más económicas. Las nuevas calderas energéticas que queman fuel de bajo contenido en S o gas natural, tienen la ventaja de unas emisiones mínimas de NOx, SO2 y partículas. Las calderas diseñadas para quemar estos combustibles tienen la ventaja de que las características de la combustión son relativamente limpias, en comparación con las que se presentan con el carbón o con otros combustibles sólidos. Sus características son: - Capacidad de producción de vapor, entre 300.000 lb/h (37,8 kg/s) hasta más de 7.000.000 lb/h (882 kg/s). - Presión subcrítica en la admisión de la turbina, entre 1800÷ 2400 psi = (124÷ 165 bar), con la posibilidad de sobrepasar la presión un 5%. - Temperaturas de salida del sobrecalentador y recalentador, del orden de 1.000ºF (538ºC) COMBUSTIBLES. Fuelóleo.- Tiene muchas de las características deseables en el gas natural, incluyendo su fácil manipulación y la eliminación de las tolvas de ceniza volante y de escoria. Sin embargo, requiere de instalaciones de almacenamiento, calentamiento y bombeo. Los fuelóleos con altos contenidos de S y de Va pueden provocar deposiciones problemáticas sobre las superficies de la unidad, las cuales se pueden minimizar, disponiendo las superficies termointercambiadoras para optimizar su limpieza mediante un equipo de sopladores de hollín. Cuando la unidad se retira de servicio para trabajos de mantenimiento, hay que facilitar los medios para el lavado con agua del hogar y de todas las superficies de convección. Se tienen que instalar dispositivos de protección en las superficies del calentador de aire (serpentines de vapor o de agua caliente), para evitar la condensación y el ataque ácido, del lado de humos. Gas natural.- Es el combustible que tiene las menores restricciones de diseño por su limpieza y facilidad para quemarlo. XXIV.-729

Si se quema sólo gas natural, sobran: - Las instalaciones de almacenamiento - Las tolvas de polvo - La tolva de escoria - El sistema de manipulación de ceniza - Los sopladores - Los colectores separadores de ceniza volante en polvo El control del calor aportado se simplifica al máximo. Las superficies termointercambiadoras se pueden disponer para unas óptimas transferencias de calor y pérdida de tiro, sin considerar la deposición o la erosión de la ceniza. El volumen contenido en el cerramiento es mínimo y se incrementa la adaptabilidad para el servicio a la intemperie.

Fig XXIV.15.- Caldera de fuel PCF, de dos pasos

Fig XXIV.16.- Caldera de gas o aceite

CALDERA RADIANTE PARA GAS NATURAL Y ACEITE.- El generador de vapor mostrado en la Fig XXIV.17 es una unidad de caldera radiante tipo El Paso (RBE). La disposición comprende un hogar refrigerado por agua, con tolva inferior (tolva de escoria) y los componentes correspondientes al sobrecalentador, recalentador, economizador y calentador de aire. La unidad está diseñada para utilizar, conjunta o separadamente, gas natural y aceite. Algunos aspectos del diseño El Paso son: la eliminación del paso vertical de convección y la inclusión de dos pasos de convección, ascendente y descendente, dentro de la superficie ocupada por el hogar de la caldera. Flujos de aire y humos.- El aire procedente del ventilador de tiro forzado se calienta en el calentador de aire y se distribuye hacia la caja de aire de quemadores. Los humos calientes procedentes del hogar ascienden y pasan sucesivamente a través de las correspondientes secciones horizontales del sobrecalentador secundario y del recalentador, y de un banco del sobrecalentador primario; el humo da la vuelta y desciende a través de las secciones correspondientes al resto del sobrecalentador primario y al economizador y, finalmente, sale del cerramiento refrigerado por agua y se dirige hacia el calentador de aire. Flujos de agua y de vapor.- El agua de alimentación entra por el colector inferior del economizador y fluye en sentido ascendente por su interior, hasta el colector de salida de éste. Unas tuberías que parten de ese colector llevan el agua directamente hasta el calderín de vapor. XXIV.-730

Fig XXIV.17.- Caldera radiante tipo El Paso (RBE) para quemar aceite y gas XXIV.-731

El agua fluye hacia abajo por los tubos descendentes por circulación natural, y luego entra en los tubos distribuidores, que la llevan hasta los colectores inferiores del hogar. El agua asciende por los tubos de caldera (que encierran el área de convección) hasta los colectores superiores, desde los cuales la mezcla vapor-agua se conduce por los tubos ascendentes hasta el calderín de vapor, pasa por unos separadores ciclón, que facilitan un agua exenta de vapor para los tubos descendentes, al tiempo que el vapor se purifica pasando a través de las secciones de secadores (lavadores) primarios y secundarios de vapor, también dentro del calderín. El vapor seco pasa por parte del sobrecalentador primario y, por medio de tuberías de conexión, se dirige directamente hacia el resto del sobrecalentador primario, ubicado en el primer paso de humos. El flujo de vapor, tras llegar al colector de salida del sobrecalentador primario, se conduce por tuberías que contienen un atemperador atomizador al colector de entrada del sobrecalentador secundario, y fluye por las secciones de éste hasta el colector de salida, del que parte la tubería de salida de la unidad generadora de vapor. El vapor de baja presión se introduce, de nuevo, en la unidad por el colector de entrada del recalentador, fluye por el mismo hasta su colector de salida y de éste, por otra tubería, se lleva a otro punto terminal, en el frente de la unidad.

XXIV.-732

XXV.- DISEÑO DE CALDERAS INDUSTRIALES http://libros.redsauce.net/

Las calderas industriales tienen, en general, características de diseño distintas de las calderas energéticas; se construyen en un amplio campo de tamaños, presiones y temperaturas, desde las de vapor saturado a 2 psig (1,2 bar) y 218ºF (103ºC), que se utilizan para caldeos de todo tipo, hasta las de 1800 psig (125 bar) y 1000ºF (538ºC), para plantas generadoras de electricidad. Las calderas industriales suministran vapor para más de una aplicación; en determinadas circunstancias la demanda de vapor puede ser cíclica o fluctuante, de modo que el funcionamiento de la unidad generadora de vapor y su equipo de control, se pueden complicar. En las calderas industriales, el flujo de la mezcla agua-vapor suele ser en circulación natural, con excepción de las viejas unidades remodeladas con lechos fluidificados burbujeantes y las grandes calderas con gran capacidad de generación de vapor. Las grandes calderas para generación de electricidad, se diseñan para quemar carbón pulverizado o troceado, aceite, gas o una combinación de aceite o gas con un combustible sólido determinado. Las calderas industriales se diseñan para los combustibles anteriores y también para quemar en hogares mecánicos, carbón groseramente troceado. Muchos procesos industriales generan subproductos que pueden servir como combustibles, contribuyendo significativamente al rendimiento operativo de la planta, y reduciendo el coste del producto, como: - Gases derivados de la industria del acero, como el gas de horno alto y el gas de batería de coque - Productos clásicos de la industria del petróleo, como CO, gas de refinería y coque de petróleo - Productos de la agricultura como el bagazo de los molinos de azúcar, cáscaras de cacahuete, posos de café, etc - Residuos de la industria de la pulpa y papeleras, como madera, cortezas, productos químicos de proceso, sedimentos, etc - Residuos sólidos municipales, basuras Los parámetros que especifican las calderas industriales son: XXV.-733

- Presión de vapor - Temperatura e intervalo de control - Flujo de vapor: punta, mínimo, curva de carga - Temperatura y calidad del agua de alimentación - Capacidad de reserva y número de unidades - Combustibles y sus propiedades - Características de las cenizas - Preferencias en métodos de combustión - Límites de emisiones medioambientales: SO2, NOx , partículas sólidas, otras - Espacio del emplazamiento y limitaciones en accesos - Auxiliares - Requisitos de operadores - Base de evaluación XXV.1.- EQUIPO GENERADOR DE VAPOR Una de las características constructivas que distingue a la mayoría de las calderas industriales, es la gran superficie del banco de caldera de agua saturada (superficie vaporizadora), dispuesta entre el calderín superior y el calderín inferior, Fig XXV.1 y 4. El objetivo del banco tubular de la caldera radica en calentar el agua de alimentación que entra en la caldera hasta la temperatura de saturación y, a continuación, vaporizarla al mismo tiempo que enfría los humos hasta una temperatura de salida económicamente razonable.

Fig XXV.1a.- Sistema de caldera energética Stirling para carbón pulverizado de dos calderines, con equipo de control medioambiental

XXV.-734

Fig XXV.1b.- Esquema de instalación energética para carbón pulverizado con equipos de control medioambiental

Fig XXV.2.- Efecto de la presión del sistema sobre la vaporización, en caldera industrial con sobrecalentamiento constante de 100ºF (56ºC)

En las calderas de baja presión, en el interior del recinto del hogar no existe la suficiente superficie de caldeo para que se pueda absorber la energía necesaria para llevar a cabo el calentamiento y la vaporización, por lo que se dispone otro banco de caldera, en el seno del flujo de humos, aguas abajo del hogar y del sobrecalentador (si existe), que se encarga de ofrecer la superficie termointercambiadora que se precise. Cuando la presión en el generador de vapor aumenta, Fig XXV.2, la absorción de calor requerida para la vaporización del agua disminuye, al tiempo que aumenta la absorción de calor por parte del sobrecalentador. En algunas unidades industriales modernas de muy alta presión, se instala un módulo de caldera más pequeño, independiente del calderín de vapor, que efectúa la misma función que el banco de caldera, pero a menos coste, Fig XXV. 5. Se puede utilizar también un economizador o un calentador de aire comburente, aguas abajo del banco de caldera, para reducir aún más la temperatura de los humos a la salida de la unidad. XXV.-735

Flujo de vapor.- Para asegurar el cumplimiento de la demanda de vapor, que implica el aporte de los flujos de calor necesarios en todos los puntos de utilización, hay que seleccionar un equipo generador de vapor con la suficiente capacidad, operatividad y flexibilidad. La demanda de vapor puede ser: - Estacionaria, como ocurre en la mayor parte de los sistemas de calentamiento - Transitoria, fluctuando amplia y rápidamente Los requisitos del vapor para las diversas condiciones de funcionamiento se tienen que establecer con exactitud, a fin de asegurar que el sistema de caldera seleccionado, pueda cumplir con todas las condiciones de la demanda, es decir: - Flujo punta - Flujo máximo continuo - Flujo mínimo - Régimen de cambio de flujo La carga punta determina la capacidad máxima del equipo generador de vapor y de todos los equipos auxiliares asociados; para cargas altamente fluctuantes, se establecen puntas de 15 minutos, que es el tiempo máximo que se pueden soportar. En la mayoría de los casos, las puntas de corta duración se cubren con el almacenamiento de calor, inercia térmica asociada al equipo generador de vapor. Vapor para procesos y calentamientos.- La presión de vapor saturado para procesos de calentamiento es aquella para la que la correspondiente temperatura de condensación del vapor es ligeramente superior a la temperatura requerida en los materiales o productos a calentar; la utilización de vapor sobrecalentado no tiene sentido para este tipo de servicio y, frecuentemente, es indeseable por interferir en el control de la temperatura. Por ejemplo, la recuperación o desvulcanización del caucho es un proceso de calentamiento con vapor, en el que el caucho se calienta, en una solución ácida a 400ºF (204ºC), con un vapor saturado en fase de condensación a 250 psig (18,2 bar) y 407ºF (208ºC) en la camisa del desvulcanizador. Para el calentamiento de grandes espacios en edificios, la presión del vapor saturado va desde 2 psig (1,2 bar), hasta 80 psig (6,5 bar). Es raro distribuir vapor mediante tuberías largas con presiones inferiores a 150 psig (11,4 bar), debido al coste de las tuberías. Los requisitos del vapor dentro del recinto de la caldera, en sopladores, bombas de alimentación y otros auxiliares, aconsejan hacer funcionar a las calderas a una presión mínima de 125 psig (9,6 bar), existiendo muy pocas plantas de vapor que operen por debajo de esta presión. La presión requerida a la salida de un equipo generador de vapor para procesos de calentamiento, se sitúa entre 125÷ 250 psig = (9,6÷ 18,2 bar) y no se requiere vapor sobrecalentado. Para este tipo de servicio, los fabricantes de calderas han estandarizado la presión de 250 psig (18,2 bar) con calderas de tubos de pequeño diámetro. En calderas estacionarias y domésticas, la presión de operación se mantiene prácticamente constante en todo el campo de cargas, de modo que en estas condiciones se satisfagan todos los requisitos de presión y flujo de los diversos equipos que utilicen el vapor; el diseño de los aparatos para el control automático de la combustión se hace conforme a este supuesto operativo. Servicio combinado de calor y energía.- Muchas operaciones de fabricación precisan energías mecánica, eléctrica y vapor para calentamiento, como las que se presentan en las industria papelera y textil, en las de producción de productos químicos y en las de procesado del caucho. Para estas situacioXXV.-736

nes hay que realizar estudios de costes y beneficios, relativos a: - Una planta en la que la energía eléctrica se compra al exterior y el vapor se genera en la misma para cumplimentar los requisitos de calentamiento - Una planta en la que la energía y el vapor se generan por un mismo sistema La valoración de cada una de estas alternativas exige un conocimiento exacto de: - Las necesidades de vapor y de energía eléctrica - La posibilidad de correlacionar estos requisitos - Los estudios económicos Cuando sólo se produce electricidad, un 60% del calor suministrado por el combustible se pierde en el sistema de condensación, por lo que es posible que resulte más económico comprar energía eléctrica a una fuente proveedora exterior, cuando esté a precios razonables, excepto cuando exista disponible calor residual a bajo coste en la misma planta, así como subproductos combustibles, bagazo, gas de horno alto, aserrín o madera triturada, gases calientes, etc Para la cogeneración se usan dos procedimientos: - Cuando en un lugar hay gas natural barato y disponible, para la generación de electricidad se puede utilizar una turbina de gas, empleando el calor residual del escape de dicha turbina para: - Producir vapor en un generador de vapor recuperador de calor (HRSG) - Una caldera recuperadora de calor

Fig XXV.3.- Recuperador de calor (HRSG)

Para un sistema energético basado en turbina de gas: - Si la demanda de vapor excede de la demanda de energía, se suministran quemadores auxiliares con el HRSG - Si la demanda eléctrica excede a la demanda de vapor, el exceso de energía se puede comprar en el exterior Para un sistema energético basado en turbina de vapor: - Si la demanda de vapor sobrepasa a la de energía eléctrica, el vapor de escape de la turbina se comXXV.-737

plementa con fuego auxiliar en la caldera y posteriormente se pasa a un sistema reductor de presión y des recalentamiento. - Si la demanda de energía eléctrica es más alta que la del vapor, se puede utilizar un sistema de condensación con extracción de vapor, o comprar en el exterior la diferencia de energía eléctrica. Si los requisitos de vapor y de energía son estacionarios, la cogeneración puede resultar ventajosa, incluyendo en ésta los costes de capital, de operación y mantenimiento. Si el servicio es discontinuo, el factor de carga es bajo o las solicitudes correspondientes de vapor y de energía eléctrica son notablemente diferentes, resultando más barato el suministro de electricidad desde la red local y el suministro del vapor en la propia planta. Generación de energía.- En aquellos lugares en los que hay disponibilidad de gas natural a un precio competitivo, las turbinas de gas simples, en especial las modernas unidades modulares, tienen tendencia a dominar en la generación de energía eléctrica. Cuando se dispone de un combustible residual o de carbón de bajo coste, el sistema compuesto por un generador de vapor y turbina de vapor puede llegar a configurar el sistema más económico para un suministro local de energía eléctrica, en el que: - La selección de la presión y temperatura de estos sistemas, depende de la evaluación económica - El control de la temperatura del vapor se suministra cuando la potencia eléctrica de la unidad supera los 25 MW; es muy importante cuando se puedan provocar grandes oscilaciones en la producción energética, debido a las variaciones en el flujo de combustible y en su calidad. Potencia de los servicios auxiliares.- En todas las plantas se precisa energía eléctrica para el accionamiento de diversos auxiliares del sistema, como son las bombas de alimentación de agua del ciclo, los ventiladores de aire y humos del generador de vapor y los molinos del combustible, al tiempo que se necesita energía complementaria para el calentamiento del agua del ciclo. En las instalaciones de calentamiento para procesos industriales, es norma accionar los auxiliares por vapor, para lo que hay que contar con el suficiente vapor de escape para el calentamiento del agua del ciclo térmico de vapor y para el accionamiento de otros pequeños auxiliares. Existen circunstancias en las que la demanda de vapor de escape es tan grande, que todos los auxiliares podrían estar accionados con vapor y, por tanto, se podría evitar la energía eléctrica. A veces se prevén accionamientos de equipos auxiliares con motores eléctricos y con turbinas de vapor, lo que es particularmente apropiado para la puesta en servicio desde el estado frío de la planta. Agua de alimentación de la caldera.- Al aumentar la presión y temperatura de las unidades, conforme progresan los diseños, se tiene que incrementar también la calidad del agua del sistema, estando relacionada la vida de la caldera con la misma; la necesidad de una adecuada calidad del agua se suele subestimar con demasiada frecuencia, siendo el resultado las costosas retiradas de servicio para sustituir las partes a presión afectadas. Una calidad superior en el agua conduce siempre a un vapor de mayor calidad, lo cual es necesario para una adecuada protección de los sobrecalentadores y turbinas. La utilización de un condensador vertical de agua como atomizador constituyó un paso fundamental para utilizar agua de alta calidad, evitando la contaminación que se producía en el vapor cuando se usaba el agua de alimentación del ciclo para atemperar el vapor mediante la atomización. En la Fig XXV.4 se representa una instalación simple de este tipo de condensador. La máxima concentración de sólidos permisible en el agua de la caldera, en relación con la presión de vapor a la salida de la unidad generadora, se indica en la Tabla XXV.1. XXV.-738

Fig XXV.4.- Sistema atemperador-condensador, que suministra agua pura a un atomizador de agua de atemperación por medio de un condensación de vapor del calderín

Control medioambiental.- Las emisiones atmosféricas procedentes de calderas industriales, se restringen por diversas regulaciones. Los contaminantes a controlar comprenden, principalmente, el SO2, el NOx y las partículas sólidas; otros contaminantes se controlan en aplicaciones especiales, como en el caso de plantas de energía a partir de basuras. Tabla XXV.1.- Límites del contenido de sólidos en el agua de caldera, (ppm), para calderas con calderín Pres. salida gener. vapor (psi) Sólidos totales (ppm)

0-300

301-450 451-600 601-750 751-900 901-1000 1001-1500 1501-2000

3500

3000

2500

2000

1500

1250

1000

750

Alcalinidad (total)

700

600

500

400

300

250

200

150

Sólidos en suspensión

300

250

150

100

60

40

20

10

Una caldera energética puede estar equipada con los siguientes componentes: - Quemadores de bajo NOx para limitar la formación de este contaminante - Precipitador electrostático, para limitar las emisiones de ceniza volante en polvo a menos del 0,2% - Sistema de desulfuración de humos (FGD), por caliza húmeda, para la eliminación del SO2 El control del SO2 en las plantas industriales se puede hacer por tres vertientes distintas: - Combustión de combustibles con bajo contenido en S - Eliminación del SO2 durante el proceso de combustión, mediante la aplicación, por ejemplo, de la tecnología del lecho fluidificado - Eliminación del SO2 formado posteriormente a la combustión, por medio de la inyección de un absorbente en el hogar o mediante un tratamiento de desulfuración de humos (FGD) por vía seca o por vía húmeda. Cuando se queman combustibles con bajos contenidos en S se suelen emplear sistemas de desulfuración de humos por vía seca, utilizando la caliza como reactivo, combinados con filtros de sacos. El control de los NOx se centra en limitar su formación durante el proceso de combustión; en todo caso, la tecnología aplicada está ligada al sistema de combustión seleccionado, con: - Quemadores de bajo NOx para unidades de carbón pulverizado, aceite y gas - Sistemas de airesecundario sobre el lecho para hogares mecánicos - Combustión a baja temperatura en lechos fluidificados En caso de necesidad, para una mayor depuración se puede añadir un sistema de tratamiento postXXV.-739

combustión de reducción catalítica selectiva (SCR) y una reducción no catalítica selectiva (SNCR) En general, para la combustión de todos los combustibles, con excepción de los gases limpios o de fuelóleos especiales, se requiere un control post-combustión de las partículas sólidas emitidas, requisito que se cumplimenta con el empleo de precipitadores electrostáticos (ESP) o de filtros de saco. XXV.2.- TIPOS DE CALDERAS PARA APLICACIONES INDUSTRIALES CALDERA ENERGÉTICA STIRLING (SPB).- Es una unidad colgada, con dos calderines y un paso único de humos, Fig XXV.1, 5 y 6. En algunos casos resulta rentable sustituir el diseño de dos calderines por otro con un solo calderín y una unidad de caldera modular más pequeña, Fig XXV.5 y 7.

Fig XXV.5.- Calderas Stirling de dos calderines y un calderín, con colector de partículas

El hogar completo está refrigerado por agua, utilizando la construcción de paredes membrana, configuradas por tubos de 3” (76,2 mm) de diámetro, separados 4” (101,5 mm) entre ejes, para funcionar con tiro equilibrado o con hogar presurizado. Los separadores-ciclón de la mezcla vapor-agua se disponen como depuradores o secadores primarios y secundarios del vapor en el interior del calderín, para facilitar una alta calidad de vapor seco, tal como el que se necesita en los actuales diseños de sobrecalentadores y turbinas de vapor. El hogar incluye un arco o bóveda saliente que sirve para dirigir los humos hacia la sección del sobrecalentador y proteger a éste de la alta temperatura de radiación del hogar. Pueden quemar combustibles sólidos, líquidos y gaseosos, y para adecuarse mejor a la combustión particular de cada tipo, existen diversas configuraciones del hogar, Fig XXV.8, en las que: - La parte inferior del hogar en forma de tolva se usa para el caso de quemar carbón pulverizado - El hogar con fondo plano, se emplea para quemar gas o fuelóleo - El hogar con extremo inferior abierto se utiliza para recibir una parrilla de hogar mecánico; los combustibles pueden ser carbón, madera, bagazo, biomasa, combustibles derivados de residuos y residuos sólidos municipales, tal como se reciben. Los hogares para combustibles que tienen cantidades significativas de finos o altas humedades, tal como ocurre con la madera, la biomasa, el bagazo y los combustibles derivados de residuos, se diseñan siempre con hogares de bóveda dual, (bóvedas frontal y posterior), que ayudan a definir la zona de combustión y permiten una mejor ubicación de las boquillas de airesecundario, que son especialmente interesantes para combustibles sólidos con gran cantidad de finos. Este diseño se desarrolló y patentó por XXV.-740

B&W como hogar con zona de combustión controlada (CCZ). La caldera energética Stirling (SPB) se equipa, además, con un economizador y/o un calentador de aire, para facilitar la recuperación del calor desarrollado en el sistema. Para muchos combustibles, el calentamiento del aire comburente es una cuestión importante; el carbón pulverizado requiere aire caliente para secar el combustible, siendo imprescindible para una buena combustión de combustibles húmedos, como son la madera, el bagazo y la biomasa. Existen otros diseños que atienden a casos especiales de combustibles, capacidades, presiones, temperaturas, etc., que pueden constituir una alternativa. Las calderas energéticas Stirling se diseñan para cumplimentar unas condiciones específicas de vapor y de combustible, construyéndose con una serie de componentes prediseñados que minimizan los costes de ingeniería y el tiempo de entrega. La anchura y profundidad del hogar se proyectan con un incremento de 1 ft (0,3 m), de forma que los sellos en las esquinas del hogar estén perfectamente determinados, Fig XXV.9. La distancia entre ejes de los calderines está entre 16÷ 32 ft = (4,9÷ 9,8 m), lo que permite ubicar las puertas de acceso, las aberturas de sopladores, las vigas tirantes y las plataformas.

Fig XXV.6.- Caldera Stirling de dos calderines para combustión en hogar mecánico

XXV.-741

Fig XXV.7.- Caldera Stirling (SPB) de un calderín, para hogar mecánico

a) SPB 2 calderines quema fuelóleo y gas

d) SPB 1 calderín, parrilla oscilante quema basuras (MSW)

b) SPB 2 calderines quema carbón pulverizado

c) SPB 1 calderín, parrilla mecánica quema carbón

e) SPB 2 calderines hogar, parrilla mecánica quema combustibles derivados de residuos (RDF)

Fig XXV.8.- Algunas configuraciones de hogar de caldera energética Stirling para diversos combustibles XXV.-742

Fig XXV.9.- Sellado de la esquina de un hogar

La variedad de dimensiones permite diseñar con gran flexibilidad para satisfacer los requisitos propios de cada proyecto, en cuanto a: - Temperatura de humos a la salida del hogar - Holguras o separación entre quemadores - Tiempo de residencia - Tamaño de la parrilla - Velocidad de los humos - Espaciado en convección, etc. Características de diseño: - Quema carbón pulverizado, fuelóleo, gas: 150.000÷ 1.200.000 lb/h = (18,9÷ 151,2) (kg/s) - Hogar mecánico: 150.000÷ 400.000 lb/h = (18,9÷ 50,4) (kg/s) - Hogar mecánico para madera/bagazo/biomasa: 180.000÷ 600.000 lb/h = (22,7÷ 75,6) (kg/s) - Presión de vapor, hasta 2.000 psig (138 bar) - Temperatura del vapor hasta 1.000ºF (538ºC) CALDERA TOWERPACK.- Es una versión de la Stirling (SPB), diseñada específicamente para las pequeñas cantidades de vapor requeridas en plantas industriales pequeñas, Fig XXV.10; incorpora muchas características constructivas de la (SPB), incluyendo las paredes membrana, los separadores ciclón de vapor-agua y las bóvedas o arcos de paredes de hogar, específicos para quemar madera o biomasa. Es el diseño preferido para bajas capacidades de vapor, y combustibles sólidos difíciles de quemar, como la madera, la biomasa y el carbón troceado. Tiene dos calderines y es una unidad apoyada en el suelo.  Capacidad: 20.000 ÷ 60.000 lb/h = ( 2 ,52 ÷ 7 ,56 kg/s ) Caldera ensamblada en taller:  Presión de vapor: 150 ÷ 1000 psig = ( 1,03 ÷ 6 ,9 MPa )  Temperatura del vapor saturado: 750ºF ( 399ºC )  Capacidad: 60.000 ÷ 150.000 lb/h = ( 7 ,56 ÷ 18,9 kg/s ) Caldera levantada in situ:  Presión de vapor: 150 ÷ 1600 psig = ( 1,03 ÷ 11,03 MPa )  Temperatura del vapor saturado: 900º F ( 482ºC )  Capacidad: 150.000 ÷ 300.000 lb/h = ( 18,9 ÷ 37,8 kg/s ) Caldera de alta capacidad:  Presión de vapor: 1000 ÷ 1800 psig = ( 6 ,9 ÷ 12,41 MPa )  Temperatura del vapor saturado: 1000º F ( 538ºC )

XXV.-743

Fig XXV.10.- Caldera Towerpack

CALDERA (PFI).- Es una unidad de dos calderines, apoyada en el suelo, con paso múltiple de humos y diseñada para quemar combustibles líquidos y gaseosos, Fig XXV.11 y 12. Debido a la extensión del cerramiento del hogar, la caldera (PFI) es idónea para combustibles subproductos, como el gas de horno alto (BFG), el gas de coke (COG) y el CO de pirolizador catalítico de refinería. unidades de tiro equilibrado El hogar resulta adecuado para  , y está completamente refrigerado  hogares presurizados por agua; en su construcción se utiliza la pared membrana, configurada con tubos de 2,5” (63,5 mm) de diámetro, y una separación entre ejes de 3” (76,2 mm). La Caldera (PFI) ensambla en taller todos sus componentes. - El hogar se puede transportar de forma que los paneles de pared membrana, con sus colectores superior e inferior completamente ensamblados; son dos paneles para cada una de las paredes laterales y otros dos para cada uno de los componentes de techo, pared frontal y suelo

Fig XXV.11.- Circulación de humos en calderas PFI y PFT XXV.-744

Fig XXV.12.- Caldera con hogar integrado tipo PFI

- Las gargantas de los quemadores están integradas en los paneles de la pared frontal - La unidad está apoyada sobre pilares de hormigón e incorpora un sobrecalentador purgable  envuelve la parte superior de la pared frontal, techo y pared posterior - Una cámara de aire que:  sirve como conducto de aire hasta la caja de aire a quemadores  cuenta con una placa divisora en la parte posterior , como salida de humos - Para obtener una temperatura económica a la salida de los humos y recuperar el calor residual se usa un calentador de aire o un economizador El diseño es semejante a un paso de humos a todo lo largo del banco tubular de la caldera, en el que los humos fluyen horizontal y paralelamente a los calderines, a través del banco; para dirigir los humos a través de los tubos se utiliza un deflector, en paso múltiple, que maximiza la transferencia de calor. Detrás de una pantalla a la salida del hogar, se sitúa un sobrecalentador de bucle invertido, purgable, de forma que quede protegido de la radiación directa procedente del hogar; su ubicación facilita la transferencia de calor semiradiante, con la que se obtiene, en todo el intervalo de cargas, una curva de XXV.-745

variación de temperatura relativamente plana, que minimiza la atemperación para el adecuado control de la temperatura del vapor. En el interior del calderín se incluyen ciclones separadores de vapor, con secadores depuradores primarios y secundarios, para producir un vapor con la calidad que se exige en los actuales sobrecalentadores y turbinas. Las unidades disponen de tres distancias entre ejes de calderines, correspondiendo cada una de ellas a una determinada profundidad del hogar, existiendo para cada distancia tres o cuatro anchos posibles del hogar. Capacidad 100.000 ÷ 500.000 lb/h = ( 12,6 ÷ 63,0 kg/s ), (11 tamaños ) Características de diseño:  Presión de vapor hasta 1.150 psig ( 80 bar ) Temperatura hasta 950ºF ( 510ºC ) Caldera (PFT).- Incorpora muchas de las características constructivas específicas de la caldera PFI y se ha desarrollado como una prolongación del diseño de la misma, para asumir el desarrollo de los ciclos de turbina de vapor a alta temperatura y presión: - Tiene dos calderines - Es de tipo apoyada - Cuenta con paredes membrana en el hogar configuradas con tubos de 3” (76,2 mm) separados entre ejes 4” (101,6 mm) - Lleva ciclones separadores en el calderín - Dispone de un sobrecalentador purgable, Fig XXV.13 Algunas de las diferencias radican en un sobrecalentador alternativo colgado (no purgable) y a un recorrido del flujo de humos que cubre todo el ancho del banco de caldera, con flujos en dirección vertical. Las unidades PFT son particularmente aptas para quemar combustibles líquidos, con un elevado contenido en ceniza, gas de horno alto y CO, ya que las cavidades existentes facilitan el espacio para colocar los sopladores retráctiles requeridos para la limpieza. Se diseña con dos distancias entre ejes de calderines y con varias profundidades y anchuras de hogar, para satisfacer el amplio campo de capacidades característico de este diseño. Capacidad 300.000 ÷ 800.000 lb/h = ( 37,8 ÷ 100,8 kg/s ), ( 37 tamaños ) Características de diseño:  Presión de vapor hasta 1.800 psig ( 125 bar ) Temperatura hasta 1000ºF ( 538ºC )

XXV.-746

Fig XXV.13.- Calderas con hogar integrado PFT

CALDERA (FM).- Es una unidad montada completamente en taller y transportable por ferrocarril; tiene dos calderines, y es de tipo soportada, Fig XXV.14. Es un diseño que tiene el hogar a un lado de la unidad y el banco de caldera al otro lado de la misma, separados por una pared deflectora. El fuego se desarrolla paralelamente a los ejes de los calderines, hacia la pared posterior, en la que los humos giran 180º y, a continuación, fluyen hacia la salida Muchas unidades están equipadas con un economizador o con un calentador de aire. El hogar presurizado es estanco a gases y cuentan sólo con un ventilador de tiro forzado. Para unidades pequeñas que operan con presiones en el hogar relativamente bajas, se utiliza una construcción de hogar claveteada y una envolvente interna. Características de diseño: - Capacidad 10.000÷ 260.000 lb/h = (1,3÷ 32,8 kg/s) - Presión de vapor 1250 psig (8,62 bar), para una capacidad < 30.000 lb/h (3,8 kg/s) - Temperatura del vapor 800ºF (427ºC) para fuelóleo y 850ºF (454ºC) para gas natural XXV.-747

Fig XXV.14.- Caldera con hogar integrado (Package) tipo FM

Fig XXV.15.- Calderines utilizados en las calderas (Package) tipo FM

Para unidades mayores que operan con presiones en el hogar más altas, se emplean hogares de paredes membrana; están diseñadas para diferentes tamaños que puedan satisfacer las capacidades asignadas a las mismas, siendo la profundidad del hogar el único parámetro variable para cada tamaño. CALDERAS DE ALTA CAPACIDAD (HCFM).- Son derivaciones del diseño de la caldera (FM), Fig XXV.16; se pueden ensamblar en el muelle de carga y descargar, tras el transporte de sus componentes, en el lugar de implantación; sus dimensiones requieren que el transporte sea naval.

Fig XXV.16.- Caldera (HCFM) de alta capacidad

Fig XXV.17.- Caldera PFM XXV.-748

El diseño de estas unidades está orientado a la combustión de fuelóleos y gases y se dotan con hogares presurizados configurados por paredes membrana. Para incrementar su capacidad se utilizan quemadores múltiples. Al igual que la caldera (FM), se diseñan para diversas profundidades de hogar, que es el único parámetro variable.  Capacidad: 200.000 ÷ 350.000 lb/h = ( 25,2 ÷ 44,1 ) kg/seg Características de diseño:  Presión del vapor hasta 1.050 psig (73 bar )  Temperatura del vapor hasta 825º F ( 441ºC ) CALDERA (PFM).- Es una caldera tipo (FM), Fig XXV.17, de mayor capacidad y elevada presión, diseñada para su ensamblaje en muelle o en el lugar de implantación y que se transporta en barco. Este diseño quema también gas y fuelóleo y cuenta con un hogar presurizado configurado por paredes membrana. Para alcanzar un incremento en su capacidad se emplean quemadores múltiples. La profundidad del hogar es el único parámetro constructivo.  Capacidad: 200.000 ÷ 600.000 lb/h = ( 25,2 ÷ 75,6 ) kg/s Características de diseño:  Presión de vapor hasta 1.800 psig (125 bar )  Temperatura del vapor hasta 900ºF ( 482ºC ) CALDERAS DE LECHO FLUIDIFICADO.- Estas calderas de lecho fluido, ofrecen un concepto singular de combustión en un lecho específico que controla el proceso de combustión y, cuando se requiera, el de las emisiones de SO2 y NOx. Para la combustión en un lecho fluidificado existen dos opciones: - La caldera de lecho fluidificado circulante (CFB), que se utiliza en calderas nuevas, para muchas aplicaciones - La caldera de lecho fluidificado burbujeante (BFB), que se utiliza en aplicaciones específicas de modernización y remodelación de calderas obsoletas Caldera de lecho fluidificado circulante (CFB).- Es una caldera apoyada por su parte inferior; tiene uno o dos calderines, dependiendo de la necesidad de disponer de un banco vaporizador para la absorción del calor; el combustible se alimenta por la parte inferior del hogar, Fig XXV.18.19 mediante: - Tornillos - Alimentadores de cadena - Boquillas o espitas de chorro de aire, según el combustible de que se trate Cuando se requiere eliminar el SO2 el material del lecho es caliza y si no, arena. La cantidad de material circulante del lecho es varias veces superior a la cantidad de combustible presente en la unidad. Los sólidos totales en humos que ascienden por el hogar, son función de la cantidad de calor que se absorben por las paredes de agua. Modificando la densidad del lecho se obtiene la temperatura necesaria para maximizar la eliminación del SO2, del orden de 1550ºF (843ºC). Los humos cargados de sólidos salen del hogar hacia unos separadores de partículas, configurados por vigas en U; el 98% de las partículas sólidas separadas, caen a lo largo de los perfiles en U a una tolva y se reciclan hacia el hogar, siendo controladas por una válvula en L, a fin de facilitar el flujo necesario para mantener la temperatura y densidad del lecho fluidificado requeridas. Los humos que salen de la sección de vigas en U, se dirigen a las superficies de convección, análogas a las de otros diseños de calderas. XXV.-749

La caldera (CFB) se ha seleccionado para aplicaciones con combustibles de elevado contenido en S (coque de petróleo, carbón, lodos de tanques de combustible, breas de aceites, etc) y para otras aplicaciones con maderas y combustibles de biomasa. Como consecuencia de operar a una temperatura mucha menor que la correspondiente a una combustión convencional, la caldera de lecho fluidificado circulante (CFB) genera del orden de la mitad de los NOx que las demás calderas industriales, alimentadas con similares combustibles sólidos. La caldera de lecho fluidificado circulante (CFB) constituye una alternativa a la caldera energética Stirling (SPB), sea ésta de carbón pulverizado o con hogar mecánico, que frecuentemente está equipada, para eliminar el SO2, con un depurador y con un equipo de reducción catalítica o no catalítica, dotado con la correspondiente inyección de amoniaco con vistas a la reducción de los NOx. La elección de estas tecnologías requiere evaluar un determinado número de factores, entre los que se incluyen: - La eliminación de emisiones - El coste del combustible - El coste de reactivos - El coste de inversión Capacidad 700.000 ÷ 1.000.000 lb/h = ( 88,2 ÷ 126 kg/s ) Características de diseño:  Presión de vapor hasta 1.850 psig ( 129 bar ) Temperatura del vapor hasta 1000º F ( 538ºC )

Fig XXV.18.- Ejemplo de caldera CFB de un calderín, 94 MWt, 33,4 kg/seg, 89 bars, 480ºC de Foster Wheeler

XXV.-750

Fig XXV.19.- Caldera de lecho fluidificado circulante CFB a presión atmosférica para combustión de madera

CALDERA DE LECHO FLUIDIFICADO BURBUJEANTE (BFB).- En algunos de sus elementos componentes es similar a la caldera (CFB). Va suspendida, puede tener uno o dos calderines y quemar una amplia variedad de combustibles, con notable limpieza y eficiencia, Fig XXV 20,21,22. En la caldera burbujeante (BFB) la velocidad del aire se mantiene lo suficientemente baja, para que el material del lecho (con la excepción de los finos elutriados) se mantenga en la parte inferior de la unidad; es decir, los sólidos no circulan por el resto del cerramiento del hogar. Esta característica es particularmente atractiva para las aplicaciones de modernización (remodelación y reequipamiento), en las que la parte inferior del hogar existente se puede retirar y sustituir por un lecho (BFB,) sin modificaciones importantes en el resto del hogar, en los cerramientos del paso de convección y en las superficies termointercambiadoras. Estas reconversiones han permitido recuperar el nivel de la capacidad perdida por alguna caldera, - Un cambio de combustible como consecuencia de:  - Un cambio en las características de las cenizas Estas modernizaciones de calderas industriales y de pequeñas calderas energéticas de servicio público (plantas termoeléctricas), permiten reducir las emisiones de SO2 y NOx. En calderas nuevas, el lecho fluidificado burbujeante (BFB) está particularmente indicado para combustibles residuales con alta humedad, como son los lodos cloacales y otros lodos de molinos de pulpa y de papel y de plantas de reciclado de papel.

XXV.-751

Fig XXV.20.- Ejemplo de caldera BFB de un calderín, 30,8 MWt, 11,9 kg/seg, 80 bars, 480ºC, de Foster Wheeler

Tabla XXV.1.- Análisis de los combustibles carbón y lodos para la Fig XXV.19 Carbón

Lodos

Carbono % en peso

77

14,7

Hidrógeno

5

1,8

Nitrógeno

1

0,35

Oxígeno

7

17,5

Azufre

1

0,05

Ceniza

5

18,6

Humedad

3,5

47,5

Poder calorífico

13.300 Btu/lb

2100 Btu/lb

30936 kJ/kg

4885 kJ/kg

Fig XXV.21.- Caldera de lecho fluido burbujeante BFB que quema carbón y lodos

XXV.-752

Fig XXV.22.- Reequipamiento sobre caldera de lecho fluido burbujeante BFB a presión atmosférica

Tabla XXV.2.- Características de la caldera y del combustible Componente Vapor Temperatura del vapor Carbón Lodos N gas Aire al hogar FGR en el lecho Flujo de gases Carga de polvo Temperatura flujo de gases

lb/hora kg/seg ºF ºC lb/hora kg/seg Tons seco/día Tm/día lb/hora kg/seg lb/hora kg/seg lb/hora kg/seg lb/hora kg/seg lb/hora kg/seg ºF ºC

60.000 7,56 750 399 3.973 0,5 100 90,7 448 0,056 165.400 20,8 44.000 5,5 161.800 20,4 3.608 0,5 335 168

Funcionamiento normal 45.000 30.000 5,67 3,78 750 735 399 391 3.128 1.608 0,4 0,2 100 100 90,7 90,7 23 0 0,003 0 137.500 96.500 17,3 12,2 33.500 15.500 4,2 2 137.000 102.800 17,3 13 3.486 3.266 0,4 0,4 330 320 166 160

Futuro 60.000 7,56 750 399 4.158 0,52 140 127 0 0 189.100 23,6 44.500 5,6 178.600 22,5 3.845 0,6 350 177

CALDERA PARA EXTRACCIÓN MEJORADA DE ACEITE (EOR).- Es una unidad que se ha desarrollado para cubrir una singular necesidad del mercado, como se desprende de su propia denominación, Fig XXV.23. La caldera produce vapor húmedo (x = 0,8) a alta presión, que se inyecta en los estratos que contienen los aceites pesados que se desean extraer. El vapor mejora la extracción de estos aceites mediante el calentamiento de los petróleos pesados, con lo que se reduce su viscosidad y, por tanto, ayuda al movimiento del aceite hacia los pozos de producción. En esta caldera se utiliza un circuito de un paso agua-vapor, o proceso directo de vaporización. El agua de alimentación fluye continuamente por un circuito tubular simple a través de la sección del economizador, hacia la sección del hogar, en el que el agua se vaporiza hasta alcanzar un título de XXV.-753

vapor 0,8 es decir. Si la llama se mantiene bien separada de las paredes del hogar y se utilizan bajos regímenes de liberación de calor, se puede tolerar un agua de alimentación relativamente mala (con 100.000 ppm de sólidos), por lo que sólo se precisa de un mínimo tratamiento de este agua de alimentación, al tiempo que el agua que se separa del aceite se puede reciclar hacia la caldera, con una mínima limpieza. El control del proceso se completa mediante: - El bombeo del agua de alimentación requerida hacia el economizador, hasta la presión de 2500 psig (173 bar), - La regulación del régimen de fuegos del quemador, para mantener la calidad del vapor (x = 0,8) a la salida de la unidad.

Fig XXV.23.- Caldera para extracción mejorada de aceite (EOR)

Las unidades se proyectan en tamaños desde (5÷ 50).106 Btu/h = (1,5÷ 14,7 MWt ), a la salida de la unidad. Las unidades pequeñas se pueden ensamblar completamente en taller, hasta una capacidad de 40.106 Btu/h (11,7 MWt ) y se montan sobre una plataforma remolque, para su transporte en una sola pieza. Las unidades más grandes se ensamblan en taller, en varias secciones que, posteriormente, se montan en el lugar de instalación.  Capacidad hasta 48.000 lb/h , ( 6 kg/s ) Características de diseño:   Presión de vapor hasta 2.500 psig (172 bar )

XXV.-754

XXVI.- RECUPERACIÓN DE PRODUCTOS Y CALOR EN LA INDUSTRIA PAPELERA http://libros.redsauce.net/

La mitad del vapor y de la energía eléctrica consumida por la industria de la pulpa y del papel se generan a partir de combustibles que son subproductos de los propios procesos de pulpa y pasta de papel. Los principales combustibles utilizados son el licor de pulpa agotado, la madera y cortezas. El poder calorífico de los sólidos del licor de pulpa agotado es una fuente de combustible fiable para la producción de vapor para generación eléctrica y para su utilización como fluido termodinámico en procesos. Una gran parte del vapor requerido por las fábricas de pulpa se produce en calderas recuperadoras de calor y de productos químicos, altamente especializadas. El resto se suministra por calderas diseñadas para quemar carbón, aceite, gas y biomasa. XXVI.1.- PROCESOS DE PULPA   La producción de pulpa se resume en cuatro procesos principales:   

Proceso Proceso Proceso Proceso

de sulfato = 80% de sulfito = 2 ,5% semiquímico = 7 ,2% mecánico = 9 ,9%

PROCESO DE SULFATO.- Es el proceso de pulpa que predomina en USA, y tiene al sulfato de Na, como producto químico de aporte. El papel producido mediante este proceso, era tan fuerte y duro, en comparación con el obtenido por otros procesos alternativos, que se le dio el nombre de Kraft; es un proceso de fabricación de pulpa alcalina, como también lo es el proceso de sosa que toma su denominación por el uso del carbonato de sodio Na2CO3, (ceniza de sosa). En el proceso Kraft, el diagrama de flujo representado en la Fig XXVI.1, muestra la relación entre la caldera recuperadora y el total de la fabricación de pulpa y papel. virutas de madera, ó Este proceso comienza alimentando un digestor con  un material fibroso no leñoso  hidróxido sódico ( NaOH ) Las virutas se calientan con vapor y cuecen en una solución acuosa de   sulfuro de sodio ( Na2 S ) conocida como licor blanco, que tiene lugar en el digestor. XXVI.-755

Fig XXVI.1.- Diagrama Kraft, sulfato de Na

Fig XXVI.2.- Utilización de los licores blanco, verde y negro

Una vez cocida, la pulpa se separa por vacío del licor residual, mediante una serie de secadores de tambor, que desplazan este licor con una dilución mínima. A continuación, para retirar los nódulos y los pequeños haces fibrosos no separados, se tamiza y limpia la pulpa, para producir la fibra que se utiliza en los productos finales de pulpa y papel. El licor negro que ha escurrido la pulpa y ha salido de los lavadores, es una solución acuosa que contiene lignitos de madera, materia orgánica (combustible) y compuestos inorgánicos oxidados en el proceso de cocción; en él existe una mezcla de materiales orgánicos e inorgánicos en proporción 13÷ 17% de  la mitad de la materia sólida presente en la madera sólidos, constituida por  .  los elementos químicos añadidos durante la cocción Elemento Sólidos secos, % en peso

Na 19,1

Tabla XXVI.1.- Análisis del licor negro H2 O2 S C 4,76

3,5

35,93 XXVI.-756

35,2

K

Cl

Inertes

Total

1,02

0,12

0,24

100

Aproximadamente 2/3 de la materia sólida presente en el licor negro es materia orgánica y el resto son sales inorgánicas que están enlazadas a la materia orgánica El licor negro se procesa mediante un ciclo Kraft, cuyas operaciones comprenden la: - Evaporación - Combustión de materiales orgánicos - Reducción de los componentes inorgánicos agotados - Reconstitución del licor blanco  orgánicos El licor negro está constituido por componentes  que reaccionan con el O2 alimentado inorg ánicos en el lecho del hogar, por un sistema de distribución de aire; sus principales componentes inorgánicos son: Na2CO3, Na2SO4, Na2S, Na2S 2O3 El hogar de la caldera recuperadora se diseña para la combustión del material orgánico del licor negro, mientras que el material inorgánico oxidado se reduce, en el lecho situado en el suelo del hogar. - La materia orgánica se quema en el hogar generando vapor - La fracción inorgánica se recupera en forma de fundido El fundido sufre otras transformaciones durante el proceso de causticación para recuperar los productos químicos necesarios para la cocción Los productos inorgánicos fundidos en el lecho se descargan hacia un tanque y se disuelven para formar un licor verde, siendo sus productos químicos activos el Na2CO3 y el Na2S.

Proceso de pulpa Kraft

Proceso de recuperación Kraft Fig XXVI.3.- Ciclos del proceso Kraft

C El licor verde contiene  inquemado procedentes de los materiales fundidos, principal Impurezas inorgánicas mente compuestos de Ca y Fe; el sedimento insoluble, se elimina mediante el espesamiento y decantaXXVI.-757

ción del licor verde, que se bombea al apagador, proceso que se conoce como clarificación. Los sedimentos se bombean fuera del clarificador como un lodo concentrado. La operación incluye el lavado de los sedimentos con agua, antes de proceder a su vertido en la zona citada; el agua de lavado contiene un producto químico de Na que se conoce como loción pobre. El licor verde clarificado y la cal CaO se llevan al apagador, en donde la alta temperatura y agitación provocan un rápido apagado de la cal, que pasa a hidróxido de calcio Ca(OH)2. El licor que sale del apagador fluye hacia una serie de tanques de agitación, que facilitan se complete la lenta reacción de causticación, convirtiendo el carbonato de sodio en hidróxido de sodio NaOH, sosa activa. En el proceso de causticación, la cal viva y otras impurezas que no se mantienen en la suspensión de licor, se extraen del apagador mediante un tornillo clasificador y constituyen un residuo sólido del proceso en forma de arenilla; el volumen total de estos equipos es del orden de 600 m3. La causticación y el horno de cal comprenden en su conjunto lo que se conoce como planta de licor blanco de una fábrica de pulpa. El proceso principal es la limpieza y causticación del licor verde recuperado de la caldera de recuperación para producir licor blanco; el horno de cal permite recuperar la cal utilizada en la causticación El carbonato cálcico CaCO3 formado en la reacción de conversión, precipita durante la operación de causticación para formar una lechada de cal en suspensión que se clarifica de modo similar a la clarificación del licor verde, o mediante filtros presurizados, para eliminar el precipitado de CaCO3 y proporcionar un licor blanco, limpio para la cocción, que se filtra a presión, para facilitar su separación de la lechada de cal, la cual se lava para retirar los productos químicos de Na, que pueden favorecer aglutinaciones y emisiones del horno y más tarde se filtra de nuevo para obtener la consistencia deseada para la alimentación del horno. - Filtros de licor verde.- En ellos se separan los sedimentos sólidos suspendidos en el licor verde sucio proveniente del tanque de dilución de la caldera de recuperación; estos sólidos conocidos como dregs, comprenden principalmente sales inorgánicas que entran al proceso junto a la madera y se separan de la misma durante la cocción. Los dregs se lavan y filtran para su posterior evacuación como residuos sólidos; cada filtro de licor verde puede tener un área de filtración orden de 700 m2. - Filtros de dregs.- Son los más usados en la industria. El filtro utiliza una precapa de lodo de cal (que ayuda a la filtración), que se obtiene como resultado del proceso de causticación. El lavado y filtración permite recuperar para el proceso los restos de licor en los dregs y, a la vez, generar un residuo sólido con un contenido de sólido seco adecuado (45%) y sin inconvenientes para su deposición. El filtro de dregs tiene un área del orden de 50 m2. - Filtros de licor blanco.- La lechada de cal originada en el proceso de causticación se alimenta al filtro de licor blanco, donde éste se separa del lodo de cal (suspensión de CaCO3); el licor blanco obtenido se almacena en un tanque que alimenta el proceso de cocción. El lodo de cal se lava brevemente dentro del filtro de licor blanco antes de su descarga. El filtro de licor blanco tiene un área de filtración de unos 200 m2. El horno de cal utiliza como combustible fueloil y cuenta con quemadores de metanol e hidróge el metanol recuperado en la planta de evaporación no, lo que permite utilizar como combustible   el hidrógeno proveniente de la planta de clorato de Na Las reacciones entre sólidos que tienen lugar, durante las operaciones del ciclo (recausticación) son: Apagado: CaO + agua = Ca(OH)2 + calor Causticación: Ca(OH)2 + Na2CO3 = CaCO3 + 2 NaOH Calcinación: CaCO3 + calor = CaO + CO2 XXVI.-758

Fig XXVI.4.- Horno de cal

Fig XXVI.5.- Causticación

Al mismo tiempo, con la reducción de los compuestos de S para formar materiales fundidos, la energía se libera en el hogar recuperador, a medida que se queman los compuestos orgánicos del licor negro, que se utiliza en la caldera recuperadora del proceso para producir vapor a partir del agua de alimentación, y que en un turboalternador generará parte de la energía eléctrica de la fábrica de pulpa y papel. El vapor de BP extraído de la turbina, se emplea en: - La cocción de virutas de madera - La evaporación - El calentamiento de aire para el hogar de la caldera recuperadora - El secado de los productos finales de la fabricación de pulpa o papel XXVI.-759

XXVI.2.- CAPACIDAD DE UNA UNIDAD RECUPERADORA DE UNA FÁBRICA DE PULPA La capacidad se evalúa por las toneladas diarias de pulpa producida, y se basa en la posibilidad de quemar los sólidos secos contenidos en el licor negro recuperados; los objetivos principales de una caldela recuperaci ón de productos químicos, para su reutilización ra recuperadora son:   la generaci ón de vapor quemando el residuo de licor negro La medida de la capacidad de la caldera recuperadora es el aporte de calor al hogar, del orden de 19.800.000 Btu (20.890 MJ) en 24 horas, que corresponde al aporte de calor de 3000 lb (1360 kg) de sólidos (el equivalente a 1 Tm de pulpa producida), con un poder calorífico de 6.600 Btu/lb (15.352 kJ/kg. La capacidad nominal de una caldera recuperadora del proceso Kraft viene dada por la expresión: Capacidad Nominal =   en la que:   

A × B × C Btu/ton 19.800.000

A = sólidos secos recuperados , lb/ton pulpa B = producci ón de pulpa de la planta, ton/24h C = poder calorífico de los sólidos secos Btu/lb 3.000 lb/ton pulpa x 6.600 Btu/lb = 19.800.000 Btu/ton pulpa

Fig XXVI.6.- Diagrama del proceso de la planta de energía Kraft Ahlholmens

XXVI.3.- FLUJOS EN EL PROCESO KRAFT DE LA CALDERA RECUPERADORA Las calderas recuperadoras en el proceso Kraft son similares a las calderas convencionales que queman combustibles fósiles, en las que: - El licor negro concentrado (licor de pulpa molida) y el aire de combustión se introducen en el hogar - Dentro del hogar, el agua residual se evapora y el material orgánico se quema - La fracción inorgánica de los sólidos del licor negro se recupera como compuestos de Na - La mayor parte del S se reduce para formar Na2S - La mayor parte del Na residual está en forma de Na2CO3 XXVI.-760

El proceso de recuperación del S es el aspecto más singular del diseño de una caldera recuperadora. En una caldera de recuperación normal hay dos zonas: una superior de oxidación, y otra inferior de reducción; en ellas: - Las sustancias inorgánicas se reducen y separan constituyendo el fundido inorgánico en el fondo, Na2S y Na2CO3 - Las sustancias orgánicas se oxidan con la consiguiente generación de calor El licor negro concentrado se introduce en la zona de reducción a través de toberas. Las emisiones de la caldera de recuperación consisten en partículas de NOx y SO2. Optimizando los parámetros de combustión, como: - La temperatura - El suministro de aire - El contenido de sólidos en el licor negro - El balance químico los niveles de emisión se mantienen lo más bajos posible. El propósito de reforzar la evaporación, es lograr un contenido de sólidos secos del licor negro tan alto como sea posible, que depende del tipo de madera, del orden del 65%; se puede lograr elevar el contenido de sólidos hasta un 80%, instalando un superconcentrador; en una planta equilibrada, el contenido óptimo de sólidos secos en el licor negro concentrado, puede ser del orden del 73%, medida después de la evaporación, pero antes de llegar a la mezcladora de la caldera de recuperación. SISTEMA DE DISTRIBUCIÓN DE AIRE.- El aire comburente se introduce en el hogar de forma  se cubra toda el área con fundido que  el O 2 llegue a todas las zonas donde existan gases combustibles , en tres cotas escalonadas:  el proceso de combustión tenga lugar lo más abajo posible en el lecho  primaria, secundaria y terciaria, para asegurar la combustión y reducir las emisiones. Por la zona primaria, cerca del suelo del hogar, se introduce del 25÷ 50% del aire; el resto se escalona  primario en las zonas secundaria y terciaria; el aire  se precalienta para facilitar la combustión; el ai secundario reterciario se introduce frío para garantizar una penetración máxima.

Fig XXVI.7.- Posición de quemadores y portillas de airesecundario

 airesecundario El aireprimario se introduce por las cuatro paredes de la caldera, mientras que el  se in aireterciario troducen bajo el sistema de aire vertical. El aire entra en los niveles secundario superior y terciario a través de portillas dispuestas en las paredes delantera y trasera, escalonadamente, para que los flujos colisionen en el centro del hogar y así evitar picos de velocidad. Este sistema reduce la velocidad de los gases de combustión y, por lo tanto, los arrastres se minimizan, obteniéndose un perfil de temperaturas XXVI.-761

más estable. Se pueden alcanzar mayores capacidades de producción y se minimiza la generación de NOx; el mezclado permite bajos niveles de O2 sin riesgo de aumentar las emisiones de CO y la temperatura en la parte alta del hogar se minimiza debido al escalonamiento en la alimentación del aire.

Fig XXVI.8.- a) Sistema de aire vertical ; b) Proceso de combustión de una gota de licor negro

DISTRIBUCIÓN Y COMBUSTIÓN DEL LICOR NEGRO EN EL HOGAR.- El licor negro entra en el hogar directamente desde el último concentrador de la planta de evaporación, atomizado a través de múltiples quemadores situados en las cuatro paredes de la caldera entre el airesecundario superior y aireterciario. Los quemadores atomizan el licor negro en pequeñas gotas, del orden de 2 mm, con el objetivo de secarlas en su camino hacia el fondo del hogar. La combustión de las gotas ocurre en la proximidad del fondo del hogar, en el lecho de fundido. El licor atomizado en el hogar sufre diferentes fases durante el proceso de combustión, como: - Secado de la corriente de licor: toda el agua contenida en la gota de licor se evapora - Pirólisis: la llama aparece (ignición) y parte de la materia orgánica se desintegra (la gota se expande) - Combustión del carbón: el residuo carbonoso (estructura de carbón porosa), que incluye sales inorgánicas en forma sólida y fundida, se quema En la práctica estas dos últimas etapas están solapadas parcialmente.

Fig XXVI.9.- Reacciones de reducción y oxidación del S en el lecho de fundido, y sistema de alimentación de aire

Las reacciones de reducción del S comienzan cuando el residuo carbonoso llega a la parte superior del lecho de fundido. Es importante generar una cierta cantidad de carbono sin quemar en el fondo del hogar, para que las reacciones de reducción tengan lugar, ya que el grado de reducción depende del conteXXVI.-762

nido de C presente (si baja del 4%, el lecho de fundido colapsa).  Na2 SO 4 + 2 C → Na 2 S + 2 CO 2 Reacciones de reducción:   Na2 SO 4 + 4 C → Na2 S + 4 CO Los humos generados por la combustión del licor negro salen hacia la parte superior del hogar y fluyen a través de las superficies termointercambiadoras del paso de convención. La superficie del sobrecalentador está colocada a la entrada del paso de convección, seguida de la superficie generadora de vapor y finalmente del economizador. El agua de alimentación entra en la caldera recuperadora por la parte inferior del primer paso del economizador. El agua caliente procedente del segundo paso del economizador se descarga en el calderín de vapor y, posteriormente, el agua saturada se dirige por los tubos bajantes hacia los colectores de las paredes del cerramiento inferior del hogar y hacia el banco de caldera. A partir de estos circuitos de generación de vapor, la mezcla agua-vapor retorna al calderín de vapor, por circulación natural, en el que se verifica la separación de ambos fluidos. Desde el calderín, el agua separada del vapor retorna a los circuitos del hogar y banco de caldera, y el vapor saturado seco se dirige al sobrecalentador, fluye por las diversas secciones del mismo, abandona la caldera recuperadora y se lleva a una turbina de vapor, conectada a un alternador para generar electricidad.

Fig XXVI.10a.- Caldera recuperadora moderna XXVI.-763

Fig XXVI.10b.- Caldera recuperadora moderna

Fig XXVI.10c- Caldera recuperadora PR XXVI.-764

Capacidad de procesamiento de licor: Hasta 800.000 lb/día (360 Tm/día) de sólidos secos Presión de vapor: hasta 1350 psi (9,3 MPa) ; Flujo de vapor: hasta 125.000 lb/h (15,75 kg/s) Temperatura de vapor: hasta 800ºF (427ºC) Combustible: Licor negro de pulpa molida Combustibles auxiliares: gas natural y/o petróleo. Fig XXVI.10d.- Caldera de recuperación de calor apoyada en el suelo

Características térmicas de la caldera.- El rendimiento térmico de una caldera recuperadora es la relación entre la energía de salida y la de entrada. La energía de salida de la caldera es la transferida al agua de alimentación, que se expresa en la forma: Energía salida = m (i2

vapor sobrec.− i1 agua alim. )

Btu/h (J/s)

 i2 vapor sobrec.= entalpía del vapor a la salida del sobrecalentador , Btu/lb ( J/kg ) en la que:  i1agua alim.= entalpía del agua de alimentación a la entrada , Btu/lb ( J/kg )  m = flujo de agua o vapor , lb/h ( kg/s ) Para mantener la pureza del vapor, se extrae agua de la caldera desde el calderín de vapor; también se suele extraer vapor, antes de la etapa final del sobrecalentador, para su utilización en los sopladores. En estos casos, la energía que sale de la caldera se corrige a partir de la existente antes de que el fluido llegue a la salida del sobrecalentador; en régimen permanente. Como la energía de salida es igual a la de entrada menos las pérdidas, la eficiencia de la caldera es: Eficiencia de la caldera = Salida = Entrada − Pérdidas Entrada Entrada XXVI.-765

- La entrada de calor total se calcula sumando las energías térmica y química contenidas en los flujos que entran en el sistema. - Las pérdidas totales se calculan sumando las pérdidas de calor debidas a las reacciones endotérmicas en el interior de la caldera, y las pérdidas de energía térmica de los flujos que salen del sistema El poder calorífico superior del licor negro se determina en una bomba calorimétrica; en estas condiciones, los productos de combustión son CO2, H2O, Na2CO3, Na2SO4 y NaCl. Un proceso clave en la combustión del licor negro, es la recuperación de los compuestos de Na en estado reducido o desoxidado. Las reacciones reductoras que tienen lugar en el hogar de la caldera recuperadora, dan lugar a productos de combustión que son diferentes de los que se obtienen en el proceso de la bomba calorimétrica. Estas reacciones endotérmicas toman una parte del poder calorífico del licor negro y, por tanto, esa fracción no estará disponible en el hogar de la caldera recuperadora para generar vapor. Para determinar con exactitud la eficiencia de la caldera recuperadora, el poder calorífico determinado en la bomba calorimétrica se corrige con los calores de reacción de estos productos de combustión. La corrección del calor de reacción es la diferencia entre el calor estándar de formación de los productos de la bomba calorimétrica y el calor de formación de los productos del hogar de la caldera recuperadora; para el caso particular del licor Kraft, se indica en la Fig XXVI.5: Paso 1.- Es el poder calorífico superior de la muestra de licor negro determinado en la bomba calorimétrica Paso 2.- A partir del análisis cuantitativo de los diversos compuestos totalmente oxigenados en la bomba calorimétrica, se calcula el calor necesario para llevar estos productos a su estado elemental, teniendo en cuenta el calor estándar de formación de compuestos desde sus elementos Paso 3.-A partir de cada uno de los compuestos químicos presentes en los productos de combustión en el hogar de la caldera recuperadora, se calcula el calor de formación de los productos reales del hogar

Fig XXVI.11.- Corrección del calor de reacción del licor negro Kraft

La corrección por el calor de reacción es la diferencia entre los valores del Paso 2 y del Paso 3. El dióxido de azufre SO2 y el sulfuro de sodio Na2S son los productos principales de la combustión en el hogar de la caldera recuperadora, que difieren de los formados en la bomba calorimétrica. La corrección del calor de reacción, correspondiente al sulfuro de sodio Na2S es: (Paso 2)

Na2 SO4 = 2 Na + S + 2O 2

(Paso 3)

2 Na + S = Na2 S

El cálculo se simplifica combinando los Pasos 2 y 3 y utilizando los calores estándar de formación: Para la reacción Na2 SO4 = Na2 S + 2O 2 se tiene: XXVI.-766

Δ i0f ( Na 2 S) = 89,2 Kcal/g .mol

  Δ i0f (O 2 ) = 0  0 Δ if ( Na 2 SO4 ) = - 330,9 Kcal/g.mol 

 − 241,7 Kcal/g.mol ⇒ Corrección calor reacción =  − 5.550 Btu/lb  − 12.909 kJ/kg

De igual forma, la corrección del calor de reacción del SO2 se determina a partir de los calores estándar de formación de los productos de combustión de la bomba calorimétrica: Para la reacción Na2 SO4 + CO2 = SO2 + Na2CO3 +

1 2

O2 se tiene:

Δ i0f ( SO2 ) = 71 Kcal/g.mol Δ i0f Δ i0f Δ i0f Δ i0f

 ( Na 2CO3 ) = 270,3 Kcal/g.mol  − 83,7 Kcal/g.mol  ( Na 2 SO4 ) = - 330,9 Kcal/g.mol  ⇒ Corrección calor reacción = − 2.360 Btu/lb − 5.489 kJ/kg  (O 2 ) = 0  (CO 2 ) = − 94,1 Kcal/g.mol 

Durante la operación en el hogar de la caldera, hay una gran variedad de productos de combustión parcialmente oxidados. La corrección del poder calorífico superior de la bomba sólo por SO2 y Na2S se aproxima bastante a la cifra que corresponde a la combustión del licor negro en el hogar. El aporte de sales y otros aditivos al licor negro se trata de forma similar a la corrección del calor de reacción, con vistas al cálculo del rendimiento de la caldera recuperadora. El calor de formación o poder calorífico superior de la sal Na2SO4 se considera como aporte total de energía al sistema. La reducción del Na2SO4 a Na2S y O2 se considera como pérdida de calor. El análisis elemental del licor negro y el valor del poder calorífico superior se utilizan para determinar las características funcionales térmicas de la caldera recuperadora; en la Tabla XXVI.1a se presenta otro análisis de licor negro. La Tabla XXVI.2 indica los aportes y pérdidas en una unidad recuperadora que quema 250.000 lb/h (32 kg/s) de sólidos secos con un 70% de concentración de licor negro, cuya composición y poder calorífico se indican en la Tabla XXVI.1. Los límites del sistema, para los balances de calor y de materia, se representan en la Fig XXVI.12.

Fig XXVI.12.- Balance energético teniendo en cuenta la Tabla XXVI.2 XXVI.-767

Tabla XXVI.1a.- Análisis del licor negro Elemento Sólidos secos, % en peso

Na

S

H2

C

O2

K

Cl

Inertes

Total

18,2

3,7

3,5

37,2

35,1

1,4

0,6

0,3

100

Tabla XXVI.2.- Balances de materia y energía para caldera recuperadora quemando 250.000 lb/h de sólidos secos con una concentración del licor del 70% Balance de materia Aire comburente entrando Aire infiltrado entrando Licor negro entrando

lb/h 1.201.717 21.270 357.143

Total entrando Fundidos saliendo Gas húmedo saliendo Partículas saliendo

1.580.130 103.950 1.475.160 1.020

Total saliendo

1.580.130

Balance de energía Calor químico en licor Calor sensible en licor Calor sensible en aire

106 Btu/h 1575 41,06 52,35

% total 94,4 2,46 3,14

Entrada Calor sensible en gas seco Humedad del aire Humedad del hidrógeno Humedad del licor Reacciones reductoras Calor en fundidos Radiación No computadas y margen fabricante

1668,41 89,59 2,17 92,93 126,47 117,46 55,22 5 33,37

100 5,37 0,13 5,57 7,58 7,04 3,31 0,3 2

522,21

31,3

Pérdidas

1668,41 − 522,21 Eficiencia caldera = Entrada − Pérdidas = = 68,70% Entrada 1668,41 Salida = Eficiencia Flujovapor =

×

68,70 100

Entrada =

×

1668,41.106 = 1.146,2.106 Btu/h

1146,2.106 Salida = = 957.270 lb/h i2 vapor sobrec.− i1 agua alim. 1444,16 − 246,82

El licor negro se precalienta para alcanzar una temperatura entre 220÷ 260ºF = (104÷ 127ºC) antes de su combustión. Una parte del airecomburente se precalienta para favorecer unas condiciones estables en el hogar. La corrección del calor de reacción en el cálculo de la eficiencia de la caldera recuperadora, se expresa como la pérdida de calor debida a las reacciones reductoras endotérmicas. Para su determinación, la fracción de Na y de S convertida en Na2S, Na2SO4 y SO2 se calcula a partir del análisis de los materiales fundidos y de los humos que salen de la caldera recuperadora. Para el ejemplo presentado en la Tabla XXVI.2, por cada lb de licor negro que entra en la caldera recuperadora, se forman 0,084 lb de Na2S. La corrección por calor de reacción o pérdida de calor asociada a la formación del Na2S es: Corrección por calor de reacción =

0 ,084 lbNa 2S lbsólidos

×

5.550 Btu lbNa2 S

×

250.000 lbsólidos = 116,6.106 Btu/h h

En la reducción del Na2SO4 a Na2CO3 se forman 0,0016 lb de SO2, por lo que: Pérdidas correspondientes al Na2CO3 =

0 ,0016 lbSO2 lbsólidos

×

2.360 Btu lbSO2

XXVI.-768

×

250.000 lbsólidos = 0 ,9.106 Btu/h h

La pérdida de calor total debida a las reacciones reductoras es la suma de las anteriores: Pérdida calor reacción reductora = 116,6.106 + 0,9.106 = 117,5.106 Btu/h A la corrección por calor de reacción y a la pérdida de calor de aporte de la sal reductora, hay que añadir la energía de la caldera recuperadora perdida en forma de calor sensible; también se pierde calor en la vaporización del agua y en los materiales fundidos que salen del hogar de la caldera recuperadora, que requieren para su fusión 532 Btu/lb (1237 kJ/kg) a una temperatura de 1.550ºF (843ºC), La temperatura mínima de los humos que salen de la caldera se fija, para minimizar la corrosión, en 350÷ 400ºF = (177÷ 204ºC).

Fig XXVI.13.- Poder calorífico superior del licor negro en función del contenido de C en sólidos

- El poder calorífico superior de una muestra de licor negro aumenta con el contenido de C e H2, Fig XXVI.13, y disminuye con los contenidos inorgánicos de Na y S - El aireteórico requerido para la combustión aumenta con los contenidos de C e H2. - El airecomburente

teórico

aumenta al incrementarse el poder calorífico.

XXVI.4.- EL LICOR NEGRO COMO COMBUSTIBLE El licor negro es una mezcla compleja de sólidos orgánicos e inorgánicos parcialmente disueltos en una solución acuosa. El licor negro introducido en el hogar de una caldera recuperadora, contiene entre 60÷ 80% de sólidos, en peso, Fig XXVI.14. - La fracción orgánica de los sólidos proviene principalmente de la semicelulosa y del lignito retirado de las fibras de celulosa integrantes de las fibras de madera.  carbonato de sodio ( Na2 CO3 ) - La fracción inorgánica está constituida por compuestos de  hidrosulfuro de sodio ( NaHS)  óxido de S  Impurezas en la caliza y en la sal de aporte ( Na2 SO4 ) - Los elementos químicos como:  , que en Impurezas en el agua de aporte tran en el proceso con la madera incluyen K, Cl, Al, Fe, Si, Mn, Mg y P El K y el Cl, cuando están presentes en el licor negro en cantidad suficiente, influyen directamente en el diseño y funcionamiento de la caldera recuperadora. El licor negro se atomiza en el interior del hogar en forma de gotas gruesas que caen al suelo en estado seco, parcialmente quemadas, para formar un lecho de subcoque (char), que consiste en productos de C e inorgánicos de Na, que alcanza un espesor de 3÷ 6 ft = (1÷ 2 m). Las gotas de licor negro atomizadas en el hogar deben ser lo bastante grandes para minimizar su XXVI.-769

arrastre por los humos ascendentes, y lo suficientemente pequeñas para que caigan al lecho prácticamente secas. Las gotas de licor en estado húmedo que llegan al lecho pueden provocar: - La extinción del subcoque que está ardiendo - El apagado del lecho - Elevadas emisiones de S

Fig XXVI.14.- Poder calorífico superior del licor negro en función del contenido en sólidos

El diseño del hogar de una caldera recuperadora debe favorecer la combustión del licor negro, y la reducción de los compuestos de Na, que se determina por el grado de S presente en los compuestos Na2S y NaHS de los materiales fundidos: Eficiencia desoxidación=

Na2 S + NaHS Compuestos Na 2 S + Na 2 SO4

×

100 ≈

Na2 S Na2 S + Na2 SO4

×

100

en la que los compuestos se expresan como peso equivalente de Na2O. EMISIONES.- El proceso de combustión del licor negro nunca se completa, dando lugar a pequeñas concentraciones de inquemados, como CO, compuestos orgánicos y de S, y sulfuro de hidrógeno SH2, que se descargan a la atmósfera. - Los compuestos orgánicos volátiles se expresan como equivalentes de metano CH4. - El H2S, las trazas de SO2 y los compuestos orgánicos con S, como los mercaptanos, se agrupan y expresan como S total reducido o desoxidado. - Los NOx existentes se expresan como óxido de nitrógeno equivalente NO2 - La combustión del licor negro provoca también la formación de partículas. Las modernas calderas recuperadoras realizan un control de los NOx mediante: - Aire comburente estratificado - El control de aireexceso - La distribución uniforme del licor negro a través de los quemadores Emisiones de NOx.- La caldera de recuperación Kraft, opera con atmósfera reducida en el fondo. En consecuencia, una caldera recuperadora produce emisiones de NOx más bajas que las calderas convencionales de combustibles fósiles; modificaciones en el sistema de alimentación del aire, han resultado positivas en lo que respecta a la reducción de los NOx. El NOx térmico producido por fijación del nitrógeno con el aire de combustión se reduce limitando la cantidad de aire en la zona de combustión; en una caldera de recuperación Kraft, se puede alcanzar una XXVI.-770

reducción de la formación de NOx introduciendo una cuarta entrada de aire en la parte superior de la caldera. La reducción de emisiones de NOx que se atribuye a esta técnica, del orden de 10÷ 25%, depende del: - Tipo de caldera y diseño - Método de aplicación de OFA Emisiones de SO2.- Dependen del contenido en S de los fundidos, Fig XXVI.15; un aumento de la concentración de licor negro quemado en una caldera recuperadora reduce las emisiones de SO2.

Fig XXVI.15.- Emisiones de SO2

En los gases de combustión que salen de una caldera moderna, la concentración de S se controla por debajo de 5 ppm, porque el H2S y los compuestos sulfurosos orgánicos volátiles que portan se oxidan en el hogar a alta temperatura. un diseño adecuado La emisión de compuestos sulfurosos orgánicos volátiles se controla con   el funcionamiento del hogar Para minimizar la emisión de compuestos orgánicos volátiles, S desoxidado total y CO, es esencial un hogar caliente  mezclar completamente el aire comburente con los volátiles generados  Las partículas se separan de los gases de combustión por medio de un precipitador electrostático. CENIZA.- Las características de la ceniza procedente de la combustión del licor negro, se pueden clasificar como procedentes de arrastres y de efluvios, e influyen en el diseño de la caldera recuperadora: - La ceniza inorgánica es, aproximadamente, el 45% en peso de los sólidos secos, tal como se queman - La mayoría de estos materiales inorgánicos se retiran del hogar formando Na2S y Na2CO3, como materiales fundidos. - Las partículas arrastradas por los humos de salida son una cantidad de ceniza significativa - Aproximadamente un 8% en peso de los sólidos del licor negro entrante, abandona el hogar en forma de ceniza Ceniza procedente de arrastres.- Son partículas de subcoque y gotitas de licor negro que se han separado del lecho de subcoque y del chorro atomizado de licor negro, por el flujo ascendente de los humos. El arrastre se produce cuando las partículas pequeñas, capturadas por los gases del hogar, no tienen el tamaño suficiente para caer en el hogar. El arrastre provoca la combustión del licor negro en la parte alta del hogar, lo que afecta a la temperatura y propiedades de las deposiciones de ceniza, siendo el XXVI.-771

arrastre de materiales fundidos y de subcoque, la causa principal de la suciedad y taponamiento de las superficies de convección. Las gotitas de licor negro arrastradas se incorporan al flujo de gases; cuando la partícula se quema completamente, la gota arrastrada se separa del flujo de gases como una perla fundida. Las partículas parcialmente quemadas forman chispas que se depositan en los tubos como subcoque, en donde continúan quemándose, formando un depósito fundido. A cargas bajas y pequeños flujos de gases en el hogar, las partículas arrastradas tienen tiempo suficiente para quemarse por completo, y en el arrastre sólo aparecen pequeñas gotas fundidas. Cuando la carga aumenta, las gotas más grandes se arrastran por el flujo de humos. pequeñas gotas fundidas Las partículas se pueden incluir como   partículas mayores de subcoque El arrastre se controla mediante el tamaño del hogar y por el funcionamiento y diseño adecuado de los sistemas de fuegos y de airecomburente. La composición química de la ceniza de arrastres es similar a la del producto fundido Ceniza procedente de efluvios.- Los efluvios constituyen la emisión de partículas por la chimenea de las calderas recuperadoras. Son compuestos volátiles de Na y K que ascienden a través de las secciones de convección de las calderas recuperadoras, y condensan en partículas muy pequeñas que se depositan en las superficies del sobrecalentador, banco de caldera y economizador. Las partículas de efluvios en calderas recuperadoras del proceso Kraft suelen tener 0,25÷ 1 micras de diámetro, y se componen de Na2SO4, sales de K y cloruros, y en menor cantidad de Na2CO3. La composición química de la ceniza de efluvios es principalmente Na2SO4, con más K y cloruro que la del producto fundido, que contribuyen a la formación de deposiciones severas en las superficies de convección de la caldera recuperadora. Si el efluvio se aglomera y endurece, forma y acumula deposiciones en las secciones termointercambiadoras de convección de la caldera. La temperatura del hogar controla el régimen de formación de los humos, que permite capturar todo el S liberado en la combustión; de esta forma se minimiza la carga de polvo en el precipitador y el SO2 en la chimenea. La caldera recuperadora se diseña para que la temperatura de los humos que entran en el banco de caldera se reduzca hasta un valor inferior a la temperatura de viscosidad de la ceniza, con el fin de evitar el taponamiento de los bancos tubulares. XXVI.5.- EVOLUCIÓN DEL DISEÑO DE LA CALDERA RECUPERADORA DE LICOR NEGRO El proceso recuperador con sulfato de sodio Kraft se desarrolló en Danzig, Alemania, (1870), y el de carbonato de sodio en el Reino Unido, en (1850). El proceso Kraft se introdujo en USA en 1907. CALDERA TOMLINSON.- Este modelo de caldera recuperadora de licor negro, Fig XXVI 16, (1929), tenía las siguientes características: - Un hogar con paredes de refractario, lo que implicaba un mantenimiento costoso - El vapor generado era mucho menor que el calculado teóricamente El hogar de la caldera estaba totalmente refrigerado por agua, con las secciones tubulares formando parte integral del hogar; operó hasta 1988, evolucionando con una técnica de atomización del licor negro sobre las paredes del hogar, en la que: XXVI.-772

- El licor negro se deshidrataba durante la atomización sobre las paredes del hogar, comenzando la pirólisis con la liberación de los combustibles volátiles y la rotura de los enlaces químico-orgánicos del Na y del S. - Al crecer la masa de licor sobre las paredes del hogar, su propio peso provocaba su rotura, desprendiéndose y cayendo al lecho. - En el lecho se completaba la pirólisis y se quemaba el subcoque, facilitando el calor y el C necesario para las reacciones reductoras.

Sobrecalentador Economizador Banco caldera

Ventilador tiro forzado

Hogar

Calentador aire Quemadores

Gases calientes a evaporador

Tanque disolución

Fig XXVI.16.- Caldera recuperadora Tomlinson

Fig XXVI.17.- Caldera recuperadora con 2 calderines

El diseño de la caldera recuperadora evolucionó hacia la disposición de dos calderines, Fig XXVI.17 (1980). Los sopladores retráctiles, utilizando vapor como medio de limpieza, sustituyeron a la limpieza manual (1940), lo que permitió la evolución del diseño de grandes calderas recuperadoras. Construcción de paredes.- La construcción de la pared de la caldera Tomlinson pasó del diseño de tubo y refractario, al cerramiento del hogar completamente refrigerado por agua (1946), utilizando clavos de chapa plana para cerrar los espacios entre tubos, minimizar la corrosión de los materiales fundidos y evitar su escape. El diseño de clavos se sustituyó por la pared membrana de tubos (1963), en la que el sellado estanco a gases, se conseguía en la propia pared, en lugar de la envolvente de la parte posterior de la pared tubular. Las paredes del hogar (1963), se componían de tubos de 3” (76 mm) de diámetro exterior, y 4” (102 mm) de separación entre ejes. El diseño tenía clavos cilíndricos para proteger los tubos, en la zona reductora de la parte baja del hogar, ya que sostenían los materiales fundidos solidificados, formando una barrera protectora contra la corrosión medioambiental del hogar.  menos filtraciones de aire La ventaja de esta construcción incluía bajo mantenimiento del refractario una unidad completamente estanca a gases El diseño de la parte baja del hogar se continuó desarrollando (1980), pasando de la disposición de clavos, a la de tubos bimetálicos, que tenían: XXVI.-773

- Una capa protectora exterior de acero inoxidable austenítico - Una capa gruesa interior de acero al C La caldera recuperadora con un solo calderín y tubos compuestos de 2,5 (64 mm) de diámetro exterior y varillas membrana de 0,5 (13 mm) de ancho, se diseña en 1987.

Fig XXVI.18.- Evolución en la construcción de las paredes del hogar

Diseño con uno o dos calderines.- La industria de la pulpa y del papel (1980), se vió en la necesidad de incrementar la presión y temperatura del vapor que se generaba en las calderas recuperadoras, tendencia que evolucionó junto con la demanda de hogares mayores, diseño de caldera totalmente soldada y un único calderín; en este diseño el calderín se sitúa fuera del recorrido del flujo de gases, y así la caldera recuperadora procesa 8.106 lb/día (3,6.106 kg/día) de sólidos, situación que no es posible con dos calderines. En el diseño con dos calderines, éstos están expuestos a los gases de combustión, lo que limita su longitud. Diseño de bajo olor.- Para reducir las emisiones malolientes, el evaporador de contacto directo se sustituyó por un evaporador de etapas múltiples, de mayor capacidad, para así obtener una concentración de licor óptima. Para el enfriamiento de los gases de combustión que, previamente se efectuaba en el evaporador de contacto directo, se aumentó la superficie del economizador,. Diseño del sobrecalentador.- Las primeras calderas recuperadoras, de alta presión y temperatura (1957), generaban vapor a 1250 psig (87,2 bar) y 900ºF (482ºC); el diseño con vapor a alta temperatura influía en la disposición de la superficie del sobrecalentador, en el que: - El banco de entrada al sobrecalentador primario se colocaba a continuación del hogar, con el flujo de vapor por el interior del banco paralelo al flujo de gases. - Con esta disposición se conseguía que el vapor (más frío) fluyese por el interior de los tubos expuestos a los gases de máxima temperatura y al calor de radiación del hogar. - Esta configuración minimizaba la temperatura del metal de los tubos del sobrecalentador. - La acumulación de ceniza y los taponamientos en la superficie del sobrecalentador limitaban la disponibilidad de las calderas recuperadoras, lo que se podía evitar incrementando el espaciado lateral en el sobrecalentador. Sistema de aire comburente.- La primera caldera recuperadora, en la que se introdujo aire en el hogar por tres niveles diferentes (primario, secundario y terciario), se construyó en 1940. El sistema (AAM) actualmente en uso, (Gestión Avanzada del Aire), presenta diversas características constructivas, como: XXVI.-774

- La utilización de cortatiros de control de velocidad variable, en las portillas de airesecundario y aireterciario,

para regular la penetración del aire en el hogar

- Una disposición entrelazada de portillas, para mejorar la mezcla de los gases en el hogar - La óptima ubicación de las portillas XXVI.6.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO PARA CALDERAS RECUPERADORAS DISEÑO DEL HOGAR.- El diseño de la caldera recuperadora y de los equipos asociados tiene como objetivo principal la combustión eficiente del licor negro, cuya concentración de sólidos determina se han secado en suspensi ón si las gotas   o se han depositado en las paredes del hogar El secado en suspensión se utiliza para concentraciones de sólidos superiores al 70% Para niveles menores, se requiere de un cierto tiempo para el secado de las gotas. El secado se consigue atomizando el licor sobre las paredes, entre los niveles de las portillas de aire secundario y aireterciario, en donde el licor se deshidrata antes de que caiga sobre el lecho de subcoque en la solera. El aireprimario entra en el hogar alrededor del perímetro del lecho de la solera, en donde su atmósfera reductora quema el subcoque en la superficie del lecho, para lograr la máxima reducción de Na2SO4 a Na2S en el material fundido. El resto del airecomburente se introduce por las zonas de airesecundario y aireterciario. El aire admitido por las portillas de aireprimario y airesecundario, es el requerido para la combustión estequiométrica del licor negro, ya que el airesecundario asegura la mezcla con los gases volátiles que se elevan desde el lecho de subcoque. La combustión en el nivel de airesecundario alcanza una zona de máxima temperatura en el hogar, por debajo de la zona de atomización del licor, para su secado.

Fig XXVI.13.- Reacciones químicas a nivel de entradas de aire

El airesecundario limita la altura del lecho de subcoque, facilitando aire comburente a través de la superficie del lecho. Con el aireterciario se facilita una mayor turbulencia y mezcla, que aseguran la completa combuslos gases no quemados que suben desde la zona de aire secundario tión de  , consiguiéndose una tempera los volátiles que se desprenden del licor atomizado XXVI.-775

tura y perfil de velocidades uniforme, en los gases de combustión que entran en las superficies de convección. El diseño del hogar de la caldera recuperadora debe conseguir una retirada eficiente de los productos químicos inorgánicos fundidos. Los gases de combustión y las partículas arrastradas se tienen que enfriar en el hogar, para minimizar su deposición en las superficies de convección. En el diseño de una caldera recuperadora, la sección recta del hogar se define como el producto anchura x profundidad, y se establece para alcanzar un aporte de calor, por los sólidos del licor negro, de 800.000÷ 850.000 Btu/ft2h = (2,52÷ 2,68 MWt /m2). Cuanto menor sea el poder calorífico de los sólidos, mayor sección recta tendrá el hogar. Una sección recta sobredimensionada puede provocar la existencia de puntos fríos en el lecho, que limitan la eficiencia de la reducción, y originan el oscurecimiento que se presenta en un hogar inestable, y complicaciones en la regulación de la carga, aunque la combustión sea estable. Una sección recta por debajo del tamaño adecuado, incrementa los efluvios y arrastres. Profundidad Para seleccionar la anchura y profundidad del hogar, se elige una relación entre 1 y Anchura disposición efectiva de las portillas de aire comburente 1,15 para facilitar una:   disposición económica de las superficies del paso de convección En hogares pequeños de calderas recuperadoras, diseñados para temperaturas de vapor altas, se utiliza una relación algo mayor, ya que el aumento de la profundidad permite acomodar una mayor superficie termointercambiadora del sobrecalentador. La altura del hogar se determina teniendo en cuenta la superficie termointercambiadora radiante del hogar requerida para enfriar los gases de combustión a una temperatura inferior a los 1700ºF (927ºC). La superficie de la solera y paredes, en la parte inferior del hogar, se protegen contra la corrosión provocada por las partículas fundidas y por los gases parcialmente quemados. La construcción del hogar y la solera con tubos compuestos bimetálicos se prolonga 3 ft (0,9 m) por encima de las portillas de aireterciario; por encima de esta cota se utilizan tubos de acero al C y paredes membrana. Para configurar las portillas de aire u otras aberturas, se sueldan placas marco a los tubos doblados; en estas zonas se originan tensiones localizadas, estando sometidas las placas marco a la corrosión y al retroceso de las llamas, lo que afecta al flujo de aire que fluye por la portilla, provocando fisuras que se podrían propagar hacia los tubos de la pared del hogar. Las aberturas de los modernos hogares se diseñan sin placas marco, para minimizar ese riesgo. Disposición de la bóveda superior o nariz del hogar.- Como la combustión se completa en la zona terciaria, las paredes del hogar refrigeradas por agua y el volumen del mismo, por encima de esta la superficie necesaria zona, facilitan  , hasta unas temperaturas que resulten el  tiempo de residencia para enfriar los gases efectivas para el funcionamiento de los sopladores, con el fin de retirar la ceniza de las superficies del paso de convección. La nariz del hogar, tiene varias funciones: - Apantallar y proteger el sobrecalentador del calor de radiación del hogar - La penetración de la nariz hacia el interior del hogar contribuye a distribuir uniformemente los gases que entran al sobrecalentador XXVI.-776

- La turbulencia delante y detrás de la nariz obliga a recircular los gases en el banco tubular del sobrecalentador, con un flujo en retroceso entre el sobrecalentador y la cara superior de la nariz, con lo que se impide que los gases calientes puedan circunvalar las superficies del sobrecalentador - El ángulo de inclinación de la nariz debe minimizar la ceniza depositada en esta superficie Pantalla de hogar.- En algunas calderas recuperadoras que se diseñan para bajas temperaturas del vapor, la superficie termointercambiadora del sobrecalentador resulta insuficiente para enfriar adecuadamente los gases de combustión, antes de que entren en el banco de caldera. - Para absorber el exceso de calor, se puede utilizar una pantalla de hogar, (no recomendable), manteniendo siempre una temperatura de humos aceptable cuando entran en la sección del banco de caldera - La absorción de calor se realiza mediante una superficie de hogar con más altura, o con un sobrecalentador sobredimensionado Cuando se utiliza una pantalla de hogar, los tubos que la componen se diseñan con un amplio espaciado lateral, que impide posibles taponamientos; la sección horizontal de la pantalla se inicia dentro de la nariz del hogar, con el fin de limitar su longitud; los tubos de la sección horizontal de la pantalla se disponen juntos para facilitar una integridad estructural. Superficie de convección.- A la salida del hogar, los gases de combustión atraviesan los bancos del sobrecalentador refrigerado por vapor, hacia el banco del flujo de caldera, y finalmente llegan al economizador. Conforme los humos se enfrían, la ceniza arrastrada se hace menos viscosa y se adhiere menos a las superficies tubulares, por lo que en los bancos de convección se puede reducir progresivamente el esmayores velocidades de los humos paciado entre tubos; ésto da lugar a  , lo que  a una mejora en la transferencia de calor por convecci ón permite un diseño más económico, dado que se requiere una menor superficie termointercambiadora. Sobrecalentador.- Las superficies del sobrecalentador están expuestas a las temperaturas más altas de los humos, por lo que están dispuestos con espaciados laterales del orden de 12” (305 mm), dando lugar a velocidades de los humos y temperatura de los tubos relativamente bajas, reduciendo la corrosión y permitiendo utilizar aceros de baja aleación, más baratos. Las temperaturas se reducen: - Haciendo circular en cada tubo, un flujo de vapor alto - Disponiendo que el vapor, más frío, fluya por los tubos que están expuestos a las temperaturas más elevadas de los humos - Colocando la mayoría de los bancos tubulares del sobrecalentador detrás de la nariz del hogar, protegidos de la radiación directa del mismo. El vapor saturado procedente del calderín entra en los tubos del primer banco del sobrecalentador primario, y después fluye por los bucles tubulares, circulando en paralelo con el flujo de humos. El sobrecalentador secundario se ubica en una región de humos más fría, con los flujos de vapor y humos en contracorriente. A veces se dispone un tercer sobrecalentador con flujos de vapor y humos en contracorriente, que se ubica detrás del banco del sobrecalentador secundario, alcanzándose un grado de aproximación razonable entre la temperatura de los humos y el vapor. Con esta disposición, los materiales de tubos para el sobrecalentador permiten temperaturas finales del vapor del orden de 950ºF (510ºC). Los bancos del sobrecalentador son superficies colgadas; los tubos se conectan con sujecciones flexibles, facilitando la expansión independiente de cada tubo, movimiento que es crítico por lo que respecta XXVI.-777

a la efectividad operativa de los sopladores. La carencia de sujeción en los tubos, dentro de un mismo banco, puede inducir al fallo de los soportes superiores del banco. Banco de caldera.- Las calderas recuperadoras modernas del proceso Kraft, incorporan un único calderín, con un banco de caldera de largo recorrido, dispuesto aguas abajo del sobrecalentador, Fig XXVI.20. Los gases a su paso por el sobrecalentador y por los tubos pantalla de la pared posterior, se enfrían por debajo de la temperatura de ablandamiento de la ceniza, antes de entrar en el banco de caldera. Para cenizas con temperaturas de ablandamiento muy bajas, hay que prestar atención a la ubicación de los sopladores. Los tubos de cada sección se conectan al colector inferior por el que entra el agua y al superior por el que sale la mezcla vapor-agua. Cuando los humos entran en el banco, el fluido fluye paralelamente a los tubos, que ofrecen así una limpieza fácil. Dentro del banco hay una cavidad central que acomoda sopladores retráctiles, y que permite el acceso del personal para la inspección visual de los tubos próximos a la entrada de la lanza de sopladores. Las deposiciones de ceniza retiradas durante el soplado, se recogen en una tolva conectada al cerramiento del banco de caldera. Los colectores de entrada a la sección tubular están espaciados y escalonados verticalmente, al tresbolillo, para facilitar la caída de la ceniza desprendida hacia la tolva. La deposición de partículas por impacto sobre los tubos del banco de caldera, es menos probable cuando la orientación del flujo de humos se dispone a lo largo de los tubos del banco, por lo que en el tramo descendente del mismo se puede incrementar la velocidad de los humos. Para mejorar la transferencia de calor, a cada tubo se sueldan aletas longitudinales, lo que minimiza la concentración de tensiones residuales, incluso, para aletas grandes de 2,5 (62,5 mm).

Soportes superiores Colectores salida Colector distribuidor salida Entrada humos Puerta acceso

Sellado techo estanco a gases Entrada humos

Apertura soplador Paso anérgico

Cerramiento pared lateral sobrecalentador

Deflector envolvente Deflectores cavidad sopladores

Acceso cavidad

Cerramientos pared membrana

Salida humos

Pared lateral Salida humos Tolva Colector distribuidor entrada Colector entrada

Fig XXVI.20.- Banco de caldera

Fig XXVI.21.- Economizador

Economizador.- La superficie termointercambiadora de la caldera se fija para una temperatura de salida de los humos del orden de 800ºF (427ºC), siendo la temperatura y presión del vapor saturado XXVI.-778

en el calderín de 610ºF (321ºC) y 1650 psig (114,8 bar), lo que permite utilizar una envolvente de acero al C para el cerramiento de los bancos del economizador, situados aguas abajo. El economizador modular tiene tubos aleteados verticales, dispuestos en múltiples secciones; cuenta con un flujo de agua ascendente y un flujo de gases descendente, Fig XXVI.21. La disposición más común consta de dos bancos; los humos entran por la parte superior de ambos bancos, de modo que el gas desciende y ofrece una gran facilidad de limpieza. Al igual que para el banco de caldera, se dispone una cavidad central, destinada a alojar los sopladores retráctiles. Las deposiciones de ceniza desprendidas durante el soplado, se recogen en tolvas unidas a la envolvente del economizador. La superficie termointercambiadora del economizador se establece para alcanzar una temperatura final de salida de los humos del orden de 100ºF (56ºC), más alta que la temperatura del agua de alimentación. Por problemas de corrosión en el lado frío, se establece una temperatura mínima de salida de los humos de 350ºF (177ºC) Para proteger las superficies tubulares de la corrosión, la temperatura mínima recomendada para el agua de alimentación que entra en el economizador, es de 275ºF (135ºC), que puede ser menor, 250ºF (121ºC), si se la trata adecuadamente. Sistema de disparo de emergencia.- En el diseño y funcionamiento de calderas recuperadoras de licor negro, hay que evitar que entre agua en el volumen del hogar, incluyendo la que pueda arrastrar el aire comburente. Cuando el agua entra en el recinto del hogar, o existe una fuga en las partes a presión del cerramiento del hogar, se realiza un disparo de emergencia, si no es posible realizar antes una rápida retirada de servicio de la unidad; la caldera se tiene que vaciar lo más rápidamente posible, hasta un nivel de 8 ft (2,4 m) por encima del punto central de la solera del hogar. El combustible auxiliar puede explotar, cuando se enciende la mezcla de combustible acumulada en determinados espacios del hogar, caldera, conductos y ventiladores que conducen los gases a la chimenea. Una explosión en el hogar se produce por la ignición del combustible acumulado, cuando el aire comburente se encuentra en la proporción de mezcla explosiva. El contacto de los materiales fundidos con el agua provoca su rápida vaporización y una explosión muy potente, con la consiguiente onda de choque. XXVI.7.- SISTEMAS AUXILIARES DE LA CALDERA RECUPERADORA Evaporación de licor negro.- La alta concentración de sólidos de licor negro requerida para una combustión eficiente, se obtiene mediante un proceso de evaporación del agua del licor negro pobre, en etapas múltiples. Un evaporador de etapas múltiples, Fig XXVI.22, consta de una serie de etapas vaporizadoras que operan a diferentes presiones. El licor negro débil, para su concentración hasta un contenido en sólidos del 80%, penetra en la planta de evaporación a 90ºC y baja presión (vacío), en unas cámaras en las que se logra una cierta evaporación del agua por flash, lo que a su vez permite controlar adecuadamente los compuestos volátiles que pasan al sistema de gases olorosos de la planta, por cuanto la cantidad de éstos, desprendida del licor, es grande cuando éste se somete al flash por primera vez al entrar en la planta; por bombeo se lleva desde la unidad (6) a la (1). El licor negro una vez concentrado se almacena en un tanque y se mezcla con el polvo del precipitador electrostático, reincorporando al proceso los elementos químicos contenidos en las sales del polvo. El vapor procedente de una etapa se suministra a la siguiente, que opera a menor presión que la precedente; del agua evaporada del licor pobre, se obtiene la misma cantidad de vapor a alta presión. XXVI.-779

Fig XXVI.22.- Evaporador de escalones múltiples

Los evaporadores modernos, como parte de cada etapa vaporizadora, incluyen un concentrador en la secuencia de flujo para alcanzar la concentración final del licor. Las etapas pueden ser con circulación forzada, y diseñadas para controlar las incrustaciones en la superficie termointercambiadora que pueden desarrollar los compuestos solubles e insolubles contenidos en el licor negro sobresaturado. - La evaporación y concentración del licor dan lugar a sales y compuestos inorgánicos, que exceden sus límites de solubilidad y precipitan formando lodos - Si las partículas de lodo se reciclan, los compuestos que precipitan se depositan en una superficie relativamente grande, en lugar de hacerlo en las paredes de los tubos, minimizando la incrustación - Las altas presiones y velocidades de circulación del licor en los tubos, eliminan la ebullición en el intercambiador de calor, en contraste con un concentrador de tipo pelicular, en el que la ebullición se debe producir en los tubos - Con altas concentraciones, la ebullición en los tubos endurece los compuestos insolubles sobre las superficies tubulares Cuando el licor procede de vegetales especialmente fibrosos, con más del 45% de sólidos, no es posible una elevada evaporación de sólidos; estas especies están asociadas a altas viscosidades y contenidos de sílice, que provocan ensuciamientos severos de la superficie del evaporador; en estas instalaciones se utiliza, con mayor eficiencia, la evaporación de contacto directo, en la que el licor y los humos se conducen de forma conjunta.  de los humos - Mientras en el evaporador se produce un descenso de temperatura, la entalpía   del agua evaporada presentes son prácticamente iguales a la entalpía del gas y del licor negro que entraron en el evaporador  como pérdida por radiación desde el evaporador - La diferencia entre ambos valores se considera  como fuga de aire hacia el evaporador  calor sensible aportado o absorbido por el licor negro - El contacto del gas acidifica el licor por absorción de CO2 y SO2, con lo que la solubilidad de los sólidos disueltos decrece, siendo necesaria una agitación continua; la acidificación da lugar a compuestos malolientes que se integran en el flujo de gases Los evaporadores de contacto directo que se utilizan en las unidades de calderas recuperadoras ciclón pueden ser tipo   cascada XXVI.-780

Evaporador ciclón.- Tiene una entrada tangencial de gases cerca del fondo cónico, Fig XXVI.23. - Los gases fluyen en espiral hacia la parte superior del recipiente cilíndrico, del que salen por una conexión axial - El contacto entre los gases y el licor negro, se facilita atomizando éste a la entrada del gas - Las gotas de licor se mezclan con los gases a alta velocidad y se centrifugan hacia la pared del cilindro - El licor reciclado fluye por las paredes del cilindro hacia abajo, arrastra las gotas y las partículas de gas hacia la parte inferior del evaporador, salen a través del drenaje y se llevan a un tanque sumidero - Desde este tanque se recicla licor hacia la parte superior del evaporador, a fin de mantener húmeda la pared interior y prevenir la acumulación de ceniza o un secado localizado

Fig XXVI.23.- Evaporador ciclón

Evaporador en cascada.- Consta de elementos tubulares espaciados horizontalmente, soportados entre dos placas laterales circulares, configurando una rueda, parcialmente sumergida en una piscina de licor contenida en la carcasa del evaporador. - Los tubos mojados giran lentamente dentro del flujo de gases - Cuando los tubos se elevan sobre el baño de licor, la superficie impregnada con licor negro contacta con los gases que fluyen a través de la rueda Oxidación del licor negro.- Cuando se utiliza un evaporador de contacto directo, se puede reducir el olor oxidando los compuestos de S en el licor, antes de su introducción en el evaporador; la oxidación estabiliza los compuestos sulfurosos para evitar su reacción con los gases, en el interior del evaporador, y la consiguiente liberación de los compuestos de mercaptanos. La oxidación reduce, pero no elimina, la descarga de compuestos gaseosos malolientes. La principal fuente de mal olor la constituye el propio evaporador de contacto directo; el olor se genera cuando los gases de combustión calientes entran en contacto con el gas sulfuro de hidrógeno del licor negro: 2 NaHS + CO2 + H 2 O = Na2 CO3 + 2 H 2 S La oxidación estabiliza el S del licor negro y lo convierte en tiosulfato, según la reacción: XXVI.-781

2 NaHS + 2O2 = Na2 S2 O3 + H 2 O La oxidación del licor negro supone una inversión elevada y altos costes de operación. Las instalaciones modernas de unidades recuperadoras incorporan evaporadores de etapas múltiples, eliminando así la necesidad de un evaporador de contacto directo. CALDERAS RECUPERADORAS DE LICOR NEGRO.- Las calderas recuperadoras tienen como misión recuperar los productos químicos de la pulpa, y se mantienen, para un determinado flujo de alimentación de licor negro, con una carga base, al contrario que las calderas energéticas de plantas termoeléctricas, en las que el flujo de combustible se modifica en función de la demanda. La concentración de sólidos del licor negro varía con: - El régimen de reciclado de las cenizas desprendidas de las superficies termointercambiadoras - El régimen de recogida en el precipitador - El régimen de retorno al sistema de flujo del licor negro Se pueden presentar fluctuaciones, según: - La superficie que están limpiando los sopladores - La frecuencia de la operación de soplado - La secuencia de golpeo de las placas colectoras del precipitador El diseño del sistema de licor negro debe facilitar una dispersión uniforme de la ceniza en el licor negro, minimizando la fluctuación de sólidos en el quemador, cuando: - Se incrementa la concentración de sólidos en el licor negro - Los quemadores se mantienen en una posición fija - El secado del licor tiene lugar durante la atomización y no en las paredes El sistema dispone de un calentador que ajusta la temperatura del licor negro a la requerida para alcanzar una óptima combustión y un mínimo arrastre de gotas de licor negro por la corriente del flujo de humos; el licor negro se calienta en un termointercambiador de carcasa y tubos, empleando vapor de baja presión en el lado de la carcasa y circulando el licor negro por el interior de los tubos. Existen dos diseños de calentador, que operan con una incrustación mínima sobre la superficie termointercambiadora y que permiten largos períodos de operación sin limpieza. - El primero utiliza un termointercambiador convencional con flujo de licor negro de un paso, y alta velocidad en los tubos de superficie pulida, para evitar la formación de escamas e incrustaciones. - El segundo recicla el licor negro a través de un termointercambiador estándar, con superficie tubular de acero inoxidable y altas velocidades para evitar la formación de incrustaciones Si la concentración de sólidos en el licor aumenta por encima del 70%, el almacenamiento puede llegar a convertirse en un problema, siendo cada vez más difícil mezclar la ceniza reciclada en el licor negro altamente concentrado. La ceniza reciclada puede retornar a un flujo de licor de concentración intermedia, del orden de un 65%, antes de su evaporación final en un concentrador. En este tipo de disposición, el licor se dirige hacia el hogar de la caldera recuperadora desde un tanque de expansión del producto del sistema evaporador. La temperatura del licor, tal como se quema, se establece mediante el control de la presión de operación del tanque de expansión. XXVI.-782

QUEMADORES DE LICOR NEGRO.- Existen dos diseños de quemadores de licor negro: - El oscilador - El de barrido vertical limitado (LVS) Quemador oscilador.- Se emplea cuando la concentración de sólidos en el licor es menor del 68%, (licores de baja concentración). El oscilador atomiza el licor negro sobre las paredes del hogar, en las que se deshidrata, y posteriormente cae sobre el lecho de subcoque. Los quemadores osciladores se ubican en el centro de la pared del hogar, entre las portillas de aire secundario y aireterciario, y giran y oscilan continuamente; atomizando el licor negro y cubriendo una ancha zona de las paredes por encima de la solera. Para la combustión con oscilador, la operación más satisfactoria se consigue con licor negro a 230ºF (110ºC) y 30 psig (3,1 bar). Quemador de barrido vertical limitado (LVS).- Se emplea cuando la concentración de sólidos en el licor es superior al 68%; el secado se completa en el proceso de atomización del licor negro hacia el interior del hogar, minimizando el licor sobre las paredes. Normalmente se usa en posición fija, aunque puede efectuar un barrido vertical para quemar licores bajos en sólidos o con pobres características de combustión. La temperatura y presión del licor negro atomizado influyen en el funcionamiento de la caldera recuperadora, ya que cuando son bajas dan lugar a gotas grandes de licor negro atomizado, lo que minimiza el arrastre de éstas por los humos. Cuando el secado se produce sobre la pared, las gotas grandes de licor negro: - Maximizan el licor atomizado sobre la pared - Minimizan el secado durante la atomización Cuando el licor negro se atomiza sobre las paredes, se deposita, crece y cae a la solera de subcoque. La mayor parte de este subcoque depositado frente a las portillas de aireprimario requiere el 40÷ 50% del aireprimario. Cuando el secado tiene lugar durante la atomización, en la zona de aireprimario alrededor de la periferia de la unidad se deposita un mínimo de subcoque, y se precisa menos flujo de aireprimario para mantener el subcoque frente a las portillas de aireprimario.

Fig XXVI.24.- Quemador de oscilación vertical limitada XXVI.-783

SISTEMA DE CENIZA.- Los compuestos de Na arrastrados por los gases de combustión se originan a partir de los efluvios y arrastre de gotas, procedentes de la parte inferior del hogar. La ceniza resultante se separa del flujo de humos y se recoge en tolvas ubicadas bajo los módulos de la caldera y el economizador y un precipitador electrostático elimina prácticamente la ceniza residual. La mayor parte de la ceniza arrastrada es Na2SO4 y se conoce como torta de sal. La ceniza recogida en las tolvas y en el precipitador se recicla y mezcla con el licor negro, en un tanque de mezcla, para recuperar sus contenidos de Na y S. La sal se lleva al tanque de mezcla por medio de: - Un sistema hidráulico de lodos húmedos de ceniza (transporte húmedo), ó - Mediante un transporte mecánico de cadena con paletas para ceniza (transporte seco), Fig XXVI.25 El sistema de ceniza seca se puede equipar con dos tanques de mezcla, uno para la ceniza de las tolvas de caldera y economizador y el otro para la del precipitador.

Fig XXVI.25.- Sistema de ceniza seca

Fig XXVI.26.- Tanque de mezcla de torta de sal XXVI.-784

En el sistema de retirada de ceniza húmeda, el licor negro fluye a través de las tolvas para transportar hidráulicamente la ceniza recogida; la salida de tolvas descarga por medio de tuberías en el tanque de mezcla; las tuberías se pueden obstruir con ceniza, por lo que un rebose de licor negro puede dar lugar a problemas de seguridad y limpieza; ésto ha conducido a una amplia aceptación del sistema seco de transporte de ceniza, aunque requiere más mantenimiento que el transporte hidráulico de ceniza. El tanque de mezcla, Fig XXVI.26, incluye un tamiz para asegurar que todo el material que pase por las bombas de combustible, sea lo suficientemente pequeño como para poder circular fácilmente por las toberas del quemador. SISTEMA DE AIRE COMBURENTE.- El aire comburente se facilita en tres niveles: primario, secundario y terciario, Fig XXVI.27, lo que permite optimizar las características funcionales de las diversas zonas del hogar: - La zona reductora es la inferior del hogar - La zona de secado del licor negro es la intermedia - La zona de combustión completa es la superior

Fig XXVI.27.- Sistema con tres zonas de aire y tres ventiladores

El flujo de aireprimario estabiliza la combustión y procura la zona caliente de reducción de los materiales fundidos; si el flujo de aireprimario aumenta más allá de lo necesario para lograr estos objetivos, la cantidad de Na2S reoxidada a Na2SO4 se incrementa. El aire que falta para el estequiométrico, se introduce como airesecundario por encima del lecho de  el régimen de secado del licor negro y la combustión de volátiles subcoque, que controla  y minimiza la formación de NO . El aire res x tante requerido para completar la combustión, se introduce como aireterciario. un ventilador simple  uno primario El sistema de aire se puede disponer con: dos ventiladores  otro secundario +terciario  tres ventiladores XXVI.-785

Para flexibilizar el funcionamiento se proveen derivaciones entre ambos lados de la unidad recuperadora para el aireprimario y el airesecundario y una conexión entre la zona frontal y la zona posterior, para el aireterciario. Las portillas de aireprimario van dispuestas en las cuatro paredes del hogar, a unos 3 ft (0,9 m) sobre el nivel de la solera. El aire se introduce por ellas a baja velocidad, con una presión estática de 3 ÷ 4 wg = (0,75÷ 1,0 kPa), que es suficiente para impedir la entrada del lecho. El aire eleva el subcoque de C, que está frente a las portillas sobre el lecho y mantiene la ignición. Por las portillas del nivel secundario se admite la mitad del aire total, a la presión y velocidad necesarias para penetrar en el hogar a 4÷ 6 ft = (1,2÷ 1,8 m) por encima de las portillas de aireprimario. En cada portilla se dispone un cortatiros de velocidad. La mezcla del airesecundario con los gases ascendentes procedentes del lecho, da lugar a la combustión de los volátiles, generandose el calor necesario para el secado durante la atomización del licor negro; la zona secundaria es la de mayor temperatura dentro del hogar de la caldera recuperadora.  la combustión requerida para el secado del licor negro El airesecundario viene determinado por:   el control de la altura del lecho - La combustión requerida para el secado del licor negro - El control de la altura del lecho El airesecundario decrece cuando aumenta la concentración de sólidos del licor negro. Las portillas de airesecundario se disponen en las paredes más largas del hogar, las laterales, ya que el hogar suele tener más profundidad que anchura. El resto del aire a temperatura ambiente, se admite a través de las portillas de aireterciario, ubicadas por encima de las lanzas de licor negro, Fig XXVI.13; en cada portilla se usan cortatiros de velocidad, y se suelen disponer en las paredes frontal y posterior El flujo terciario aumenta proporcionalmente al incremento de los sólidos. La acumulación de materiales fundidos y subcoque puede restringir la apertura de las portillas de aire y provocar un malfuncionamiento; la reducción del área de paso de una portilla de aire afecta a la presión y al flujo de aire en la misma. - Si se controla el flujo de aire, su presión se incrementa, lo que produce un empuje sobre el lecho, alejándolo de la pared del hogar - Si se controla la presión, el taponamiento de las portillas implica un descenso del flujo de aire Esto da lugar a una combustión menos efectiva en la zona primaria, con un descenso en la temperatura del hogar y un incremento de las emisiones. SISTEMA DE LIMPIEZA DE LAS PORTILLAS.- Las portillas de aireprimario se limpian continuamente en forma automática manteniendo así un área de flujo constante, lo que estabiliza la combustión en el hogar inferior con una eficiencia térmica máxima y bajas emisiones. Las portillas de airesecundario y aireterciario se limpian periódicamente ya que el taponamiento que en ellas tiene lugar es menos severo que en las primarias; el equipo de limpieza está integrado en los cortatiros de control de velocidad, lo que facilita la sincronización de los accionamientos de los cortatiros y de los limpiadores. Para mejorar la estabilidad en el hogar inferior, el aire de los niveles primario y secundario se precalienta en un calentador de aire con serpentín de vapor, utilizando vapor de baja presión a 50÷ 60 psig = (4,4÷ 5,5 bar). Si se realiza un precalentamiento adicional, con vapor a 150÷ 165 psig = (11,3÷ 12,4 XXVI.-786

bar), en el aire comburente se puede alcanzar una temperatura de 300ºF (149ºC). Cuando se queman licores negros de bajo poder calorífico o con fibras no leñosas, el aire se precalienta hasta 400ºF (204ºC). SISTEMA DE HUMOS.- Los humos que salen del economizador se conducen: - Por medio de dos conductos hacia las dos cámaras del precipitador electrostático equipadas con compuertas o cortatiros de aislamiento. Cada cámara del precipitador tiene capacidad para operar con el 70% de la carga de la caldera recuperadora; en el diseño de la cámara del precipitador, el flujo de humos incluye el vapor de sopladores y el aireexceso con los que debe operar la caldera a carga reducida. - Por el ventilador de tiro inducido que descarga en la chimenea. La velocidad del ventilador controla la presión interior del hogar, y como está aguas abajo del precipitador, trabaja con un gas más limpio. SISTEMA DE LIMPIEZA DE LA CENIZA.- El arrastre de ceniza por los humos del hogar depende de: - La velocidad de los humos - La distribución del aire - Las propiedades del licor negro El diseño de las superficies termointercambiadoras de la unidad recuperadora de calor, tiene que prever sopladores que utilicen vapor como medio de limpieza. La temperatura de los humos se calcula las velocidades para tener la certeza de que  son compatibles con los sopladores.  los espaciados de tubos Los altos contenidos de Cl y K en el licor negro, implican limpieza frecuente. Cuando una unidad se sobrecarga, se producen arrastres de ceniza y de compuestos sublimados de Na mayores, que conducen a la necesidad de un lavado con agua mucho más frecuente, siendo más complicada la retirada de las deposiciones de ceniza. SISTEMA DE COMBUSTIBLE AUXILIAR.- El objetivo de la caldera recuperadora es procesar el licor negro quemando un combustible auxiliar, como gas natural y/o fuelóleo, por medio de quemadores especialmente diseñados, dispuestos en el nivel secundario de aire. Los quemadores auxiliares se emplean para: - Elevar la temperatura del vapor durante la puesta en servicio - Mantener la ignición mientras se forma un lecho de subcoque - Estabilizar el hogar mientras se alcanzan las condiciones nominales de funcionamiento - Mantener la carga cuando opera como caldera energética - Quemar totalmente el subcoque durante la retirada de servicio En algunas instalaciones, la caldera recuperadora debe ser capaz de generar vapor usando sólo combustible auxiliar. Los quemadores auxiliares del nivel superior permiten combinar la combustión del licor negro y del combustible auxiliar, sin apenas interferir en el funcionamiento del hogar inferior, lo que no es posible cuando se encuentran operativos los quemadores auxiliares del nivel secundario y facilitan temperaturas de vapor mayores, con cargas bajas durante la puesta en servicio, lo que es importante para instalaciones papeleras que operan con turboalternadores alimentados con vapor de alta temperatura. SISTEMA DE LICOR VERDE.- Los materiales fundidos se disuelven en el licor verde, dentro de un tanque dotado de agitación. El licor verde se retira del tanque cuando tiene una densidad determinada XXVI.-787

y el volumen evacuado se sustituye por productos de lavado débiles, Fig XXVI.29. El flujo de productos fundidos entrante se dispersa y fragmenta finamente, para controlar la reacción del producto fundido-agua, disolviendo rápidamente el producto fundido en el licor verde; si en el tanque entran partículas extremadamente grandes pueden provocar explosiones. Cuando la superficie de una partícula de producto fundido entra en contacto con el licor verde se refrigera rápidamente, forma una cubierta alrededor de su núcleo caliente que rompe y explota, cuanto entra en contacto con el agua, dando lugar a una súbita liberación de vapor. Cuando los productos fundidos se enfrían y disuelven en el licor verde, se evacúan del tanque grandes cantidades de vapor y aire para disminuir la presión, en el caso de sobrepresión o explosión, saliendo al exterior partículas de materiales fundidos y gotas de licor verde, arrastradas por la mezcla vapor-aire expulsada, que contienen H2S, que se debe separar antes de que alcance la atmósfera. Para reducir las emisiones de H2S y atrapar las partículas arrastradas, se usa un lavador o depurador tipo chimenea, Fig XXVI.30, de forma que el NaOH residual absorba los gases malolientes.

Fig XXVI.28.- Campana para la evacuación de fundidos y disposición de chorros quebrantadores

Fig XXVI.29.- Sistema de licor verde XXVI.-788

Fig XXVI.30.- Depurador para chimenea de venteo

XXVI.8.- CALDERA RECUPERADORA DEL PROCESO DE SOSA Las características constructivas de las calderas recuperadoras Kraft de procesos con sulfato de Na se aplican también a las calderas recuperadoras de procesos con sosa, carbonato de Na, Na2CO3. En el proceso con sosa no hay presencia de S. La ceniza recogida en las tolvas de la caldera y del precipitador electrostático es Na2CO3, que se puede añadir directamente al licor verde en el tanque de dilución, no siendo necesario un tanque de mezcla de torta de sal.

Fig XXVI.31.- Caldera recuperadora de efluente XXVI.-789

En el hogar, el licor de sosa no forma el subcoque reactivo apropiado para que se pueda quemar en el lecho, por lo que el licor de sosa se atomiza por vapor y pulveriza finalmente dentro del hogar mediante quemadores de licor de sosa. La pulverización se deshidrata durante la atomización y la mayor parte de la combustión se produce en suspensión, en atmósfera oxidante. El aire comburente entra a través de las portillas primarias y secundarias, dispuestas en la periferia del hogar, estando la zona más caliente encima de la solera. El Na2CO3 fundido se recoge en la solera y se descarga por el canalón de productos fundidos; tiene un punto de fusión más alto que el del producto fundido del proceso Kraft, por lo que es más difícil de fragmentar y sangrar desde el hogar. En la parte baja de las paredes laterales se colocan quemadores de combustible auxiliar, cerca de la pared de evacuación, para mantener los productos fundidos en estado caliente y facilitar el sangrado. Una caldera recuperadora, diseñada para incinerar el efluente de este proceso, se presenta en la Fig XXVI.31, en la que: - El efluente concentrado se quema en una zona de combustión oxidante, formando ceniza a partir de la materia inorgánica - Para aumentar el bajo poder calorífico del licor, se quema gas natural de forma continua - La cantidad de combustible auxiliar se minimiza utilizando aire comburente a 600ºF (316ºC) - La materia inorgánica se sangra desde el hogar como producto fundido, recuperándose los productos químicos para su aprovechamiento en la planta papelera XXVI.9.- CALDERA RECUPERADORA PARA LICOR DE FIBRAS NO LEÑOSAS Existen países que no cuentan con recursos forestales adecuados para la producción de pulpa, por lo que utilizan fuentes fibrosas alternativas, como el bambú, el bagazo de la caña de azúcar, la caña y la paja. El licor negro obtenido de estos materiales fibrosos se caracteriza por una alta viscosidad y un elevado contenido en sílice. - La alta viscosidad limita el nivel de concentración del licor, siendo muy inferior al que se puede alcanzar con un licor fibroso leñoso - Otra limitación para operar con evaporadores de etapas múltiples es la formación de escamas e incrustaciones insolubles - Un alto contenido en sílice limita la concentración de sólidos del licor al 40÷ 50%; para concentraciones mayores hay que utilizar un evaporador en cascada o un evaporador ciclón La estabilidad de la combustión se alcanza mediante la provisión de aire a una temperatura máxima compatible con la operación de la planta. El aire caliente compensa las bajas concentraciones del licor y flexibiliza el ajuste de las condiciones de los fuegos. XXVI.10.- PROCESOS DE SULFITO La pulpa producida mediante el proceso de sulfito puede ser química o semiquímica: - La pulpa química se fabrica mediante los procesos de sulfito ácido y bisulfito, que difieren del proceso alcalino, en que el licor ácido se utiliza para la cocción de las virutas de madera. - La pulpa semiquímica requiere de una fibrarización mecánica de las virutas de madera, después de su cocción. El proceso de sulfito ácido tiene un pH inicial del licor de cocción entre 1 y 2 XXVI.-790

El proceso de bisulfito tiene un pH entre 2 y 6 El pH del licor de cocción utilizado en el proceso de sulfito neutro, está entre 6 y 10 Cuando el licor de sulfito gastado separado de la pulpa química y semiquímica (que contiene los productos químicos residuales de la cocción de los componentes disueltos de la madera), se evapora y quema, se recuperan los productos químicos mediante un sistema apropiado para cada base. Los molinos de pulpa del proceso de sulfito usan uno de los cuatro productos químicos básicos para la digestión de virutas de madera, Na, Mg, Ca, y NH3, para establecer un amplio campo de los productos de la pulpa. SODIO.- La incineración del licor cuya base es el Na produce una mezcla de compuestos, y requiere de un reprocesado relativamente complejo, de los productos químicos secundarios. El sistema reconstituye la base, para su reutilización en el ciclo de fabricación de la pulpa. El licor de base Na se puede quemar sólo o en combinación con licor negro, en una unidad recuperadora Kraft. La base se recupera como Na2S fundido y algo de Na2CO3, lo que constituye un aporte de productos químicos para un primer molino del proceso Kraft. La combinación del licor de sulfito y del licor Kraft, (recuperación cruzada), es normal en papeleras; tiene la ventaja de proveer una recuperación química sin necesidad de la compleja operación secundaria de recuperación, siendo la proporción del licor de sulfito en la recuperación cruzada, equivalente al requerimiento de aporte de Na en el ciclo del proceso Kraft. MAGNESIO.- El licor cuya base es el Mg, dispone de un sistema simple para la recuperación de calor y de todos los productos químicos; consiste en lo siguiente: - El licor agotado se quema a elevadas temperaturas en una atmósfera oxidante controlada, y la base se recupera en forma de ceniza reactiva de óxido de magnesio (MgO) - El óxido se recombina en un proceso secundario con el SO2 producido en la combustión, obteniéndose el ácido para la cocción en la fabricación de pulpa Pulpa de magnesio y proceso recuperador.- El interés por una mejor pulpa a partir de varios tipos de maderas, estimuló el desarrollo de técnicas de fabricación de pulpa utilizando la base-Mg. Existen dos métodos de fabricación, por medio de los cuales se puede producir una gran variedad de pulpas: - El sulfito ácido de Mg - El bisulfito de Mg, o Magnefite En estos procesos, la pulpa y el licor de sulfito empleado se descargan en un tanque de purga, desde el cual los contenidos del digestor, diluidos con licor de baja concentración, se bombean a los lavadores multietapa. El producto filtrado en el lavador de la primera etapa contiene entre 13÷ 15% de sólidos, entra en el tanque de almacenamiento del licor rojo gastado, que se concentra en el evaporador de escalones múltiples y se transfiere al tanque de licor de alta concentración, para operar en la caldera. La concentración de sólidos del licor tal como se quema, es del orden de 60÷ 65%; el licor se quema a 230ºF (110ºC), y se puede precalentar con vapor. El licor pesado se quema mediante quemadores atomizadores con vapor, ubicados en paredes opuestas del hogar. XXVI.-791

Los productos de la combustión del S y del Mg del licor pasan del hogar a la corriente de humos, como SO2 y partículas sólidas de ceniza de MgO. Los humos se enfrían cuando pasan a través de las superficies termointercambiadoras que generan vapor destinado a proceso y generación de energía. La mayor parte del MgO se retira del flujo de gases en un colector mecánico o en un precipitador electrostático y, posteriormente, se remoja para pasar a hidróxido de Mg, Mg(OH)2. El SO2 se recupera reaccionando con el Mg(OH)2 para producir un ácido bisulfito de Mg, en un sistema de absorción. El ácido final para cocción se filtra y almacena para su reutilización en el digestor. Combustión del licor de magnesio.- La Fig XXVI.32 muestra un diseño de hogar refrigerado por agua y revestido de refractario, de alta capacidad y bajo mantenimiento que quema el licor de base Mg. Las pequeñas partículas de licor se inyectan en el hogar por medio de atomizadores de vapor. Los quemadores opuestos facilitan unas condiciones muy turbulentas en la cámara de combustión, que se mantiene a una temperatura elevada, gracias al revestimiento de refractario. Se mantiene una atmósfera oxidante mediante la introducción controlada de aire, ligeramente superior a la requerida por la combustión estequiométrica. La combustión tiene que ser completa para que la ceniza de MgO producida tenga un contenido en C < 0,1% en peso, con una temperatura de humos a la salida del hogar de 2400ºF (1316ºC). El aire comburente, a una temperatura de 700ºF (371ºC), se suministra a través de la caja de aire de quemadores.

Fig XXVI.32.- Caldera recuperadora de licor rojo XXVI.-792

Absorción del SO2.- Los humos que salen del hogar contienen un 1% de SO2 en volumen. La absorción se consigue mediante el contacto de los humos con un ácido que contiene como absorbente sulfito de Mg, que absorbe el SO2 y forma el ácido bisulfito de Mg. Para mantener constante el nivel de sulfito de Mg en el ácido atomizado en el flujo de humos se añade una lechada de Mg(OH)2 CALCIO.- El licor de base Ca se concentra y quema en hogares y calderas parecidos a los de base Mg. Cuando se quema un licor agotado de base Ca, el calcio se presenta como óxido y sulfato de calcio, es arrastrado por el flujo de humos como ceniza volante en polvo, y se separa de los humos en precipitadores electrostáticos. En la actualidad, este proceso no se utiliza debido a sus inaceptables efluentes. AMONIACO.- El licor de base NH3 es el combustible ideal para producir productos de combustión con poca ceniza. La combustión del licor de NH3 se lleva a cabo en una caldera recuperadora simple; cuando se quema se descompone en N2 e H2. El licor concentrado de sulfito de NH3 se quema en un hogar refrigerado por agua, revestido por refractario. Los productos de la combustión, incluyendo el SO2 recuperable, salen del hogar y se refrigeran a su paso a través de las superficies termointercambiadoras de convección. El SO2 producido en la combustión se absorbe en un proceso secundario, y se produce ácido de cocción para la fabricación de pulpa; se obtiene una pequeña cantidad de ceniza procedente de los sólidos no combustibles, que se separa en un colector mecánico. En un sistema de absorción, el SO2 reacciona con un aporte de NH3, anhidro o acuoso, y produce ácido bisulfito de amonio. XXVI.11.- RECOLECCIÓN DE GASES OLOROSOS Recolección en la línea de fibras.- En la línea de fibra se recolectan gases olorosos concentrados (GOS) del vapor proveniente del tanque de expansión de condensado en el condensador de vapor de expansión, que se envían a la planta de evaporación junto con el venteo del tanque en el que se acumula el condensado. Los gases olorosos diluidos (GOL) se recolectan en toda el área de pasta cruda. Los gases provenientes del tratamiento inicial de las virutas con vapor se recogen en: - Silo de virutas - Doble tornillo dosificador de virutas - Tanque de amortiguación de licor Estos gases pasan por el condensador de alivio del silo de virutas, donde la fracción condensable se retiene en el tanque de condensado sucio y la fracción no condensable se lleva, junto con el venteo de dicho tanque, para su lavado en la torre de atomización del sistema de flujo de gases GOL de la línea de fibra. El condensado sucio obtenido se envía a la planta de evaporación. Recolección en la planta de evaporación.- Los gases GOL se recolectan desde todos los tanques de almacenamiento de licor negro: - Tanque de almacenamiento de condensados secundarios - Tanques de almacenamiento de licor débil - Pozo de planta de evaporación - Tanque de derrame - Tanque de almacenamiento de licor pesado XXVI.-793

Estos gases se lavan en el lavador de gases GOL de la planta de evaporación antes de mezclarlos con los demás gases GOL de la planta y se queman a través de la pared trasera, al nivel del airesecundario,

de la caldera de recuperación. Los gases GOS se recolectan en:  

Tanque de almacenamiento de licor de combustión Planta de producci ón de metanol Tanque de almacenamiento de condensado sucio Pozo de vacío - Tanque mezclador de licor negro Recolección en la caldera de recuperación: Gases GOL:  - Tanque de dilución Recolección en la planta de licor blanco.- En la planta de licor blanco solamente se generan gases GOL (HVLC), los cuales se recolectan de todos los tanques y equipos del proceso de recausticación, a excepción de los siguientes: - Tanque de lodo de cal - Filtro de lodo de cal - Filtro de escoria - Tanque de condensado caliente

Fig XXVI.33.- Sistema de incineración de gases olorosos, central de Botnia, Uruguay

XXVI.12.- CALDERAS DE GASES OLOROSOS a) Calderas de gases de bajo volumen y alta concentración (GOS, LVHC).- La caldera de ga como sistema de reserva ses GOS tiene dos funciones:   para la preparación de bisulfito de Na - La caldera de recuperación estará equipada con un quemador independiente para incinerar los gases GOS - La caldera auxiliar para gases GOS se utiliza en forma paralela, cuando la demanda de bisulfito a XXVI.-794

utilizar en la planta de blanqueo lo requiera y durante los arranques y paradas como sistema de reserva. Como combustible de apoyo utiliza gasoil liviano y/o metanol líquido. Los gases GOS tienen un alto contenido en S, siendo función de la caldera auxiliar de incineración el oxidar estos gases a SO2. Los gases de combustión (ricos en SO2) pasan a través de un sistema de lavado de gases produciendo NaHSO3 como subproducto; este bisulfito se utiliza en la planta de blanqueo para la eliminación del dióxido de cloro residual. Los gases de combustión se descargan a través de un conducto a la chimenea principal. Está caldera, diseñada para trabajar a presión, está conectada con la red de media presión de la planta.

Fig XXVI.34.- Caldera de gases GOS, y sistema de producción de bisulfito, central de Botnia, Uruguay

Fig XXVI.35.- Caldera de gases GOL, Botnia, Uruguay

b) Calderas de gases de gran volumen y baja concentración (GOL, HVLC)  como sistema de reserva de gases GOL La caldera de gases GOL tiene dos funciones:   para producir vapor durante los arranques y paradas Normalmente los gases olorosos de gran volumen y baja concentración, que provienen de los venXXVI.-795

teos de equipos y tanques, se colectan y conducen a través de lavadores de gases, para su utilización como aire en la caldera de recuperación, introduciéndose al mismo nivel que los gases secundarios. La caldera de gases GOL se utiliza durante los arranques y paradas y en el caso en que la caldera de recuperación no esté operativa, por lo que los tiempos de espera en que hay que usar esta caldera son muy cortos; está diseñada para trabajar a presión por lo que también está conectada a la red de media presión de la planta. Recolección de gases diluidos para la incineración en la caldera de recuperación.- El control de las emisiones TRS (Total Reduced Sulphur) se puede dividir en dos: - Tratamiento de gases no condensables olorosos (NCG) que contienen del orden de 4 kg TRS/Tm, (medidas como S) - Gases olorosos diluidos que contiene alrededor de 0,5 kg TRS/Tm (medidas como S) Los gases olorosos concentrados NCG se producen en las plantas de cocción y de evaporación; en general, su tratamiento se lleva a cabo por su disposición para la incineración en la caldera de recuperación, o su depuración alcalina u oxidante. Los gases de gran volumen y baja concentración, se forman: - En el manejo del licor negro y blanco - En el lavado de la pulpa - Con restos de licor negro y blanco en las alcantarillas variando su composición según el caso. La recogida se lleva a cabo con tuberías de gas y ventiladores de transferencia de gas. Los gases malolientes empobrecidos recogidos, se incineran en la caldera de recuperación como airesecundario o aireterciario. En una fábrica de 1000 Tm/día, el volumen normal de gases diluidos NCG es del orden de 50000÷ 100000 m3 /hora, dependiendo del tipo de planta. Si es de lavado con difusor, los volúmenes son menores que con lavadores a presión. Las emisiones TRS de gases de alto volumen y baja concentración, se pueden reducir casi totalmente, recolectándolos y quemándolos. Recolección e incineración de gases olorosos (concentrados y débiles) en el horno de cal.El control de estos gases originados por las emisiones TRS (Total Reduced Sulphur), puede ser de - Tratamiento de gases no condensables concentrados ( NCG) dos tipos:  - Tratamiento de gases malolientes diluidos o empobrecidos La incineración de los concentrados NCG se puede hacer en el horno de cal o en un incinerador especial equipado con un depurador de SO2. Los gases concentrados NCG contienen más del 90% de todos los compuestos TRS generados en la cocción de la pulpa. Los gases de bajo volumen y alta concentración, cuya composición varía mucho en cada caso, se forman en: - El sistema de recuperación de trementina - En los condensadores de vapor fugaz del digestor continuo - Los tanques de almacenaje de condensados contaminados - La reducción de presión de gases no condensables en la evaporación - Los tanques de condensados en la evaporación Las principales fuentes de gases malolientes diluidos, son: XXVI.-796

- El equipo de lavado y depuración de la pulpa cruda - Los tanques de pulpa y del licor de lavado en las etapas de lavado y depuración - Los tanques de almacenamiento de licor negro en la planta de evaporación - Los tanques de almacenamiento de licor blanco en la planta de causticación La recogida, se lleva a cabo a través de tuberías de gas, eyectores y sopladores para transferencia de gases. Los gases malolientes diluidos recogidos se pueden incinerar: - Bajo la forma de airesecundario en el horno de cal, o en un incinerador especial de NCG - En una caldera de cortezas - En cualquier otra caldera auxiliar - Como airesecundario o aireterciario en la caldera de recuperación En una fábrica Kraft, las emisiones de TRS se pueden reducir por encima del 90%, recogiendo e incinerando los compuestos de TRS concentrados. La ventaja de quemar los gases malolientes en el horno de cal, es que no se necesita una hogar extra; el S presente en el gas puede ser absorbido por la cal, lo que disminuye la emisión de SO2. No obstante, en el horno de cal, sólo se puede absorber una cantidad limitada de S por el Na gaseoso, para formar sulfato de Na. En el lodo de cal, el principal compuesto que absorbe el S es el carbonato de sodio Na2CO3. Cuando esta capacidad de absorber el S se termina, se libera SO2. Este efecto se refuerza, cuando los gases malolientes no condensables se incineran en un horno de cal; por consiguiente, las emisiones de SO2 están normalmente en relación directa con el flujo de gases olorosos. La formación de SO2 se minimiza: - Reduciendo el contenido de S en el combustible - Removiendo previamente por un depurador los compuestos sulfurados antes de quemar los gases malolientes no condensables NCG en el horno de cal El control de TRS puede reducir también la cantidad de compuestos malolientes liberados en la planta de tratamiento de aguas residuales; un 10÷ 15% del combustible usado en el horno de cal se puede reemplazar por el contenido energético de los gases malolientes concentrados. Sin embargo, la variación de la cantidad de energía del gas, puede dificultar la obtención de una cal de buena y uniforme calidad. Para minimizar el problema de la variación de calidad del gas, el metanol que sale de la columna del depurador puede condensar, lo que requiere costos de inversión adicionales.

XXVI.-797

XXVII.- CENTRALES QUE QUEMAN BASURAS http://libros.redsauce.net/

Los métodos utilizados para la eliminación de las basuras, han pasado por la mezcla con aguas negras, la alimentación animal, los vertederos, terraplenes y rellenos y la incineración. En la actualidad, los métodos de eliminación de basura vienen determinados por el coste y el impacto medioambiental, siendo el principal la constitución de vertederos, terraplenes y relleno de terrenos. La incineración, sin recuperación de calor, no ha sido una opción popular, ni económicamente aceptable, por las normas medioambientales responsables del control de la contaminación atmosférica y por la alternativa barata de los terraplenes. La evolución de la recuperación de calor por incineración en calderas de calor residual o calderas recuperadoras de calor fue, en principio, en calderas de agua caliente, posteriormente en calderas de vapor de baja presión y temperatura y, en la actualidad, en calderas de paredes de agua con hogares mecánicos integrados. Los parámetros de diseño y las características de funcionamiento de una caldera que quema basuras, dependen de sus componentes, que varían con el tiempo y con el lugar. En USA, los residuos sólidos municipales (MSW) se componen de papeles y plásticos, con un contenido en humedad más bajo y un poder calorífico más alto, que los del resto del mundo. La Tabla XXVII.1 recoge algunos análisis representativos de basuras, que cubren un campo de poder calorífico superior desde 3000-6000 Btu/lb = (6.978 a 13.956 kJ/kg). Con las crecientes comodidades en alimentos, plásticos, embalajes, contenedores y las decrecientes cantidades de restos de comida en las basuras, el promedio de los residuos sólidos urbanos ha aumentado su poder calorífico y disminuido su contenido en humedad Tabla XXVII.2. En el reciclado del vidrio, aluminio y otros metales, se ha producido un incremento del poder calorífico de las basuras, mientras que en el reciclado de papeles y plásticos, ha disminuido. En la actualidad se espera un reciclado del 40%, que las instalaciones transformadoras de basura en energía quemen el 50%, y el 10% restante se destine a vertederos, terraplenes y relleno de terrenos. El crecimiento de las instalaciones transformadoras de basura en energía en USA, (1980), se aceleró debido a los crecientes costes del vertido en terraplenes y a la creación por el gobierno de un mercado para la venta de energía eléctrica. XXVII.-799

Tabla XXVII.1.- Algunos análisis representativos de basuras Potencia calorífica inferior

Análisis de combustibles de basuras, tal como se recibe, en % en peso

Btu/lb

KJ/kg

Carbono

Hidrógeno

Oxígeno

Nitrógeno

Azufre

Cloro

Ceniza

Humedad

3000

6978

16,88

2,33

12,36

0,22

0,15

0,34

32

35,72

3500

8141

10,69

2,72

14,42

0,26

0,18

0,38

30

32,35

4000

9304

22,5

3,1

16,49

0,3

0,21

0,42

27

29,98

4500

10467

25,32

3,49

18,55

0,34

0,24

0,46

23

28,6

5000

11630

28,13

3,88

20,62

0,38

0,27

0,5

21

25,22

5500

12793

30,94

4,27

22,68

0,42

0,3

0,54

18

22,85

6000

13956

33,76

4,66

24,75

0,46

0,33

0,58

14

21,46

Conforme se van cerrando las antiguas zonas de vertido (terraplenes), cada vez resulta bastante más difícil encontrar nuevos lugares que, además, se ubican lejos de las fuentes originarias de basuras, con el consiguiente aumento de los costes del transporte de las mismas. La preocupación de contaminación del agua terrestre han conducido a diseños de terraplenes caros, con varias capas de contención y sistemas de vigilancia) y control. La eliminación de las basuras es un problema a nivel mundial, y no es de fácil solución; para ello hay que: - Generar menos basuras - Reciclar componentes, que se puedan reutilizar económicamente - Quemar las basuras residuales - Verter la ceniza de la combustión en terraplenes y rellenos XXVII.1.- COMBUSTIÓN DE BASURAS Para quemar las basuras municipales se utilizan dos técnicas, que se distinguen por el grado de preparación del combustible COMBUSTIÓN EN MASA.- Se utiliza la basura tal como se recibe, sin preparación alguna, Fig XXVII.1; sólo se retiran de la misma los artículos que son demasiado grandes o incombustibles. Los vehículos de recogida de basuras las descargan y vuelcan directamente en los fosos de almacenamiento, desde donde se transportan hasta la tolva de carga de la parrilla del hogar mecánico.

Fig XXVII.1.- Esquema de caldera de combustión en masa XXVII.-800

La fracción combustible de las basuras se quema y la no combustible pasa a través del hogar mecánico cayendo al foso de ceniza, de donde se recupera para llevarla a su vertido final. COMBUSTIÓN DE BASURAS PREPARADAS.- Emplea como combustible la basura preparada (RDF), a partir de la basura tal como se recibe; las operaciones a realizar son: - Separación y clasificación - Recuperación para lograr productos vendibles o reciclables Fig XXVII.2 - El material restante se lleva a los alimentadores de la caldera y al emparrillado sinfín de la misma El combustible derivado de basuras (RDF) se quema, parcialmente en suspensión y parcialmente en masa sobre la parrilla del hogar mecánico. También se pueden quemar en suspensión las partículas finamente trituradas, para complementar los fuegos convencionales en las grandes calderas utilizadas para la generación de electricidad.

Fig III.2.- Esquema de preparación de combustible derivado de basura (RDF)

Fig XXVII.3.- Esquema de planta transformadora de basuras (RDF), (Palm Beach Resource Recovery Facility) XXVII.-801

Tabla XXVII.2.- Tendencias en los porcentajes de componentes de las basuras en USA Incremento de poder calorífico, por tonelada de basura 1960 4.200 Btu/lb

1980

(9.769 kJ/kg)

4.500 Btu/lb

2000

(10.467 kJ/kg)

5.200 Btu/lb

(12.095 kJ/kg)

Incremento del % de papel y cartón

Incremento del % de plásticos

Reducción de desperdicios alimentarios

1970 (33%)

1970 (2,7%)

1970 (11,5%)

CORROSIÓN.- Los humos de las basuras municipales son, en general, muy corrosivos. Los componentes causantes de la corrosión presentes en los carbones, aceites y otros combustibles, están también en las basuras, Tabla XXVII.3. Tabla XXVII.3.- Componentes corrosivos en combustibles Carbones

Sodio

Azufre

Potasio

Aceites

Sodio

Azufre

Vanadio

Basuras

Sodio

Azufre

Potasio

Vanadio

Cloro

Plomo

Cinc

Fig XXVII.4.- Corrosión del acero al C, en cloro y ácido clorhídrico

La corrosión que se presenta en las calderas que queman basuras se provoca por los cloruros que se depositan en el hogar, en el sobrecalentador y en los tubos del banco de caldera. Los mecanismos de corrosión por cloruros son: - Por ácido clorhídrico (HCl) en los humos - Por deposiciones de NaCl y KCl en las superficies tubulares - Por cloruros metálicos de bajo punto de fusión (ZnCl2 y PbCl2) - Por estar fuera de servicio con sales húmedas en las superficies tubulares La pérdida de metal tubular debida a la corrosión, depende de la temperatura, Fig XXVII.4. Las calderas que queman basuras y operan a presiones de vapor altas, tienen temperaturas más elevadas en los tubos del hogar. La temperatura del metal de los tubos del sobrecalentador depende de la temperatura del vapor que contienen en su interior, que es quien controla la temperatura del metal tubular, en lugar de ser la temperatura de los humos exteriores a los tubos. La corrosión en la zona del hogar se agrava como consecuencia de un deficiente tratamiento químico del agua. Si en la pared interior de los tubos se forman deposiciones, la temperatura del metal tubular se incrementa y la corrosión en el hogar se acelera. Las normas de calidad del agua de alimentación y del agua de caldera son de igual exigencia en unidades que queman basuras y en las que queman otros combustibles. No obstante, las normas para el mantenimiento de la calidad del agua es más crítica en las calderas que queman basuras, debido a la naturaleza altamente corrosiva de su combustible. XXVII.-802

Corrosión del hogar inferior.- La atmósfera de la parte más baja del hogar, en unidades de combustión en masa y en las de combustión de RDF, cambia constantemente entre atmósfera oxidante y atmósfera reductora y puede acelerar la corrosión, por lo que deben contar con alguna forma de protección contra la misma. El área protegida se debe extender a las cuatro paredes del hogar, hasta una altura de unos 30 ft (9,1 m) por encima de la parrilla, cota en la que con cierta seguridad predominan las zonas oxidantes. UNIDADES DE COMBUSTIÓN EN MASA.- Todas las calderas para basuras con combustión en masa, incorporan algún tipo de protuberancia en forma de clavos y un refractario de carburo de silicio (CSi), para proteger las paredes membrana del hogar inferior, Fig XXVII.5. El material refractario debe tener una conductividad térmica elevada, que minimice la reducción de la efectividad de la superficie refrigerada por agua, protegida por el carburo.

Fig XXVII.5.- Protuberancias y refractario del hogar inferior de una unidad quemando en masa

Fig XXVII.6.-Ubicación y tipo de refractario en una unidad que quema en masa

XXVII.-803

Existen zonas (bordes de parrillas) en las que su resistencia puede disminuir debido al desgaste por basura combustible erosión, originada por el rozamiento de la  , cuando se desplazan con la parrilla ha ceniza cia la descarga de ceniza. En estas zonas se utilizan materiales de CSi que ofrecen una buena resistencia a la erosión, aunque tienen menor conductividad térmica. Una alternativa mejor para proteger los bordes de la parrilla, consiste en la utilización de bloques de refractario, rígidamente unidos a las paredes del hogar, en todo lo alto de la boca de la tolva de carga, que es de unos 4 ft (1,2 m), en la pared frontal del hogar, y hasta 1 ft (0,3 m) de altura en el lado de descarga de la ceniza, Fig XXVII.6. La disposición, longitud y diámetro de los clavos se escogen con cuidado, con vistas a la posibilidad de mantener el refractario en su sitio y maximizar la transferencia de calor a lo largo de los clavos, hacia los tubos de las paredes del hogar, con el fin de: - Facilitar la máxima refrigeración, para mantener la temperatura del refractario tan baja como sea posible, lo que influye en la vida del refractario, en el ensuciamiento de las paredes del hogar y en los costes de mantenimiento. - Tener una menor superficie termointercambiadora en la parte superior del hogar, para lograr la temperatura deseada en los humos que salen del hogar, como consecuencia de la mayor cantidad de calor retirada en la parte inferior del mismo. Unidades que queman combustibles derivados de basuras.- Con anterioridad a 1980, las calderas que quemaban combustibles derivados de basuras (RDF) se instalaban con tubos desnudos de acero al C en la parte inferior del hogar y sin protección alguna, sin tener en cuenta la corrosión en el hogar inferior. Las primeras unidades, que operaban a baja presión y temperatura del vapor, no experimentaron problemas de corrosión. Cuando se aumentó la presión y temperatura en las unidades, la corrosión se incrementó y se hizo necesario proteger el hogar inferior. En las unidades de combustión de RDF se ensayaron los mismos diseños de clavos y refractario, que se utilizaron en las unidades de combustión en masa, lo que resolvió un problema, y planteó otro nuevo. En este proceso de combustión, un alto porcentaje de la combustión se desarrolla en suspensión, con altas temperaturas de las llamas, en la parte baja del hogar. Cuando se aplican clavos y refractario, los tubos de la parte inferior del hogar están aislados, de - La transferencia de calor es menor modo que:  , lo que da lugar a - La temperatura de los gases de combustión en el hogar inf erior es mayor una escorificación sobre la superficie del refractario que cubre las paredes del hogar inferior. Para proteger los tubos desnudos de acero al C en la parte baja del hogar, de la corrosión de los cloruros encontrados en las calderas que queman basuras, en lugar de proceder al aislamiento térmico de estos tubos, se les recubre con una capa soldada de material Inconel, que se ha mostrado efectiva al minimizar la corrosión (1980).

Fig XXVII.7.- Tubo bimetálico XXVII.-804

En 1989 se toma la decisión de proteger los tubos con Inconel durante el proceso de construcción de las unidades; los tubos bimetálicos, constituidos por un tubo interior de acero al C y un tubo exterior de Inconel, Fig XXVII.7, permitía alcanzar una protección más uniforme que la obtenida por soldadura de una capa superpuesta. En la actualidad, en las calderas que queman combustibles derivados de basuras (RDF), el tubo bimetálico constituye el estándar industrial para la protección contra la corrosión en la parte inferior del hogar. XXVII.2.- COMBUSTIÓN EN MASA La combustión en masa es la tecnología de combustión de basuras más común en todo el mundo. En USA, (cuyo combustible de basuras tiene mayor poder calorífico y menor contenido en humedad), tendían a grandes unidades regionales, diseñadas para mayores presiones y temperaturas de funcionamiento, (generación de electricidad), en lugar de construir pequeñas plantas locales como en Europa y Japón, que se destinaban a la producción de agua caliente y vapor a baja presión para calefacción.

Fig XXVII.8.- Instalación para combustión en masa

Cuando aumentan y generalizan las preocupaciones medioambientales, muchas de las primitivas unidades de combustión de basuras experimentaron problemas de funcionamiento, relacionados con: - Altas tasas de escorificación en el hogar; - Mayores temperaturas de salida de los humos del hogar, que provocaban recalentamientos del metal de los sobrecalentadores y a excesivos ensuciamientos en las secciones de convección - Fallos de tubos a consecuencia de la corrosión acelerada relacionada con la temperatura de los mismos - Producción de dioxinas y furanos durante el proceso de combustión, relacionada con un sistema de combustión inadecuado, sin las óptimas turbulencias y mezcla de combustible y aire en el hogar inferior. Tamaño de la planta de caldera.- Una planta de basuras de debe dimensionar para manipular las basuras que se vayan a entregar a la planta, independientemente de su poder calorífico. La caldera se diseña para la máxima entrada de basura diaria, considerando un poder calorífico medio de las basuras, del orden de 4500 Btu/lb (10.467 kJ/kg). En USA estos valores suelen ser de 5200 ÷ 5500 Btu/lb = (12.095 ÷ 12.793 kJ/kg). XXVII.-805

Fig XXVII.9.- Unidades quemando en masa

Capacidad del hogar mecánico.- El hogar mecánico para quemar basuras, tiene dos límites: - El correspondiente al aporte de calor - El relativo al peso diario aceptable de basura Si una planta de 1000 ton/day (907 Tm/día) de basura tiene dos calderas iguales de 500 ton/day (454 Tm/día), cada una, y el poder calorífico de basura que se considera para el diseño es de 5000 Btu/lb (11.630 kJ/kg), cada caldera tiene un límite máximo de aporte de calor de 208,3.106 Btu/h (61,1 MWt ). Si el poder calorífico de la basura es superior a 5000 Btu/lb (11.630 kJ/kg), el límite máximo de aporte de calor no se puede exceder, por lo que el nº de toneladas diarias se ha de reducir a menos de 500 ton/day (454 Tm/día). Si el poder calorífico considerado es inferior a 5000 Btu/lb, la unidad puede procesar más de 500 ton/day (454 Tm/día) de basura, hasta el límite máximo de toneladas diarias del hogar mecánico, que se define: - En función de la capacidad de basuras por unidad de anchura, que es un dato para una óptima alimentación y distribución del combustible - Como consecuencia de un límite de peso por unidad de superficie, que es un límite estructural. Estos límites se encuentran en el siguiente campo: - 30 ton/day (27 Tm/día) por ft (0,3 m) de anchura frontal - Flujo másico por unidad de superficie de parrilla, 65 lb/ft2h (2,74 kg/m2h) La superficie de la parrilla se establece en función de la velocidad de liberación de calor, del orden de 300.000÷ 350.000 Btu/ft2h = (946.350÷ 1.104.080 W/m2), aunque para combustibles con bajo poder calorífico y altas humedades, esas cifras pueden ser inferiores; la anchura y profundidad del hogar mecánico están también relacionadas, para cada tipo de combustible. XXVII.-806

- Con un alto poder calorífico, un combustible de baja humedad requiere un hogar mecánico menos profundo, ya que el combustible tiende a quemarse con mucha más rapidez - Con un bajo poder calorífico, un combustible de alta humedad requiere un hogar mecánico estrecho y más profundo, ya que en este caso se precisa un mayor tiempo de residencia en la parrilla del hogar mecánico Combinando estos criterios se puede fijar el nº máximo de Tm/día del hogar mecánico. Existe una carga mínima, a manipular en un hogar mecánico dado, que se define en función del nº de Tm/día mínimo y del aporte de calor mínimo para una buena combustión.

Fig XXVII.10.- Diagrama correspondiente a una unidad de caldera que quema 500 ton/day (454 Tm/día) de basura con 5.000 Btu/lb (11.630 kJ/kg).

Diseño del hogar mecánico.- La combustión de residuos sólidos municipales (MSW) requiere un hogar mecánico robusto y fiable, para poder transportar y quemar con éxito basura sin clasificar. La mayoría de los hogares mecánicos utilizan algún tipo de acción oscilante (vaivén), en los distintos eslabones que componen la parrilla, Fig XXVII.11a, la cual se diseña con filas de eslabones, alternativamente móviles y estacionarios, en escalera, con una pendiente descendente para ayudar a mover la basura a lo largo del hogar. Cada fila solapa con la siguiente, y las filas alternadas se soportan desde un bastidor móvil, accionado por cilindros hidráulicos, Fig XXVII.11b.

Fig XXVII.11a.b.- Parrillas oscilantes de hogar mecánico XXVII.-807

La acción de las parrillas oscilantes hace que la basura ruede y mezcle a través de todo el hogar, exponiendo continuamente nuevo material a las altas temperaturas del lecho y facilitando que el aire comburente entre en contacto con todas las partes de la basura que se encuentren en combustión. Para basuras de bajo poder calorífico y alta humedad, el diseño del hogar mecánico incorpora entre uno y tres eslabones especiales que se ubican al final de cada módulo de la parrilla, según sea la longitud global del hogar mecánico. Estos eslabones provocan una acción de desplome y rodadura de la basura, cuando la combustión se verifica fuera de los mismos, lo que puede dar lugar a enormes desviaciones en las emisiones de CO. La posibilidad de controlar el aire inferior de la parrilla, en múltiples zonas a lo largo y ancho y del hogar mecánico, constituye un factor importante para minimizar las emisiones de CO y los NOx, lo que se consigue con un adecuado diseño del hogar mecánico. Manipulación del combustible.- Los residuos sólidos municipales (MSW) entregados a la planta de basuras se descargan directamente en el foso de almacenamiento, que también sirve para mezclar el combustible, obteniéndose unas características en composición y poder calorífico, compatibles con las calderas. Sistema de alimentación de combustible.- Para alcanzar una combustión, con mínimas emisiones de CO y NOx y una generación constante de vapor, es indispensable controlar la alimentación de combustible. En la parte inferior de la tolva de carga de alimentación, hay unos brazos hidráulicos que empujan el combustible sobre la parrilla del hogar mecánico, a una velocidad determinada. El control hidráulico de los brazos se realiza ajustando la velocidad de desplazamiento o el número de carreras, por hora, de los émbolos. Sistema de aire comburente.- El aireprimario se alimenta a las cámaras de aire situadas bajo cada módulo de la parrilla. Una compuerta de regulación situada a la entrada de cada una de estas cámaras, controla el aire que entra bajo cada sección, Fig XXVII.12. La superficie de la parrilla se diseña para admitir, de forma uniforme en todo el área de parrilla, el aireprimario hacia la basura que se encuentra en combustión. Para ello se proveen unas pequeñas portillas o toberas de aire, sobre la superficie de las barras individuales de los diversos eslabones de la parrilla. Estas portillas de aire engloban unas aberturas que equivalen al 3% del área de la parrilla, lo que garantiza la suficiente caída de presión para una buena distribución del flujo de aire a través de la parrilla, independientemente de la profundidad de la basura que haya sobre la misma. Los sistemas de aire por debajo de la parrilla, se diseñan para el 70% del aire total, aunque durante la operación normal el aire bajo parrilla no llega a un 60% del total. Como la basura contiene un alto porcentaje de volátiles, una gran parte del aire comburente entra en el hogar como airesecundario, (aire por encima del lecho de combustión), a través de las paredes del hogar. Las portillas de airesecundario se ubican en las paredes frontal y posterior del hogar, de modo que éste fluya paralelamente al flujo normal que discurre dentro de la unidad. Los sistemas de aire sobre el lecho se diseñan para el 50% del aire total comburente, suministrando durante la operación normal hasta un 40% del total. La función del airesecundario sobre el lecho es: - Facilitar el aire y la turbulencia necesaria, para mezclar los humos con el aire comburente - Suministrar el oxígeno necesario para la combustión completa de los volátiles, en la parte baja del hogar

XXVII.-808

. Fig XXVII.12.- Sistema de aire comburente

El aireexceso en el hogar está entre el 80 ÷ 100%, y una combustión se asume completa cuando el valor del CO presente en los humos del hogar es de 100 ppm o menos. Para ayudar a la combustión de combustibles húmedos, durante extensos períodos de tiempo lluvioso, el sistema incluye calentadores de aire con serpentines de vapor, diseñados para alcanzar temperaturas de aire entre 300 ÷ 350ºF = (149 ÷ 177ºC), con el fin de secar estos combustibles y mantener la temperatura en el hogar; se utilizan para el aireprimario ya que este aire es el que directamente ayuda al secado del combustible húmedo; se diseñan de forma conservadora, con un espaciado entre aletas entre 5 ÷ 6,4 mm. La mayoría de las plantas toman el aire comburente del foso de almacenamiento, con el fin de minimizar los olores, el cual suele estar contaminado con polvo y materiales textiles que pueden obturar los serpentines de vapor, por lo que hay que incluir algún tipo de filtro para mantenerlos limpios. Para combustibles con humedad muy alta se pueden utilizar (excepcionalmente) quemadores de combustible auxiliar, para estabilizar la combustión en el hogar. En operación normal no se necesitan quemadores de combustible auxiliar, ni calentadores de aire con serpentines de vapor, para alcanzar una buena combustión. SISTEMAS DE MANIPULACIÓN DE CENIZA.- Una vez quemada la basura, la ceniza toma la forma de: - Ceniza ligera, ceniza volante en polvo - Ceniza basta, o escoria, que sale de la parrilla del hogar mecánico La ceniza volante en polvo se arrastra por el flujo de humos, hasta que se retira mediante un aparato de recogida, o cae en las tolvas de la caldera, del economizador o del calentador de aire. La escoria de la parrilla del hogar, que se expulsa directamente al exterior, consta de: - Ceniza del combustible - Deposiciones de ceniza sobre la parrilla - Ceniza procedente de las paredes del hogar - Ceniza procedente del sobrecalentador, en algunos diseños XXVII.-809

y sale por la canalización del extremo de descarga de la parrilla y por las tolvas del hogar. Extractor de ceniza de brazo móvil.- La escoria de las unidades de combustión en masa y hogar mecánico, puede contener grandes trozos de material no combustible; su tamaño puede variar desde finas partículas, hasta la de objetos pesados no combustibles, contenidos en la basura. La escoria procedente del canal de descarga de la parrilla cae en un baño de agua que forma parte del extractor de ceniza de brazo móvil, Fig XXVII.13, el cual apaga la escoria y controla la pulverización.

Fig XXVII.13.- Extractor de ceniza de brazo móvil

Una vez apagada la escoria, un brazo hidráulico la empuja y comprime, deshidratándola, (quedando con una humedad del 15 ÷ 20%), hacia una sección de escurrido inclinada antes de la descarga a un camión o a un silo. La escoria se retira de las proximidades de la descarga del hogar mecánico, mediante transportadores vibrantes y cintas transportadoras. Tolva de ceniza de compuerta doble.- En lugar de un extractor de escoria como el mencionado, se pueden utilizar tolvas de escoria con doble compuerta, Fig XXVII.14, superior e inferior, para controlar el flujo de escoria entrante y saliente de la misma. El apagado de la escoria se realiza en el interior de la tolva mediante agua atomizada.

Fig XXVII.14.- Tolva de ceniza para hogar mecánico de combustión en masa XXVII.-810

Ceniza volante de limpiadores, precipitadores y filtros de saco.- La ceniza volante en polvo recogida en las tolvas de limpiadores, precipitadores y filtros de saco se puede manipular mediante tornillos mecánicos en seco o por medio de transportadores de cadena. Estas unidades operan continuamente para minimizar los problemas de atascos en las tolvas, y descargan sobre un transportador de recogida que, en general suele ser de cadena. Los transportadores mecánicos son estancos al polvo, pero no tienen por qué serlo a gases, por lo que suelen emplear dispositivos independientes de sellado, como cierres rotativos y dobles válvulas de mariposa con contrapeso. XXVII.3.- COMBUSTIÓN DE RDF La tecnología de los combustibles derivados de basuras (RDF) se desarrolla en USA, como alternativa al método de combustión en masa. Inicialmente, los RDF se utilizaban como combustibles suplementarios, para las grandes calderas energéticas de servicio público, que quemaban carbón; los RDF se procesaban y dimensionaban con un tamaño máximo de 1,5”(38 mm), y estaban compuestos casi en su totalidad, por plásticos ligeros y papel; para su utilización en fuegos suplementarios o auxiliares, se sugieren las siguientes limitaciones: - Un máximo aporte de RDF equivalente al 20% del aporte de calor - Ningún aporte de RDF mientras la caldera no opere a más del 50% de carga. En la mayoría de los casos, los RDF se soplan a través de las paredes laterales del hogar, a la cota correspondiente a los quemadores de carbón pulverizado, por medio de un quemador de RDF dotado con un impulsor de distribución del combustible, Fig XXVII.15 y 16. La mayor parte de los RDF arden en suspensión, en la zona de alto aporte de calor, correspondiente a la del fuego del carbón pulverizado; parte del combustible más pesado cae al fondo del hogar. En la parte inferior de la entrada a la tolva de escoria, se ubica una parrilla basculante que permite la completa combustión de las piezas más pesadas del combustible, antes de que se descarguen en el sistema de ceniza.

Fig XXVII.15.- Unidad que quema RDF XXVII.-811

Fig XXVII.16.- Caldera radiante que quema RDF como combustible auxiliar

Fig XXVII.17.- Caldera Stirling dual RDF y fuelóleo

Fig XXVII.18.- Caldera residuos sólidos municipales (MSW)

Características de diseño: Uno o dos calderines, paredes membrana y protección contra la corrosión en la parte baja del hogar Capacidad: del orden de 350.000 lb/h (44,1 kg/s) de flujo de vapor; 100 ÷ 1000 tn/day de desechos. Presión de vapor de diseño: 1800 psig (12,4 MPa) ; Temperatura del vapor: 930ºF ≈ (500ºC). Combustibles: Residuos sólidos municipales (MSW), tal como se reciben, y desechos derivados del fuel (RDF) para calderas nuevas, y aplicaciones con gas y fuel.

XXVII.-812

Calderas específicas para quemar RDF.- Los RDF se han convertido en los combustibles principales utilizados en calderas especialmente diseñadas para generar vapor a plena carga, quemando sólo RDF, Fig XXVII.20. Si no se dispone de RDF, la caldera se diseña para que pueda alcanzar la plena carga quemando madera, carbón o gas natural. Para la retirada y puesta en servicio de la unidad la caldera de RDF cuenta con quemadores auxiliares, de aceite o gas. El diseño de las calderas de primera generación que empezaron a quemar RDF como combustible principal, (Hamilton, Notario, Canadá (1972) y Akron, Ohio, USA (1979)) estaba muy influenciado por la tecnología de las calderas que quemaban madera, en lo referente al: - Sistema de alimentación de combustible - Diseño del hogar mecánico - Dimensionado del hogar - Sistema de aire secundario

Fig XXVII.19.- Instalación de central RDF, que quema basura y madera (Strängnäs, Suecia) Tabla XXVII.4.- Características de la central de (Strängnäs, Sweden), Fig XXVII.19 Datos de la planta dual Capacidad nominal de vapor

36,7 MW

Flujo

Potencia calorífica

7 a 15 MW/kg

Temperatura vapor

Potencia (incl. condensación del humo) CO NO x Polvo

24 MWt

Presión de vapor

Emisiones previstas 50 mg/Nm3 a 11% O2 seco 50 mg/Nm3 a 11% O2 seco 10 mg/Nm3 a 11% O2 seco

Basura

Madera

48 Tm/h

46 Tm/h

427°C

482ºC

13 bars, 7 MW

13 bars, 7 MW

Emisiones previstas N 2O

20 mg/MJ fuel

HCl SO2

10 mg/Nm3 a 11% O2 seco 50 mg/Nm3 a 11% O2 seco

Características de diseño: El hogar lleva una rejilla vibratoria refrigerada por agua La ceniza inferior se elimina con un transportador de cadena sumergida La caldera tiene dos pasos de radiación; los recalentadores y el economizador están en disposición vertical. Los NOx se eliminan en una planta SNCR inyectando amoníaco en el primer paso de la caldera La limpieza de humos consiste en un filtro de sacos e inyección de cal seguida por un depurador/condensador El vapor se expansiona en una turbina, y el calor de la condensación se utiliza en calefacción urbana XXVII.-813

Fig XXVII.20..- Cámara de combustión y diversos pasos de la caldera CFB de 110 MWTH, para la incineración de RDF y lodos

Fig XXVII.21.- Unidad para RDF, de tercera generación, y sistema alimentador de fuel XXVII.-814

Fig XXVII.22.- Sistema basura energía para RDF

La experiencia adquirida condujo a los diseños de segunda generación, que mejoraron: - Los sistemas de preparación de los RDF - Los sistemas de alimentación de combustible - El diseño de la caldera e incluían el diseño del primer alimentador específico para RDF y la utilización de un solape soldado de acero aleado en el hogar inferior, para proteger la unidad contra la corrosión. La tercera generación coincide con el actual estado de diseño, Fig XXVII.22, en el que la caldera cuenta con: - Una disposición abovedada del hogar inferior - Un sistema de aire secundario mejorado que ha aumentado la eficiencia de la combustión - Un sistema de procesado de combustible mejorado Sistemas de preparación de los RDF.- La primera generación de sistemas de procesado de RDF estaba constituida por los sistemas de trituración y quemado. La basura una vez recibida iba a una trituradora-quebrantadora de martillos, que producía un RDF con un tamaño máximo de 6 x 6” (152 x 152 mm). Los materiales ferrosos se retiraban por separadores magnéticos y el resto de los componentes, muchos de ellos indeseables, entraban en la caldera

Fig XXVII.23.- Sistema de procesado de RDF XXVII.-815

Las partículas de vidrio trituradas iban embebidas en la madera y en el papel, dando lugar a un conjunto muy abrasivo que entraba en suspensión a la caldera. Como los RDF son materiales compactos, se presentan problemas para sacarlos de los silos de almacenamiento. Los sistemas de procesado de segunda generación reconocieron y solventaron algunos de estos problemas; así: - Para reducir las partículas abrasivas en el combustible, el triturador se desplazó hacia atrás en el sistema de procesado, y se dispuso un tipo de quebrantadora basta para limitar el tamaño. - Se introdujo un equipo de clasificación por tamaños, para separar las fracciones menores de 1,5” (38,1 mm), que fundamentalmente estaban compuestas de vidrios, cerámica y polvo, y se enviaban al basurero, escombrera o terraplén. En los sistemas de procesado de RDF de tercera generación, Fig XXVII.23, el primer componente del equipo es un molino batidor cuyo cometido principal es romper las bolsas de basura. - La basura se separa por tamaños en una criba giratoria o en una criba de disco, dejando los tamaños inferiores a 1,5” (38,1 mm) para su vertido en terraplenes, escombreras o basureros. - Se dispone de un clasificador separador por densidad, para separar las fracciones ligeras (papeles, plásticos, etc.) y lograr la máxima recuperación de calor. - Se puede incluir la extracción y recuperación de Al del flujo, de tamaño superior a 1,5” (39,1 mm), e inferior a 6” (152 mm). Rendimiento de los RDF.- El contenido en ceniza de los RDF está relacionado con el rendimiento del sistema de procesado, es decir, con el porcentaje de combustible procedente de los RDF obtenido de una cantidad dada de residuos sólidos municipales MSW. Un rendimiento del 70% significa que se han obtenido 70 toneladas de RDF por cada 100 toneladas de MSW recibidas. - En un sistema de procesado de bajo rendimiento, la porción de MSW que se rechaza es alta en cenizas y en contenido de inertes y, por tanto, el RDF resultante es de bajo contenido en ceniza. - En un sistema de alto rendimiento, la mayoría de los materiales rechazados son metales ferrosos e inertes (vidrio, cerámica, polvo) que no tienen poder calorífico. Cuando un sistema de procesado de RDF se diseña para un elevado rendimiento, mucha de la ceniza se queda en la fracción del combustible RDF por lo que su contenido en ceniza se incrementa. El poder calorífico del RDF está en relación inversa al rendimiento; a mayor rendimiento, menor poder calorífico. Cuando se rechaza parte del combustible, la cantidad resultante de RDF es menor, pero con un poder calorífico más alto. Un rendimiento del 93% representa un sistema de triturado y de combustión, en el que sólo se ha retirado el metal ferroso, por lo que el poder calorífico del RDF es ligeramente mayor que el poder calorífico correspondiente del MSW recibido en la instalación. Los residuos sólidos municipales (MSW) suelen tener una composición parecida a la de los residuos presentados en la Tabla XXVII.5. La mayoría de los residuos son combustibles, con contenidos en ceniza desde el 4% para la madera, hasta el 12% para el papel satinado de revistas. La fracción de vidrio, piedras y combustibles mezclados, contienen cantidades variables de piedras, arenisca y polvo. La composición de los RDF depende del tipo de sistema de procesado y del rendimiento resultante. La Tabla XXVII.6 indica la variación del contenido de ceniza en el combustible y su poder calorífico, al modificarse el rendimiento de los RDF en los diferentes sistemas de procesado. XXVII.-816

Tabla XXVII.5.- Basura típica de referencia (MSW) = residuos sólidos municipales; (RDF) = combustible derivado de basuras Análisis de componentes Cartón ondulado

MSW (% peso)

RDF (% peso)

5,53

-

17,39

-

3,49

-

19,72

-

Plásticos

7,34

-

Goma, cuero

1,97

-

Madera

0,84

-

Textiles

3,11

-

Residuos forestales

1,12

-

Residuos alimentarios

3,76

-

17,75

-

Hierro

5,5

-

Aluminio

0,5

-

0,32

-

Vidrio

11,66

-

Total

100

-

MSW (% peso)

RDF (% peso)

Periódicos Revistas Otros papeles

Combustibles mezclados

Otros materiales no férreos

Análisis elemental Carbono Hidrógeno Azufre Nitrógeno Oxígeno Cloro Agua Ceniza Total

26,65

31

3,61

4,17

0,17 (máx. 0,30)

0,19 (máx. 0,36)

0,46

0,49

19,61

22,72

0,55 (máx. 1,00)

0,66 (máx. 1,20)

25,3

27,14

23,35

13,63

100

100

Recuperación del valor combustible, % MSW

96

% Eficiencia másica = 100 (RDF)/(MSW)

83

Tabla XXVII.6.- % de RDF, ceniza y poder calorífico Sin reciclado de la caja de humos Modo

Combustión en masa

Triturado y quemado

RDF

100

93

83 - 70

Ceniza

23,64

19,87

11,72 - 8,87

Btu/lb

4814

5146

5.641 - 5.834

kJ/kg

11197

11970

13.121 - 13.570

Relación RDF, %

Con reciclado de la caja de humos Modo

Combustión en masa

Triturado y quemado

RDF

100

93

85 - 71

Ceniza

19,58

17,16

9,91 - 6,59

Btu/lb

5513

5898

6.328 - 6.491

kJ/kg

12823

13714

14.719 - 15.098

Relación RDF, %

Calidad de los RDF.- a) El RDF utilizado para complementar al carbón pulverizado en calderas energéticas, debe: - Ser bajo en cenizas - Tener mínimos de metales ferrosos y no ferrosos, como el Al - Tener partículas lo suficientemente pequeñas para poder alimentar neumáticamente a la caldera El sistema de procesado para este combustible es de muy bajo rendimiento, entre 40 ÷ 60%. b) El RDF para calderas con hogar mecánico de parrilla móvil, debe: XXVII.-817

- Ser bajo en ceniza, y tener un alto rendimiento en RDF a partir de los MSW - Estar libre de metales ferrosos y no ferrosos, como el Al - Tener una distribución de tamaños de partículas considerablemente mayor que la de un RDF para su utilización en ciclones o en calderas de carbón pulverizado El sistema de procesado para este combustible debe tener un rendimiento, del 70 ÷ 85%. c) El RDF producido en un sistema de molido y quemado, en el que el residuo sólido se tritura y el metal ferroso se retira, tiene: - Un rendimiento del 93% - Un alto contenido de ceniza - El 100% del Al, así como otros metales no ferrosos, vidrios, piedras y materiales cerámicos, contenidos en los residuos sólidos municipales originales Aunque éste es un sistema de alto rendimiento, deseable para caldera con hogar mecánico de parrilla móvil, contiene grandes cantidades de Al, vidrio y otros materiales inertes, que provocan una importante abrasión en el hogar mecánico y en el hogar inferior. PROCESADO DE LOS RDF.- Un sistema de procesado óptimo supone alcanzar el máximo rendimiento con la máxima recuperación de calor, siempre y cuando se retiren los materiales ferrosos, Al y vidrio, antes de entrar en la caldera, Fig XXVII.24, e incluye lo siguiente: a) Transportadores alimentadores.- Los residuos sólidos se alimentan con cucharas cargadoras frontales a un transportador de banda articulada de acero que, a su vez, alimenta los transportadores alimentadores de los molinos batidores rompedores de bolsas. b) Reducción del tamaño inicial.- En el molino batidor se abren las bolsas de basura, los residuos se trituran groseramente y las botellas de vidrio se rompen hasta trozos de 1,5”(38,1 mm) o menos. c) Recuperación de metales ferrosos.- Se extraen de los MSW mediante un separador magnético. Los materiales se desplazan hacia un separador de aire, en el que el papel, plásticos y textiles se separan, dejando un producto ferroso limpio, siendo posible una recuperación del 90% del hierro. d) Clasificación de tamaños y reducción final.- Después de retirar los materiales ferrosos, el material troceado se lleva a una criba rotativa (tromel), que es un aparato separador de unos 10 ft (3 m) de diámetro y 60 ft (18,3 m) de largo, y que realiza las siguientes funciones: - Separa el vidrio, la arena y los metales no ferrosos, de tamaño inferior a 1,5”(38,1 mm) - Separa todo lo que es menor de 6”(152 mm) y mayor de 1,5”(38,1 mm), intervalo adecuado para un tamaño de combustible sin procesado adicional y que contiene el grueso de las latas de Al - El tamaño superior a 6”(152 mm), pasa a un triturador secundario horizontal, que es el que tiene los mayores consumos de energía y gastos de mantenimiento, por lo que el proceso de RDF se diseña para reducir su carga, procediendo sólo al troceado de aquellos combustibles que resulten demasiado grandes para la caldera. El tamaño de las partículas se controla mediante una criba de disco que recicla el material de tamaño excesivo hacia el triturador secundario. - Separación de vidrio, piedras, arenisca y polvo.- El tamaño inferior al clasificado por el tromel, menor de 1,5” (38,1 mm), pasa por un separador por densidad en aire (ADS), diseñado para separar las partículas densas de las menos densas, por medio de vibración y barrido de aire. Este aparato puede eliminar el vidrio, piedras, arenisca, polvo, y los metales no ferrosos. XXVII.-818

Fig XXVII.24.- Partes de un sistema de procesado de RDF

La fracción ligera, entre el 50 ÷ 90% del total alimentado al ADS, consiste en combustibles de alto poder calorífico, que se recuperan y mezclan con el flujo del combustible principal. - Recuperación de latas de Al.- Para optimizar la recuperación, se provee un clasificador separador de aire para tamaños superiores a 1,5”(38,1 mm) e inferiores a 6”(152 mm). El clasificador retira la parte orgánica ligera del flujo, permitiendo que las latas de Al se hagan más visibles, para su retirada a mano. La fracción pesada del clasificador se vierte sobre una cinta transportadora con numerosos puestos de selección a mano a ambos lados de la misma, recogiéndose las latas en una tolva para su transporte a una prensa y posterior aplastamiento. Para la separación de las latas de Al, se puede instalar un separador de corrientes parásitas, en lugar del proceso manual, si la cantidad de latas es lo suficientemente alta que justifique su coste de inversión, (recuperación de un 60% del Al). - Residuos voluminosos de tamaños superiores (OBW).- La trituradora es un molino horizontal de martillos, utilizada para: XXVII.-819

- Tritutar los metales ferrosos recuperados de la línea de procesado de los RDF - Triturar los materiales sobredimensionados separados previamente, que incluyen los de línea blanca como, refrigeradores, lavadoras, ramas de árboles, etc. Los metales ferrosos se recuperan magnéticamente y se hace una limpieza final mediante un limpiador de aire. Los no ferrosos se integran en el flujo de (RDF) - Línea de troceado de neumáticos.- Si en los MSW existe un suministro suficiente de neumáticos, se puede incluir una línea especial capaz de desmenuzar 500 neumáticos/hora, con una trituradora cortante. El equipo de trituración incluye un tromel, para devolver a la trituradora los trozos de neumático superiores a 2”(51 mm). Los trozos de neumático, de 2”x 2”= (51x 51 mm) o menos, constituyen el producto final, que se mezcla con el flujo de RDF. - Almacenaje de RDF.- Los RDF procedentes de cada línea se transportan a una instalación de almacenaje, y desde ella se alimenta directamente a la caldera, o a un transportador. Cuando la alimentación de los RDF es directa a la caldera, el exceso de RDF procedente del sistema de alimentación se retorna a la instalación de almacenaje de RDF. SISTEMA DE ALIMENTACIÓN DE COMBUSTIBLE Alimentador aforador.- Un alimentador aforador de RDF debe cumplir los siguientes criterios de diseño: - Medida controlada del combustible para atender la demanda de aporte de calor - Homogeneización del material para obtener una densidad constante - Resolver problemas debidos a materiales sobredimensionados - Operaciones de mantenimiento in situ - Aparatos de detección y extinción de incendios Para cada una de las espitas distribuidoras de combustible por chorro de aire, se utiliza un alimentador que cuenta con un silo alimentador más elevado, que se mantiene siempre lleno con el fin de asegurar un suministro continuo de combustible. Espitas distribuidoras por chorro de aire.- Se utilizan con gran profusión en la industria de fabricación de pulpa y papel, y en los sistemas de combustión de RDF. La distribución lateral del combustible mediante espitas dispuestas en toda la anchura del hogar, permite una entrega de combustible bastante uniforme sobre la parrilla. La distribución longitudinal se consigue modificando la presión del aire impulsado, que barre el suelo de la artesa. Parrillas sinfín.- En la actualidad, los hogares mecánicos que queman RDF utilizan parrillas móviles que se desplazan desde la parte posterior del hogar hacia la frontal, en la dirección de la distribución del combustible. Los parámetros de diseño de una unidad se presentan en la Tabla XXVII.7. Tabla XXVII.7.- Criterios de diseño de la parrilla (unidades inglesas) Parámetros Liberación calor parrilla Aporte por ft de ancho de parrilla Combustible por in de ancho distribuidor Ancho alimentación Velocidad parrilla

Unidades 106

Btu/ft2h

106 Btu/h

RDF

Madera

0,75

1,1

15,5

29

lb/h

450

1000

% ancho parrilla

45-50

45-50

ft/h

25

N/A

XXVII.-820

Bajo la parrilla se utiliza una única caja de aireprimario. - Un problema que se plantea en los hogares mecánicos de combustión en masa, en los que la parte frontal cuenta con un gran volumen de combustible que se quema lenta y progresivamente en su desplazamiento sobre la parrilla, se reduce a un pequeño volumen de ceniza cuando llega a la parte posterior del hogar. Para un hogar mecánico de RDF hay que mantener un lecho de ceniza uniforme de 8” ÷ 10”= (0,2 ÷ 0,25 m), sobre toda la parrilla. Con este espesor se minimiza la cantidad de materiales extraños, se rebaja la temperatura de la parrilla, se reducen los desgastes y se incrementa la vida de la misma. - Otro problema radica en la acumulación de Al fundido, siendo la mejor solución para evitarlo, su retirada previa en el flujo de combustible. Si ésto no es posible, se puede mantener un espesor del lecho de ceniza adecuado, que provoque la solidificación del Al sobre él, en lugar de hacerlo sobre la parrilla. La combustión en lechos fluidificados, tanto circulantes como burbujeantes, también se ha considerado con vistas a la combustión de RDF. En el caso de lechos circulantes con hogares a alta presión, la alimentación del RDF, compresible, constituye un problema. En lechos fluidificados burbujeantes, el sistema de alimentación podría ser el mismo que en un hogar mecánico Cuando se quema carbón, la ventaja de un lecho fluido radica en la captura, dentro del baño, del SO2 formado; sin embargo, la captura del HCl en el baño no se puede realizar para ciertos niveles de eliminación, por lo que se hace necesario un depurador final. Un lecho fluidificado puede lograr fácilmente emisiones de NOx menores y, dadas las exigencias de emisión cada vez más restrictivas, la combustión en lecho fluido puede llegar a constituir una alternativa para quemar los RDF. DISEÑO DEL HOGAR INFERIOR.- Los primeros diseños de hogar inferior de las calderas que quemaban RDF se basaban en la tecnología utilizada para las calderas que quemaban madera, en la que se incluían: - Unos sistemas de aire secundario, dotados con múltiples toberas de pequeño diámetro, diseñadas para suministrar del 25 ÷ 30% del total del aire comburente - Hogares con paredes rectas - Sistemas de inyección del combustible y cuyo resultado fue una eficiencia de la combustión menor de la prevista, debido a la inadecuada turbulencia de la mezcla de combustible y comburente en el interior del hogar. Las unidades actuales para quemar RDF se diseñan con un número de toberas menor y de diámetro mayor, para suministrar el aire comburente por encima del nivel del fuego (OFA), previstas además para el 50% del suministro de aire total y operando con el 40%. También se ha adoptado para la combustión de RDF un diseño de hogar inferior con zona de combustión controlada (CCZ) (1970) que, en principio, se desarrolló para la combustión de madera con humedad muy alta, y que consiste en un hogar inferior con dos bóvedas idénticas, en las que se insertan las toberas de airesecundario, Fig XXVII.25; este diseño para aplicaciones de RDF sin sistema de reinyección de combustible, alcanzó menores pérdidas por Cinquemado que los primitivos diseños, que necesitaban siempre la utilización de un sistema de reinyección. Temperatura de los humos a la salida del hogar.- Al comienzo apenas existían datos sobre la XXVII.-821

combustión de los RDF, para poder predecir con exactitud la relación existente entre la superficie del hogar y la temperatura de salida de los humos. Dado el incremento observado en el poder calorífico de los RDF, a consecuencia de las variaciones en la composición de la basura bruta y del desarrollo de equipos de procesado mucho más eficientes, el tamaño de los hogares de tercera generación se ha incrementado para así alcanzar las temperaturas de humos previstas a la salida del hogar. La profundidad y anchura del hogar vienen determinadas por el tamaño de la parrilla del hogar mecánico, y se ha incrementado la altura del hogar para conseguir las altas temperaturas de los humos. Sistemas de manipulación de ceniza.- La mayoría de los maFig XXVII.25.- Hogar inferior. Zona de combustión controlada

teriales no combustibles se retiran antes de que la caldera se alimente con el RDF, en especial los metales ferrosos y el Al, que pueden causar problemas cuando alcanzan la parrilla del hogar

mecánico. Los materiales no combustibles, y la mayor parte de la ceniza procedente de la combustión, se recogen en la parrilla móvil del hogar mecánico y se descargan por la parte frontal, en un transportador mecánico de cadena de tipo sumergido, Fig XXVII.26, que consta de una artesa llena de agua en un extremo y seca en el otro, dotada de dos cadenas sinfín con paletas conectadas entre ellas. Las cadenas se mueven mediante un accionamiento a velocidad variable, para así manipular diversos tipos de ceniza. El cabezal de retorno del transportador puede estar por encima del nivel de agua o sumergido; la ceniza procedente del conducto de descarga del hogar mecánico cae en el extremo sumergido del transportador de cadena; el agua absorbe el impacto de las piezas grandes, apaga la ceniza y facilita un cierre estanco a gases con el conducto de descarga del hogar mecánico.

Fig XXVII.26.- Transportador de cadena sumergido para ceniza de hogar mecánico con RDF

La ceniza residual se transporta desde la artesa llena de agua hacia una sección inclinada; la ceniza pierde el agua, se descarga en un silo de almacenamiento, y de ahí a un camión. Como el transportador de cadena sumergido emplea una acción de arrastre, no se utiliza en unidades que queman en masa, por los problemas de arrastre de grandes piezas no combustibles hacia la sección inclinada. La ceniza fina de la tolva de caldera, y la ceniza volante en polvo de la caldera, economizador y calentador de aire, y el polvo de las tolvas de limpiadores, filtros de saco o precipitadores, se manipulan de igual forma que en las calderas de combustión en masa. Readaptaciones para RDF.- La mayoría de las calderas para quemar RDF, son instalaciones nuevas; sin embargo es posible readaptar o modernizar calderas existentes para convertirlas en calderas para RDF, siempre que se hayan diseñado para combustibles tipo madera o carbón. XXVII.-822

La principal modificación afecta al aumento del tamaño del hogar, para lograr un volumen de hogar adecuado para la combustión de RDF. El volumen mayor se obtiene mediante la retirada de la parrilla y prolongando las paredes membrana del hogar, Fig XXVII.27, que se protege de la corrosión mediante un revestimiento o tubos bimetálicos de Inconel. Otras modificaciones de las partes a presión afectan a: - La conversión del sobrecalentador en un diseño en contracorriente, a la vez que se introducen metales aptos para la protección contra corrosión - La modificación de las superficies de caldera, economizador y calentador de aire, para conseguir una adecuada distribución de las superficies termointercambiadoras y cumplimentar los estándares de velocidades, espaciado de tubos, etc., que se requieren para las basuras - La instalación de una superficie de pantalla, para rebajar la temperatura de los humos que entran en el sobrecalentador

Diseño orginal quemando carbón Caldera reconvertida para RDF Fig XXVII.27.- Readaptación de una caldera que quemaba carbón, en otra para quemar RDF

DISEÑO DEL SOBRECALENTADOR.- El diseño del sobrecalentador, con protección contra la corrosión, es fundamental para conseguir temperaturas del orden de 830ºF (443ºC), y presiones de vapor de 900 psig (63,1 bar) o más; este aumento supone un 50% en la presión y 80ºF (44ºC) en la temperatura, con relación a los diseños convencionales de calderas que queman basuras, lo que se traduce en una notable mejora en la eficiencia del ciclo. La corrosión del sobrecalentador es función de: - La temperatura y velocidad de los humos - El espaciado entre tubos - La temperatura del metal tubular y metalurgia del tubo (parámetros críticos) - El equipo de limpieza de ceniza XXVII.-823

Un sobrecalentador con: - Menor temperatura de vapor, diseñado con algunos de estos criterios, puede experimentar una rápida corrosión - Una temperatura de los humos a la salida del hogar baja, no asegura una larga vida al sobrecalentador. Para obtener unas características operativas satisfactorias, es necesario tener en cuenta que un sobrecalentador diseñado con flujos en paralelo, Fig XXVII.28, tiene las condiciones más frías del vapor

Fig XXVII.28.- Sobrecalentador de flujos cruzados

expuestas a las temperaturas más elevadas de los humos, y viceversa, por lo que hay que utilizar el

material Incoloy en las secciones correspondientes a las temperaturas más altas del metal tubular y el acero al C en las secciones con menor temperatura tubular El sobrecalentador diseña para minimizar el ensuciamiento y la erosión debida a las altas velocidades de los humos. La máxima velocidad de diseño es de 30 ft/s (9 m/s), aunque en la práctica se sitúa entre 10 ÷ 15 ft/s = (3 ÷ 4,6 m/s). El espaciado mínimo lateral, entre tubos del sobrecalentador, es de 6 in (152 mm). DISEÑO DE LA CALDERA.- El diseño de los sistemas correspondientes al hogar inferior, de las parrillas y alimentadores para basuras es, en general, muy distinto para calderas que queman en masa y para calderas que queman RDF. Los requisitos de diseño para el hogar superior, superficie generadora de vapor, economizador, equipos auxiliares, (quemadores y equipo de limpieza de ceniza), son los mismos, para calderas de combustión en masa y para calderas RDF. Diseño del hogar superior.- El hogar superior se dimensiona para tener una superficie de transferencia de calor adecuada, a fin de reducir la temperatura de los humos que entran en el sobrecalentador a un nivel aceptable,, minimizando el ensuciamiento del sobrecalentador y manteniendo bajas temperaturas del metal tubular para minorar la corrosión. Para completar la combustión del combustible en el hogar y para minimizar las emisiones de CO, se requiere de un cierto volumen de hogar, comprendido desde la cota en la que ha entrado todo el aire comburente en el hogar (corresponde al punto más elevado de airesecundario), hasta el punto en el que los humos entran en la primera superficie termointercambiadora de convección (corresponde al extremo de la bóveda del hogar, en la parte inferior del sobrecalentador), siendo el mismo para calderas que queman en masa, como para calderas que queman (RDF). El hogar debe tener la suficiente superficie termointercambiadora que permita rebajar la tempera a la entrada al sobrecalentador a 1600ºF ( 870ºC ) tura de los humos  , a fin de reducir el ensuciamien a la entrada al banco de caldera a 1400ºF ( 760ºC ) to en la primera sección de convección, bien sea el sobrecalentador o el banco de caldera. El tamaño del hogar afecta al volumen en calderas de pequeña capacidad, y limita la temperatura en calderas de mayor capacidad. XXVII.-824

Fig XXVII.29.- Plataforma de mantenimiento del hogar superior

Fig XXVII.30.- Unidad para quemar basuras con economizador de largo recorrido vertical

Banco de generación de vapor.- Las calderas de basuras utilizan diseños de uno o dos calderines. En el diseño de dos calderines existen un calderín de vapor (superior) y un calderín inferior, conectados entre sí por medio de los tubos de generación de vapor del banco de la caldera. XXVII.-825

En el diseño de un calderín éste se coloca fuera del flujo de humos. Los tubos del banco de generación de vapor se componen de módulos ensamblados en taller, que pueden tener un diseño con largo recorrido vertical, Fig XXVII.30 o un diseño de flujo cruzado vertical. El espaciado lateral mínimo, en el diseño de dos calderines y en los módulos del banco de generación de vapor que se utilizan en el diseño de un calderín, suele ser de 5” (127 mm). La velocidad máxima de diseño de los humos se establece en 30 ft/s (9,1 m/s) Economizador.- El economizador puede ser de largo recorrido vertical o de flujo cruzado horizontal. El espaciado lateral del economizador nunca es inferior a 4” (102 mm). La velocidad máxima de los humos es de 45 ft/s (13,7 m/s). Calentadores de aire.- Se utilizan para: - Suministrar aire caliente con el fin de ayudar a secar y a encender la basura sobre la parrilla - Incrementar la eficiencia térmica, cuando las altas temperaturas del agua de alimentación evitan rebajar las temperaturas de salida de la unidad, por medio de economizadores Las unidades que queman RDF usan calentadores de aire para calentar el aire comburente entre 300÷ 350ºF = (149÷ 177ºC); pueden ser calentadores tubulares (recuperativos) y regenerativos, cuya disposición tiene que minimizar la posible corrosión en el lado de bajas temperaturas (extremo frío). Debido a las fugas internas de aire y a su potencial ensuciamiento, los calentadores de los tipos regenerativos se sitúan a la salida de los precipitadores electrostáticos, en donde los humos están relativamente limpios. Los precalentadores de aire por serpentines de vapor se sitúan a la entrada de aire, precalientan el aire ambiente y mantienen la temperatura por encima de los puntos ácidos de rocío. Equipo de limpieza de ceniza.- Para mantener la efectividad de las superficies termointercambiadoras de convección y prevenir el atasco de los pasos de humos, es necesario eliminar la ceniza y los depósitos de escoria de las superficies externas de todos los tubos, mediante sopladores de vapor o de aire comprimido, prefiriéndose el vapor por su mayor densidad y por su mejor capacidad de limpieza. Para complementar el sistema de los sopladores, se puede instalar un sistema de golpeadores mecánicos, Fig XXVII.31. En este sistema, un determinado número de martillos golpea unos pernos con el objetivo de retirar la mayor parte de la ceniza, cuando todavía conforma sólo una ligera capa sobre los tubos, para protegerlos de una potencial corrosión. El sistema de golpeadores mecánicos no elimina los sopladores, pero reduce el número de ciclos de soplado requeridos para mantener la limpieza.

Fig XXVII.31.- Sistema de golpeo mecánico para limpieza de sobrecalentadores XXVII.-826

Quemadores auxiliares de aporte.- Se utilizan quemadores de combustible auxiliar para mantener la temperatura del hogar durante la puesta y retirada de servicio y durante las condiciones transitorias de parámetros fuera de diseño, ya que una operación a bajas temperaturas del hogar puede dar lugar a una destrucción de los compuestos volátiles orgánicos incompleta. En la mayoría de los casos, los quemadores de combustible auxiliar (aceite o gas) están diseñados sólo para un aporte de calor equivalente a un 25÷ 30 % del correspondiente máximo de la caldera. Cuando el quemador que quema aceite o gas se encuentra fuera de servicio, requiere de un flujo de aire que lo refrigere, como medida de protección contra su recalentamiento; ésto representa una pérdida de eficiencia y como estos quemadores auxiliares se usan con muy poca frecuencia, para el quemador auxiliar de aporte (AIB) destinado a calderas de basuras se utiliza un diseño especial, como un quemador retráctil, que se inserta en el hogar cuando se va a utilizar y que se retira cuando tiene que estar fuera de servicio. También se cuenta con un bloque móvil de refractario, que cuando el quemador está fuera de servicio, facilita protección contra la radiación del hogar. Con el quemador en servicio, este bloque refractario se desplaza hacia un lado quedando el quemador insertado a través de un orificio practicado en el mismo, Fig XXVII.32.

Posición fuera de servicio Quemador retraido y cortatiros cerámico cerrado

Posición en servicio Quemador en posición de quemar

Fig XXVII.32.- Quemador de aporte auxiliar

XXVII.4.- EQUIPO DE CONTROL DE CONTAMINACIÓN ATMOSFÉRICA Los distintos combustibles de calderas tienen componentes específicos propios, como el azufre, produciendo emisiones específicas de contaminación atmosférica, que exigen diseños de calderas y equipos de control de contaminación atmosférica, especiales. Un carbón alto en azufre es bastante homogéneo, y lo seguirá siendo en el futuro; sin embargo, la basura es un combustible heterogéneo, que puede cambiar incluso de día en día. Prácticamente, cada componente de un combustible que puede convertirse en un indeseable contaminante atmosférico, está presente en la basura. Al principio (1980), los únicos requisitos sobre emisiones se concretaban en las emisiones de partículas sólidas, NOx y SO2. El sistema de combustión (relativamente frío) de las calderas para basuras y el contenido generalmente bajo de nitrógeno en el combustible, son generadores de bajas emisiones de NOx; también son muy bajos los niveles de S en las basuras; por ello, las primitivas calderas para basuras estaban equipadas sólo con un precipitador electrostático (ESP) para control de partículas. XXVII.-827

Tabla XXVII.8.- Emisiones permisibles en chimeneas (1990) Contaminante

Concentración de la emisión

NOx

ppmdv

200 -350

Emisiones Sin incluir tecnología de control de los NOx

CO

ppmdv

20 -100

Compuestos orgánicos volátiles (VOC)

ppmdv

< 10

SO2

ppmdv

< 35

Con eficiencia de control final 70-90 % Con eficiencia de control final 90-98 %

HCl

ppmdv

< 20

Partículas

g/DSCF

< 0,01

PCDD / PCDF

ng/m3N

< 10

Totales de dioxinas y furanos

ppmdv = partes por millón en volumen seco DSCF = pie cúbico estçandar en seco PCDD = dibenzoparadioxina policlorada ; PCDF = dibenzofurano policlorado

Conforme se fueron poniendo en servicio más unidades y se fueron obteniendo más datos de emisiones atmosféricas, se fueron aplicando nuevos requisitos sobre emisiones. En USA, los objetivos de control que se señalaron por las agencias medioambientales fueron, los hidrocloruros, las dioxinas y furanos, y una larga lista de metales pesados. Los depuradores en seco, que se utilizaron durante años para controlar las emisiones de SO2 procedentes de unidades que quemaban carbón, se revelaron efectivos en el control de las emisiones de clorhídrico (HCl), dioxinas, furanos y metales pesados procedente de las unidades que queman basuras. Con el empleo de depuradores en seco, se produjo una escisión en el sistema de recogida de partículas, en precipitadores electrostáticos (ESP) y en filtros de tela, en los que la capa de ceniza y caliza que se recoge en los sacos, mejora la utilización del absorbente para la eliminación del SO2 y del HCl. El sistema preferido hoy día, en casi todas las calderas de basuras, es la combinación de depurador en seco y filtro de tela. En algunas calderas de RDF se utilizaron sistemas de inyección de amoniaco o urea, y se alcanzaron reducciones de las emisiones de NOx del orden del 40%; esta tecnología de control denominada reducción selectiva no catalítica (SNCR), se aceptó rápidamente por las agencias medioambientales como la mejor tecnología disponible de control (BACT). En ciertas áreas geográficas no afectadas por emisiones de NOx, se han evaluado sistemas de reducción selectiva catalítica (SCR) para alcanzar incluso un mayor control de los NOx, hasta un 90%, en calderas de combustibles fósiles. Sin embargo, los catalizadores se pueden envenenar con mucha facilidad por una multitud de sustancias, todas ellas presentes en las basuras, en diversos niveles y, por tanto, se pueden hacer menos efectivos,. Los requisitos de emisiones de CO se han llevado a niveles más bajos, cumplimentando una combinación de los puntos siguientes: - Mejorando sistema de airesecundario - Un mayor control del aireprimario bajo la parrilla (más compartimentos de aire, con control individual en cada uno de ellos) - Sistemas mejorados de control de la combustión - Mayores volúmenes de hogar - Entrenamiento de operadores Las emisiones atmosféricas procedentes de calderas que queman basuras están reguladas muy estrechamente, al igual que las de cualquier otro sistema de combustión. XXVII.-828

XXVIII.- CENTRALES QUE QUEMAN MADERAS http://libros.redsauce.net/

Las maderas y la biomasa cubren un amplio campo de materiales que se pueden utilizar como fuentes combustibles para la generación de vapor. La madera engloba cortezas, astillas, aserrín, recortes de tamaños superiores e inferiores rechazados en los procesos de fabricación de pulpa, trozos completos de árboles, etc. La biomasa engloba hojas, hierbas, bambú, caña de azúcar (bagazo), granos de café, cáscaras de arroz procedentes de la industria de procesado de alimentos, etc Los residuos sólidos municipales (basuras) contienen una gran cantidad de biomasa. Los combustibles de maderas y de biomasa fueron algunos de los primeros materiales que se utilizaron como fuentes energéticas, y aunque su empleo declinó cuando estuvieron disponibles otros combustibles fósiles, más consistentes y fácilmente transportables, como carbones, aceites y gases, siempre han existido aplicaciones particulares en las que han tenido preferencia como combustibles. Los factores que han intervenido en su actual desarrollo, son: - El coste creciente de los combustibles fósiles - El desarrollo de tecnologías que permiten una mejor utilización de los subproductos industriales - La tendencia en muchas industrias hacia la cogeneración, generando electricidad y vapor para procesos industriales XXVIII.1.- SUMINISTRO DE VAPOR A PROCESOS INDUSTRIALES Pulpa y papel.- La industria de la pulpa y del papel es el mayor usuario de combustibles de biomasa, como productos residuales de cortezas, aserrín, peladuras, recortes de madera, lodos de clarificador, etc, procedentes de la fabricación de pulpa y papel y de la manufactura de la industria maderera. Las necesidades energéticas requeridas para la manipulación de la pulpa se cumplimentan: - Utilizando vapor en una gran variedad de equipos (máquinas y turbinas de vapor, calentadores de aire con serpentines de vapor, rodillos secadores y calentadores indirectos) - Mediante la inyección directa de vapor Estos requisitos y la disponibilidad de productos residuales, conducen a una selección de calderas que queman madera y residuos madereros, para la industria de la pulpa y del papel. XXVIII.-829

Procesado de alimentos.- Es otra industria que tiene grandes necesidades energéticas, atendidas preferentemente por vapor; la preparación mecánica, la cocción, el secado y el enlatado de conservas requieren de una fuente energética. Muchos alimentos dejan, tras de sí, subproductos residuales ricos en celulosa o en otros materiales orgánicos (hidrocarburos): - La producción de café instantáneo genera posos de café - La obtención de azúcar libera el bagazo de la caña de azúcar - La preparación de coco descarta las cáscaras de coco - Al arroz se le quita la cáscara antes de empaquetarlo - Muchos frutos secos se venden tostados desprovistos de cáscaras, etc Son muchos los productores que han instalado calderas que queman estos materiales de biomasa, con equipos muy parecidos a los diseñados para la industria de la pulpa y del papel. XXVIII.2.- SUMINISTRO DE VAPOR PARA GENERACIÓN ENERGÉTICA Cogeneración.- La mayoría de las aplicaciones de calentamiento se pueden cumplimentar con vapor saturado a 150 psig (11,3 bar), e incluso a menor presión. energ ía eléctrica o mecánica La cogeneración es la producción simultánea de  , y tiene una  energ ía térmica para un proceso elevada eficiencia térmica, ya que el calor residual de la producción de electricidad en vez de desperdiciarlo enviándolo a la atmósfera, se aprovecha en un proceso. En una instalación de cogeneración, el vapor sobrecalentado a una presión relativamente alta pasa a través de una turbina de vapor, o de una máquina de vapor, en la que se le extrae su energía; el vapor de escape se utiliza como una fuente de calor para otros procesos. La eficiencia de la conversión, definida en la forma: Calor absorbido en la turbina de vapor + Calor absorbido en el proceso ≅ 100% Energía almacenada en el vapor La eficiencia global de un proceso de cogeneración se aproxima mucho a la eficiencia térmica de la caldera sola. En la industria de la pulpa y del papel existen otras razones, aparte del rendimiento, para la utilización de la cogeneración. Estas plantas industriales están, frecuentemente, alejadas de fuentes económicas y fiables de electricidad y de combustibles fósiles convencionales, como consecuencia de su implantación en ambientes naturales de materias fibrosas, como son los bosques, por lo que las instalaciones de cogeneración, equipadas con calderas energéticas que quemen madera, están plenamente justificadas. Plantas que queman biomasa.- Las cambiantes condiciones económicas y regulaciones medioambientales han hecho de las plantas de servicio público, que queman combustibles de biomasa, una fuente de energía eléctrica, a pesar de sus relativamente altos costes de inversión. Esto ha dado lugar a una serie de productores energéticos independientes (IPP), que construyen una planta que quema biomasa, cuyo único objetivo es generar ingresos, mediante la producción de energía eléctrica que venden a una compañía eléctrica. Algunas plantas se construyen con una turbina de condensación y, a veces, la planta se construye junto a otra que va a utilizar el vapor de escape. XXVIII.-830

Las condiciones económicas que favorecen estas instalaciones son: - El coste de los combustibles convencionales, a veces muy alto - El coste relativamente bajo de los residuos madereros y de otros combustibles de biomasa - El elevado coste del transporte y vertido de la biomasa residual para relleno - El ahorro en el coste de los equipos de control de emisiones Las maderas y los residuos madereros generan menores emisiones de NOx y SO2, que la mayoría de los combustibles fósiles. Se ha comprobado que la cantidad de NOx producido en la recolección e incineración de las ramas podadas de la vid y de otros residuos, se reduce cuando se queman esos materiales en una instalación que queme madera de forma controlada. XXVIII.3.- COMBUSTIBLES Constituyentes.- La madera y la mayoría de los combustibles de biomasa están compuestos por celulosa y humedad. La alta proporción de humedad es muy significativa, porque actúa como un absorbente de calor durante el proceso de combustión. El calor latente de vaporización rliq-vapor deprime la temperatura de llama, dificultando la combustión eficiente de los combustibles de biomasa. La celulosa, que contiene la energía química que se libera durante el proceso de combustión, contribuye a la afinidad del combustible con el oxígeno. La cantidad del oxígeno estructural (ligado al combustible) disminuye el aire teórico requerido para la combustión y, por tanto, la cantidad de N2 incluida en los humos producto de la combustión. La mayoría de los combustibles naturales de biomasa tienen bajos porcentajes de ceniza; sin embargo, algunos subproductos como los lodos procedentes del destintado de papeles impresos, contienen hasta un 50% de ceniza, sobre seco; estos lodos son difíciles de quemar, porque tienen altos contenidos de humedad y ceniza, y poco oxígeno estructural ligado al combustible. Combustión de madera y biomasa.- Se han establecido algunas líneas maestras, para la combustión de madera y biomasa, basadas en la experiencia: - En la mayoría de los hogares refrigerados por agua se puede mantener una combustión estable, a pesar de los elevados contenidos de humedad en el combustible, que pueden llegar hasta el 65%, tal como se recibe. - La utilización de aire comburente precalentado reduce el tiempo requerido para el secado del combustible, previo a su ignición, siendo esencial para los sistemas de combustión con parrilla mecánica plana y alimentador distribuidor. La temperatura de diseño del aire varía directamente con el contenido de humedad del combustible. - Una elevada proporción de materia inflamable contenida en los combustibles de madera y biomasa, arde en forma de compuestos volátiles, por lo que una gran parte del aire comburente requerido (aire secundario) se añade por encima del combustible, (aire por encima del nivel de fuego) - Los subcoques (chars) sólidos, producidos en las etapas iniciales de la combustión de madera y biomasa, son de muy baja densidad. Un tamaño del hogar conservador reduce la velocidad de los humos y mantiene el arrastre de subcoques en un nivel aceptable. Los criterios de selección de un hogar incluyen: XXVIII.-831

- Una régimen de absorción de calor, referido al área superficial de la parrilla, de 106 Btu/ft2h (3,15 MWt/m2) - Un régimen de liberación de calor, referido al volumen del hogar, del orden de 17.000 Btu/ft3 (176 kW/m3) - Una velocidad creciente de los humos de 20 ft/s (6,1 m/s) Con estos datos, se producen tiempos de residencia en el hogar del orden de 3 segundos para unidades grandes, con el fin de mejorar la combustión de las partículas y minimizar las emisiones. Combustión combinada con combustibles tradicionales.- La biomasa se puede quemar sobre parrillas móviles en hogares mecánicos diseñados para quemar carbón. La biomasa se introduce en el hogar por medio de un sistema independiente de transporte, a través de una espita soplada por aire por debajo del alimentador de carbón o mediante un alimentador combinado, y se puede quemar con carbón pulverizado, aceite o gas natural, utilizando quemadores específicos para aquélla; en esta situación la parrilla se selecciona para quemar madera. Cuando se quema biomasa con grandes cantidades de carbón, en hogar mecánico o pulverizado en lecho suspendido, la cantidad de ceniza procedente del carbón es mucho mayor que la que procede de la biomasa y, por tanto, los parámetros de diseño para carbón (índices de escorificación y de ensuciamiento) son los que intervienen en el diseño global. Cuando se quema biomasa con aceites pesados que tienen alto contenido de S y Va, la ceniza que se acumula en las superficies de convección puede ser muy tenaz y, una vez desprendida de las mismas, puede ser muy abrasiva. Siempre es preferible diseñar una unidad con bajas velocidades y temperaturas de humos, independientemente de los contaminantes presentes en el fuelóleo pesado y en la biomasa, ya que ambos parámetros pueden variar mucho, incluso por encima del campo operativo correspondiente a la caldera. Combustión de lodos.- Los lodos de la industria papelera, especialmente los procedentes del destintado del papel impreso, son muy difíciles de quemar. Su elevado contenido de humedad y ceniza (que depende de la composición de los lodos) y la baja afinidad del combustible por el oxígeno (que depende del sistema de combustión) limitan su contribución al aporte total de calor al hogar. Los aportes de calor más altos, procedentes de lodos, para un sistema dado de combustión, se alcanzar normalmente con combustiones combinadas con otros combustibles de mejor calidad. Los residuos de madera mezclados con lodos pueden presentar dificultades en el sistema de manipulación de combustible. Frecuentemente los lodos se segregan de otros combustibles, por ejemplo, en los puntos de transferencia entre cintas transportadoras, y pueden constituirse en la alimentación preferente de un alimentador. En las aplicaciones de hogares con parrilla plana y alimentador distribuidor, el lodo denso y húmedo se puede apilar muy rápidamente en un determinado punto de la parrilla, por lo que ésta se debe inspeccionar continuamente, para determinar dónde se requieren los ajustes. XXVIII.4.- SISTEMAS DE COMBUSTIÓN Se han desarrollado muchos métodos para quemar la madera y otros combustibles de biomasa, algunos de cuyos equipos se discuten a continuación. Cámara exterior anexa.- Es un recinto con paredes de refractario conectado a un cerramiento XXVIII.-832

convencional de caldera, Fig XXVIII.1; a veces se refrigera con agua para proteger y prolongar la vida de las paredes de refractario. Los residuos de madera se introducen a través de una abertura situada en el techo de la cámara exterior anexa, y se queman en una pila sobre el suelo del recinto. El aire por encima del fuego (aire secundario) se introduce por toda la periferia del recinto, a través de filas de toberas practicadas en las paredes de refractario que lo configuran. La ventaja principal de la cámara exterior anexa radica en que sólo una pequeña porción de la energía liberada en la combustión, se absorbe en el mismo recinto, dado el elevado porcentaje de superficie de refractario, por lo que es posible quemar combustibles con hasta un 60% de humedad; además, como el combustible se quema apilado, la unidad es menos sensible a las interrupciones en el suministro de combustible. - Funciona con una carga estable ( permanente ) La unidad opera mejor cuando:  - Cuando se quema un combustible estable ( consistente )

Fig XXVIII.1.- Hogar con cámaras exteriores anexas, para quemar maderas XXVIII.-833

La unidad no responde con rapidez a los cambios en la demanda de carga. El refractario está sujeto a daños que proceden de: - La fisuración y erosión provocadas por rocas o metales introducidos con el combustible - El enfriamiento rápido por contacto con combustibles muy húmedos - El recalentamiento cuando se quema madera muy seca La cámara exterior anexa hay que retirarla de servicio, regularmente, para eliminar las cenizas que se hayan acumulado. Durante este período, la carga se reduce si la unidad está dotada de múltiples celdas, o si hay que quemar combustible auxiliar como en las unidades equipadas sólo con una cámara exterior anexa. Durante el período de evacuación de la ceniza, a operación del hogar se mantiene con la mayor depresión posible, con el fin de reducir la posibilidad de que se puedan soplar humos calientes, llamas o ceniza caliente hacia el personal de limpieza. La operación con un tiro elevado en el hogar conduce a grandes cantidades de aire comburente dentro de la cámara exterior anexa, lo que provoca que todo el combustible auxiliar se esté quemando con una baja eficiencia térmica, debido al enorme aireexceso comburente; ésto conduce a altas velocidades de los humos a través de las superficies de convección de la unidad, lo que puede provocar erosión, especialmente cuando las cantidades de subcoque (char), de ceniza y de polvo vitrificado salen de la cámara exterior anexa, con el aire, hacia la caldera. Parrilla porosa.- Es una parrilla refrigerada por agua, Fig XXVIII.2, configurada por bloques de hierro fundido (bloques Bailey) que están fijados a los tubos espaciados del suelo del hogar refrigerado por agua; los bloques de parrilla tienen agujeros para el aire, que pasa a su través desde debajo de la parrilla, hacia el combustible que está sobre ésta.  con otros distribuidores mecánicos de combustible, ó La parrilla se usa, junto   con espitas de combustible sopladas con aire En cualquier caso se produce un tipo de combustión en lecho semisuspendido, dentro del cual las partículas más finas se queman en suspensión y las partículas más pesadas se acumulan y queman sobre la parrilla. La ceniza y materia extraña que queda en la parrilla, se elimina mediante un rasqueteado y evacuación manuales, por lo que la combustión de biomasa se tiene que interrumpir periódicamente, para realizar estas operaciones, lo que constituye su principal desventaja; la evacuación manual de la ceniza limita la profundidad del hogar y, por tanto, la capacidad de vaporización que se puede obtener económicamente. El 75% del aire comburente para la madera se introduce como airesecundario (por encima del nivel de fuego), a través de toberas en las paredes del hogar inferior, y el 25% restante es aire de la parte inferior de la parrilla. Este sistema de combustión permite pequeños cambios de carga, modificando los flujos de combustible y aire, y es adecuado para los combustibles de biomasa hasta un 55% de humedad. Se han desarrollado equipos mecánicos de rasqueteado y evacuación de cenizas, para incrementar la profundidad permisible en el hogar y acelerar el proceso de evacuación de la ceniza, a la vez que se provee de un cierto grado de protección para el operador, contra los humos, llamas y cenizas calientes, pero han resultado poco fiables en lo referente a sus características operativas de evacuación y a su función de protección. XXVIII.-834

Fig XXVIII.2.- Caldera con parrilla porosa, para quemar maderas

Parrilla móvil.- Se introdujo como una mejora del diseño de la parrilla porosa, Fig XXVIII.3, y originalmente se desarrolló para la combustión en parrillas planas de carbones bituminosos y subbituminosos. La parrilla móvil facilita una descarga automática y continua de la ceniza (que es su principal ventaja), y consiste en una serie de barras de hierro fundido unidas entre sí mediante cadenas, que se accionan lentamente por un mecanismo de ruedas dentadas. Las barras de hierro tienen agujeros a través de los cuales se admite el aire desde la parte inferior de la parrilla, que sirven también para su refrigeración, empleándose en esta misión del 60-85% del aire comburente, como aire inferior a la parrilla, por lo que sólo entre el 15-40% se introduce como airesecundario

por encima del nivel de fuego. Para el airesecundario se utilizan filas de toberas en las paredes frontal y posterior del hogar.

Los distribuidores de combustible y las formas de combustión, son iguales a los utilizados en las parrillas porosas. Para el carbón, la cantidad de airesecundario que se requiere para una combustión eficiente puede ser tan baja como el 15% del total. La cantidad de ceniza presente en el carbón es mucho más alta que en el XXVIII.-835

caso de la madera, por lo que es posible desarrollar, sobre la parrilla, un lecho de ceniza relativamente grande, con el fin de protegerla contra las altas temperaturas y para ayudar a la distribución del aire del inferior de la parrilla. El carbón de menor humedad se quema, frecuentemente, sin aire comburente precalentado, requiriendo rara vez temperaturas del aire que superen los 350ºF (177ºC). La parrilla móvil, aunque representa una mejora sobre la parrilla porosa, se debe considerar como un diseño de compromiso para la combustión de biomasa, ya que la utilización de aire precalentado y de biomasa con poca ceniza, reducen la posibilidad de refrigeración de la parrilla; ésta tiene muchas partes móviles que están sometidas al calor del hogar, lo que da lugar a elevados costes de mantenimiento.

Fig XXVIII.3.- Caldera con parrilla móvil, para quemar maderas

HOGAR CON ZONA DE COMBUSTIÓN CONTROLADA (CCZ).- Se desarrolló específicamente para la combustión de biomasa (1979), Fig XXVIII.4. El diseño utiliza bóvedas en las paredes frontal y trasera del hogar, para crear en éste una zona inferior en la que se confine la combustión de la biomasa. XXVIII.-836

El airesecundario que penetra a través de las toberas ubicadas bajo las bóvedas, quema el combustible volátil que se desprende del lecho, junto a las partículas sólidas arrastradas por el flujo ascensional de los humos. La optimización, ubicación y configuración de las toberas de airesecundario, se hace con vistas a conseguir los siguientes objetivos: - Alta turbulencia en todas las secciones del hogar inferior - Flujo uniforme en el hogar superior - Mezcla completa de aire y combustible - Mínima necesidad de limpieza de la superficie de parrilla

Fig XXVIII.4.- Caldera energética Stirling de 2 calderines, para quemar maderas y con zona de combustión controlada (CCZ)

La primera caldera con zona de combustión controlada (CCZ) (1980), se construyó para un flujo de vapor de 400.000 lb/h (50,4 kg/s) a 650 psi (44,8 bar) y 750ºF (399ºC), quemando madera y aceite. Programas informáticos han validado los beneficios de la configuración del hogar (CCZ), facilitando una mezcla superior del airesecundario (sobre el fuego) en el hogar inferior, y poniendo de manifiesto la suXXVIII.-837

perioridad de un diámetro grande, de 4÷ 6” = (101,6÷ 152,4 mm), y de una presión media, de 20”wg (4,98 kPa), para las toberas de airesecundario, en lugar de utilizar toberas de pequeño diámetro con elevadas presiones. El hogar (CCZ) se utiliza muy frecuentemente con parrillas vibratorias refrigeradas por agua, para facilitar unos medios más fiables y eficientes de quemar biomasa, resultando muy efectivo al quemar combustibles con alta humedad (60%) sin necesidad de quemar combustible auxiliar, Fig XXVIII.5

Fig XXVIII.5.- Unidad con parrilla vibratoria refrigerada por agua, con zona de combustión controlada (CCZ)

Secadores y pulverizadores.- Si el combustible de biomasa disponible es alto en humedad, o si la capacidad de la instalación existente se tiene que incrementar, resulta económico secar el combustible, antes de que se queme en el hogar, con los humos de combustión de la caldera, en lugar de prensar el combustible para evacuar su humedad o de modificar la caldera para aumentar su capacidad. Otras formas de quemar biomasa se concretan en la pulverización/secado. El secado se consigue mezclando la biomasa con los humos de la combustión calientes que salen de XXVIII.-838

la caldera, pulverizándola en un ventilador/molino de mazas y retornando la mezcla hacia el hogar a través de un quemador; el producto obtenido, a excepción de las grandes piezas, no puede experimentar una reducción de tamaño mayor. La mayoría de los demás sistemas de pulverización han demostrado que requieren de un mantenimiento importante, disponibilidades bajas y consumiendo, en las aplicaciones para biomasa, una gran cantidad de energía. Lecho fluidificado.- La combustión en lecho fluidificado se ha aplicado con éxito a un determinado tipo de combustibles residuales de madera, ofreciendo un determinado número de características funcionales que pueden ser ventajosas en ciertas aplicaciones. Sólo del 2 ÷ 3% del lecho es carbono, estando compuesto el resto por material inerte (arena), que acumula una gran cantidad de calor en el hogar, y de esa forma se amortigua el efecto de las fluctuaciones transitorias del poder calorífico del combustible, sobre la generación del vapor. Los lechos fluidos operan con temperaturas entre 1400÷ 1600ºF = (760÷ 871ºC) que son considerablemente inferiores a las de combustión en unidades de parrilla plana, de 2200ºF (1204ºC). Las temperaturas de los lechos fluidificados producen menos NOx lo que es beneficioso en el caso de combustibles de madera y biomasa, con altos contenidos en N2. Las emisiones de SO2 procedentes de la combustión de residuos de madera y biomasa se consideran insignificantes; sin embargo, cuando la contaminación del flujo principal de combustible por S representa un problema, se añade caliza al lecho fluido para lograr un alto grado de captura del S. Los combustibles contaminados por S incluyen los residuos procedentes de la construcción y algunos lodos de papeleras. El tipo de lecho fluidificado seleccionado depende del poder calorífico del combustible, tal como se recibe, de los residuos de madera y de biomasa. Para combustibles de bajo poder calorífico se selecciona, en general, el lecho fluido burbujeante. Para combustibles de alto poder calorífico, resulta más adecuado el lecho fluido circulante. XXVIII.5.- DISEÑO DE COMPONENTES DE CALDERA PARA COMBUSTIÓN DE MADERA Y BIOMASA Parrilla.- Forma el suelo del hogar y facilita una superficie sobre la que se queman las partículas más grandes del combustible; puede estar refrigerada por agua o por aire, y se puede dotar con un sistema de evacuación de ceniza para parrilla fija o con un sistema de evacuación de ceniza automático y continuo. La mayor parte de las parrillas se componen de barras de parrilla de hierro fundido o acero aleado. Distribuidor de combustible.- Los equipos más comunes para introducir el combustible en el ho los distribuidores mecánicos gar y quemarlo en lecho semisuspendido, son:  , y se diseñan  las espitas de combustible-aire a presión para distribuir el combustible uniformemente sobre la superficie de la parrilla. Para efectuar la distribución del combustible, el distribuidor mecánico utiliza una rueda de paletas; en algunas instalaciones se utilizan variadores de velocidad. La espita utiliza aire a alta presión; para lograr la distribución del combustible se utiliza una compuerta (cortatiros) rotativa; la trayectoria del combustible que sale de la espita se altera mediante una rampa situada en la parte inferior de la espita. XXVIII.-839

Quemadores.- Se utilizan para quemar todo o parte del combustible de biomasa, siendo su diseño parecido al de los quemadores convencionales para carbón pulverizado. Los combustibles que se pueden quemar incluyen: - El polvo de lijadoras - El polvo de las aserradoras con menos del 35% de humedad - Los materiales finos recogidos de un secador de combustible en el flujo Para evitar posibles inestabilidades  , hay que mantener continua en la calidad del combustible mente en servicio una llama piloto de combustible auxiliar. Hogar.- Tiene dos funciones principales: - Facilitar un volumen en el que todo el combustible se pueda quemar completamente - Absorber el calor suficiente para enfriar los humos hasta una temperatura determinada, con la que la ceniza volante en polvo arrastrada no ensucie las superficies de convección Esto se consigue mediante parrillas de dimensiones adecuadas, con las holguras suficientes en los quemadores auxiliares que impidan el impacto de las llamas sobre las paredes del hogar. Las calderas modernas se construyen con paredes membrana; en algunos casos puede resultar adecuado construirlas con tubos y ladrillos refractarios. En estas circunstancias, el requisito de un mantenimiento frecuente se compensa por la reducción en el coste de instalación y por una mejor facilidad de operación debido a las mayores temperaturas del hogar. Sobrecalentador.- En una caldera que quema madera, su dimensionado puede ser complicado debido a diversos factores. Para un determinado combustible que se vaya a quemar, el cálculo de la superficie depende de la temperatura final del vapor y del tipo de control. El espaciado tubular, lateral y longitudinal, se selecciona de modo que se minimicen el ensuciamiento y la erosión; una caldera que quema maderas, es raro que queme un combustible que mantenga todas estas características.  el contenido en humedad En general pueden cambiar  , afectando ambos parámetros a la rela el análisis del combustible ción vapor/humos. Como existen disponibles también una diversidad de combustibles auxiliares como, aceites, gases o carbones, cuando se diseña un sobrecalentador hay que conocer la magnitud de todas las condiciones operativas. Los componentes de la ceniza afectan al diseño del sobrecalentador; por ejemplo, en las cortezas de troncos que flotan en el agua de mar, se encuentran altos niveles de cloruros, lo que obliga a la utilización de materiales de alta aleación, como el SS-310, para minimizar la velocidad de corrosión de los tubos del sobrecalentador inmersos en las zonas de altas temperaturas. Flujo de humos , y de las relativamenFlujo de vapor te bajas presiones y temperaturas de trabajo, en la mayoría de las calderas que queman maderas se requiere una gran cantidad de superficie de vapor saturado. Además, como consecuencia de las bajas temperaturas adiabáticas de llama, la absorción de calor en el hogar es baja, en comparación con la de los combustibles aceite o gas; en consecuencia, en una caldera que quema madera, una gran parte de la superficie total de calentamiento está configurada como superficie del banco de caldera (superficie de vaporización). Banco de caldera.- Como consecuencia de la alta relación

XXVIII.-840

En algunos casos, la superficie del hogar se aumenta colocando pantallas de agua delante de los sobrecalentadores, con el fin de reducir la temperatura de los humos que entran en el sobrecalentador y, también, para protegerlo de la radiación procedente de las zonas de combustión activa del hogar. Esta superficie se dispone para flujos cruzados, caldera Stirling de dos calderines, Fig XXVIII.4, o para flujos longitudinales, calderas Towerpack soportadas por su parte inferior, Fig XXVIII.6.

Fig XXVIII.6.- Caldera de flujo longitudinal

Como los combustibles de madera contienen arena y otras materias minerales, junto con la ceniza, la velocidad de los humos en los pasos de convección o en el banco de caldera se deben mantener bajas, por debajo de 60 ft/s (18,3 m/s). Economizador.- Cuando se requiere reducir la temperatura del extremo final del generador de vapor hasta un determinado nivel, se ubica un economizador entre el banco de caldera y el calentador tubular de aire. El economizador se diseña de forma que la temperatura de los humos, a la entrada del calentador de aire, se reduzca hasta el nivel requerido. Algunas veces, el orden en la disposición de estos equipos, economizador y calentador de aire, se puede invertir; por ejemplo, si se necesita una alta temperatura de gases de combustión a la salida, como parte de una instalación que incorpora un secador de combustible que necesita humos calientes para eliminar la humedad del combustible; la misma instalación debe contar, cuando el secador se enXXVIII.-841

cuentre retirado de servicio para mantenimiento o reparación, con una baja temperatura de salida de humos, lo que es deseable, con el fin de lograr una mayor eficiencia térmica. Para proveer aire caliente, en ambos supuestos operativos, el economizador se debe utilizar como el último recuperador de calor. La temperatura se controla mediante un by-pass que se ubica en el lado de humos. Hay que tener en cuenta que la temperatura de los humos de salida: - Es menor cuando se quema combustible procedente del secador - Es mayor cuando se quema combustible de alta humedad con el secador fuera de servicio, si no se provee ningún medio de control En el diseño del economizador en unidades que queman madera, hay que limitar la velocidad de los humos; en todos los casos se utilizan economizadores compuestos por tubos lisos. Economizador.- Las calderas que queman madera están equipadas con calentadores de aire para quemar todos los combustibles de madera, excepto los más secos. Debido a la presencia de ceniza, arena y subcoque (char) en el gas de combustión, se selecciona un calentador recuperativo, con los tubos dispuestos en disposición regular, mejor que al tresbolillo, para así reducir la resistencia en el lado del aire y facilitar el mantenimiento. La configuración más común es la de: - Circulación de los humos (dos pasos) por el interior de los tubos de diámetro exterior 2,5” (63,5 mm) - Circulación del aire por el exterior El calentador de aire tubular, cuando cuenta con dos pasos en el lado de humos, puede actuar como un colector mecánico de polvo de bajo rendimiento, del orden del 50%. La baja velocidad de los humos en la tolva y el cambio en la dirección de los mismos de 180º, facilitan la separación de las partículas más grandes y pesadas de subcoque y de arena. En obturaciones debidas a los contaminantes de los humos, se pueden necesitar tubos de 3” (76,2 mm de diámetro exterior). XXVIII.6.- EQUIPOS AUXILIARES VENTILADORES.- Las calderas que queman madera requieren ventiladores de tiro forzado (FD), de tiro inducido (ID) y normalmente de airesecundario (OFA). Los ventiladores de tiro forzado (FD) no requieren más consideraciones de diseño, que la determinación de su capacidad y su presión estática. El diseño de tiro forzado se determina tras considerar: - La combustión sola de madera - La combustión de madera en combinación con el combustible auxiliar - La combustión sola de combustible auxiliar según sean la cantidad y presión del aire que se requieren para cada una de estas condiciones; estos ventiladores están controlados para mantener una presión constante en la caja de aire, a la salida del calentador tubular de aire. Los ventiladores de tiro inducido (ID) se diseñan teniendo en cuenta: - La abrasividad de los humos - La cantidad de humos que hay que manipular XXVIII.-842

- La pérdida de carga que hay que vencer - La temperatura de los humos La abrasividad de los humos depende: - Del tipo y de la eficiencia del equipo colector de polvo que se haya instalado - De la ubicación del ventilador, aguas arriba o aguas debajo del colector Los ventiladores de tiro inducido se utilizan para controlar la presión del hogar, de forma que en el punto en cuestión tengan entre -0,1”÷ - 0,5” wg = (-0,025÷ -0,12 kPa). La cantidad de humos y la pérdida de tiro que se utiliza para seleccionar estos ventiladores, deben tener en cuenta no sólo el funcionamiento esperado de la caldera, sino también las posibles variaciones  poder calorífico en el  aire teórico . contenido de humedad del combustible  Los ventiladores de airesecundario o aire por encima del fuego (OFA) están expuestos a un servicio severo, ya que tienen que elevar la presión del aire hasta 30”wg (7,5 kPa), y recibir el aire calentado en el calentador tubular de aire a una temperatura de 650ºF (343ºC). Cuando se selecciona un ventilador de airesecundario, es importante detallar y explicitar la máxima temperatura de aire que debe ser capaz de manipular. Sopladores.- Las superficies de transferencia de calor por convección se tienen que diseñar para que en ellas se puedan alojar sopladores, ya que las calderas que queman biomasa son susceptibles de tener arrastres de ceniza y de carbono. Los sopladores retráctiles se deben utilizar en el sobrecalentador y en las superficies del banco de caldera con alta temperatura. en las áreas de bancos de caldera con baja temperatura Los sopladores rotativos se utilizan  aun en el economizador que se prefieren los sopladores retráctiles en el supuesto de que haya espacio suficiente. Los sopladores rastrillo se utilizan sobre las placas tubulares de los calentadores recuperativos de aire, en el lado de humos. Estos sopladores utilizan vapor, saturado o sobrecalentado, como medio para limpiar los pasos de humos; las presiones de soplado están entre 150÷ 250 psi = (10,3÷ 17,2 bar) y la secuencia de soplado normalmente se inicia una vez por cada turno. El chorro de vapor de alta presión procedente de la tobera del soplador, limpia las superficies tubulares en un radio de 5 ft (1,52 m), alrededor de la lanza del soplador. Normalmente la ceniza no es viscosa y, en general, es fácil de retirar mediante el soplado. Si se permite que se acumule la ceniza, ésta puede taponar los pasos de humos, provocando desequilibrios en los flujos, que afectan a la circulación y a la transferencia de calor, y que obligan a una retirada de servicio forzosa de la caldera. Si se permite que se acumulen partículas de Cinquemado, éstas pueden provocar un incendio en el equipo final del generador de vapor, en el lado de humos. Sistemas de manipulación del combustible.- Los sistemas de combustible de biomasa pueden ser bastante complicados y de mantenimiento intensivo, debido a las características variables del combustible. Normalmente el combustible se transporta continuamente desde el almacenamiento hasta pequeXXVIII.-843

ños silos de carga correspondientes a cada distribuidor de combustible, que se mantienen llenos, retornando al almacenamiento el material combustible sobrante.  tornillo Los silos de carga están equipados con alimentadores de  , de velocidad variable, para con cadena trolar el régimen de combustible de biomasa que se introduce en el hogar. Los alimentadores de velocidad variable deben ser capaces de operar: - En un campo de regulación de 4/1, en control automático - A velocidad muy baja, durante las condiciones de puesta en servicio, para poder constituir un lecho de combustible sobre la parrilla del hogar El accionamiento de los alimentadores debe tener la potencia suficiente para ponerles en servicio, cuando el silo de carga se encuentre lleno de combustible. Aguas arriba de los silos de carga, es normal disponer de grandes silos de almacenamiento de fondo móvil, con una capacidad de almacenamiento equivalente al consumo máximo de biomasa durante 8 horas, circunstancia que evita interrupciones en la alimentación de combustible a la caldera, si se presentan problemas en el equipo exterior de manipulación del mismo. Sistemas de manipulación de la ceniza.- Para calderas que queman biomasa, se pueden considerar dos tipos de ceniza: - La ceniza del hogar inferior (escoria) - La ceniza volante en polvo La escoria del hogar inferior es la ceniza que es rasqueteada y transportada por la parrilla fuera del hogar, más la ceniza que cae a través de las aberturas entre barras de la parrilla hacia la tolva bajo la misma, llamada tolva de granzas o tolva de arrastres; esta escoria se compone de arena y piedras. La escoria, en la descarga de la parrilla, se recoge por un transportador sumergido de cadena con paletas, y con una sección inclinada de deshidratación en su extremo de descarga. Las granzas o arrastres se recogen mediante transportadores de cadena con paletas o con transportadores de tornillo. La ceniza volante en polvo es la ceniza fina y el Cinquemado que se recoge en las tolvas del banco de caldera, del economizador, del calentador de aire y del equipo de control de emisiones. El equipo de manipulación de la ceniza volante en polvo puede contar con: - Sistemas de cadenas con paletas - Transportadores de tornillo - Transportadores hidráulicos Como la ceniza volante en polvo contiene un alto porcentaje de carbono caliente, es importante disponer en la descarga de cada tolva, de válvulas selladoras rotativas, para impedir la infiltración de aire que, a su vez, podría provocar un incendio en la tolva; por esta razón, todos los transportadores de ceniza volante en polvo tienen que ser estancos. En algunos casos, la ceniza volante en polvo procedente de las tolvas del banco de caldera y del calentador de aire se reinyecta en el hogar, para disminuir la pérdida por inquemados y para reducir la cantidad de material del que hay que deshacerse; los elevados requisitos de mantenimiento en estos sistemas han limitado su uso. Sistemas de aire.- Se pueden clasificar en los dos tipos siguientes: - El aire bajo el nivel de fuego, o aire bajo la parrilla XXVIII.-844

- El aire sobre el nivel de fuego, o airesecundario El aire bajo la parrilla es de baja presión, del orden de 3”wg (0,75 kPa), y su cantidad depende del tipo de parrilla que se utilice, pudiendo ser, en cualquier caso, desde el 25÷ 75% del aire total requerido para la combustión. El objeto del aire bajo parrilla radica en: - Ayudar al secado del combustible - Promover el desprendimiento de los volátiles - Facilitar el oxígeno necesario para la combustión del subcoque (desvolatilizado) que queda en la parrilla - Para el caso de una parrilla refrigerada por aire, enfriar las barras de la parrilla Las parrillas porosas y las vibrantes se construyen con múltiples compartimentos de aire bajo las mismas, con compuertas independientes para que el operador pueda desviar el aire bajo parrilla hacia la zona del hogar donde está concentrado el combustible. Las parrillas móviles se puede dotar con un solo compartimento de aire bajo parrilla, por cada sección de accionamiento. La capacidad del sistema de airesecundario (aire sobre el nivel de fuego) varía entre el 25÷ 75% del aire total. Para lograr una adecuada penetración del airesecundario en el flujo ascendente de volátiles procedentes de la parrilla, se modifica el tamaño de las toberas y la presión del aire correspondiente; las modernas toberas de airesecundario tienen de 3÷ 6”= (76,2÷ 152,4 mm) de diámetro, y utilizan presiones de aire que llegan a 20”wg (4,98 kPa). El nivel de las toberas se controla independientemente, de forma que el airesecundario se pueda modificar de acuerdo con la carga y las características del combustible. Cuando se utiliza un porcentaje de airesecundario superior al 40% del flujo total de aire, a muy alta temperatura, resulta más económico y eficiente, desde el punto de vista energético, proveer un ventilaun ventilador de BP dor de tiro forzado de AP, en vez de   y un ventilador grande OFA de AP XXVIII.7.- EQUIPOS PARA EL CONTROL DE EMISIONES Colectores de polvo.- Los colectores mecánicos de polvo se utilizan aguas abajo del último recuperador de calor de la caldera, para recoger las partículas de ceniza volante en polvo de tamaño más grande, Y proteger así el ventilador inducido. Se componen de una serie de tubos que forman un multiciclón, encerrado dentro de una estructura envolvente; constan de un: - Tubo exterior para la entrada de los humos, dotado de paletas fijas para imprimirles una rotación - Tubo interior sin paletas recuperadoras La eficiencia del colector de polvo se encuentra entre el 65÷ 75%, con una pérdida de carga óptima entre 2,5÷ 3,0”wg = (0,62÷ 0,75 kPa). Debido a la naturaleza abrasiva de la ceniza volante en polvo, los tubos exteriores del colector y los conos están construidos con material resistente a la abrasión, de dureza 450 Brinell. Precipitadores.- Los electrostáticos se instalan aguas abajo del colector mecánico, para reducir la concentración de partículas en los humos, con el fin de cumplimentar los requisitos medioambientales. Debido al alto contenido en carbono que tiene la ceniza volante en polvo, es importante reducir la XXVIII.-845

posibilidad de un incendio en el precipitador electrostático. Es necesario asegurar que no exista ninguna fuga de aire hacia el interior del precipitador y que el polvo se está extrayendo continuamente desde las tolvas; en éstas se instalan detectores de nivel y detectores de temperatura. Las instalaciones se pueden equipar con aparatos extintores de incendios, como los dispositivos de inertización con vapor. Otros suministradores recomiendan interrumpir la alimentación eléctrica del precipitador, si el contenido en oxígeno de los humos excede de un cierto valor. Filtros de tela o cámaras de sacos.- Los colectores de cámaras de sacos raras veces se han utilizado en aplicaciones de combustibles de biomasa, debido a la posibilidad de incendios, aunque no se descarta que la llegada al mercado de materiales de sacos metálicos para altas temperaturas pueda cambiar la anterior tendencia en el futuro. Depuradores húmedos.- Se han utilizado en aplicaciones de calderas quemando biomasa; sus desventajas radican en: - La elevada caída de presión en los humos, que incrementa la potencia para el ventilador de tiro inducido - El alto consumo de agua  recogida de la ceniza en polvo húmeda siendo necesario un sistema de  .  separación y clarificación del agua Los depuradores húmedos han dado paso a los precipitadores electrostáticos como equipos preferidos para la limpieza final de los humos de combustión, habida cuenta de que no es preciso un depurador húmedo para reducir las emisiones de SO2 procedente del combustible auxiliar. Los depuradores húmedos contienen numerosas toberas pequeñas de rociado en el interior de una cámara, y se suelen emplear cuando se requiere una baja caída de presión en el lado de humos, y un pequeño consumo de agua, lo que resulta particularmente adecuado en las aplicaciones de modernización de instalaciones, en las que el depurador húmedo puede sustituir al colector mecánico de polvo, para mejorar la eficiencia de la depuración. XXVIII.6.- IMPACTO MEDIO AMBIENTAL Emisión de partículas.- Del orden del 80÷ 95% del residuo total de ceniza producida en un hogar mecánico de parrilla plana con distribuidor quemando corteza y madera, está en la forma de partículas suspendidas en los humos. Estas partículas están compuestas por un determinado número de materiales, como: - Ceniza - Contaminantes de arena que se han introducido durante la manipulación del combustible - Subcoque inquemado procedente del hogar - Humo salino, presente cuando los trozos de madera han estado en contacto con el agua de mar El contenido de ceniza en los combustibles de maderas y de cortezas es muy bajo, del orden de 0,2÷ 5,3% sobre base seca. Aunque los contaminantes de combustibles no son apreciables, las partículas contienen normalmente altos porcentajes de subcoque (char) inquemado. XXVIII.-846

La carga de partículas en los humos que salen de la caldera, depende de las condiciones de combustión y de las aerodinámicas. - Los factores relativos a la combustión afectan a las partículas por medio del grado de combustión completa que alcanza el subcoque arrastrado; estos factores incluyen el calor absorbido por unidad de superficie y el calor desprendido por unidad de volumen, que son los dos factores de diseño que afectan a la temperatura del hogar, al tiempo de residencia y a la combustión completa del subcoque (char). - La importancia de los factores aerodinámicos se basa en el hecho de que las parrillas planas con alimentador distribuidor están diseñadas para operar con algún grado de combustión en lecho suspendido. Velocidad en el hogar Tamaño medio de partículas de subcoque tienden a aumentar también la carga de partículas en los humos. Las variables que tienden a incrementar la relación

 la humedad del combustible y su contenido en finos  el área de la planta de caldera Algunos de estos factores incluyen:  el escalonamiento del aire  el nivel de aire  exceso Para combustibles de madera y cortezas, que no contengan cantidades de arena apreciables, la carga de partículas en los humos, a la salida del calentador de aire de una unidad moderna de parrilla plana con alimentador distribuidor, está entre 1÷ 3 granos / DSCF (2,4÷ 7,2 g/m3N). Óxidos de nitrógeno.- Las emisiones de NOx procedentes de la combustión de maderas y cortezas son muy bajas, en comparación con las correspondientes a las de los combustibles fósiles tradicionales. Las temperaturas de combustión cuando se queman maderas, son bajas, por lo que se forma poca cantidad de NOx térmico, procedente del nitrógeno contenido en el aire comburente; las emisiones de NOx dependen, por lo tanto, del contenido de nitrógeno que tenga el combustible. La conversión del nitrógeno estructural del combustible en NOx depende de una serie de factores de operación que comprenden: - El exceso de aire - El escalonamiento del aire comburente - El calor liberado por unidad de volumen del hogar - El contenido de humedad en el combustible Los NOx varían inversamente al contenido de humedad en el combustible, aunque la magnitud de esta correlación es poco significativa. Con todos los factores considerados, las emisiones de NOx cuando se queman maderas y cortezas en hogares mecánicos, suelen variar entre 0,2÷ 0,4 lb / 106 Btu = (0,09÷ 0,17 g/MJ) Dióxido de azufre.- Las maderas y las cortezas contienen menos de 0,1% de S elemental, sobre base seca. Durante el proceso de combustión, algo de este S (10÷ 30%) se puede convertir en SO2. Las cantidades de S en las maderas y del SO2 formado, están en la frontera de detección de los instrumentos analíticos; las emisiones de SO2 de los hogares mecánicos que queman maderas y cortezas, no suelen exceder de 0,03 lb/106 Btu (0,01 g/MJ). Monóxido de carbono.- Entre todas las emisiones asociadas a las combustiones de maderas y cortezas, la del CO es la más variable. Como este compuesto es el resultado de una combustión incompleta, la cantidad de CO dependerá de consideraciones relativas al tiempo de residencia, temperatura y turbulencia del proceso. XXVIII.-847

Los factores más importantes, que determinan las emisiones de CO son: - El aireexceso - El mantenimiento del poder calorífico del combustible - La regularidad en la distribución del combustible  Alto aire exceso y bajo aireexceso Las condiciones de:  Alta humedad del combustible , incrementan la conCarga reducida < 70% del régimen máximo continuo  centración de CO en los humos. Las modernas unidades de parrillas planas con alimentadores distribuidores, que queman sólo maderas y cortezas, operando en régimen permanente, emiten CO con valores aproximados de 0,1÷ 0,5 lb/106 Btu (0,04÷ 0,22 g/MJ). Compuestos orgánicos volátiles (VOC).- Son productos gaseosos procedentes de una combustión incompleta, por lo que la combustión de maderas y cortezas viene afectada por las mismas condiciones y factores que la emisión de CO; las emisiones de compuestos orgánicos volátiles (VOC), expresadas en metano no suelen exceder de 0,05 lb/106 Btu (0,02 g/MJ).

XXVIII.-848

XXIX.- COMBUSTIÓN EN LECHO FLUIDO PRESURIZADO http://libros.redsauce.net/

Entre 1970/90, se prestó gran atención a la combustión en lecho fluido presurizado (PFBC), con el fin de reducir las emisiones del proceso de combustión, que tiene lugar en un determinado lecho a presión elevada, y se combina con una turbina de gas y otra de vapor, configurando lo que se conoce como ciclo combinado. Los procesos químicos de los lechos fluidos atmosféricos son prácticamente los mismos que los de la (PFBC). La presurización del proceso de combustión es lo más destacable, y permite: - Mayores reducciones en las emisiones de S - Mejorar la eficiencia de la combustión - Produce gases calientes de escape que se pueden aprovechar en una turbina de gas En una planta energética de lecho fluido atmosférico, el componente principal de la planta es el generador de vapor; el aire comburente se proporciona mediante ventiladores y la combustión proporciona el calor a un ciclo de vapor antes de expulsar los humos a la chimenea. En una planta de lecho fluido presurizado, los ciclos de vapor y de gas actúan en conjunto. El carbón se quema en un lecho presurizado y los gases producidos se mantienen a alta temperatura para accionar la turbina de gas. Simultáneamente, una caldera absorbe calor del lecho, y el vapor producido acciona la turbina de vapor. La idea de quemar carbón en un lecho fluidificado tuvo su primera aplicación en el proceso de gasificación de Fritz Winkler, (1920). Hasta 1960, la combustión del carbón en lecho fluidificado no tuvo mayor atención y fué a partir de aquí cuando aumentó el interés de reducir las emisiones de S y N, producidas por las plantas que quemaban carbón pulverizado en suspensión. La combustión a menor temperatura en un lecho fluidificado y el empleo de un absorbente del S como material del lecho, permitían utilizar el carbón mediante un procedimiento más barato y eficiente que los convencionales de carbón pulverizado. A comienzos de 1970, a la vez que se reducían las emisiones, se vió la posibilidad de mejorar la generación de vapor utilizando procesos en lechos fluidos en condiciones presurizadas, y a finales de la década citada, se comenzaron a desarrollar las calderas de combustión en lecho fluido presurizado (PFBC). Los primeros diseños se realizaron con ciclos refrigerados por aire, pero la necesidad de nuevos maXXIX.-849

teriales aptos para muy altas temperaturas, los hizo irrealizables. En 1980 se ponen de manifiesto la erosión y corrosión de los bancos tubulares sumergidos y de los álabes de la turbina de gas, y la fiabilidad/durabilidad de componentes, como factores clave de esta naciente tecnología. Se observa el comportamiento de combustibles y absorbentes en condiciones presurizadas y se progresa en la depuración de los gases calientes y los deseos de mejorar las características operativas, lo que condujo a la realización de ciclos avanzados que incorporaban la gasificación del carbón con turbina de gas en cabeza, dentro de una configuración de (PFBC), y eficiencias netas de plantas del orden del 45% XXIX.1.- PROCESO DE COMBUSTIÓN EN LECHO FLUIDIFICADO PRESURIZADO (PFBC) Al igual que en el caso de los lechos fluidos atmosféricos, existen dos tipos de diseño de lechos fluidos presurizados: - Lecho fluido presurizado burbujeante - Lecho fluido presurizado circulante Debido a las elevadas presiones y densidad del aire en el proceso de la combustión, en (PFBC) se pueden utilizar lechos más profundos y mayores velocidades de fluidificación. Con el fin de poder accionar una turbina de gas y una turbina de vapor, los lechos fluidos presurizados burbujeantes que operan entre 174÷ 232 psi = (1200÷ 1600 kPa), tienen: - Una profundidad de lecho doble de la de los lechos atmosféricos equivalentes - Una velocidad de fluidificación entre

1 3

÷

1 4

de la utilizada normalmente en los lechos atmosféricos

diferencias que proporcionan diversas ventajas, como: - Una mejor eficiencia del ciclo o menor consumo de calor - Emisiones más reducidas - Combustión mejorada - Menor tamaño de caldera - Erosión más baja - Construcción modular Eficiencia del ciclo.- La mayor ventaja del proceso de combustión en lecho fluidificado presurizado (PFBC) radica en que la eficiencia de la planta se mejora de forma muy significativa, combinando el ciclo de vapor (Rankine, Hirn), con el ciclo de gas (Brayton). Como el proceso (PFBC) tiene lugar a presiones del orden de 174 psi (1200 kPa) e incluso mayores, los gases calientes presurizados pueden accionar una turbina de gas, mientras que el vapor generado en la caldera se destina al accionamiento de una turbina de vapor. Una limitación de la potencia de la unidad radica en la capacidad de la turbina de gas que se destina para el suministro del aire comburente. La primera generación de ciclos combinados con (PFBC), tenía eficiencias del 40% y un consumo específico de calor de 8.500 Btu/kWh, cifra que mejoraba la de 9.600 Btu/kWh de los lechos fluidificados atmosféricos. La segunda generación de ciclos combinados tiene eficiencias superiores al 45%, y un consumo específico de calor inferior a 7.500 Btu/kWh. Emisiones reducidas y combustión mejorada.- El aumento de la presión de operación correspondiente al proceso de combustión tiene diversas ventajas y facilita el funcionamiento del ciclo combiXXIX.-850

nado. La mayor presión y densidad de los fluidos (aire y humos) permiten operar a una menor velocidad superficial de fluidificación, del orden de 3 ft/s (0,9 m/seg), con lo que se reduce el riesgo de erosión de los tubos de los bancos sumergidos en el lecho; a su vez, una caída de presión en el proceso (PFBC) mayor facilita que los lechos sean de mayor profundidad.

Fig XXIX.1.- Proceso de combustión en lecho fluidificado presurizado (PFBC)

Fig XXIX.2.- Esquema de una instalación (CLFP)

XXIX.-851

Para un lecho fluido presurizado burbujeante a plena carga, la profundidad del lecho es del orden de 12÷ 15 ft = (3,6÷ 4,6 m), según la presión de operación.  menor velocidad de fluidificación El efecto combinado de una  , da lugar a un tiempo de residencia  mayor profundidad de los gases en el lecho, muchísimo más importante, lo que reduce las emisiones de SOx, y mejora la eficiencia de la combustión. Un lecho profundo permite que el tiempo de residencia en su seno llegue a ser del orden del 50% del tiempo total de residencia, lo que es mucho más efectivo que el 10÷ 15% de los lechos fluidos atmosféricos burbujeantes, menos profundos. TAMAÑO DE CALDERA REDUCIDO. m es la masa de aire  ρ su densidad El flujo másico de aire es: m = ρ V A , en la que  V su velocidad superficial  A el área correspondiente a la sección del lecho  Como consecuencia de la alta densidad correspondiente a los flujos de aire y humos, para un mismo flujo másico de aire, se precisa menor área de lecho fluidificado. Con un determinado flujo másico de aire, una unidad de combustión en lecho fluidificado presurizado burbujeante, operando a 174 psi (1200 kPa) y con una velocidad superficial de 3 ft/s (0,9 m/s), necesita: - El 28% del área de un lecho fluido atmosférico burbujeante - El 56 % del área de un lecho fluido atmosférico circulante la altura global del lecho La menor velocidad superficial en el lecho reduce significativamente  que  el espacio superior configuran el hogar, ya que la altura total de éste es el producto de la velocidad por el tiempo de residencia total que se desee; la influencia de estos factores se indica en la Fig XXIX.3, junto con el perfil relativo de la vasija de la cámara de combustión.

LFA

LFC

LFP

Presión

1 atm (100 kP)

1 atm (100 kP)

12 atm (1200 kP)

Velocidad

10 ft/s (3 m/s)

20 ft/s (6 m/s)

3 ft/s (0,9 m/s)

6 seg

4,5 seg

6 seg

Tiempo de residencia

Fig XXIX.3.- Efecto de la presión del proceso sobre la reducción del tamaño de la caldera

XXIX.-852

El desgaste de los tubos sumergidos en el lecho depende de factores que influyen en la erosión y en la corrosión. Los parámetros que tienen influencias adversas en los tubos y soportes sumergidos en el lecho son: - La temperatura de los tubos - El material tubular - La geometría del banco o haz tubular - La velocidad de los humos - Las propiedades del material del lecho - Las características del combustible El efecto más significativo de la presurización en el desgaste de los tubos, es consecuencia de la reducida velocidad de los humos, del orden de 1/3 de las habituales en lechos fluidos atmosféricos. Las causas de desgaste de tubos sumergidos en el lecho, son comunes para los atmosféricos y para los presurizados. Los tubos de mayor temperatura, por ejemplo los de sobrecalentadores, tienden a formar una capa de óxido resistente a la abrasión que, prácticamente, la impide en tales superficies. Sin embargo, las superficies vaporizadoras, de menor temperatura, quedan expuestas a la erosión. Para el mantenimiento de los tubos expuestos a la erosión se usan diversas técnicas, como: revestimientos, aletas y otros tratamientos superficiales. El tamaño de las partículas del lecho, su dureza y las características del combustible contribuyen también al desgaste del material sumergido: - Tamaños mayores de partículas y absorbentes más duros incrementan la erosión - Algunos componentes del combustible pueden provocar la corrosión de los metales y las protecciones CONSTRUCCIÓN MODULAR.- La capacidad del compresor accionado por la turbina de gas se fija con arreglo a las necesidades de la caldera y de los componentes principales, de modo que la unidad (PFBC) tiende por sí misma a un alto grado de estandarización. Como el tamaño de la caldera se reduce mucho con la presurización del proceso de combustión, y está encerrada en la vasija del combustor, resulta factible un alto grado de modularidad.  el flujo de aire Una vez seleccionada la turbina de gas, se definen  la presión  el tamaño de la caldera Las diferencias existentes entre distintas instalaciones se deben a los diversos requisitos para manipulación de combustibles y absorbentes y a las particulares características del ciclo de vapor. La construcción por módulos depende de la ubicación que vaya a tener la planta; si ésta se sitúa a orillas de un curso de agua navegable, son posibles módulos mucho mayores. XXIX.2.- CICLOS PARA PLANTAS DE (PFBC) La configuración básica de ciclos propuestos para plantas de combustión en lecho fluido presurizado (PFBC), se reducen a las tres siguientes: - Ciclo turboalimentado - Ciclo combinado - Ciclo combinado avanzado CICLO TURBOALIMENTADO.- El ciclo turboalimentado se desarrolló como un paso intermedio hacia el ciclo combinado, Fig XXIX.4. Las altas temperaturas de los humos de los ciclos combinados, suXXIX.-853

periores a 1580ºF (860ºC), impedían utilizar los métodos convencionales con humos tan calientes, ya que el estado de la depuración de gases a alta temperatura no estaba suficientemente desarrollado.

Fig XXIX.4.- Ciclo de CLFP turboalimentado

Para reducir la temperatura de los humos a la salida de la caldera y facilitar su depuración, se colocaban superficies termointercambiadoras por encima de la cota del lecho; el lado de humos de la planta se diseñó para mantener las condiciones en la turbina de gas, soportando el ciclo de vapor toda la producción eléctrica con tecnologías convencionales, en perjuicio de su rendimiento. CICLO COMBINADO.- En el ciclo combinado, Fig XXIX.5, a diferencia de lo que ocurre en el ciclo turboalimentado, no hay ninguna superficie termointercambiadora convectiva para enfriar los humos calientes presurizados que, cuando salen de la caldera se limpian y envían directamente a la turbina de gas, a una presión de 174÷ 232 psi = (1,2÷ 1,6 MPa) y temperatura 1500ºF (843ºC), habiéndose llegado a proponer presiones de 290 psi (2 MPa). El reparto de potencia útil entre los ciclos de vapor y de gas, es: - El alternador conectado a la turbina de vapor genera el 80% de la producción eléctrica - El alternador conectado a la turbina de gas genera el 20% restante Los lechos fluidificados atmosféricos (FBC) utilizan un absorbente como piedra caliza o dolomía para la captura del S liberado en la combustión del carbón, Fig XXIX.5a. Un chorro de aire mantiene en suspensión la mezcla de absorbente y carbón durante la combustión, convirtiendo la mezcla en una suspensión de partículas al rojo vivo que fluyen como un líquido; estos sistemas funcionan a presiones elevadas y producen humos que se envían a la turbina de gas. El vapor generado en el lecho fluidificado se envía a la turbina de vapor, dando lugar a un ciclo combinado eficiente. El sistema de generación intermedia, Fig XXIX.5b, incrementa la temperatura del gas que se lleva a la turbina quemando gas natural (mayor coste) en un combustor, utilizando como comburente el aire contaminado procedente de la (PFB), lo que proporciona una temperatura mayor a la entrada de la turbina de gas y, en consecuencia, una mayor eficiencia del ciclo combinado. El sistema de segunda generación A(PFBC), Fig XXIX.5c, más avanzado, incorpora un carbonizador a presión (gasificador) que se alimenta sólo con carbón y produce char y gases de combustión. El (PFBC) quema el char para producir vapor y calienta el aire para la turbina de gas. XXIX.-854

Fig XXIX.5a.- 1ª generación (PFBC).- Ciclo combinado combustión en lecho fluidificado circulante presurizado

Fig XXIX.5b.- Generación intermedia (PFBC).- Ciclo combinado combustión en lecho fluidificado circulante presurizado

Fig XXIX.5c.- 2ª Generación A(PFBC).- Ciclo combinado combustión en lecho fluidificado circulante presurizado avanzado XXIX.-855

Fig XXIX.5d.- Sistema GFBCC de ciclo combinado, gasificación parcial y combustión en lecho fluidificado circulante presurizado (PCFB)

Fig XXIX.5e.- Sistema de ciclo combinado de combustión de alto rendimiento (CHIPPS)

El gas combustible del gasificador se quema en el combustor de la turbina de gas. El ciclo de vapor es semejante al del sistema intermedio. La potencia de la turbina de gas es suficiente para asumir simultáneamente el accionamiento del: - Compresor, como fuente de suministro de aire comburente presurizado y calentado, que lo envía a la caldera de lecho fluidificado en la que se verifica la combustión - Alternador, como generador de energía eléctrica, dispuesto en paralelo con el que accione la turbina de vapor Funcionamiento.- El proceso comienza cuando se inyectan el carbón troceado y el absorbente (dolomía o caliza), por medio de un flujo uniforme de aire, a través de la parte baja del hogar de la caldera; dentro de ésta, cuando la velocidad del aire alcanza un cierto nivel, las partículas sólidas adquieren un movimiento aleatorio y parece que flotan o que son fluidas. Durante este proceso, el carbón se quema y el absorbente captura los compuestos de S desprendiXXIX.-856

dos. El absorbente, cargado de S, forma un producto residual sólido y seco, desechable; una gran parte de este residuo, en forma de ceniza del lecho fluidificado, se evacúa a través de la parte inferior de la caldera. Las partículas más pequeñas, ceniza volante en polvo, se arrastran por los humos calientes producidos en la combustión, hacia la parte superior de la caldera y, a continuación, los humos pasan a través de unos colectores de polvo o depuradores, que separan los sólidos del resto de humos. Los gases de la combustión, relativamente limpios, mueven una turbina de gas, que acciona un compresor y un alternador. El primero se utiliza para el suministro del aire comburente presurizado, destinado al lecho fluidificado y el segundo genera energía eléctrica. Los humos que salen de la turbina de gas se utilizan de nuevo para calentar el agua del ciclo aguavapor, que se conduce a los bancos tubulares de los termointercambiadores sumergidos en el lecho denso absorbiendo el calor del proceso de combustión, dentro de la vasija, y vaporizando el agua en el interior de los mismos. El vapor se lleva a una turbina, que acciona un alternador para producir energía eléctrica, y una vez condensado vuelve a reiniciar su ciclo. Los humos residuales se liberan a la atmósfera por la chimenea, con las limitaciones medioambientales correspondientes. CICLO COMBINADO AVANZADO.- El lecho fluidificado de una unidad con (PFBC) suele operar a unos 1580ºF (860ºC), con el fin de: - Prevenir la escorificación - Minimizar la formación del NOx térmico - Maximizar las reacciones de captura del S - Evitar la aparición de álcalis en el flujo de humos siendo la temperatura de los humos a la entrada de la turbina de gas de 1525ºF (830ºC), bastante inferior a la de las turbinas de gas convencionales que operan con temperaturas de 2000ºF (1093ºC).

Fig XXIX.6a.- Diagrama de flujos del ciclo combinado TIDD, de 70 MWe, que quema carbón bituminoso Ohio, con 2 ÷ 4% de S XXIX.-857

Fig XXIX.6b.- Planta energética que quema sólo carbón (IGCC) de 100 MW de aporte, generación y pérdidas

Fig XXIX.6c.- Opciones de sistemas energéticos

XXIX.-858

Fig XXIX.7.- Ciclo avanzado de CLFP

El carbón es el combustible principal de una unidad con caldera de (PFBC); se quema parcialmente en un gasificador y el char residual realimenta el lecho fluido. La aplicación de este sistema implica disponer de un equipo avanzado de limpieza de gases calientes, para separar todas las partículas sólidas del flujo gaseoso antes de enviarlo a la turbina de gas, lo mismo las que proceden del lecho fluidificado que las de la gasificación parcial. Las Fig XXIX.5c, XXIX.6 y XXIX.7 muestran la configuración de esta segunda generación de ciclos combinados avanzados con (PFBC). Con mayores temperaturas de entrada en la turbina de gas se podrían utilizar ciclos de vapor supercríticos a 4.000 psi (300 bar) y con sobrecalentamiento y recalentamiento a 1100ºF (595ºC), para lograr unidades con potencias útiles muy superiores. Los métodos avanzados de reducción de emisiones pueden lograr niveles inferiores a 0,1 lb/106 Btu para los NO2 y capturas de S superiores al 98%, aunque estas tecnologías no se han demostrado con suficientes realizaciones prácticas. XXIX.3.- DISEÑO DEL CICLO COMBINADO PROCESOS EN EL LECHO FLUIDIFICADO.- Los lechos fluidificados presurizados funcionan, básicamente, de la misma forma que los lechos fluidificados atmosféricos, aunque su elevada presión afecta a: - La fluidificación - La transferencia de calor - La eficiencia de la combustión Fluidificación.- Siempre es importante para evitar un excesivo arrastre de partículas, especialmente en un lecho burbujeante, mientras mantiene las partículas en suspensión con una mezcla adecuada a fin de retener las partículas más pesadas hacia el fondo del lecho. Una buena fluidificación se logra con velocidades límite comprendidas entre la: - Velocidad que inicia la fluidificación - Velocidad que comienza a sacar partículas del lecho y las arrastra al exterior (velocidad terminal) XXIX.-859

- Del tamaño y forma de las partículas La fluidificación depende: - De la temperatura del proceso - De la presión de operación Se ha comprobado que, si en el lado de humos se aumenta la presión de operación, las velocidades límite disminuyen; para tamaños de unas 1.500 micras, la bajada es del 30%, y para 200 micras la reducción es despreciable. La temperatura del lecho fluidificado tiene un efecto similar al de la presión, aunque es mucho menos significativa. Transferencia de calor.- Al igual que en los lechos fluidificados atmosféricos burbujeantes, en los lechos fluidificados presurizados burbujeantes se consideran tres zonas de transferencia de calor: - La interior al lecho - La de desprendimiento - La superior al lecho La predicción de la transferencia de calor en cada una de las zonas, tiene gran importancia para la determinación de las características funcionales de operación a carga parcial. La transferencia de calor hacia los tubos sumergidos (zona interior al lecho) se realiza por convección y radiación, lo mismo desde el gas que desde las partículas. La fracción convectiva es la más relevante y el coeficiente de convección se calcula mediante la ecuación: hc = (13,5

,5 kg Ar 0 ,12 D −0 p

)+

0 ,46 kg Ar 0 ,15ε −0 ,7 Dp

W/m2ºK

en la que: kg = conductividad térmica promedia de los humos, W/mºK ρ p- ρ g Ar = número de Arquímedes = g D 3 ρ g η g2 Dp = diámetro medio de las partículas, m

ε = paso promedio en el interior del banco tubular g = gravedad

ρ g = densidad media de los humos en la zona pelicular, kg/m3 ρ p = densidad media de las partículas, kg/m3 ηg = viscosidad media de los humos en la zona pelicular Cuando en los humos aumenta la temperatura y/o la presión, el coeficiente de convección aumenta; hay que tener en cuenta que el efecto de la presión es mucho mayor que el de la temperatura; por ejemplo, para una temperatura dada del lecho, si la presión sube desde 85 a 230 psi = (590 a 1.600 kPa), el coeficiente de convección aumenta un 28%. El coeficiente de radiación es un 75% del coeficiente de convección, y depende mucho de las temperaturas del lecho y del metal tubular; para un intervalo de temperaturas del lecho de 400ºF (222ºC), el coeficiente de radiación varía un 50%. El coeficiente de transferencia de calor en la zona de desprendimiento está comprendido entre el coeficiente interior total del lecho y el de la zona superior al mismo. En general, el coeficiente de la zona interior es unas 4 veces el correspondiente a la zona superior. Aunque la zona de desprendimiento no es muy extensa, hay que tenerla en cuenta para alcanzar una predicción exacta de la absorción de calor, cuando la carga de la unidad se reduce. XXIX.-860

La transferencia de calor en la zona superior, (zona de régimen libre en una caldera de lecho burbujeante), se determina igual que en las calderas convencionales que queman carbón pulverizado; sin embargo, la mezcla sólidos-humos, en la zona de régimen libre, es más alta en sólidos que la correspondiente a las calderas convencionales que queman carbón pulverizado con alto contenido en ceniza. La mezcla sólidos-humos influye en la emisividad radiativa y en la transferencia convectiva. En un ciclo combinado de (PFBC) existe una transferencia de calor baja en la zona superior al lecho, como consecuencia de la alta temperatura de los humos que se llevan a la turbina de gas; a veces, esta zona de régimen libre se calorifuga internamente, para minimizar la transferencia de calor en la zona superior. Eficiencia de la combustión.- Depende de:  

El aireexceso La velocidad de fluidificacin La altura del lecho La temperatura absoluta del lecho

Una correlación entre los parámetros precedentes es: 1 − ηcomb =

t 1g ,69 ( lecho ) K( 1 + X ) −3

(

1300 − Tlecho 2 ) Tlecho

en la que: ηcomb es la eficiencia de la combustión K es un parámetro dependiente de las características del combustible, que varía entre 12 (altos volátiles) y 27 (bajos volátiles) X es el aireexceso tg(lecho) es el tiempo de residencia del gas en el lecho, en segundos Tlecho es la temperatura absoluta del lecho, ºK observándose que un incremento del tiempo de residencia, mejora la eficiencia de la combustión.  reduce la velocidad de fluidificación Un aumento de la presión del proceso  aumenta la altura de diseño permisible en el lecho , de lo que  aumenta el tiempo de residencia en el lecho se deduce, en comparación con los lechos fluidificados burbujeantes atmosféricos, que la eficiencia de la combustión se mejora cuando se emplean unidades de (PFBC). XXIX.4.- EMISIONES Óxidos de nitrógeno.- Los parámetros principales que afectan a la emisión de NOx en la combustión en lechos fluidificados, son: - El nitrógeno contenido en el combustible - El nivel de aireexceso comburente La influencia de estos parámetros en la producción del NOx se correlaciona teniendo en cuenta: - La temperatura de los lechos fluidificados - Un aireexceso equivalente a un 3% de oxígeno  NO x = 20,5 N 2 (O 2 + 0 ,5) en ( ppmv) mediante las ecuaciones:   NO x = 0 ,028 N 2 ( O2 + 0 ,5 ) en ( lb/106 Btu )  N es el contenido en nitrógeno del carbón seco, tal como se quema en las que:  2 O 2 es el contenido en oxígeno del gas seco, % moles XXIX.-861

A consecuencia de las bajas temperaturas de combustión, típicas en un lecho fluidificado, la producción de NOx de origen térmico es mínima. La presión del proceso de combustión tiene una influencia despreciable en las emisiones de los NOx.  la relación molar ( Ca/S)  el tiempo de residencia del gas en el lecho Captura de azufre.- Depende de:  el tamaño de las partículas  la temperatura del lecho  la reactividad del absorbente Estos parámetros se correlacionan por la siguiente ecuación que permite determinar la captura RS de S en %: RS = 100 { 1 − exp (Cmolar( Ca/S ) Areact .absorb.

tg dabsorb.

e −( n activ ./Tlecho ) )}

en la que: Cmolar /Ca/S) es la relación molar, Ca/S tg es el tiempo de residencia del gas en el lecho, segundos dabsorb. es un parámetro que caracteriza el tamaño de la partícula, igual al diámetro de la superficie promedia de absorbente, en mm nactiv.es una constante relativa a la energía de activación para reacciones de captura de S Tlecho es la temperatura absoluta del lecho, ºK A react.absorb. es el índice de reactividad del absorbente,

mm/seg

una determinada temperatura del lecho El parámetro clave para  , es el tiempo de residencia de los un absorbente dado humos en el lecho. la velocidad de los humos decrece Cuando la presión del proceso de combustión sube   la altura del lecho a utilizar en el diseño aumenta lo que da lugar a un tiempo de residencia del gas en el lecho de una unidad (PFBC), equivalente a 6 veces el disponible en unidades de combustión en lecho fluido atmosférico, con la consiguiente mejora en la captura del S. XXIX.5.- CICLOS DE LOS FLUIDOS Ciclo agua-vapor.- La Fig XXIX.8 representa una instalación de generación de vapor, con caldera de circulación forzada, en una unidad de (PFBC). En el circuito agua-vapor, el agua procedente del sistema de condensado se calienta en los calentadores regenerativos de agua del ciclo y se impulsa - Al economizador mediante las bombas de alimentación de la caldera - O hacia la entrada de la caldera si se utiliza un generador de vapor recuperador de calor aguas abajo de la turbina de gas Desde el economizador, el agua subenfriada entra en la caldera, pasa por las paredes de cerramiento del lecho y de la zona superior, y entra en la unidad vaporizadora, que se encuentra dentro del lecho, donde tiene lugar la vaporización. El fluido que sale del vaporizador se dirige al separador de vapor-agua; por debajo del 40% de la carga nominal de la unidad es una mezcla saturada de dos fases, y con cargas iguales o superiores al 40% tiene un ligero grado de sobrecalentamiento. A cargas por debajo del 40%, el agua procedente del separador se recicla con una bomba auxiliar a XXIX.-862

través de la superficie vaporizadora; para cargas por encima del 40% el reciclado se interrumpe porque no se precisa recirculación. El vapor procedente del separador entra en el sobrecalentador primario; aguas abajo del mismo se utiliza un atemperador atomizador, para controlar la temperatura del vapor sobrecalentado que sale del sobrecalentador secundario hacia la turbina de vapor de la planta. La presión del vapor sobrecalentado principal se controla mediante las válvulas de admisión de la turbina de vapor.

Fig XXIX.8.- Esquema de un sistema de circulación forzada para el circuito agua-vapor

Cuando en el ciclo de vapor se requiere un recalentamiento intermedio, la superficie correspondiente se coloca inmersa en el lecho, de modo que se produzca la absorción de calor con la mínima caída de presión. Como el flujo del vapor recalentado no se establece hasta que la turbina está girando, la superficie del recalentador se coloca en la parte alta del lecho, con el fin de evitar temperaturas del metal tubular excesivas y minimizar los efectos de un lecho hundido. La temperatura del vapor recalentado se regula mediante un atemperador dispuesto a la entrada del mismo. Durante la puesta en servicio de la unidad y en el caso de un disparo de la turbina de vapor, un bypass se hace cargo del vapor producido por la caldera que no pasa por la turbina, dirigiéndolo hacia el condensador del ciclo; el sistema controla la caída de presión y temperatura de la caldera durante el disparo y conserva la mayor cantidad posible de agua tratada. Ciclo aire-humos.- En el ciclo de aire-humos, o ciclo de aire (Brayton), el aire ambiente llega a la turbina de gas, pasa a través del compresor de BP, se refrigera en un intercambiador intermedio, se presuriza en la parte de AP hasta alcanzar la presión de diseño, entre 170÷ 230 psi = (1200÷ 1600 kPa) y se calienta hasta unos 600ºF (316ºC); el aire comprimido circula por un anillo exterior, formado por dos tuberías coaxiales, hacia el combustor. XXIX.-863

Desde la parte superior del recipiente del combustor, el aire baja a través de los enfriadores de ceniza, para recuperar calor antes de que el aire llegue al sistema de distribución; desde aquí el aire entra en el lecho fluidificado en el que tiene lugar la combustión. Los humos que proceden del lecho pasan por la zona superior del combustor, salen hacia el equipo de limpieza de gases calientes (ciclones, etc.) y, desde aquí, los gases calientes limpios fluyen a lo largo de la tubería coaxial por el tubo interior hacia la turbina de gas. Los gases calientes limpios presurizados se expansionan en la turbina de gas de AP, y después en la de BP, facilitando el accionamiento de los compresores, de AP y BP, y de un alternador que toma el 20% de la potencia global de la turbina de gas, para la generación de energía eléctrica. A la salida de la turbina de gas, el flujo de humos se canaliza hacia el economizador o hacia una unidad recuperadora de calor para refrigerarlos aún más. Si la limpieza de los humos se realiza mediante ciclones, se pasan por un precipitador electrostático o por unos filtro de sacos, antes de descargarlos a la chimenea. XXIX.6.- PÉRDIDAS DE ENERGÍA Como consecuencia de los diversos componentes y de las altas temperaturas de salida de los humos de la caldera, la eficiencia de ésta ya no es un indicativo del rendimiento del sistema de combustión en lecho fluidificado presurizado (PFBC). Para interpretar el balance energético y de masa, hay que tener en cuenta todos los componentes del recipiente del combustor y de la turbina de gas, que intervienen en el proceso. El balance energético es de particular interés, porque los procesos de calcinación y sulfatación afectan a la energía del lecho. El balance de energía del lecho considera sólidos entrantes, combustible y absorbente, calores de reacción, de calcinación y sulfatación, y pérdidas por Cinquemado. La entrada de sólidos, al igual que las reacciones de calcinación y sulfatación, aplican calor al lecho, por lo que las pérdidas se atribuyen al Cinquemado; si se asume que la pérdida por Cinquemado es el 1%, la eficiencia del lecho es superior al 99%. Si el recipiente del combustor se considera como frontera termodinámica, las pérdidas incluyen: - Las de la ceniza del lecho - Las de las cenizas de las unidades de limpieza del gas caliente - Las del Cinquemado - Las de radiación de la superficie exterior de la vasija del combustor Considerando estas pérdidas, la eficiencia es superior al 98%. Para el sistema completo de la unidad de (PFBC), hay que considerar las pérdidas en: - La chimenea - Los enfriadores externos para fluidos inactivos que están comprendidas entre 80÷ 85%. Teniendo en cuenta que el 20% de la generación eléctrica global de la planta se produce con la turbina de gas, la eficiencia del 80÷ 85% no desmerece de la de las calderas convencionales, que se sitúan entre el 85÷ 89%. XXIX.7.- SISTEMAS DE (PFBC) En la Fig XXIX.9 se presenta un esquema representativo de un sistema de combustión en lecho XXIX.-864

fluidificado presurizado (PFBC), que corresponde a la instalación de reequipamiento, que, como proyecto de demostración, se destinó a la Central Térmica de Tidd, Ohio, USA. El sistema (PFBC) comprende los siguientes componentes principales: - La turbina de gas - La caldera y sus sistemas auxiliares asociados - Los equipos depuradores de gases calientes - El sistema de regulación de carga de la unidad - Los sistemas de preparación y alimentación de combustible - Los sistemas de preparación y alimentación de absorbente - Los sistemas de evacuación de ceniza Muchos de estos equipos están contenidos parcial o totalmente en un recipiente presurizado. La potencia del compresor accionado por la turbina de gas define el flujo de aire (caudal, presión y temperatura), a partir del cual se determina la cantidad de combustible que se puede quemar, con un determinado aireexceso que suele ser del orden del 20%. El combustible se quema en un proceso de lecho fluidificado a presión. Las superficies termointercambiadoras ubicadas en el lecho, están totalmente sumergidas cuando se opera a plena carga. En la configuración del ciclo combinado, la temperatura del gas enviado a la turbina de gas se mantiene muy próxima a la del lecho, mientras que la extracción de calor desde éste controla la temperatura del mismo. Para calderas turboalimentadas, las superficies convectivas se sitúan por encima del lecho, en la zona superior, para reducir la temperatura de los humos entre 800÷ 1000ºF = (427÷ 537ºC), antes de que entren en la turbina de gas. La caldera es el componente central del sistema de (PFBC), ya que tiene que operar con los ciclos de gas y de vapor, en todo el intervalo de cargas. - Cuando la combustión se reduce, el calor absorbido en el ciclo de vapor disminuye, y el nivel del lecho se debe mantener tan alto como sea posible, para maximizar el tiempo de residencia del gas en el lecho, y minimizar la generación de gases - En el ciclo combinado, la temperatura de los humos ha de mantenerse siempre lo más alta posible Las restricciones indicadas se cumplen sólo mediante una cuidadosa ubicación de los tubos en el lecho, operación compleja, ya que hay que conseguir al mismo tiempo, la refrigeración del lecho, la buena mezcla de materiales y la mínima erosión. XXIX.8.- GENERADOR DE VAPOR Tipo de caldera.- Una caldera (PFBC) debe: - Generar vapor en las condiciones deseadas - Facilitar el control suficiente para la coordinación entre la turbina de vapor y la red eléctrica - Proveer condiciones de gas a la salida congruentes con la potencia requerida en la turbina de gas - Mantener y controlar el proceso de combustión en el lecho fluido en todo el rango de cargas. - Diseñarse para hacer frente a las condiciones anormales que siguen a disparos de equipos o a pérdidas de energía para servicios auxiliares El método de circulación del fluido vapor-agua para una caldera (PFBC) hay que elegirlo con cuidado: - La circulación natural y la asistida para calderas con calderín tienen ciertas ventajas para regímenes de cargas bajas XXIX.-865

Fig XXIX.9.- Esquema de un sistema de CLFP (Proyecto TIDD) XXIX.-866

- La circulación para calderas de un paso (circulación forzada para caldera sin calderín) es mejor para cargas altas Lo ideal es que una caldera (PFBC) incorpore algunos aspectos de cada uno de los tres métodos de circulación, Fig XXIX.10.

Fig XXIX.10.- Sistemas de circulación de calderas de CLFP

a) El diseño de circulación forzada (un paso) tiene la ventaja de que una misma superficie termointercambiadora, puede operar como vaporizador o como sobrecalentador, lo que se puede aplicar para compensar las necesidades del proceso durante una bajada de carga. La superficie termointercambiadora se puede colocar de forma que su inmersión se reduzca al bajar la carga, ya que el nivel del lecho disminuye también al bajar carga. Su conversión en sobrecalentador incrementa la temperatura del metal tubular y, por tanto, se evacúa menos calor de los humos, antes de que éstos lleguen a la turbina de gas; como los tubos no están dentro del lecho, donde la transferencia de calor es muy elevada, las temperatura del metal no resultan excesivas; operando sólo con las bombas de alimentación imprescindibles, se pueden conseguir mejoras en la eficiencia, mantenimiento, fiabilidad y coste. b) Como las calderas (PFBC) son más compactas que las convencionales, es difícil conseguir una cota del calderín que sea suficiente para facilitar la altura de bombeo necesaria, con vistas a una circulación natural. Los haces de tubos verticales, necesarios para obtener una velocidad másica elevada, son difíciles de colocar dentro de la altura del lecho, para que estén sumergidos a las diversas cargas. c) Si se utilizan haces tubulares horizontales, estos circuitos se diseñan para ser asistidos por bombeo,lo que reduce la cota requerida por el calderín. En una configuración de ciclo combinado, cuando la altura del lecho se reduce y parte de la superficie tubular queda expuesta por encima del nivel del lecho, la superficie termointercambiadora refrigerada por agua inmersa en el lecho, disminuye la temperatura del gas. En una caldera con circulación natural o forzada, la disminución de temperatura del gas es mayor que cuando la superficie pertenece a un diseño con circulación de un paso.  con un separador de vapor vertical , y El diseño de caldera de un paso,  , funciona como bomba de circulación que opera a cargas bajas una caldera con calderín, a cargas inferiores al 40%, en la que el fluido que sale del vaporizador sumergido es una mezcla agua-vapor. El separador de vapor vertical separa el agua del vapor, fluyendo éste hacia los sobrecalentadores primario y secundario, mientras que el agua separada se recicla para pasar a través de las superficies del cerramiento y del vaporizador, sumergidas en el lecho. XXIX.-867

Cuando a la salida del vaporizador aumenta la carga, se puede alcanzar un pequeño grado de sobrecalentamiento; el separador vertical se puede bypasar y la bomba de circulación retirar de servicio; en esta situación, la caldera opera en la modalidad de un paso. Este diseño es adecuado para ciclos de vapor subcríticos y supercríticos; en estos últimos, la presión de funcionamiento se eleva por encima de la crítica utilizando las válvulas de admisión de la turbina. Cerramiento de la caldera.- Los cerramientos de las calderas convencionales que queman carbón pulverizado, se diseñan para una presión diferencial de 30÷ 40”wg = (7÷ 10 kPa). Las paredes de cerramiento de las calderas de lecho fluidificado atmosférico (FBC) deben ser capaces de soportar una presión diferencial de 50”wg (13 kPa). La presión diferencial a través de la pared de cerramiento de una caldera de lecho fluido presurizado (PFBC) a plena carga, es de 7 psi (50 kPa) o más, lo que requiere vigas de atado menos espaciadas; como el cierre es compacto, la flecha de las vigas de atado se reduce mucho lo que facilita el poder utilizar métodos convencionales para soportar las paredes. Se pueden presentar presiones diferenciales más elevadas, cuando se rompe un tubo o cuando se produce la rápida despresurización del recipiente del combustor; afectan al diseño de las vigas de atado y de soporte; si la presión excede del valor correspondiente a la de diseño se precisa una válvula de seguridad de protección del cerramiento.

Estructura soporte superior Pared frontal hogar

Pared posterior hogar

Techo

Salida humos

Cerramiento seguridad Recubrimiento Montante Salida sobrecalentador 2º

Entrada hombre Salida evaporador Entrada sobrecalentador 1º

Colector intermedio Salida sobrecalentador 1º Nivel lecho máximo

Cerramiento lecho

Entrada sobrecalentador 2º Entrada evaporador Entrada hombre

Líneas inyección carbón y absorbente

Distribuidor aire

Parte baja caldera

Fig XXIX.11.- Caldera para el proyecto TIDD

XXIX.-868

El cerramiento tiene tres secciones diferentes, Fig XXIX.11: - La parte inferior de la caldera - El lecho - La parte superior de seguridad (zona de régimen libre) Al contrario de lo que ocurre en las calderas convencionales, el cerramiento de las calderas (PFBC) no está aislado exteriormente, ya que la temperatura del aire interior de la vasija, para altas cargas, es similar a la del cerramiento. La zona superior se aísla y reviste interiormente, para mantener la temperatura de los gases a la salida de la caldera. a) La zona inferior de la caldera incluye el sistema de: - Distribución de aire - Recogida de la ceniza del lecho, que se refrigera con el aire comburente y se evacúa al exterior de la vasija del combustor; está construido con paredes membrana, configurando una tolva en forma de pirámide invertida, que se llena con la ceniza del lecho durante la operación.  en el que se produce la combustión , y b) El cerramiento del lecho  , contiene el lecho fluidificado y  la transferencia térmica al ciclo de vapor las superficies termointercambiadores inmersas en el mismo; para facilitar el proceso, las paredes membrana son divergentes, aumentando la sección recta para el paso de los humos, conforme aumenta el nivel del lecho fluidificado, lo que permite niveles del lecho algo más altos para cargas bajas, mejorándose el flujo de materia. El cerramiento del lecho en su parte más baja, tiene los tubos dispuestos en espiral, con lo que hay menos circuitos y mayores flujos por tubo, para así mantener los elevados valores de transferencia de calor en el lecho, sin necesidad de refractario o aislamiento interno. Aunque en la zona que contiene el haz tubular no se usa aislamiento interno, la parte más baja cuenta con una pequeña sección aislada interiormente que minimiza los requisitos de precalentamiento del lecho durante la puesta en servicio. Los circuitos vapor-agua del cerramiento más bajo con tubos en espiral, descargan en un colector intermedio: - Desde el que se distribuye el flujo a las paredes del cerramiento de la zona superior - Que recibe las cargas de los tubos soporte del sobrecalentador primario y las transfiere a las paredes del cerramiento El cerramiento de la zona superior está construido con paredes membrana, con tubos verticales o en espiral. Está aislado y revestido interiormente, para minimizar la absorción de calor en la zona superior al lecho, a fin de mantener la temperatura de los humos lo más próxima posible a la del lecho, en condiciones de plena carga. Su altura se determina de acuerdo con el tiempo de residencia que se desee y con las consideraciones y necesidades de mantenimiento de los bancos tubulares, para los que hay que prever el espacio suficiente en la zona superior, para su mantenimiento. El diseño del sistema de vigas de atado que soporta estas paredes es convencional, utilizando perfiles horizontales. Bancos tubulares.- El banco vaporizador, los sobrecalentadores primario y secundario y el recalentador, construidos con tubos sumergidos en el lecho, se soportan por el cerramiento del lecho. Un atemperador atomizador de agua se coloca en la tubería que une las superficies de los sobrecalentadores primario y secundario y en la que va al recalentador. La disposición de las tuberías y sus soportes se fijan de modo que se cumplimente el espaciado y la XXIX.-869

densidad deseadas, con el fin de lograr una buena mezcla en el lecho y la mínima erosión posible. El banco tubular se diseña para resistir las solicitaciones dinámicas del material del lecho, y absorber el calor en cada nivel del mismo, a la vez que se facilita una temperatura en el gas de salida compatible con la turbina de gas a esa carga; está constituido por varias placas de tubos, de forma que cada una se compone de dos o más circuitos de tubos dispuestos en serpentín; se soporta por un tubo en U que suele pertenecer al sobrecalentador primario, independientemente de que el banco sea vaporizador o sobrecalentador. Este diseño permite soportar los paneles a través de la pared del cerramiento, (por el primario), justo por encima del nivel del lecho que corresponde a la plena carga. No conviene soportar los bancos desde la zona superior, por: - La complicación que representa el mantenimiento - La posible reducción de la temperatura de los humos - El aumento de la caída de presión  el mantenimiento debiendo proyectarse para que  reparaciones , se puedan hacer con el menor número de coro sustituciones precisas  tes en los tubos. el disparo de la turbina de gas Agua de alimentación.- Cuando se produce  , se concentra  la pérdida del agua de alimentación una enorme masa de material en el lecho a alta temperatura, conformando un lecho hundido que rodea los bancos tubulares. Para evitar el fallo de los tubos de baja aleación, diseñados para bajas temperaturas, el calor procedente de ese material del lecho se evacúa, para lo cual se prevé un by-pass en el sistema de circulación de un paso. La capacidad de almacenamiento del tanque de agua de alimentación se utiliza como reserva, para las necesidades transitorias de agua de alimentación. En las calderas convencionales con circulación forzada, la evacuación de calor del agua y de las partes a presión, está limitada por la convección obtenida a partir del aire de refrigeración del hogar. En las unidades (PFBC), el enfriamiento del agua a través de refrigeradores exteriores se utiliza para proteger el metal de los tubos, en las condiciones transitorias que siguen a un disparo, durante un período de tiempo razonable. El agua de aporte al ciclo para: - Reponer las pérdidas de vapor y agua expansionadas a la atmósfera - Hacer frente a la contracción de las masas de agua y vapor durante el enfriamiento se tiene que mantener hasta que la temperatura del lecho sea segura para el metal de los tubos. Distribuidor de aire.- Existen dos criterios para el diseño de la distribución de aire en lechos fluidificados: a) Se configura el fondo de caldera mediante un suelo tubular refrigerado por agua, bajo el cual se instala la caja de aire comburente, desde la que se alimentan las toberas de aire (casquetes de burbujeo) que traspasan el suelo y sobresalen del mismo b) Se configura un fondo abierto, en cuyo espacio se instalan unos conductos aspersores, que distribuyen el aire a las toberas fluidificadoras El diseño (a) soporta mejor los severos cambios de temperatura, impuestos por el precalentador de puesta en servicio, siendo más barato, ya que los conductos aspersores del diseño (b) se hacen con acero XXIX.-870

inoxidable. Ambos diseños prevén la posibilidad de enfriar la ceniza del lecho cuando sale de la caldera; ésto implica que las penetraciones en la pared del recipiente del combustor, para la conducción de la ceniza del lecho, ya no estarán sometidas a altas temperaturas y, por tanto, se podrán diseñar más sencillas. XXIX.9.- TURBINA DE GAS El compresor accionado por la turbina de gas sustituye al ventilador y al calentador de aire de las plantas convencionales, para realizar el suministro del aire presurizado destinado a la combustión y a la fluidificación del lecho. La turbina de gas se acciona con los gases de escape de la caldera, calientes y presurizados, y atiende al suministro de aire comburente a la misma y a la producción de electricidad, por lo que hay que compatibilizar una serie de condicionantes. Una turbina de gas ideal adoptada para una unidad (PFBC) en todo el campo de cargas, debe asumir la temperatura relativamente baja del gas de entrada, unos 1500ºF (843ºC), asociada al proceso del lecho fluidificado (en el supuesto de que no exista otro proceso), y no se tiene que ver afectada significativamente con los cambios de las condiciones ambientales; a su vez debe facilitar un flujo volumétrico que permita mantener: - Casi constante la velocidad de fluidificación - La tasa del aireexceso - La velocidad en el equipo de limpieza de gas, trascendental en los ciclones compatibilizar objetivos contrapuestos como: - Un bajo flujo de aire a la caldera - Un alto flujo de aire a la turbina, en el caso de baja carga y tolerar alguna carga de partículas en los humos sin que se produzcan daños relevantes. Las turbinas de gas disponibles actualmente tienen uno o dos ejes: - La de eje único facilita la misma velocidad al compresor y al alternador acoplado a ella. - La turbina de dos ejes puede operar con un eje a velocidad constante y el otro a velocidad variable; el de velocidad constante, configurado por los escalones de AP de la turbina de gas, se acopla al alternador y, a veces, a una sección del compresor; el correspondiente al resto de los escalones de la turbina de gas, que acciona todo o parte del compresor, es susceptible de operar a velocidad variable

Refrigeración intermedia

Fig XXIX.12.- Turbina de gas para unidades de CLFP XXIX.-871

Cuando el compresor es de dos etapas, una de AP que opera a velocidad constante y otra de BP a velocidad variable, se dispone un enfriador intermedio para controlar la temperatura del aire que sale del compresor y mejorar la eficiencia del compresor de AP. Las turbinas de gas que se diseñan para potencias de hasta 350 MW, se han modificado para su adecuación al proceso (PFBC), Fig XXIX.12. En las turbinas de dos ejes alineados, en el de velocidad variable se acopla la turbina de gas de BP con el compresor de aire de BP. En el eje de velocidad constante, la turbina de gas de AP acciona, a la vez, el compresor de aire de AP y el alternador de generación de energía eléctrica. Entre las secciones correspondientes al compresor de BP y al compresor de AP, en el lado del aire, se dispone un enfriador de aire. El diseño de la turbina de gas se hace más resistente, para minimizar el efecto de la pequeña cantidad de partículas finas que arrastran los gases cuando pasan a través de la turbina. El diseño con dos ejes tiene ventajas operativas, como: - Cuando la carga de la unidad se reduce, si el eje que gira a velocidad variable es el de la turbina de gas de BP, se puede acomodar a la temperatura de los humos y al flujo de aire reducidos, mientras que la velocidad de la turbina de gas de AP que acciona el alternador, se mantiene constante - El enfriador intermedio situado entre las etapas de compresión de BP y AP, controla la temperatura del aire que se dirige a la vasija del combustor, posibilitando la utilización de materiales convencionales. - El alternador se puede utilizar como motor de arranque, para la puesta en servicio de la turbina de encender el precalentador de aire gas, que es la que facilita el aire para   la ignición del carbón Una vez iniciado el proceso de la combustión, la temperatura de los gases que entran en la turbina de gas crece, y la potencia de accionamiento requerida por el alternador disminuye; si la carga continúa subiendo, la turbina llega a automantenerse, con producción cero de energía útil y, rebasado este punto, el alternador se comporta como generador eléctrico y comienza a producir energía, con potencia creciente hasta la plena carga. XXIX.10.- EQUIPOS AUXILIARES Una unidad de combustión en lecho fluido presurizado (PFBC) requiere de varios sistemas auxiliares, siendo los más significativos el de: - La vasija del combustor - La preparación y alimentación del combustible - La alimentación del absorbente - La evacuación de ceniza - El reciclado del material del lecho, para control de cargas - La limpieza de los gases calientes - El economizador - El resto del equipo de la planta  la turbina de gas Los componentes principales en una planta de (PFBC) son:  la turbina de vapor  la caldera o generador de vapor El resto de los sistemas de la planta forman parte o soportan los componentes principales, de modo que su diseño se debe hacer con mucho cuidado, ya que las pérdidas energéticas en cualquiera de los demás equipos de la planta, distintos de los principales, pueden influir significativamente en la eficiencia XXIX.-872

global de la planta, y originar un mantenimiento más importante. Vasija del combustor.- Para que el proceso de combustión tenga lugar a presión, el lecho fluidificado debe estar en el interior de una vasija presurizada, junto con algunos de los equipos del sistema, que de estar ubicados en el interior de la vasija, se pueden diseñar para presiones diferenciales entre el lado de aire y el lado del gas menores; las pérdidas de calor de estos equipos se recuperarían por el aire comburente, que les rodea. Cada componente individual se puede encerrar en su propia vasija presurizada, o la totalidad de los componentes principales se reúnen en un único contenedor. En la unidad PFBC de la planta Tidd, Ohio, USA, la vasija del combustor es un recipiente cilíndrico vertical de 44 ft (13,4 m) de diámetro y 68 ft (20,7 m) de altura, dentro de la cual van dispuestos la caldera, el sistema de reinyección, los ciclones y los enfriadores de ceniza de los ciclones. El recipiente, construido con chapa de acero al C de 2,875” (73 mm) de espesor, tiene un peso de 1340 ton (1215 Tm), incluyendo la mayoría de sus partes internas. La vasija para otra planta de 350 MW, que contiene un equipo similar, es cilíndrica vertical de unos 64 ft (19,5 m) de diámetro y de 150 ft (46 m) de altura, de chapa de acero al C de 3,75” (95,3 mm) de espesor. Preparación y alimentación del combustible.- El sistema de preparación y alimentación de combustible debe transportar el carbón desde el parque de almacenamiento hasta la caldera y superar la alta presión del proceso; los métodos más comunes de inyección son: - El neumático - El de mezcla agua-carbón (hidráulico, lechada, slurry) a) Los métodos neumáticos precisan de algún medio para inertizar el combustible y de una fuente de suministro de aire presurizado para el transporte correspondiente, siendo la erosión un problema. b) Las mezclas agua-carbón son inertes y fluidas. Si una de estas mezclas, con un contenido en humedad inferior al 30% en peso, se puede bombear, la humedad influye poco en la eficiencia, ya que 1/3 de la energía utilizada para su vaporización se puede recuperar en la turbina de gas.  se queman con mayor uniformidad Las mezclas agua-carbón  producen temperaturas más homogéneas en el lecho , en comparación  requieren menos puntos de alimentación al lecho con los que requieren los métodos neumáticos. El diseño de un sistema óptimo depende de la ceniza y del S que tenga el carbón: - En combustibles con bajo contenido en ceniza, las mezclas agua-carbón resultan siempre ventajosas - En combustibles con elevado contenido en ceniza, la utilización del método de mezclas implica mayores cantidades de agua en las mezclas agua-carbón, lo que afecta negativamente a la eficiencia, por lo que es más atractivo el método neumático En la planta experimental Tidd se utiliza una mezcla agua-carbón con un 25% de agua en peso, denominada pasta de agua-carbón (CWP); el carbón se recibe con un tamaño máximo de 0,75” (19,1 mm) y mediante una trituradora se reduce a tamaños más o menos finos, para formar una pasta susceptible de ser bombeada; a la salida de la trituradora, el carbón y el agua se ponen en contacto de forma controlada, para formar la mezcla CWP que se almacena en una tolva en constante agitación, hasta que se bombea hacia la caldera mediante bombas de pistones, de inyección de combustible, similares a las utilizadas en las industrias del cemento y hormigón. Cada bomba alimenta su propia tobera y, en las proximidades de la boquilla se inyecta aire comprimido para fraccionar el flujo de pasta (CWP), conforme va entrado en el lecho para su combustión. XXIX.-873

Alimentación del absorbente.- Como los absorbentes no son combustibles, el mayor desafío que presenta el diseño de un sistema de alimentación de absorbente es atravesar la presión del proceso de combustión. Normalmente se utilizan sistemas neumáticos de alimentación, pero cuando los carbones tienen poca ceniza y bajo contenido de S, para alcanzar la desulfuración se precisan cantidades muy pequeñas de absorbente que se mezcla con el combustible, integrándose en la CWP con el fin de simplificar al máximo los sistemas alimentadores. En la alimentación neumática, el absorbente se tritura hasta un tamaño máximo de 0,125” (3,18  lenta, o mm); se seca y lleva a un sistema de tolvas esclusa, mediante transporte neumático de fase   diluida a) Los de fase densa necesitan presiones de aire de transporte muy superiores a la presión de operación del proceso y flujos de aire con caudal reducido por lo que a velocidades más pequeñas se minimizan los problemas de erosión. b) Los de fase diluida requieren presiones mucho más bajas, respecto a las de operación del lecho y  De alimentación intermitente emplean flujos de aire significativos; pueden ser de dos tipos:   De alimentación continua b-1) Los sistemas de alimentación intermitente, tienen las tolvas de esclusa secuenciadas de forma que, mientras una se va llenando de absorbente, la otra, llena, se presuriza y el material que alimenta la caldera se procesa, a través de un sistema de tuberías de transporte; el cambio secuencial de una a otra de las tolvas implica una breve interrupción en el suministro de absorbente al lecho. b-2) Los sistemas de alimentación continua, tienen una tolva principal que se mantiene a la presión del proceso, y otra tolva más pequeña acoplada directamente encima de la tolva principal, que se llena, presuriza, descarga en la tolva principal, despresuriza y se vuelve a llenar, repitiendo el ciclo operativo, no existiendo interrupciones en el flujo del absorbente, hacia el lecho fluidificado presurizado, por lo que se prefiere este sistema de alimentación que, a su vez, tiene un mantenimiento más simple. El aire para los sistemas de transporte del absorbente se toma de la vasija del combustor y se presuriza mediante un compresor. Reinyección en el lecho.- La carga de la unidad se controla modificando el nivel del lecho, mediante un sistema de reinyección de partículas que transporta neumáticamente el material procedente de la caldera, (durante los períodos de reducción de la carga) y lo almacena en tolvas ubicadas en el interior de la vasija del combustor. Cuando se desea incrementar la carga, el sistema vuelve a reinyectar ese material en la caldera, a través de una válvula tipo L, entre la tolva y la entrada al lecho. Limpieza de humos.- En las plantas de (PFBC), los humos calientes que salen de la caldera cargados de ceniza en polvo, se limpian antes de ser introducidos en la turbina de gas. Son varios los métodos existentes que se encuentran en fase experimental para la depuración de estos humos calientes, pero la separación de partículas sólidas en suspensión se ha conseguido, con bastante éxito, mediante ciclones de alta eficiencia que limpian los humos lo suficiente para ser utilizados en la turbina de gas; sin embargo, para cumplir las exigencias en cuanto a emisiones, hay que limpiarlos aún más mediante un precipitador electrostático o filtros de sacos. Los ciclones para la limpieza de humos se emplearon en la primera generación de plantas de (PFBC), pero no han resultado adecuados para los diseños avanzados de este tipo de plantas. Si queda algo de ceniza en polvo en los humos, estará expuesta a temperaturas superiores a la de su fusión, con lo que se plantearán problemas graves en la turbina de gas. Si se consigue desarrollar un método fiable para limpiar y depurar los humos calientes de forma efiXXIX.-874

ciente, no sólo se podría eliminar el precipitador electrostático o el filtro de sacos (en las plantas de (PFBC) de primera generación), sino que se facilitaría el camino para utilizar mayores temperaturas de entrada en la turbina de gas (plantas avanzadas de (PFBC), Fig XXIX.5e). La limpieza y depuración de humos calientes constituye una tecnología clave para el desarrollo de plantas avanzadas de (PFBC). En los filtros de bujías se han realizado multitud de ensayos y en una gran parte de ellos se han producido fallos asociados a la ciclicidad térmica y a tensiones inducidas en el interior de las bujías, durante la fase de retropulsación de limpieza, Fig XXIX.13.14.15 El filtro de tubos cerámicos de B&W es parecido al diseño del filtro de bujías cerámicas, con la diferencia de que los humos limpios circulan por el exterior de los tubos, en lugar de hacerlo por su interior, Fig XXIX.16; ésto implica que las tensiones térmicas inducidas en los tubos, por la retropulsación de limpieza, se producen en el sentido más favorable de la compresión. Evacuación de la ceniza.- En las instalaciones (PFBC) se utilizan dos sistemas de evacuación de  sistema de limpieza de gases ceniza, según proceda del:   lecho

Fig XXIX.13.- Filtro de bujías para depuración de gases a altas temperaturas

Fig XXIX.14.- Diseño sistema filtro candela Westinghouse

XXIX.-875

Fig XXIX.15.-Características de mantenimiento de filtros cerámicos para gases calientes

Fig XXIX.16.- Filtro de tubos cerámicos de B&W para la depuración de gases a alta temperatura

a) La procedente del sistema de limpieza de gases se evacúa y transporta desde la vasija del combustor hacia un silo atmosférico; para superar la dificultad que supone manipular esta ceniza a temperaturas del orden de 1580ºF (860ºC), y al mismo tiempo reducir su presión hasta la atmosférica, la ceniza se enfría y despresuriza hasta unos niveles aceptables para su manipulación, antes de salir de la vasija del combustor, y el posterior transporte hasta el silo atmosférico de almacenamiento. b) La procedente del lecho se recoge y enfría en la parte inferior de la caldera, y se evacúa, para mantener el nivel adecuado del lecho, a un ritmo congruente con el régimen de alimentación de combustible; esta ceniza se puede: - Llevar a la presión atmosférica y manipular mediante cintas transportadoras - Transportar mediante un sistema neumático de fase densa hasta el silo de almacenamiento XXIX.11.- FUNCIONAMIENTO DE UNIDADES DE (PFBC) Control.- Debido a la relación existente entre la caldera de (PFBC) y la turbina de gas, el control de XXIX.-876

un ciclo combinado con este tipo de planta es más complicado que el de una planta convencional que quema carbón. El control debe regular el proceso del lecho fluidificado y mantener, al mismo tiempo, la compatibilidad operativa entre la turbina de vapor y la turbina de gas. El proceso se controla variando el nivel del lecho, de forma que cuando éste sube, la carga aumenta y si el nivel del lecho baja, la carga se reduce. La introducción de más material al lecho reduce su temperatura. A bajas cargas, hay suficiente aireexceso para que se pueda soportar un incremento en la combustión. Si la temperatura del lecho es prácticamente constante, y el nivel del lecho sube, habrá más superficie de transferencia de calor sumergida en el mismo, por lo que: - Un aumento del régimen de transferencia de calor exige un flujo añadido de agua de alimentación, subiendo la producción de vapor - Con este incremento en los flujos de agua y vapor, la temperatura del lecho tendería a disminuir, pero la combustión se corrige convenientemente, para mantener el nuevo régimen Cuando el flujo de vapor aumenta, aumenta también la potencia en la turbina de vapor, y se incrementa también la potencia en la turbina de gas; ésto es así porque: - La superficie termointercambiadora que hay por encima del nivel del lecho disminuye y, por tanto, aumenta la temperatura de los gases que salen de la caldera, con lo que también aumenta la potencia en la turbina de gas - Este incremento de potencia en la turbina de gas hace que esta turbina, que facilita un flujo de aire constante, incremente la presión del aire, aumentando el flujo másico de éste hacia el lecho fluidificado - Al incrementarse la potencia hacia el compresor, se produce también un aumento en la potencia requerida por la turbina de AP, directamente acoplada al alternador  Una reducci ón en la potencia del motor hasta el 25% de la nominal, ó El resultado de todo ello es:   Una producci ón de electricidad entre el 25÷100% de la nominal continuando el proceso hasta que se alcanzan las condiciones correspondientes a plena carga, que viene determinada por el máximo flujo de aire que se puede obtener con la turbina de gas, y con el mínimo de aireexceso permitido. Puesta en servicio.- Para iniciar la puesta en servicio de una unidad (PFBC), se fluidifica un lecho delgado y se calienta mediante un precalentador de aire, que quema aceite con uns gran cantidad de aireexceso. Durante este proceso, una porción del aire se desvía temporalmente a través del precalentador de aire. Los gases calientes se dirigen hacia el lecho que se está poniendo en servicio, a través del sistema de distribución de aire. Cuando el material del lecho alcanza la temperatura de ignición del carbón, la pasta carbón-agua (CWP) se inyecta y el precalentador de aire se retira de servicio. Durante la puesta en servicio, la turbina de gas se acciona por el alternador, para establecer el flujo de aire requerido. A medida que aumenta la cantidad de gases, la energía puesta a disposición de la turbina de gas también se incrementa y, en consecuencia, la potencia eléctrica tomada de la red por el alternador, para accionar la turbina de gas, disminuye. Así se llega a un punto en el que la turbina de gas se automantiene, y pasa a accionar el alternador, iniciándose la generación de electricidad. XXIX.-877

En el caso de calderas de un paso, el separador vertical de agua-vapor y la bomba de recirculación se utilizan hasta un 40% de la carga, aproximadamente; por encima de este 40%, la caldera pasa a operar como una de paso único y la bomba de recirculación se retira de servicio. El flujo del agua de alimentación se establece entre el 5÷ 10% del correspondiente a plena carga. Una vez que el agua ha entrado en la caldera, la bomba de recirculación la impulsa por las superficies de cerramiento y del evaporador, para mantener un flujo mínimo de refrigeración. Cuando la vaporización alcanza el 40% de la nominal, las purgas del separador vertical se envían al condensador, como agua sobrante. Durante el tiempo en que está funcionando la bomba de recirculación, el flujo de agua de alimentación mantiene el nivel de agua en el separador; si la bomba se retira de servicio, el flujo del agua de alimentación controlará la temperatura del vapor. Hay que mantener el nivel del agua por encima de un mínimo, para permitir la puesta en servicio de la bomba de recirculación, si fuese necesario. Hasta llegar a disponer del caudal, temperatura y presión de vapor, para efectuar la puesta en servicio de la turbina de vapor, el aumento de presión se controla por el sistema de bipaso y una vez alcanzada la velocidad nominal en la turbina de vapor, las válvulas de admisión de ésta controlarán la presión. Operación normal y cambio de carga.- El transitorio correspondiente al cambio de carga se realiza modificando el nivel del lecho y, en general, se hace con un gradiente del orden del 2% por minuto, aunque se puede llegar a gradientes del 4%. La acción de subir o bajar el nivel del lecho fluidificado se concreta en disponer de más o menos superficie sumergida en el mismo; los menores valores de transferencia convectiva de calor, se corresponden con las superficies que están por encima del lecho, lo que reduce el calor hacia el ciclo de vapor y disminuye además la temperatura de los gases que se dirigen a la turbina de gas. Los valores de la combustión se ajustan para mantener una temperatura del lecho constante, igual a 1480ºF (860ºC), con un determinado aireexceso. El flujo de agua de alimentación se regula para: - Proteger las superficies de transferencia de calor - Absorber la adecuada cantidad de calor del lecho - Controlar la temperatura del vapor a través del atomizador atemperador La presión del vapor se regula mediante las válvulas de admisión de la turbina de vapor. Retirada de servicio o parada.- Para efectuar la parada de la unidad, o ejecutar su retirada de servicio, hay que reducir el lecho a su mínimo nivel, interrumpiendo el suministro de combustible y permitiendo que la turbina de gas baje libremente su potencia. De esta forma se consigue refrigerar todo el material residual del lecho fluidificado, para detener finalmente el proceso de combustión. En el momento adecuado, se cierran las válvulas interceptadoras/bipaso de humos y se dispara o desacopla la turbina de gas. Condiciones anormales.- En el caso de un disparo de la turbina de gas, hay que incomunicar el combustor respecto a la turbina de gas, mediante una válvula interceptadora/bipaso a la entrada de la turbina. La pérdida del flujo de aire provocará el hundimiento del lecho caliente, por lo que hay que mantener un flujo de agua de alimentación suficiente, que proteja las superficies sumergidas en el lecho caliente. También se diseñan dispositivos para despresurizar la vasija del combustor, impidiendo la geneXXIX.-878

ración de gases combustibles, a fin de enfriar y evacuar el material del lecho, con vistas a dejarlo preparado para una posterior puesta en servicio. Un disparo de la turbina de vapor provocará el bipaso del flujo de vapor hacia el condensador, a la vez que el resto se expansiona a la atmósfera, por medio de una válvula de seguridad, que se encarga de regular la presión del vapor. El aporte de calor se reduce así rápidamente y la unidad se para de forma normal. Si los servicios de la planta se quedan sin energía eléctrica, se produce una situación que se trata de forma análoga a la de un disparo de la turbina de gas. Si las bombas de agua de alimentación no están accionadas por turbinas de vapor, se precisa de un sistema especial de realimentación, con el que se pueda suministrar el flujo de agua necesario para proteger las superficies termointercambiadoras, en condiciones aceptables.

XXIX.-879

XXX.- CICLOS COMBINADOS, RECUPERACIÓN DE CALOR RESIDUAL Y OTROS SISTEMAS http://libros.redsauce.net/

El crecimiento del precio de los combustibles, la necesidad de aprovechar el calor de diversos procesos industriales y las cada vez más rigurosas regulaciones medioambientales, han creado la necesidad de aprovechar el calor residual de sistemas energéticos que permitan: - Reducir el consumo de combustibles tradicionales - Recuperar el calor residual por seguridad y economía - Eliminar subproductos de procesos industriales Existen industrias como las siderúrgicas, las de refino de aceites, las de pulpa y papel, las de procesado de alimentos, etc., que para aprovechar su calor residual han utilizado muchos sistemas de generación de vapor, como: - Sistemas para destruir elementos orgánicos peligrosos presentes en residuos, que tienen un contenido calórico suficiente que permite mantener una combustión - Sistemas que están en fase de desarrollo y que utilizan fuentes de energía convencionales, como la geotérmica o la solar, para la producción de vapor basadas en un ciclo Rankine lo que ha creado la necesidad de diseños y aplicaciones especializadas de equipos generadores de vapor. A título de ejemplo, los gases de escape de una turbina de gas, sirven como fuente de calor para vaporizar agua en un intercambiador y hacer pasar el vapor por una turbina; ciclos combinados de este tipo elevan la eficiencia de un ciclo de producción de electricidad hasta el 50%, y si la generación eléctrica se combina con el uso de vapor en procesos industriales, o en calefacción, el rendimiento es aún mayor. En la industria petrolífera, los gases de escape de la turbina de gas se utilizan en el (HRSG) para generar vapor húmedo (x = 0,8), a presiones que llegan hasta 2500 psig (173 bar), que se inyecta en los pozos para forzar la extracción de los aceites más pesados; una característica de este proceso es que en un generador de vapor de un paso se puede utilizar agua de alimentación sucia (hasta 10.000 ppm de sólidos disueltos). Algunos de estos sistemas incluyen el de combustión en lecho fluido presurizado (PFBC), el de ciclo combinado de gasificación integrada (IGCC), el magnetohidrodinámico (MHD), y otras combinaciones para modernizar o reequipar calderas convencionales con turbinas de gas. XXX.-881

XXX.1.- CICLOS COMBINADOS Y COGENERACIÓN Una planta de ciclo combinado consiste en la integración de dos o más ciclos termodinámicos energéticos, para lograr una conversión de la energía aportada en trabajo, lo más completa y eficiente posible; en la actualidad, el concepto de ciclo combinado se aplica a un sistema compuesto por una turbina de gas, un generador de vapor recuperador de calor y una turbina de vapor, lo que implica combinar un ciclo Brayton de gases a alta temperatura y un ciclo Rankine de media o baja temperatura, de forma que el calor residual de escape del ciclo Brayton sea el calor aportado al ciclo Rankine. El problema que se plantea radica en la necesidad de maximizar la eficiencia a un coste económico. Cuando el generador de vapor recuperador de calor suministra, al menos, una parte del vapor para un proceso, la aplicación se denomina cogeneración. Sistema de ciclo combinado simple.- Un sistema de ciclo combinado simple se representa en las Fig XXX.1.2, y consta de: - Un grupo simple turbina de gas-alternador - Un generador de vapor recuperador de calor (HRSG) - Un grupo simple turbina de vapor -alternador - Un condensador - Sistemas auxiliares Si las regulaciones medioambientales lo requieren, en el generador de vapor se puede integrar un sistema de reducción selectiva catalítica (SCR), para controlar las emisiones de NOx, lo que resulta particularmente atractivo, porque este catalizador se puede ubicar en un recinto de temperatura óptima dentro del (HRSG); la temperatura de los gases que salen de la turbina de gas está normalmente entre 950÷ 1050ºF = (510÷ 566ºC), mientras que la temperatura óptima de la catálisis (SRC) es de 675÷ 840ºF = (357÷ 449ºC). Una mejora en la eficiencia del ciclo de vapor se puede obtener suministrando vapor mediante varios circuitos de presión, independientes del (HRSG): - De baja presión para desgasificación - De calentamiento del agua de alimentación, que sustituye al calentamiento con vapor de extracción, utilizado en los ciclos convencionales energéticos de vapor

Fig XXX.1.- Esquema simplificado de un sistema de ciclo combinado

XXX.-882

Fig XXX.2.- Esquema simplificado de un sistema de ciclo combinado

Sistemas comerciales de ciclo combinado.- Las configuraciones actuales son complejas, como consecuencia de los requisitos de aplicación y del grado de integración.  turbina de gas-alternador Los grupos  turbina de vapor-alternador están disponibles comercialmente  generador de vapor-recuperador de calor ( HRSG ) en toda una gama de tamaños y disposiciones específicas. Frecuentemente, se disponen varias turbinas de gas con sus correspondientes recuperadores de calor de gases de escape, que alimentan a un único ciclo de turbina de vapor; aguas abajo de la turbina de gas existen un silenciador y una chimenea bipaso de humos, instalados de forma que ésta funcione independientemente del ciclo de vapor. Dados los elevados niveles de oxígeno residual presentes en el escape de la turbina de gas, se pueden instalar sistemas de combustión suplementaria (post-combustión) aguas arriba (en el lado de humos) del generador de vapor recuperador de calor (HRSG), lo que permite: - Una gran flexibilidad de operación - Mejorar el control de la temperatura del vapor - Incrementar la capacidad energética global de la planta El generador de vapor recuperador de calor (HRSG) se puede diseñar con circuitos independientes de caldera (1 a 4), operando a presiones diferentes, (uno de AP, dos de MP y uno de BP), dentro de la misma envolvente, para optimizar la recuperación de calor y maximizar la eficiencia del ciclo. La eficiencia del ciclo, en determinados casos, se puede incrementar aún más cuando se introduce en el mismo un recalentamiento del vapor; a mayor complejidad del sistema y de sus componentes, mayor es el campo de eficiencias disponibles. En la Tabla XXX.1 se recogen algunos ejemplos de eficiencias globales de ciclos de generación de energía eléctrica, referidas al poder calorífico superior del combustible, cuando se utiliza una turbina de gas con una temperatura de entrada de 2200ºF (1204ºC). Tabla XXX.1.- Rendimiento y consumos específicos de algunos ciclos Todos los valores están calculados respecto al poder calorífico superior del combustible (HHV) Sistema

Rendimiento (%) Consumo específico (Btu/kWh)

Turbina de gas simple Turbina de gas+Sistema simple de vapor sin combustión Turbina de gas avanzada+sistema múltiple de vapor sin combustión Turbina de gas+sistema de vapor presión dual+ + uso vapor proceso (cogeneración) XXX.-883

32

10700

42

8200

48

7100

61

--

Las emisiones medioambientales de los ciclos combinados suelen ser, en general, bastante bajas . Si se quema gas natural, las emisiones de SO2 y de partículas son despreciables. Las emisiones finales de NOx procedentes de la turbina de gas son bajas, de 10÷ 70 ppm, y dependen de: - El diseño de los combustores (cámaras de combustión) de la turbina de gas - El sistema de combustión suplementaria utilizado (si se usa) - La incorporación de un sistema de control de NOx de reducción catalítica selectiva (SCR) Aparte de las mejoras en eficiencia térmica y en las bajas emisiones medioambientales, los beneficios de una planta de ciclo combinado con turbina de gas se extienden a otros conceptos como: - La construcción, montaje y entrega de una turbina de gas, puede ser del orden de un año, dependiendo del tamaño y complejidad de los equipos - La turbina de gas se puede utilizar para una rápida puesta en servicio y para atender puntas de demanda. El sistema de la caldera del generador de vapor recuperador de calor (RHSG) requiere, para pasar desde el estado frío al 100% de plena carga, unos 60 minutos. - La inversión es relativamente baja, como consecuencia de la construcción modular, entrega rápida, montaje corto y costes mínimos de los sistemas soporte. Estos beneficios se deben sopesar frente al elevado coste de: - Los combustibles más limpios utilizados en las turbinas de gas - Las cuestiones de mantenimiento y disponibilidad - Los requisitos de carga Cogeneración.- Los sistemas de ciclo combinado con turbina de gas se concentran en la producción de electricidad; se puede adaptar parte del sistema del generador de vapor recuperador de calor (HRSG), para que suministre vapor a un proceso o a calefacción, aparte de electricidad. La energía total utilizada, cuando se aprovecha el calor residual, se puede aproximar al 80%, en comparación con el 40÷ 50% que se puede conseguir con el mejor sistema de ciclo combinado con turbina de gas, sin utilizar el vapor para procesos. Los (HRSG) son de diseño flexible; el flujo de gases a través de la unidad puede ser horizontal o vertical, dependiendo de: - El coste del suelo para una disposición de flujo horizontal (que es el más frecuente) - Los requisitos de acero estructural para una unidad de flujo vertical Los (HRSG) se pueden diseñar para: - Operar con múltiples circuitos de agua-vapor a presiones distintas para cumplimentar los requisitos de la aplicación - Maximizar la recuperación de calor - Incorporar un sistema de reducción catalítica selectiva (SCR) La circulación puede ser forzada o natural; la mayoría de las unidades de flujo horizontal de gases utilizan circulación natural; los (HRSG) pueden: a) Carecer de fuego cuando usan sólo el calor sensible del gas como aporte de calor  elevar la temperatura de los humos  reducir la superficie termointercambiadora b) Incluir el fuego de un combustible para: incrementar la producción de vapor  controlar la temperatura del vapor sobrecalentado  mantener la temperatura del vapor para procesos , etc XXX.-884

Tabla XXX.2.- Parámetros de HRSG Tamaño turbina de gas Flujos de gases de escape

1MW a 220 MW

Presión máxima (AP)

mayor de 400 psig (29 bar)

25.000 a 5.000.000 lb/h

Presión media (MP)

50 a 400 psig (4,4 a 29 bar)

(0,32 a 630 kg/s)

Presión baja (BP)

15 a 50 psig (2 a 4,4 bar)

Temp. escape turbina gas

menor de: 1200ºF (649ºC)

Temperatura vapor

Hasta 1005ºF (541ºC)

Gasto de vapor

15.000 a 600.000 lb/h

Temp. combustión suplementaria

de: 1600ºF

(1,9 a 76 kg/s)

Combustibles suplementarios

Fuelóleo 2, gas natural

Generador de vapor recuperador de calor HRSG.- Se identifica en algunas ocasiones como caldera recuperadora de calor residual (WHRB) o como caldera de gases de escape de turbina (TEG). Una caldera de vapor recuperadora de calor (HRSG), adecuada para su utilización con una turbina de gas acoplada a un alternador entre 1 y 220 MW, se presenta en las Fig XXX.3; es un diseño modular, de circulación natural, aplicable a una gran variedad de sistemas de ciclos combinados. La caldera de AP, con sobrecalentador, puede llegar hasta 1005º F (541ºC), y se utiliza para la generación de energía. La caldera de MP se puede utilizar para: - Generar vapor - Inyectar agua o vapor en el combustor de la turbina de gas, para limitar la formación de NOx - Suministrar vapor a procesos  calentamiento del agua de alimentación La caldera de BP se usa para   desgasificaci ón Tabla XXX.2.- Parámetros de HRSG Tamaño turbina de gas Flujos de gases de escape

1MW a 220 MW

Presión máxima (AP)

mayor de 400 psig (29 bar)

25.000 a 5.000.000 lb/h

Presión media (MP)

50 a 400 psig (4,4 a 29 bar)

(0,32 a 630 kg/s)

Presión baja (BP)

15 a 50 psig (2 a 4,4 bar)

Temp. escape turbina gas

menor de: 1200ºF (649ºC)

Temperatura vapor

Hasta 1005ºF (541ºC)

Gasto de vapor

15.000 a 700.000 lb/h

Temp. combustión suplementaria

de: 1600ºF

(1,9 a 88,2 kg/s)

Combustibles suplementarios

Fuelóleo 2, gas natural

XXX.-885

Fig XXX.3.- Generadores de vapor recuperador de calor (HRSG)

Las calderas (HRSG) se diseñan para manipular grandes flujos de gases, con caídas mínimas de presión, lo que permite una mayor generación de electricidad por la turbina de gas-alternador. Hay que prestar atención especial a la configuración de las conexiones de los conductos de gases y a las válvulas desviadoras, con el fin de minimizar las caídas de presión originadas por los cambios de dirección en las líneas de flujo o por velocidades excesivamente altas. Las pérdidas de calor a través de la envolvente de la caldera y de los conductos, se minimizan mediante aislamiento térmico. En el diseño de circulación natural, los tubos verticales facilitan la altura necesaria para alcanzar una circulación estable eliminando las bombas de circulación, diseño que produce una rápida respuesta en los transitorios, comunes en los ciclos combinados. CONSIDERACIONES TÉCNICAS.- El generador de vapor recuperador de calor (HRSG) es un intercambiador de calor con flujos en contracorriente, que se compone de una serie de secciones formadas por el sobrecalentador, caldera (o vaporizador) y economizador, ubicados de forma que se maximice la recuperación de calor y el suministro del vapor a la presión y temperatura adecuadas. XXX.-886

Para el diseño más económico, conviene evaluar los siguientes parámetros: - Contrapresión admisible - Presión y temperatura del vapor - Punto de acercamiento, Pinch - Temperaturas de aproximación del sobrecalentador y economizador - Temperatura de salida de la chimenea. La contrapresión está influenciada por el área de la sección recta del flujo en el (HRSG); altas contrapresiones reducen su coste, pero disminuyen el rendimiento de la turbina de gas; el valor de la contrapresión, en la mayoría de las unidades, está entre 10÷ 15”wg = (2,5÷ 3,7 kPa).

Fig XXX.4.- Perfil de temperaturas en una unidad (HRSG) de una sola presión

La temperatura del punto de acercamiento (Pinch) y las temperaturas de aproximación influyen en el tamaño de la unidad, Fig XXX.4. En condiciones de diseño: - Para el sobrecalentador, un punto de acercamiento pequeño y una temperatura de aproximación reducida implican mayores superficies termointercambiadoras y mayor inversión - Para el economizador, el punto de acercamiento se establece para evitar la vaporización en el mismo La experiencia establece que, diseños técnica y económicamente satisfactorios, se consiguen con: - Punto de acercamiento Pinch: ΔTP = 20÷ 50ºF = (11÷ 28ºC) - Temperatura aproximación sobrecalentador: ΔTSH = 40÷ 60ºF = (22÷ 33ºC) - Temperatura aproximación economizador: ΔTE = 10÷ 30ºF = (6÷ 17ºC) Si hay S presente en los gases, la temperatura mínima del agua a la entrada del economizador se fija en 240ºF (116ºC), para minimizar la corrosión ácida por punto de rocío; la temperatura de los humos a la chimenea también se controla para evitar la corrosión debida a la condensación ácida. La presión y temperatura del vapor se seleccionan para facilitar un diseño que resulte económico. En general presiones altas de vapor incrementan la eficiencia del sistema, pero en el caso de un (HRSG) de presión única, limitan la recuperación global del calor de los gases, por su alta temperatura de saturación; el problema se resuelve con un HRSG de varias presiones. Se suelen utilizar entre 1 y 4 secciones, con presiones independientes. Las secciones del sobrecalentador, caldera y economizador, a sus presiones respectivas, permiten reducir los costes globales e incrementar la recuperación de calor. XXX.-887

Perfiles de temperaturas (HRSG)

Perfiles de temperaturas (HRSG) usando módulos separados

Perfiles de temperaturas (HRSG) usando el concepto de economizador común

Perfiles de temperaturas (HRSG), sin sobrecalentamiento

Perfiles de temperaturas (HRSG), sin sobrecalentamiento

La vaporización en el economizador es inevitable cuando se opera en puntos que no son los de diseño, por lo que los economizadores de los (HRSG) lo deben tener en cuenta incluyendo: - Flujo ascendente en la sección final antes del calderín - Línea de recirculación, para emplear durante las puestas en servicio, para minimizar la generación de vapor, cuando no hay flujo de agua de alimentación - Paso del agua de alimentación por el equipo de separación agua-vapor, que está ubicado en el calderín XXX.-888

Sistemas de vapor basados en calor residual.- Si los gases residuales arrastran en suspensión materiales no combustibles, se puede recoger una parte de esos materiales mediante tolvas; los gases que salen de la caldera, una vez enfriados, pueden pasar por colectores de polvo, en los que se retiran las partículas restantes que los gases pudieran tener aún en suspensión. Para poder cumplimentar la amplia gama de requisitos que hay en este campo, se necesitan muchos tipos de calderas. - La cantidad y naturaleza química de los gases El diseño de la caldera depende de: - La temperatura y presión de los gases - La carga en polvo de los gases La transferencia de calor desde los gases residuales al agua de la caldera, depende de: - La temperatura y propiedades termofísicas de los gases - La dirección y velocidad del flujo sobre las superficies absorbentes - La limpieza de la superficie Las temperaturas de muchos gases son relativamente bajas, Tabla XXX.3. Tabla XXX.3.- Temperaturas de gases residuales calientes Fuente del gas

Proceso oxidación amoniaco

Horno de recocido

Horno cemento (proceso seco)

Temperatura ºF

1350 a 1475

1100 a 2000

1150 a 1500

732 a 802

593 a 1093

621 a 816

Horno calentamiento forja y palanquilla

Horno reverbero cobre

Horno cemento (proc. húmedo)

1700 a 2200

2000 a 2500

800 a 1100

927 a 1204

1093 a 1371

427 a 503

Escape motor Diesel

Martin-Siemens soplado con aire

Horno oxígeno básico

1000 a 1200

1000 a 1300

3000 a 3500

538 a 649

538 a 704

1649 a 1927

Refinería de petróleo

Martin-Siemens soplado con oxíg.

Proceso mineral azufre

1000 a 1400

1300 a 2100

1600 a 1900

538 a 760

704 a 1149

871 a 1038

ºC Fuente del gas Temperatura ºF ºC Fuente del gas Temperatura ºF ºC Fuente del gas Temperatura ºF ºC

Para obtener una adecuada velocidad de los gases, hay que disponer de un tiro suficiente, por medio de una chimenea o de un ventilador, para superar las pérdidas de presión provocadas por el flujo de gases a través de la unidad, teniendo en cuenta un ensuciamiento normal de las superficies de calentamiento. La componente de la termotransferencia por radiación es baja, por lo que se tiende a diseñar muchas de las calderas de calor residual, para velocidades de gases mayores que las habituales en unidades que quemen combustibles similares; sin embargo, altas velocidades de gases cargados con polvo en suspensión, erosionan los tubos, sobre todo en los cambios de dirección en el flujo de gases, por lo que cada caso debe cumplir unos límites de velocidad específicos para cada proceso. Los diagramas A y B, de la Fig XXX.5, muestran la superficie aproximada de convección que se requiere para condiciones usuales en calderas de calor residual. Un hogar refrigerado por agua tiene muchas de las características constructivas de las calderas de calor residual. Este tipo de hogar abierto enfría los gases hasta la temperatura necesaria para prevenir la escorificación en las superficies de convección, que se encuentran aguas abajo, diagrama C de la Fig XXX.5. Factores de aplicación.- El diseño de una caldera, para una aplicación particular, depende de una serie de factores, que varían de un proceso a otro e, incluso, dentro de una misma industria. El coste del equipo, energía auxiliar y mantenimiento, tienen que ser congruentes con los beneficios esperados. XXX.-889

 Tubos alineados de diámetro exterior 2,5" (63,5 mm)   Espaciados = 5" (127 mm) Condiciones para los diagramas (A) y (B) :   Temperatura saturaci ón = 450 ºF (232 ºC)  Pérdida de tiro = 0,2 ÷0,4" wg (0,05 ÷0,1 kPa) 

Fig XXX.5.- Superficie aproximada requerida en banco de convección para varias temperaturas de entrada y salida

El diseño de la caldera depende, en cierto modo, del consumo y coste de la energía auxiliar en la propia planta. Una unidad pequeña, con tubos muy juntos, requiere más potencia de ventilador, a causa de las mayores pérdidas de tiro. Una unidad mayor tiene menores pérdidas de tiro.  el espacio disponible  la ubicación de las conexiones de conductos Otros factores importantes son:  la naturaleza corrosiva de los gases  el efecto de la carga de polvo sobre la erosión  las condiciones de presión del proceso , tiro forzado o inducido Cuando los gases arrastran polvo hay que tener en cuenta el espaciado de los tubos y la retirada del polvo desalojado de las superficies termointercambiadoras. Los tubos deben estar lo suficientemente próximos para una buena termotransferencia, y lo bastante separados para prevenir acumulaciones de XXX.-890

polvo o pérdidas excesivas de presión. Para mantener las velocidades y la transferencia térmica, la caldera se dispone con: - Un amplio espaciado de tubos en las zonas de gases más calientes - Menos espaciado en donde los gases estén más fríos Algunas veces, las partículas arrastradas desde el proceso hacia la caldera, se pueden retirar mediante limpiadores mecánicos o por sopladores; en otras, para mantener abiertos los pasos de caldera, las deposiciones procedentes de los procesos pueden requerir limpiezas manuales periódicas con aire a presión, vapor o agua. Los gases que proceden de hogares que queman aceites o gases combustibles, son relativamente limpios y, por tanto, se pueden usar en unidades con espaciados entre tubos de 1” (25,4 mm). XXX.2.-HOGAR DE OXÍGENO BÁSICO En determinados hornos de acero, (convertidores y hornos eléctricos) el comburente es oxígeno puro (BOF) que se sopla por medio de una lanza retráctil refrigerada por agua, montada en la vertical encima del horno. Durante el período de soplado, el oxígeno quema las impurezas de Si y P y reduce el contenido de C, elevando la temperatura y así obtener el acero deseado; en este proceso se desprenden grandes cantidades de CO (más de un 70% en volumen) , a temperaturas entre 3000÷ 3500ºF = (1649÷ 1927ºC), que se recogen en una campana refrigerada por agua colocada encima del (BOF) y se queman con aire introducido en la boca de la campana. aire exceso Los productos de esta combustión se refrigeran mediante inyección de agua atomizada , puagua de refrigeración de la campana diéndose usar cualquier combinación de ellos. Las diferencias con el servicio de las calderas usuales consisten en: € - El arrastre de escorias cargadas de hierro desde el BOF - Cortos períodos intermitentes de operación Los criterios establecidos para el diseño y construcción de las campanas de hornos de oxígeno con paredes membrana, Fig XXX.6, son: - Una adecuada resistencia estructural, dado que es un servicio en el que el equipo se manipula bruscamente - La superficie de la campana que está en contacto con los gases del horno, tiene que ser lisa para que se puedan desprender las películas de metal o de escoria cargadas de hierro - Mínima presencia de fisuras, grietas, cantos vivos y aberturas en la parte delantera de la campana, que podrían favorecer la deposición de escoria. - La refrigeración con agua de todas las superficies expuestas a los gases del horno - Las diferencias de temperatura entre todos y cada uno de los circuitos de agua deben ser mínimas, sin remolinos o puntos no refrigerados. - Las paredes de agua de la campana se tienen que refrigerar con agua tratada y desgasificada, para prevenir la deposición interna de incrustaciones o la corrosión por el oxígeno. - El sistema de refrigeración de la campana debe ser susceptible de poderse presurizar, para facilitar la generación de vapor o de agua a alta temperatura La pared membrana puede tener una gran variedad de configuraciones de campana, dependiendo de la disposición de la planta. XXX.-891

€

Fig XXX.6.- Disposición de la campana de un convertidor de oxígeno con depurador húmedo

La campana puede ser de los siguientes tipos: - De flujo alargado, utilizado para transportar los gases hasta una cámara de vaporización o de apagado - De sombrerete que colecta los gases y los descarga en una cámara de chispas, en la que la temperatura se reduce con agua atomizada, para que se puedan dirigir a un sistema de limpieza La campana con paredes refrigeradas por agua se aplica al proceso del convertidor con oxígeno, por uno de los métodos siguientes: - Puede operar como una caldera entre 100÷ 1500 psig = (6,9÷ 103,4 bar), para generar vapor - Puede generar vapor, que condensa en un sistema cerrado, con disipación de calor en un cambiador de calor refrigerado por aire - Puede calentar agua en las paredes membrana de la campana, en circuito cerrado, disipando el calor a un cambiador refrigerado por aire Campana de generador de vapor.- La campana del convertidor de oxígeno, cuando se equipa con un calderín de vapor bombas de circulación de caldera , se convierte en un generador de vapor durante el tiempo los componentes y controles de una caldera de soplado de oxígeno en el ciclo del convertidor. La generación de vapor varía desde cero a un máximo durante un período de unos 20 minutos, por cada ciclo del convertidor de 40÷ 45 minutos. Esta operación cíclica, unida al tiempo de indisponibilidad que se requiere para la reparación del revestimiento del convertidor cada pocas semanas, limita la producción de vapor de una campana única al 12÷ 15% de la vida del citado revestimiento. El tipo cíclico de la operación y el corto período de altos regímenes de generación, impone variaciones en las fluctuaciones de carga, dentro del sistema de vapor, cuyo efecto se puede reducir operando XXX.-892

con una única caldera de campana a alta presión, que descargue en un acumulador adecuado. Cuando la producción de vapor en la caldera de la campana disminuye, el calor almacenado en el acumulador se libera para producir vapor en una planta a menor presión de vapor. Campana de vapor presurizado en circuito cerrado.- Hay plantas de BOF que no pueden utilizar la producción de vapor de calderas en la campana, pero se pueden disponer para operar en circuito cerrado, Fig XXX.7, que asegura un amplio suministro de agua de caldera de buena calidad, sin necesidad de una sofisticada planta de tratamiento.

Fig XXX.7.- Campana de generador de vapor en circuito de aire con condensador refrigerado por aire

Una parte del calor absorbido durante el período de soplado eleva la presión del sistema desde 250÷ 450 psi = (17÷ 31 bar); el calor sobrante se descarga a la atmósfera, a través de un condensador refrigerado por aire, que opera a la presión del sistema. El condensado recogido se retorna a un pozo caliente y, desde aquí hacia el calderín de la campana, para completar el ciclo. El condensador refrigerado por aire del circuito presurizado, es pequeño a causa de la gran diferencia de temperaturas, de unos 350ºF (194ºC), entre el vapor de condensación y el aire de refrigeración. La energía requerida para disipar el calor es pequeña, en comparación con la energía de bombeo de un sistema equivalente que utilizase agua para la refrigeración del medio de condensación. La energía requerida para la circulación del agua es también pequeña. El aporte de agua para reponer las pérdidas que tienen lugar a través de las empaquetaduras de las bombas, en los vástagos de válvulas y en la purga, son pequeñas. El sistema en circuito cerrado se puede modificar para suministrar vapor a planta, tomándolo de una tubería de vapor que sale de la campana. El vapor se puede tomar del calderín de la campana y, por tanto, la carga térmica sobre el condensador refrigerado por aire se puede disminuir. Sistema de vapor presurizado y agua a alta temperatura en circuito cerrado.- Algunas plantas siderúrgicas no recuperan el calor absorbido por las campanas, prefiriendo un sistema de vapor XXX.-893

presurizado y agua a alta temperatura. más simple de controlar Esta instalación es  que la equivalente del sistema de generación de vapor  menos costosa en circuito cerrado. vapor presurizado El sistema de  tiene los mismos objetivos que el sistema de vapor en circuito  agua a alta presión cerrado. La única diferencia es que en la campana se produce agua a la temperatura de saturación que: - Se descarga en el tanque de expansión de vapor presurizado del sistema - Se bombea a través de un intercambiador de calor refrigerado por aire, para bajar su temperatura - Retorna a la campana para completar el circuito Con este sistema, el agua de alta temperatura se presuriza hasta 250÷ 450 psi (17÷ 31 bar), controlando el flujo de aire en el cambiador de calor. XXX.3.- CALDERAS DE CALOR RESIDUAL Hornos Martin-Siemens.- Producen un gas residual altamente cargado de polvo, con temperaturas del orden de 2100ºF (1150ºC); para recuperar el calor residual, se utilizan calderas de calor residual, Fig XXX.8. En muchas instalaciones es conveniente mantener el flujo de vapor, durante los períodos de carga y mantenimiento, quemando un combustible auxiliar, que requiere un hogar de caldera, para su combustión; por ésto, la caldera de calor residual para un horno Martin-Siemens, tiene que ser una unidad versátil, que tenga en cuenta: - La disponibilidad de espacio - La cantidad del gas residual - La capacidad de vaporización - La posibilidad de limpieza - La combustión de combustible suplementario La capacidad de vaporización de una unidad, asociada a un horno Martin-Siemens, puede llegar a 150.000 lb/h, (18,9 kg/s).

Fig XXX.8.- Caldera de calor residual para horno Martín-Siemens soplado con oxígeno XXX.-894

Calderas de calor residual para condiciones especiales.- Otros tipos de calderas de calor residual recuperan el calor de los gases residuales o de fluidos de procesos industriales, teniendo en cuenta el espacio, temperatura, presión y tiro. El incremento del coste de los combustibles ha propiciado el progreso en el aprovechamiento de las energías residuales, incluyendo diseños especializados y aplicaciones singulares de calderas. La recuperación de una serie de subproductos de desecho o residuales, que se pueden utilizar como combustibles para generar vapor, puede provenir de: - La industria de los aceites minerales, que cuenta con una gran fuente de energía en los gases que se descargan en los regeneradores catalíticos - La industria siderúrgica dispone de gases de horno alto - La industria del azúcar y sus residuos de la caña - La industria de la madera y de la pulpa produce aserrín, virutas, cortezas de madera y licores como subproductos residuales - Los hornos de reverbero de la industria del cobre - Los hornos de calentamiento para revenido, forja, palanquilla, etc - Los hornos de calcinación , etc Caldera simple de calor residual de tres calderines.- Diseñada para operar con gases cargados de polvo y adaptada para utilizar gases residuales con elevados contenidos de sólidos, procedentes de hornos de cemento, se representa en la Fig XXX.9. La máxima precipitación de sólidos se asegura mediante el flujo horizontal de los gases a través de un banco de tubos verticales, y una disposición de bafles deflectores efectiva, siendo posible manipular una lanza para deshollinado, desde ambos lados de la unidad, que puede alcanzar cualquier espacio a todo lo ancho de la unidad, actuar en el techo y en la parte superior de los dos calderines inferiores, con lo que todas las superficies absorbentes de calor son accesibles. Con gases que tengan elevados contenidos de sólidos, frecuentemente se puede reducir el trabajo del deshollinado con lanzas manuales, utilizando largos sopladores retráctiles, ubicados en uno o varios niveles a lo largo de los bancos tubulares, en holguras o espacios conformados por la supresión de una fila de tubos. Para mantener las condiciones óptimas de transferencia de calor, sin cambiar la dirección del flujo de gases, los tubos de las secciones posteriores de la caldera se disponen menos espaciados que los de entrada.

Fig XXX.9.- Caldera de calor residual con 3 calderines, con portillas y sopladores XXX.-895

La circulación en esta caldera es simple: - Los tubos de la caldera sitos en el lado de los gases calientes, actúan como tubos ascendentes - Los tubos de caldera ubicados en las zonas más frías actúan como tubos descendentes o alimentadores La caldera tiene un calderín relativamente largo, en el que la separación del vapor se produce sin usar deflectores. El vapor se recoge en una tubería ubicada en el extremo de mayor remanso del calderín, en el lado de humos fríos. El agua de alimentación se mezcla con el agua de la caldera, cuando asciende al calderín de vapor. La expansión y contracción de los calderines y tubos no afecta a la envolvente de acero, al ladrillo refractario o al aislamiento. La infiltración de aire se reduce al mínimo. Todas las partes a presión descansan sobre soportes ubicados por debajo de los calderines inferiores. La ubicación del sobrecalentador se puede modificar de acuerdo con los requisitos de temperatura establecidos para el vapor sobrecalentado. Para incrementar la absorción de calor, se puede colocar un economizador en el flujo de gases descendente a la salida de la caldera, para facilitar la recolección de sólidos. Los sólidos recogidos en las tolvas que están debajo de la caldera y del economizador, se retiran fácilmente con la caldera en servicio. En una única caldera, aguas abajo de un horno de cemento, por medio de estas tolvas, se puede recuperar alrededor de un 20÷ 40 ton (18,14÷ 36,3 Tm) de polvo de cemento. XXX.4.- SISTEMAS DE VAPOR MEDIANTE COMBUSTIBLES SINGULARES Calderas de CO.- En la industria del petróleo, la operación de una unidad de craquización catalítica del fluido (FCC), produce un gas rico en CO. Para recuperar la energía térmica de estos gases, se puede diseñar una unidad de craquización catalítica que incluya una caldera de CO, para generar vapor. En el caso de refinerías que generan grandes cantidades de CO, se utilizan calderas montadas en campo, como la caldera de hogar integrado Existen pequeñas refinerías que disponen de unidades de craquización de 1.908 m3/día, o menos, que producen entre 75.000÷ 175.000 lb/h = (9,5÷ 22,1 kg/s), y que se pueden ensamblar completamente en taller, Fig XXX.10 El CO se admite a través de unas portillas en las paredes laterales y en la pared frontal, para promover la mezcla y la rápida combustión. Los quemadores para la combustión del combustible suplementario se ubican en una pared frontal de refractario y queman en un hogar horizontal.

Fig XXX.10.- Caldera de CO ensamblada en fábrica XXX.-896

Los máximos requisitos de vapor de la unidad de craquización se presentan en: - La operación normal a plena carga - Durante la puesta en servicio de la unidad de craquización dependiendo del ciclo de vapor de la planta. El suministro de CO no es suficiente para generar la máxima cantidad de vapor, por lo que se necesita un combustible suplementario que eleve la temperatura del CO hasta su punto de ignición, y así poder asegurar la combustión completa. Los criterios básicos establecidos para el diseño son: - El régimen básico de combustión debe generar en el hogar una temperatura de 1800ºF (982ºC), para facilitar una combustión estable de los combustibles - El aire se suministra por el ventilador de tiro forzado, que facilita un 2% de oxígeno a la salida de la unidad, cuando se queman CO y combustible suplementario. - El equipo de combustión suplementaria, ha de ser capaz de elevar la temperatura del CO hasta 1450ºF (788ºC), que es la temperatura de ignición de los combustibles  el combustible  A causa de posibles variaciones en  el contenido de oxígeno de los gases de CO , no resulta prácel calor sensible de estos gases  la combustión sup lementaria  combustible tico establecer una relación , por lo que hay que determinar el exceso de oxígeno que sale de aire la unidad. € Aguas arriba de la caldera de CO se instalan tanques de sellado hidráulico, de modo que los gases de CO procedentes del regenerador catalítico, puedan pasar a través de la caldera o ser enviados directamente a la chimenea, lo que permite una operación independiente de la caldera de CO, sin que interfiera en la operación del regenerador. Los tanques de sellado hidráulico se prefieren a las válvulas mecánicas de cierre, por: - La elevada temperatura de los gases - El gran tamaño de los conductos de CO - La necesidad de una construcción totalmente estanca La caldera de CO suministra vapor a la unidad de craquización catalítica para su funcionamiento; se pone en servicio utilizando sólo los quemadores del combustible suplementario, y bipasando los gases del regenerador hacia la atmósfera. Los gases de CO no se deben introducir en la caldera hasta que ésta alcance la temperatura nominal, porque dichos gases están a menos de 1000ºF (538ºC) y, por tanto, tienden a enfriar el hogar. El combustible suplementario representa entre 1/4 y 1/3 de la producción total correspondiente, cuando la temperatura del CO entrante se mantiene en 1000ºF (538ºC); en cuanto los gases de CO se introducen en la caldera ignicionan con bastante rapidez y se queman con una llama no luminosa, siendo necesario reducir el combustible suplementario y el aire comburente. La caldera manipula los gases procedentes del regenerador catalítico, independientemente de la reCO2 lación ; una modificación de esta relación afecta mucho a la cantidad de combustible suplementaCO rio, que se necesita para mantener la temperatura de 1800ºF (982ºC) en el hogar, lo que facilita un margen operativo razonable, para posibles variaciones en el funcionamiento del regenerador o de la caldera. La caldera se puede mantener en condiciones estables con una temperatura en el hogar de 1500ºF XXX.-897

(816 ºC), aunque el margen sobre la temperatura de ignición del CO se reduce considerablemente. El calor procedente de los gases de CO se calcula considerando el calor sensible, respecto a una temperatura supuesta en la chimenea de la caldera, más el calor procedente de todos los demás combustibles.  los catalizadores de FCC ( craquización catalítica fluida) Las modificaciones en  las condiciones del proceso , reducen el CO  contenido en los gases que salen de la unidad, e influyen en la temperatura del gas que va a la caldera de CO, incrementando la misma desde 1000ºF (538ºC) hasta 1450ºF (788ºC). € Otras modificaciones que han permitido diseñar nuevas calderas recuperadoras de calor para unidades FCC, son: - La eliminación del refractario de la zona de combustión - El uso de paredes membrana de agua - El redimensionado de las superficies termointercambiadoras, Fig XXX.11

Original

Fig XXX.11.- Modernización de una caldera de CO

Modificada

Calderas que queman gas de horno alto y gas de batería de coque.- El gas de horno alto (BFG) contiene un 25% de CO en volumen, y está densamente cargado de polvo; se limpia mediante lavado y precipitación electrostática, antes de entrar en los quemadores de las calderas. El gas de batería de coque (COG) tiene un alto contenido de hidrógeno libre, por lo que arde fácilmente; se utiliza en mecheros-piloto de servicio continuo, y como combustible principal en las unidades que queman BFG. Algunas veces, la carga de hierro, coque y productos químicos, contenidos en el gas de horno alto pueden crear bóvedas en el hogar, cuyo desprendimiento (colapso del hogar) provoca una pulsación instantánea en la presión de los gases, en todo el sistema, que puede apagar la llama de los queXXX.-898

madores, por lo que hay que tomar medidas en el diseño de estas calderas para un reencendido inmediato y para prevenir explosiones. Para minimizar el mantenimiento, las calderas de unidades modernas tienen poco o nada de refractario; utilizan pilotos de combustión continua para el reencendido tras un colapso del hogar. XXX.5.- CALDERAS QUE QUEMAN GASES PELIGROSOS (RCRA) Los materiales se revisan, conforme a los criterios de: inflamabilidad, reactividad, toxicidad y corrosibilidad. Si uno de los materiales excede alguno de los criterios precedentes, el material se califica como residuo peligroso según (RCRA). Cuando se queman residuos orgánicos peligrosos (POHC), el vertido a la atmósfera de un residuo oficialmente peligroso está sujeto a normas y regulaciones previstas en la (RCRA), que incluyen unos valores mínimos en la eficiencia de la destrucción y retirada (DRE), La excepción comprende los bifenilos policlorinados (PCB) y las dioxinas, que se deben destruir hasta un 99,99%, por sus efectos sobre la salud. Muchos residuos oficialmente peligrosos, según (RCRA), son combustibles adecuados para caldedestruir los (POHC) ras, a las que se llevan con el doble propósito de   generar vapor para necesidades de la planta. La combustión debe facilitar la destrucción de los constituyentes peligrosos, asegurando la destrucción del 99,99% de (DRE). Los requisitos relativos a emisiones incluyen el control de NOx, SO2 y partículas y, a veces, de metales pesados y ácido clorhídrico.

Fig XXX.12.- Balance térmico

EJEMPLO DE SISTEMA DE CICLO COMBINADO SIMPLE.- En una instalación de ciclo combinado de turbina de gas y turbina de vapor, los gases procedentes de la combustión en la turbina de gas precalientan el agua, vaporizan y sobrecalientan el vapor de agua hasta la temperatura de 300ºC, siendo los datos de la instalación: XXX.-899

Aire: cp = 1,04 kJ/kgºK ; γ = 1,4 Agua: cp = 4,18 kJ/kgºK ; v = 0,001 m3/kg Turbina de gas: Gasto: 50 kg/seg ; Entrada en el compresor: 20ºC y 1 atm ; Entrada en la turbina: T3 = 850ºC Temperatura de salida del intercambiador de calor: 120ºC ; Relación de compresión: 7 Rendimientos: ηcámara combustión = 1 ; ηmec. compresor= ηmec. turbina gas = 0,95 ; ηC = 0,8 ; ηT gas = 0,85 Turbina de vapor: Rendimiento del generador de vapor: 1 Temperatura de salida del intercambiador: 300ºC Presión de entrada a la turbina de vapor (AP): 80 atm Temperatura de entrada a las turbinas de vapor (1) y (2) : 550ºC Presión de entrada a la turbina de vapor (BP): 20 atm Presión en el condensador: 50 mbars Rendimientos: ηmec. bombeo = 0,85 ; ηmec. turbina vapor = 0,98 ; ηT = 0,8 En el hogar de la instalación de vapor de agua se realizan: - El sobrecalentamiento del vapor de agua a la presión de 80 atm entre 300ºC y 550ºC - El recalentamiento a 20 atm hasta los 550ºC Determinar: - El trabajo útil de la turbina de gas y el rendimiento global de la turbina de gas. - El trabajo útil de la turbina de vapor - El rendimiento de la instalación Para resolver el problema se supondrá que la pérdida de presión en tuberías, cámara de combustión y caldera es despreciable. _______________________________________________________________________________________ RESOLUCIÓN

Trabajo de la turbina de gas (Ver Cap II de T.G):

1 ,4 - 1 T2 p = ( 2 )( γ -1 )/ γ = 7 1 ,4 = 1,7436 T1 p1 TTgas = c p T3 Δ - 1 ηTgas = Δ T4’ = T3 - η T (T3 - T4 ) = T3 ηT Δ - 1 = ( 850 + 273)ºK x 0 ,85 1,7436 - 1 = 715,85ºK gas gas Δ 1,7436 1,7436 1 = 1,04 kJ x 1123º K 0 ,85 = 423,4 kJ kgºK 1,7436 kg 1,7436 - 1 kJ kJ Δ 1 Trabajo del compresor: TC = c pT1 = 1,04 x 293ºK = 283,25 ηC kgºK 0 ,8 kg

Δ=

XXX.-900

1.- Trabajo útil de la instalación de turbina de gas:

Tu gas = η mecT TTgas -

TC

η mecC

283,25 kJ/kg = 0,95 x 423,4 kJ = 104,07 kJ kg 0,95 kg

Calor aplicado: T2 = Δ T1 = 1,7436 x 293 = 510,9º K T -T 510,9 - 293 kJ kJ Q1 = c p ( T3 - T2 ' ) = T2 ' = T1 + 2 1 = 293 + = = 1,04 ( 850 - 292,34 )º K = 580 ηC 0 ,8 kg ºK kg = 565,34º K = 292,34ºC T 104,07 2.- Rendimiento global de la turbina de gas: η = u = = 17,9% Q1 580

3. Trabajo útil de la turbina de vapor:

 80 atm ⇒ T3 = 550ºC ; i3 = 3250 kJ/kg ; s 3 = 6,877 kJ/kgºK  i = 3095 kJ/kg ; s = 6,877 kJ/kgºK En Tablas de vapor de agua se encuentra:  20 atm ⇒ i4' = 3578 kJ/kg ; s 3' = 7,57 kJ/kgº K  3' 3'  50 mbars ⇒ i = 2320 kJ/kg ; s = 7,57 kJ/kgºK  4 4 Salida del intercambiador a 300º C y 80 atm : i 2' = 2787 kJ/kg Temperatura de entrada del agua en la bomba: T1 = 32,9ºC Rendimiento turbina AP: η 3 M =

i3 - iM i3 - i4'

;

0 ,8 =

3520 - iM 3520 - 3095

⇒

iM = 3180 kJ/kg

Rendimiento turbina BP: η 3'N =

i3' - iN i3 '- i4

;

0 ,8 =

3578 - iN 3578 - 2320

⇒

iN = 2572 kJ/kg

Trabajo de bombeo: T Bombeo = T12 = v Δ p = 10-3 (m 3/kg) (80 - 0,05) .104 (kg/m 2 ) = 799,5 Kgm/kg = 7,83 kJ/kg i2 = i1 + v Δp = c p T1 agua + v Δp = ( 4 ,186 x 32,9) + 7 ,83 = 145,55 kJ/kg Trabajo en la turbina de vapor: TT .vapor = ( i3 - iM ) - ( i3' - iN ) = ( 3520 - 3181) - ( 3578 - 2572) = 1345 kJ/kg Trabajo específico de la turbina de vapor considerando el rendimiento mecánico de la bomba y turbinas: Tu vapor = TT .vapor η mecT -

TBombeo

η mecBombeo

= 1345 x 0,98 -

7,83 kJ = 1309 0,85 kg

Balance energ ético en el intercambiador: G gas c p(gas) (T4' - Tsalida ) = G agua (i2' - ii ) XXX.-901

kg 50 1,04 kJ (715,85 - 393)ºK G gas c p( gas ) (T4' - Tsalida ) seg kgºK kg G agua = = = 6 ,337 i 2' - ii 2787 - ( 32,9 x 4,186) seg Tu( gas ) G gas + Tu( vapor ) G vapor 4. Rendimiento de la instalación: η inst = = Q gas + Qrecalentamiento vapor de agua

=

Qgas = 50

kg kJ x 580 (kJ/kg) = 29000 seg seg

= Qrecal .vapor de agua = {(i 3 - i 2' ) + (i3' - iM )} G agua = {(3520 - 2787) + (3578 - 3180)} x 6,337 = 7167,15 kJ seg (104,07 x 50 ) + ( 1309 x 6 ,337) = = 37,32% 29000 + 7167,15

*************************************************************************************

XXX.-902

XXXI.- CONSIDERACIONES MEDIOAMBIENTALES http://libros.redsauce.net/

Los estudios realizados sobre emisiones, fuentes y efectos de diversos contaminantes sobre la salud y el medio ambiente, han conducido a legislar a partir de 1960, Fig XXXI.1, con restricciones cada vez mayores para las modernas plantas energéticas, el control de: - Las emisiones atmosféricas - Los efluentes de aguas - El vertido de sólidos La tendencia para que los contaminantes en emisiones sigan bajando, es consecuencia de una serie de factores, como: - Cambio en las mezclas combustibles, usando combustibles menos contaminantes - Utilización de tecnologías avanzadas - Legislaciones nuevas y más restrictivas La filosofía de diseño de los sistemas de conversión de energía, ha evolucionado desde: - El suministro de energía con coste mínimo - Hacia el suministro de energía con bajo coste con aceptable impacto en el medio ambiente El control de la contaminación atmosférica, sobre todo en la emisión de NOx y SO2 y partículas, constituye un problema para los sistemas de combustión. XXXI.1.- FUENTES DE EMISIONES Y DESCARGAS DE PLANTA Las corrientes más significativas de los flujos de desechos procedentes de una moderna planta energética que quema carbón, se recogen en la Fig XXXI.2. Los regímenes de descargas para las emisiones principales de una unidad nueva con una caldera de un calderín quemando carbón, con y sin equipo de control, se resumen en la Tabla XXXI.1. Las emisiones atmosféricas proceden principalmente de los subproductos de la combustión, evacuados por la chimenea: - Dióxido de azufre SO2 XXXI.-903

- Óxidos de nitrógeno NOx - Partículas de ceniza volante en polvo - Compuestos orgánicos volátiles (VOC) - Trazas de otros materiales Otras fuentes de partículas son: - El polvillo de las pilas de carbón y del equipo de manipulación de combustible, circunstancia especialmente notable para los carbones subbituminosos - Otros compuestos orgánicos, como consecuencia de alguna volatilización a baja temperatura en el carbón - La torre de refrigeración y su penacho térmico de vapor de agua, que contiene algunas trazas de materiales arrastrados - Los residuos y desechos sólidos que proceden de la recogida de la ceniza del carbón, en las tolvas bajo la caldera, del economizador y del calentador de aire - Las piritas recogidas en los molinos o pulverizadores de carbón Tabla XXXI.1.- Emisiones y subproductos normales de un generador de vapor de 500 MW (S = 2,5% ; ceniza = 16% ; 12.360 Btu/lb = 28.750 kJ/kg) Emisión

Equipo de control

SOx como SO 2

Desulfurador húmedo con caliza

NO x como NO 2

Quemadores especiales de bajo NOx

2,9 (2,6)

0,7 (0,6)

CO2

No aplicable

485 (440)

485 (440)

Precipitador electrostático

22,9 (20,8)

0,05 (0,04) 0

Ceniza en polvo a la atmósfera

Tasa descarga, ton/hr (Tm/h) Incontrolada

Controlada

9,3 (8,4)

0,9 (0,8)

Cámara de sacos Descarga térmica flujo de agua

Torre refrigeración tiro natural

2,8.109 Btu/h 821 MWt

Ceniza a rellenos

Relleno controlado

9,1 (8,3)

32 (29)

Lodo desulfuradoras yeso+agua

Relleno controlado

0

25 (22,7)

o yeso de calidad para paredes

La mayoría de la ceniza se transporta hasta una balsa de decantación, de la que se toma para relleno o para otros usos. La segunda fuente principal de sólidos es el subproducto del proceso de limpieza por desulfuración de humos (FGD), formado por una mezcla que contiene sulfato o sulfito de Ca; este subproducto, una vez eliminada el agua que lleva, sometido al proceso adecuado y con el tratamiento debido, se puede vender como yeso, o utilizar como material de relleno. Otras fuentes de descargas y emisiones de sólidos son: - Las cubas de agua fría de las torres de refrigeración - Los desechos del sistema de tratamiento de agua - Los residuos de la limpieza química periódica de la caldera Las descargas acuosas proceden de múltiples fuentes, como: - El agua de refrigeración en circuito abierto - La purga de la torre de refrigeración - El agua de descarga procedente del sistema de manipulación de ceniza - El agua residual del sistema de (FGD) - Escorrentías de las pilas de carbón procedente de lluvias XXXI.-904

- Soluciones de limpiezas químicas de caldera - Soluciones residuales del agua de lavado del lado de humos - Residuos de pequeño volumen, como son las soluciones de regeneración de las resinas cambiadoras de iones, las purgas de evaporadores, la purga continua de caldera, las purgas de los diversos niveles de la planta energética, etc XXXI.2.- MÉTODOS DE CONTROL DE LA CONTAMINACIÓN ATMOSFÉRICA Para controlar las emisiones, se han adoptado algunos criterios que, en muchos casos, dependen del nivel de disponibilidad económica. - Estándares de emisión: Limitan la masa de SO2 ó NOx que se emite por volumen, por aporte de calor o por unidad de tiempo (hora, día, año). - Requisitos de eliminación porcentual: Especifican la fracción de emisiones incontroladas que deben retirarse de los humos. - Requisitos de combustible: Están relacionados con el control del SO2, y delimitan el tipo de combustible que se puede utilizar o el contenido de S en el combustible. - Requisitos de tecnología: Indican el tipo de tecnología de control requerida para su instalación. El método de control más utilizado es el de los estándares de emisión, que se combina con alguno de los otros. Es norma que las emisiones procedentes de nuevas plantas se controlen con límites más estrictos que las emisiones procedentes de instalaciones ya existentes. El control local, regional o nacional de los estándares de emisiones depende del país de que se trate. En USA y Holanda, los estándares federales facilitan los requisitos mínimos, los cuales las autoridades locales pueden estrechar aún más, o aplicar sin mayores exigencias a muchas aplicaciones. En Canadá y Australia, los gobiernos federales sólo pueden facilitar las líneas generales de control de emisiones, siendo los gobiernos locales o regionales quienes fijan los límites para cada planta.

Revolución industrial (1950-60)

1970-80

1960-70

1980-90

1990 - Hoy Fig XXXI.1.- Percepción de emisiones

XXXI.-905

Tabla XXXI.2.- Resumen de la normativa federal en plantas energéticas, para generadores de vapor > 250.106 Btu/h, con construcción empezada después de 18 sept 1978 Emisiones (*) Combustible

Contaminante

1,2

SO2 Carbón

NO x como NO 2 Partículas

Aceite

Tasa máxima,lb/106 Btu Reducción requerida en %

SO2

90

0,6

70

Subbituminoso = 0,5

(**)

Bituminoso = 0,6 0,03 (***)

99

0,8

90

0,2

0

NO x como NO 2

0,3

(**)

Partículas

0,03 (***)

70

0,8

90

SO2

Gas

0,2

0

NO x como NO 2

0,2

(**)

Partículas

0,03 (***)

Tabla XXXI.3.- Resumen de la normativa federal en plantas energéticas para generadores de vapor > 100.106 Btu/h, con construcción o modificación empezada después de 19 junio 1984 Emisiones (*) Combustible

Contaminante

Tasa máxima,lb/106 Btu

SO2 (todas)

1,2

90

Alimentador+distribuidor = 0,6

(**)

Carbón NO x como NO 2

Reducción requerida en %

Combustión en masa = 0,5 Carbón pulverizado = 0,7 Lecho fluidificado = 0,6

Partículas Aceite residual

Gas

SO2

0,05 (***) 0,8

90

0,5

0

NO x como NO 2

0,4/0,3

Partículas SO2

0,05 (***)

NO x como NO 2

0,2/0,1 (**)

Partículas

0,1 (***)

(*) Se deben cumplimentar ambos, Máxima emisión y Reducción requerida (**) Basta con cumplimentar la Máxima emisión (***) Hay un límite de opacidad del 20% que hay que controlar  - Para carbón con 6% de oxígeno: 1 lb/106 Btu = 1230 mg/m3N  Conversiones:  - Para aceite con 3% de oxígeno:1 lb/106 Btu = 1540 mg/m3 N  - Para gas con 3% de oxígeno: 1 lb/106 Btu = 1590 mg/m3 N 

En la Tabla XXXI.4 se indican una serie de estándares seleccionados de emisiones de SO2 para nuevas calderas que quemen carbón basados en la Agencia Internacional de la Energía (IEA). XXXI.3.- TIPOS DE CONTAMINANTES, FUENTES E IMPACTOS Los contaminantes del aire permanecen en la atmósfera y según la cantidad y características, tienen efectos nocivos sobre la salud humana y/o sobre el medio ambiente. Las fuentes de estos contaminantes se clasifican en: - Estacionarias, cuando proceden de fuentes fijas, que incluyen las grandes emisiones de plantas energéticas generadoras de electricidad y hornos industriales, cuyas emisiones se descargan por chimenea. - Móviles, que están relacionadas con el transporte XXXI.-906

Tabla XXXI.4.- Límites extractados de emisiones internacionales de SO2 para nuevas plantas que quemen carbón Fuente: IEA Coal Research, Octubre 1989 País Austria

Tipo de planta

Tamaño planta

Emisiones estandarizadas

MWt

106 Btu/h

mg /m3 N

lb/106 Btu

% retirado

Hulla

10 - 50

34 - 171

400

0,33

-

Lignito

> 50

> 171

400

0,33

-

Antracita

> 50

> 171

200

0,16

-

50 - 100

171 - 341

2000

1,6

-

100 - 300

341 - 1024

1200

1

-

> 300

> 1024

250

0,2

-

Bélgica

Canadá

Energética

Todos

todos

740

0,6

-

Dinamarca

Energética

> 50

> 171

860

0,7

-

50 - 150

171 - 512

660

0,54

-

> 150

> 512

400

0,33

-

1,6

Finlandia Alemania

Convencional

1 - 100

3 - 314

2000

100 - 300

341 - 1024

2000

1,6

60

> 300

> 1024

400

0,33

85

Lecho fluido

>1

>3

400

0,33

75

Italia

Energética

> 100

> 1024

400

0,33

-

Japón

Todas

Todos

Todos

50 - 300

171 - 1024

> 300

> 1024

Holanda España

Suecia

700

0,57

-

400

0,33

Energética

antracita

2400

2

lignito

9000

7,3

Industrial

antracita

2400

2

lignito

6000

4,9

carbón

Taiwán Reino Unido EE.UU.

Particulares de cada planta

>0,5

> 1,7

290

0,24

Todos

-

3150

2,56

-

> 700

> 2388

-

-

90

Energética

> 73

> 250

1480

1,2

70 - 90

Industrial

> 29

> 100

1480

1,2

90

- Fugitivas, que incluyen: - Las descargas a la atmósfera procedentes de bombas, válvulas, cierres o sellos y otros puntos de procesos no ventilados a través de una chimenea - Las emisiones procedentes de pilas de carbón, rellenos, balsas, etc Las más frecuentes son las emisiones de partículas que tienen lugar en actividades relacionadas con la industria, cuando no se recogen. Los contaminantes que proceden de fuentes estacionarias son SO2, NOx, CO y partículas; cualquier otra tipo de emisiones procedentes de fuentes fijas, se identifican como tóxicos aéreos, que son contaminantes potencialmente peligrosos que se presentan como trazas en los procesos de combustión. La preocupación ante el impacto de las emisiones de CO2 sobre el calentamiento global comienza en 1980; es un gas de efecto invernadero que se emite por fenómenos naturales y por el proceso de combustión de todos los combustibles fósiles y compuestos de hidrocarburos. El SO2 se incluye en la categoría de contaminantes, así como pequeñas cantidades de SO3. La principal fuente de óxidos de S es la combustión del carbón y, en menor cantidad, los aceites (fuelóleos) residuales; los sectores energético e industrial (siderurgia, refinerías) constituyen los emisores más importantes de óxidos de S, que se han relacionado con una serie de problemas como: - Irritación del sistema de respiración humano - Reducción de la visibilidad - Corrosión de materiales XXXI.-907

- Efectos sobre la vegetación - Lluvia ácida En el grupo de los óxidos de nitrógeno los más significativos en cantidad son el NO y el NO2. El NO es el primer compuesto de nitrógeno que se forma en los procesos de combustión a alta temperatura, en los que el nitrógeno presente en el combustible o en el aire comburente se combina con el oxígeno. La cantidad de NOx formado durante el proceso de combustión depende de: - Las cantidades de nitrógeno y oxígeno disponibles - La temperatura del proceso - El nivel de mezcla - El tiempo disponible para la reacción El control de estos parámetros es la base para una serie de estrategias que implican al control del proceso de combustión y al diseño de quemador. El NO2 absorbe la totalidad del espectro visible y puede reducir la visibilidad; se ha asociado con: - Algunos desórdenes respiratorios - La corrosión y degradación de materiales - Daños a la vegetación - La formación de ozono y de humiebla (mezcla de humo y niebla) Tabla XXXI.5.- Límites extractados de emisiones internacionales de NOx para plantas que queman carbón Fuente: IEA Coal Research Report, IEA/CR-30, Diciembre 1990 Países Austria

Plantas nuevas mg NO x /m3N lb/106 Btu 200 - 400 0,16 - 0,33

Plantas existentes mg NO x /m3N lb/106 Btu 200 - 400

0,16 - 0,33

0,16 - 0,33

400 - 620

0,33 - 0,50

0,16 - 0,41

200 - 1300

0,16 - 1,06

200 - 650

0,16 - 0,53

200 - 650

0,16 - 0,53

Japón

410 - 510

0,33 - 0,41

620 - 720

0,50 - 0,60

Holanda

400 - 800

0,33 - 0,65

1100

0,9

Suecia

140

0,11

140 - 560

0,11 - 0,46

Bélgica

200 - 800

0,16 - 0,65

Dinamarca

650

0,53

Comunidad Europea (CE)

650 - 1300

1,53 - 1,06

Finlandia

200 - 400

Alemania

200 - 500

Italia

Suiza

200 - 500

0,16 - 0,41

200 - 500

0,16 - 0,41

Taiwán

600 - 850

0,49 - 0,69

600 - 850

0,49 - 0,69

Reino Unido

650

0,53

USA

615 - 980

0,50 - 0,80

553 - 614

0,45 - 0,50

Las emisiones de CO procedentes de calderas energéticas representan un porcentaje relativamente pequeño del total de las emisiones de CO, ya que la mayor parte proceden de los motores de combustión interna que operan en el sector del transporte. La importancia medioambiental del CO radica en su efecto sobre la salud, ya que se absorbe por los pulmones y reduce la capacidad de transporte de oxígeno de la sangre, provocando daños en el aparato locomotor y fatiga fisiológica. Las materias sólidas y líquidas, de composición orgánica o inorgánica, que se encuentran suspendidas en los gases de combustión o en la atmósfera, se identifican como partículas. Su tamaño está entre 1 ÷ 100 µm, y en los procesos de condensación se pueden presentar con tamaño menor de 1 µm Entre los efectos de las emisiones de partículas se encuentran: - El deterioro de la visibilidad y ensuciamiento de las áreas circundantes XXXI.-908

- El agravamiento de los efectos del SO2 - Los problemas respiratorios de las personas Los compuestos orgánicos volátiles VOC consisten en moléculas que contienen C e H, e incluyen compuestos aromáticos, olefinas y parafinas. Desde el punto de vista medioambiental, son importantes como consecuencia de su papel en la formación de la niebla densa (combinación de humo y niebla) a través de reacciones fotoquímicas con los NOx, que puede causar: - Problemas respiratorios - Irritación de ojos - Daños a la vegetación - Disminución de la visibilidad Tabla XXXI.6.- Emisiones USA en 1985 Emisiones

Combustión

Combustión

Otras

1000 Tm

energética

industrial

combustiones

industriales

Procesos

SO2

16055

2679

613

2931

NOx

6662

3198

790

926

VOC

40

97

1862

3715

TSP

570

304

1171

1099

Transporte

Otros

TOTAL

864

4

23146

8835

130

20541

8800

7558

22072

4195

1044

8383

SCR = Reducción catalítica selectiva de NOx ; (FGD) = Desulfuración de humos Fig XXXI.2.- Efluentes y emisiones de una planta termoeléctrica

Los materiales tóxicos y peligrosos corresponden a una extensa categoría de: - Contaminantes aéreos, como el arsénico, asbesto, benceno, berilio, mercurio, radionucleidos, cloruros de vinilo, etc - Productos químicos orgánicos industriales, simples y complejos - Un pequeño número de productos químicos de inorgánicos, especialmente metales pesados Las fuentes de tóxicos aéreos son las calderas energéticas, las plantas de pulpa y papel y los incineradores de residuos sólidos urbanos.

XXXI.-909

XXXI.4.- TECNOLOGÍAS DE CONTROL DE CONTAMINACIÓN ATMOSFÉRICA Para el control de todas y cada una de las emisiones procedentes de una caldera energética o industrial, se toman una serie de estrategias considerando: - El combustible de diseño - El tipo y extensión de la reducción impuesta para la emisión - Factores económicos como el diseño de caldera, ubicación, equipo nuevo o existente, edad de la instalación, vida restante, etc TECNOLOGÍAS DE CONTROL DE SO2.- Las emisiones de SO2 procedentes de calderas que queman carbón se pueden reducir utilizando: - Técnicas de precombustión - Modificaciones de la combustión - Métodos de postcombustión Precombustión.- Estas técnicas incluyen la utilización de: - Aceite o gas en unidades nuevas - Carbón limpio o de un cambio de combustible en unidades ya existentes El uso de gas permite reducir las emisiones de S casi a cero El empleo de aceites bajos en S minimiza las emisiones de SO2, pero la inestabilidad de sus precios y su disponibilidad, los hace menos atractivos, excepto cuando se imponen por circunstancias locales. El cambio del combustible de calderas existentes, por aceite o gas, implica prestar una atención especial: - Al equipo de recepción - A las instalaciones de almacenamiento - Al equipo de combustión que incluye los sistemas de seguridad, el diseño de la caldera y la unidad de depuración postcombustión de humos (FGD) En el caso de sistemas nuevos, los fuegos de aceite y de gas reducen significativamente el coste del sistema de vapor. Cuando se cambia de un carbón a otro de bajo S, se pueden producir drásticos impactos en los equipos de manipulación de combustible, de combustión y de recogida de partículas. Modificaciones de la combustión.- Estas técnicas se pueden emplear para controlar las emisiones de SO2 en la combustión en lecho fluidificado, cuando se utiliza caliza como material del lecho, que puede absorber más del 90% del S liberado durante el proceso de combustión; también reducen las emisiones de NOx. Tecnologías de inyección de absorbente.- La inyección de un absorbente no implica modificación alguna en el proceso de combustión, y se aplica en zonas de temperatura comprendidas entre la salida de la zona de combustión, en la parte superior del hogar, y la del economizador y conductos, que siguen hacia el calentador de aire. La inyección de absorbente consiste en añadir a los gases de combustión del carbón, un componente alcalino para que reaccione con el SO2 (también se pueden utilizar compuestos de Na). - La caliza, o carbonato cálcico, CaCO3 - La cal, u óxido de calcio, CaO Los absorbentes de Ca comprenden:  - La cal hidratada, o hidróxido de calcio, Ca(OH)2  - Modificaciones de estos compuestos con aditivos especiales XXXI.-910

La forma en que reacciona el absorbente inyectado con los óxidos de S depende de: - La temperatura de inyección - El tipo de absorbente - El área correspondiente a la superficie del absorbente - La relación molar Absorbente S Tecnología de depuración húmeda y seca.- Las tecnologías utilizadas en la industria de producción de energía eléctrica, quemando carbón, son los sistemas de depuración de humos por vía húmeda y por vía seca. Ambos métodos emplean unas mezclas (lodos) de absorbente y agua para reaccionar con el SO2 de los humos, generando productos residuales húmedos y secos. En el proceso de depuración por vía húmeda, el lodo absorbente (reactivo) se compone de una mezcla de agua y cal, caliza, Mg con cal o CaCO3, que entra en contacto con los gases de combustión en el interior de un reactor. Es una tecnología de eficiencia elevada (superior al 90% con una relación molar Ca ≈ 1 ), perfectaS mente establecida, que puede generar subproductos utilizables. La depuración por vía seca implica la aspersión de un lodo acuoso de absorbente, dentro de un reactor, de tal modo que las gotitas de lodo se secan cuando entran en contacto con los humos, a unos 300ºF (150ºC). La reacción con el SO2 tiene lugar durante el proceso de secado, generando una partícula seca que contiene el producto de la reacción y el absorbente que no ha reaccionado, arrastrados por la corriente de humos al mismo tiempo que la ceniza volante en polvo. Estos materiales se capturan aguas abajo, en un equipo de control de partículas. La depuración seca es una tecnología con una considerable flexibilidad operativa, aunque es posible el ensuciamiento de los conductos aguas abajo de la depuración. El residuo de los desechos es un material seco.

Fig XXXI.3.- Esquema de un sistema de desulfuración de gases mediante depuración por vía húmeda (FGD)

XXXI.-911

Fig XXXI.4- Depurador por vía húmeda (FGD) para la desulfuración de humos (Eficiencia 98%)

Fig XXXI.5- Módulo del reactor del depurador (DSR) por vía seca. (Combustibles sólidos, carbón y basuras municipales)

Fig XXXI.6- Configuración del módulo del reactor de flujo vertical de un depurador por vía seca (FGD) Eficiencia (97%). (Todos los combustibles sólidos y residuos sólidos municipales) XXXI.-912

TECNOLOGÍAS DE CONTROL DE NOx.- Las emisiones de NOx de calderas industriales y energéticas, que queman combustibles fósiles, proceden - De los compuestos de nitrógeno estructural que hay en el combustible - Del nitrógeno molecular del aire suministrado para la combustión que se facilitan por las elevadas temperaturas y las altas cantidades de liberación de calor habituales en las calderas. Las principales estrategias para la reducción de las emisiones de NOx se concretan en dos vías diferentes: - La modificación del proceso de combustión, para controlar la mezcla de combustible y aire, y reducir la temperatura de la llama - El tratamiento postcombustión de los humos, para eliminar los NOx Modificación de la combustión.- Este método de reducción de los NOx puede incluir: - La utilización de quemadores de bajo NOx - La combustión por etapas - La tecnología de la recirculación de humos - La recombustión (quemado completo) a) Los quemadores de bajo NOx , Fig XXXI.7, disminuyen y controlan la mezcla de combustible y aire, de forma que: - Reducen la disponibilidad de oxígeno en la ignición y en las zonas principales de combustión - Pueden reducir las emisiones de NOx hasta un 50% o más, según sean las condiciones iniciales - Son relativamente baratos - Se pueden aplicar lo mismo en plantas nuevas que en las modificaciones de las existentes

Fig XXXI.7- Quemadores para bajas emisiones de NOx

b) La combustión escalonada, Fig XXXI.8, emplea bajos niveles de aireexceso en la zona primaria de combustión, y el airesecundario residual se añade como aire por encima del nivel de fuegos, en la parte alta del hogar, para completar la combustión; se pueden alcanzar reducciones de NOx notables aunque en las zonas reductoras existe un riesgo de corrosión y escorificación. c) La recirculación de humos reduce la concentración de oxígeno y la temperatura de combustión, mediante la recirculación de parte de los humos hacia el hogar, sin que se incremente por ello el flujo de humos; cuando se queman aceites o gases, se pueden alcanzar reducciones importantes de NOx; sin embargo, cuando se quema carbón, la reducción es modesta. Si se tiene en cuenta el coste de las modificaciones en caldera y conductos y la penalización de eficiencia debida a los requisitos de potencia de los XXXI.-913

ventiladores de recirculación, esta opción puede resultar más cara que los otros métodos de control de NOx en el interior del hogar. d) La recombustión es una tecnología empleada en los hogares ciclón para reducir las emisiones de NOx; en este proceso, entre el 75÷ 80% del aporte de combustible se quema en el interior del recinto ciclón con un mínimo de aireexceso. El combustible residual (gas, aceite o carbón) se añade al hogar por encima de la zona de combustión primaria; ésta es la zona de combustión secundaria que opera en condiciones subestequiométricas, para generar radicales hidrocarburados con los que el NO formado en el ciclón se reduce a N2. El proceso de combustión se completa añadiendo aire comburente por las portillas de airesecundario (por encima del nivel de fuegos) en una zona Fig XXXI.8 Esquema de combustión escalonada

de quemado final, en la parte alta del hogar. Tratamientos postcombustión para controlar los NOx.- Las dos

técnicas principales de tratamiento postcombustión, o tratamiento de depuración de humos son la: - Reducción selectiva no catalítica (SNCR) - Reducción selectiva catalítica (SCR). a) En la técnica de reducción selectiva no catalítica (SNCR), se inyecta amoniaco u otros productos como la urea (que se descompone térmicamente produciendo amoniaco) aguas abajo de la zona de combustión, en una región cuya temperatura está entre 1400÷ 2000ºF = (760÷ 1093ºC). Si la inyección se hace a la temperatura óptima, el NOx se elimina de los humos, por su reacción con el amoniaco. b) La técnica de reducción selectiva catalítica (SCR), Fig XXXI.9, se utiliza cuando se requieren altas eficiencias de eliminación de NOx en calderas industriales y energéticas, que quemen gas, aceite o carbón.

Fig XXXI.9.- Mecanismo de la técnica de reducción selectiva catalítica (SCR)

Los sistemas SCR (650ºC) eliminan el NOx de los gases de combustión mediante su reacción con el amoniaco inyectado (líquido o gaseoso); el NH3 se absorbe por la superficie del catalizador a base de óxidos metálicos, como por ejemplo, (V2O5 ó WO3 sobre TiO2) y reacciona con los NOx en presencia de O2, formando H2O y N2, de acuerdo con las reacciones: catalizador 4 NO + 4 NH3 + O2   → catalizador 2 NO2 + 4 NH 3 + O2  → catalizador NO + NO2 + 2 NH3  → catalizador 6 NO2 + 8 NH3   → 7 N 2

4 N2 + 6 H2O 3 N 2 + 6 H2O 2 N2 + 3 H2O + 12 H 2O

El contenido de oxígeno mínimo que necesitan los humos para asegurar la conversión del NO en nitrógeno es del 0,5%; la eficacia de la reducción es del 70÷ 90% e integra un control multiagente contamiXXXI.-914

nador con la oxidación del mercurio a través del catalizador. Quemando carbón a partir del 575÷ 840º F ( 302÷ 449ºC ) Gama de temperaturas: Quemando gas natural a partir del 450÷800ºF ( 232÷ 427ºC )  El funcionamiento óptimo está entre 700÷750º F ( 371÷399ºC )

Fig XXXI.10.- Proceso de reducción selectiva catalítica de NOx

Fig XXXI.12.- Superficie catalizadora Fig XXXI.11- Módulo de un reactor (SCR) de reducción catalítica selectiva El amoníaco entra en contacto con la superficie activa del catalizador para producir una reacción química que reduce las emisiones de NOx con eficacias del (70 al 90%). Gama de temperaturas: la mayoría pueden funcionar a partir de 450 a 840°F (232 a 449ªC) El funcionamiento óptimo está entre 650 y 750ºF (343 y 399°C) Combustibles: gas natural (450 a 800ºF (232 a 427ºC), aceite, carbón, (575 a 840ºF(302 a 449ºC), madera, MSW y otros

TECNOLOGÍAS DE CONTROL DE PARTÍCULAS.- Una fuente de emisión de partículas es la que procede de la ceniza no combustible, que configura la materia mineral existente en el combustible, que se libera durante el proceso de combustión y se transporta por los humos hacia la chimenea. Otra fuente de partículas la constituye la combustión incompleta del combustible, que da lugar a XXXI.-915

partículas de carbono inquemado. a) Lavado del carbón.- La limpieza física o lavado de carbones se aplica para: - La reducción de la materia mineral - Incrementar su poder calorífico - Facilitar una alimentación más uniforme a la caldera - Un mejor mantenimiento y disponibilidad de la caldera - La reducción de las emisiones de SO2 b) Colectores mecánicos.- En general son colectores ciclón, que se han utilizado en pequeñas calderas cuando se aplicaban límites menos estrictos en la emisión de partículas. La eficiencia de estos ciclones convencionales en la recogida o captura no supera el 90%, y es más baja cuando se trata de recoger las partículas más pequeñas, proceso que siempre se acompaña de altas caídas de presión. c) Filtros de tela.- También designados como cámaras de sacos, están disponibles en un gran número de diseños (chorro de aire inverso, de sacudidas, de deflectado, y de chorro de impulsos), cada uno de los cuales tiene sus ventajas e inconvenientes en las diversas aplicaciones.

Fig XXXIV 13.- Precipitadores de cámaras de sacos y electrostático

d) Precipitadores electrostáticos (ESP).- Están disponibles en un amplio rango de tamaños. La eficiencia de la separación y captura de la carga de ceniza volante en polvo, que entra con los humos en estos precipitadores, puede ser del 99,8% o más. Los (ESP) se consideran menos sensibles que los filtros de tela a las perturbaciones de la planta, debido a que los materiales de los precipitadores electrostáticos no son tan sensibles a las altas temperaturas transitorias; los (ESP) tienen una muy baja caída de presión. La energía utilizada en los precipitadores electrostáticos y en las cámaras de sacos son similares, porque la alta potencia necesaria para vencer la alta caída de presión de los filtros de tela es bastante parecida a la energía consumida por el conjunto de transformadores rectificadores de los (ESP).  a la carga de ceniza volante en polvo Los (ESP) son sensibles  a la resistividad de la ceniza  al contenido en S del combustible Bajas concentraciones de S en el flujo de humos conducen a menores eficiencias en la recogida o captura en los (ESP) XXXI.-916

Fig XXXI.14.- Mecanismo de captura de partículas

Fig XXXI.15.- Precipitador electrostático (ESP) (Todo tipo de combustible)

XXXI.5.- CONTROL DE CONTAMINACIÓN DEL AGUA Fuentes de descarga (efluentes) de plantas energéticas.- Los límites para efluentes, y los estándares de pretratamiento y de nuevas fuentes que incluyen las plantas de producción de energía eléctrica con vapor, se dan en la Tabla XXXI.7. Existen cuatro tipos importantes de desechos acuosos de plantas energéticas eléctricas: - Desechos de limpieza física de metales - Agua de desecho de la (FGD) - Escorrentías de almacenamientos de materiales y áreas de construcción (excluyendo las pilas de carbón) - Efluentes térmicos Agua de refrigeración en circuito abierto.- El agua de ríos, lagos o mares se emplea para absorber el calor procedente del condensador de vapor. El agua de refrigeración que sale del condensador de vapor: - Se puede retornar a la fuente río, lago, mar - Se puede bombear a una torre de refrigeración, para su enfriamiento antes de volver al condensador En el primer caso, el agua de refrigeración contiene concentraciones significativas de sólo un contaminante principal de los que están regulados, el cloro residual total (TRC), que procede del cloro utilizado XXXI.-917

para el control del ensuciamiento del condensador; su descarga incluye la toxicidad para los seres vivos y la generación de hidrocarburos halogenados. Tabla XXXI.7.- Límites adoptados para descargas acuosas en 1982, en sistemas energéticos con generador de vapor Tabla XXXI.7.- Promedio: media diaria de 30 días ; Máximo: el máximo de cualquier día

Fuente y contaminante

Mejor tecnología posible (BAT) Límites efluentes, mg/dm3 Máximo

Promedio

6a9

6a9

No se descargan

No se descargan

Todas las descargas pH PCB (bifenilos policlorinados)

Residuos de poco volumen, Escoria (ceniza hogar inferior) y Agua transporte polvo Sólidos suspendidos totales (TSS) Aceite y grasa (OG)

100

30

20

15

100

30

Residuos limpieza química metales: Sólidos suspendidos totales (TSS) Aceite y grasa (OG)

20

15

Cobre

1

-

Hierro

1

-

Agua refrigeración circuito abierto: Cloro residual total (TRC)

0,2

Purga torre refrigeración: Cloro disponible libre

0,5

Cinc Cromo Otros 124 contaminantes principales

1

1

0,2

0,2

Cantidades no detectables

Escorrentías de las pilas de carbón: Sólidos suspendidos totales (TSS)

50

Los residuos de poco volumen comprenden: intercambio iónico, tratamiento de agua, purga evaporadores, purga caldera, drenajes de laboratorio y plantas, agua residual de la (FGD), etc

Purgas de torre de refrigeración.- Cuando el agua calentada en el condensador principal de vapor se enfría en una torre de refrigeración, se produce una acumulación de sólidos disueltos y materia suspendida, que se eliminan mediante una purga de la torre de refrigeración. Una parte de la materia suspendida en el agua se deposita en el vaso de la torre de refrigeración, y se elimina a intervalos poco frecuentes. La totalidad de los sólidos disueltos y el resto de los sólidos suspendidos se eliminan purgando la torre de refrigeración, aunque una pequeña cantidad se descarga por la corriente de salida de la misma. El flujo de purga se ajusta para: - Mantener la concentración de los sólidos disueltos y suspendidos por debajo de los límites requeridos - Controlar el ensuciamiento y la corrosión de los tubos del condensador El purgado puede variar entre el 3 ÷ 65% del flujo de aporte, dependiendo de si es agua dulce o agua salada, y de qué proporción del flujo recirculado se trate frente a las sustancias que forman las deposiciones. Las fuentes de contaminantes químicos en la purga son: - El cloro y los productos orgánicos para el control del bioensuciamiento - Los inhibidores de la corrosión (cromatos, zinc, fosfatos, etc.) - Los productos químicos para el control de las incrustaciones - Los productos de la corrosión Algunos de estos productos químicos de mantenimiento aparecen en la lista de los 126 contaminanXXXI.-918

tes principales; no se permite que ninguno esté presente en niveles significativos en la purga de la torre de refrigeración (excepto Cr y Zn, que se regulan independientemente). Residuos de agua en la manipulación de la ceniza.- La ceniza que se produce a partir de la combustión del combustible, sea éste aceite o carbón, se recoge en diferentes puntos del proceso de combustión. La ceniza volante en polvo es la de tamaño más fino recogida por los sistemas colectores de partículas. La escoria o ceniza del fondo del hogar se elimina mediante tolvas En muchos casos, la ceniza se retira de estos puntos mediante agua de transporte, que va a una balsa de sedimentación y puede contener hasta un 5% en peso de sólidos en suspensión. La ceniza de un aceite puede contener óxidos y sales de Va, Ni, Fe, C, compuestos órganometálicos y compuestos de Mg cuando se utiliza un óxido de Mg para el control de la corrosión; es más soluble que la ceniza procedente del carbón, y se deposita más lentamente como consecuencia del menor tamaño de sus partículas.  300.000 Tm/año para el carbón La ceniza producida en una planta energética de 1000 MW es de   2.000 Tm/año para el aceite La escoria (ceniza del fondo del hogar) procedente de la combustión del carbón es una mezcla de óxidos metálicos vítreos y sílice de baja solubilidad, que se deposita rápidamente como consecuencia del mayor tamaño de sus partículas, en comparación con la ceniza procedente de aceite. La ceniza volante en polvo producida en la combustión de carbones, debido a la finura de sus partículas y a la presencia de cenosferas huecas de baja densidad, tiende a depositarse lentamente. La ceniza de carbón contiene trazas de otros componentes, que pueden aparecer en el rebose de las balsas de ceniza y que requieren tratamiento con la mejor tecnología posible. Residuos de agua en la manipulación de la ceniza.- El almacenamiento a la intemperie de grandes cantidades de carbón, para plantas energéticas eléctricas, es una necesidad para garantizar un servicio sin interrupciones de combustible; por cada MW de potencia de la central se suelen necesitar entre 600 m3 y 1800 m3 al año. El agua y el oxígeno del aire reaccionan con los minerales del carbón y producen una lechada contaminada con sulfato de hierro y ácido sulfúrico. El bajo pH del ácido acelera la disolución de muchos de los metales presentes en los minerales del carbón. Purga de depuración (desulfuración) de humos (FGD).- En los sistemas (FGD), una parte del lodo del absorbente, que se pulveriza en el flujo de humos para eliminar el SO2, se retira del tanque de absorbente para eliminar el agua. En el proceso deshidratador, los productos sólidos de la reacción se separan del licor residual que se recircula hacia el tanque de absorbente. El reciclado del licor da lugar a un aumento en cloruro que puede causar un incremento de la incrustación de sulfato como consecuencia del desequilibrio entre sulfito y sulfato. El aumento de la incrustación se controla mediante la pérdida de licor, retenido en el lodo deshidratado, o mediante una purga acuosa de sulfato y sulfito de Ca y cloruro de Na. Pueden estar presentes trazas de iones metálicos, según sea el arrastre de ceniza volante en polvo. Residuos acuosos de limpieza de metales.- Proceden de la limpieza química o física de los metales que configuran las superficies de transferencia de calor en la caldera. La limpieza química de metales de los componentes del sistema de caldera, emplea disolventes químicos para eliminar los productos de la corrosión en el lado del agua. En el caso de grandes calderas energéticas, el intervalo entre limpiezas es de años; en cada limpieza se genera un agua residual del orden de 3÷ 4 veces el volumen de la caldera, 20.000÷ 100.000 gal = (75,7 XXXI.-919

÷ 378,5 m3). La composición de la disolución residual depende del material de construcción del sistema de agua de alimentación, que en su mayor parte se compone de Fe con cantidades menores de Cu, Ni, Zn, Cr, Ca y Mg. La forma de deshacerse del disolvente gastado depende del tipo utilizado en la limpieza química. Cuando se utilizan disolventes basados en el ácido hidroclórico, el disolvente gastado se neutraliza en el mismo lugar, y se descarga con los límites de efluentes señalados en la Tabla XXXI.7, o con otros más restrictivos de la calidad del agua. Los residuos de disolventes orgánicos se incineran frecuentemente en otras calderas que estén operando en la planta, si cuentan con los permisos pertinentes. Los metales presentes en los residuos de la limpieza química se retienen con la ceniza normal de la caldera. La limpieza física de metales se emplea para eliminar deposiciones en el lado de humos mediante chorros de agua a alta presión. El agua residual tiene los mismos metales y contaminantes que las deposiciones de ceniza que se están retirando, cuya composición varía con la ubicación de la superficie metálica que se esté limpiando en la caldera y se deben tratar de acuerdo con los respectivos límites de efluentes. Residuos de poco volumen.- Los residuos de pequeño volumen son aquellos que, aunque procedentes de diversas fuentes, se consideran en conjunto como si procediesen sólo de una; estos residuos comprenden: - Las descargas del tratamiento de agua con cambiador de iones - Las purgas de evaporadores - La purga de caldera - La limpieza del vaso de la torre de refrigeración - Las purgas del laboratorio y de las plantas de la unidad - Las pérdidas de los sistemas de recirculación del agua de servicio - La purga del (FGD) Las tecnologías utilizadas para el tratamiento del agua residual, con el fin de cumplimentar los límites para la descarga, son la clarificación y la filtración. Clarificación.- Se utiliza para sedimentar grandes cantidades de partículas en suspensión; para las de menor tamaño (partículas coloidales), se procura la sedimentación y filtración. Para la sedimentación de las partículas mayores, se utiliza una balsa, una presa o un tanque. Las partículas más finas rebosan y se facilita su rápida sedimentación añadiendo agentes químicos, coagulantes y polímeros que aglomeran los tamaños, hasta dimensiones suficientes para la deposición de la suspensión. Filtración.- Para eliminar los materiales en suspensión se utiliza una barrera porosa, a través de la cual fluye el líquido. La filtración se emplea para complementar la clarificación, reduciendo el nivel de sólidos en suspensión, que se suele medir en 10-3 partes por millón. Los filtros de arena son lentos y no manipulan bien la arcilla fina. Los filtros duales, configurados con una capa de material granular basto sobre otra de material fino, superan a los de arena; así se tienen mayores lechos filtrantes, pérdidas de carga reducidas y valores de flujo y tiempos de operación entre limpiezas, más elevados. El pH final del flujo de residuos se controla combinándole con otros flujos efluentes de la planta, XXXI.-920

para lograr una mezcla con pH neutro; si fuese preciso, para obtener el pH final, se pueden añadir álcalis o ácidos. En casos especiales, se puede prever que no haya retorno alguno de agua residual hacia las fuentes de agua, de forma que toda el agua recogida en la planta se evapore por medio de torres de refrigeración, balsas o cubas. XXXI.6.- VERTIDO DE RESIDUOS SÓLIDOS actividad industrial El rápido crecimiento de la  , ha dado lugar a un enorme increutilización de artículos de consumo mento en la cantidad de residuos sólidos. La definición de un residuo peligroso es amplia y se basa en que un material es peligroso cuando su cantidad, concentración o características físicas/químicas/infecciosas causan, o contribuyen significativamente a: - La mortalidad irreversibles serias - Un incremento de enfermedades  , que representan un notable peli reversibles con discapacidades gro real para la salud humana o el medio ambiente cuando se tratan, almacenan, transportan, colocan, o se gestionan de cualquier otra manera Un residuo es peligroso cuando cumplimenta alguno de los siguientes criterios: - Posee las características de inflamabilidad, corrosividad, reactividad y toxicidad, que se determinan mediante ensayos analíticos y procedimientos que le designan como características de residuo peligroso - Esté considerado como un residuo peligroso específico - Es una mezcla de residuos, alguno de los cuales es un residuo peligroso - No está excluido de la normativa del acta RCRA, como residuo peligroso - Se genera como subproducto procedente del tratamiento de cualquier residuo peligroso Los residuos peligrosos se agrupan en tres categorías, que se diferencian por la fuente de procedencia: - Residuos de fuentes no específicas, que se derivan de procesos industriales, y que son genéricos en su naturaleza, como los disolventes desengrasantes, lodos de agua de lavado del electrochapeado, etc - Residuos de fuentes que se identifican por el proceso industrial del que proceden, como los lodos de limpieza de los haces tubulares de cambiadores de calor procedentes de la industria de refino del petróleo - Productos químicos comerciales, como compuestos orgánicos e inorgánicos, pesticidas y productos que ya no tienen más utilización y se destinan a vertedero Hay un número de exclusiones legislativas de residuos, que se producen en grandes cantidades, pero que no representan un peligro para la salud o el medio ambiente, o que están cubiertos legalmente por otras regulaciones medioambientales. Dependiendo de la jurisdicción estatal o local, los grandes volúmenes de flujos de residuos procedentes de plantas energéticas, como: - Los lodos de depuración de humos - La ceniza volante en polvo - La escoria (ceniza de la parte inferior del hogar) están sujetos a requisitos de vertido diferentes y muy variables. XXXI.-921

XXXI.7.- RESIDUOS SÓLIDOS En las calderas energéticas que queman carbón y aceite, los principales flujos de residuos sólidos son: - Escoria.- Es la porción de ceniza del combustible que cae a la parte inferior del hogar o que se descarga en un hogar mecánico. En las calderas que tienen quemadores ciclones, la escoria de la parte inferior del hogar de la caldera es una escoria fundida que cae desde el hogar hacia un tanque de escoria, para su solidificación. - Ceniza volante en polvo.- Es el material más fino de la ceniza, que se transporta por el flujo de humos desde el hogar hasta el extremo posterior de la caldera; cae en las tolvas del economizador y del calentador de aire, o se recoge mediante un equipo de control de partículas. - Pirita.- Es sulfuro de hierro, impureza que se separa del carbón en el molino pulverizador y que se combina con la escoria para su vertido final. Las características de los residuos de una desulfuración de humos (FGD), dependen de la tecnología que se emplee: - Depuración húmeda (sistema basado en Ca).- Con la oxidación natural se produce un lodo húmedo, que contiene una mezcla de los productos de la reacción de sulfito y sulfato de Ca, y trazas de polvo y caliza que no ha reaccionado. Con un sistema de oxidación forzada, la diferencia principal en el residuo es que el producto de reacción está casi todo en forma de sulfato de Ca o yeso, que es más fácil de deshidratar en un filtro de torta para vertido u otros usos.  sulfito y sulfato de Ca - Depuración seca.- El residuo seco contiene  ceniza volante en polvo  absorbente que no ha reaccionado ( cal hidratada ) - Inyección de cal seca.- El residuo es seco y contiene sulfato de Ca, ceniza volante en polvo y una gran proporción de óxido de Ca (CaO). MÉTODOS DE TRATAMIENTO DE RESIDUOS SÓLIDOS.- Con el fin de colocar los materiales de desecho procedentes de los sistemas de recogida húmeda, se aplican métodos para el tratamiento de residuos, que comprenden: la deshidratación, la estabilización y la fijación, y están diseñados para alcanzar una reducción del volumen de residuos, para lograr la estabilidad y para mejorar la manipulación o recuperar el líquido para reutilizarlo. a) Deshidratación.- Este método se utiliza para: - Separar físicamente el agua de los sólidos - Aumentar el contenido en sólidos - Recuperar el agua con vistas a un posterior tratamiento y potencial reutilización - La balsa de decantación es el método más simple de deshidratación; no es muy sensible a la cantidad de sólidos que entran, requiere poco mantenimiento y es, en general, altamente fiable. Las balsas se emplean para lodos de ceniza y lodos de depuradores por caliza, en las que los sólidos se depositan por gravedad. - Los espesadores son grandes tanques cilíndricos de eje vertical, dotados con rastrillos que arrastran unas paletas radiales, que remueven y empujan el material sedimentado hacia la descarga que hay en el fondo del tanque, que está inclinado hacia el centro de su base; emplean la gravedad para separar los sólidos de alta densidad y sirven para deshidratar los lodos húmedos de los depuradores. Los espesadores son complicados y de elevado coste de inversión y mantenimiento, pero son de alto rendimiento y XXXI.-922

requieren menos superficie de terreno que las balsas de decantación. - Los colectores ciclón o hidrociclones se utilizan para separar los sólidos de las lechadas de lodos, empleando la fuerza centrífuga. Los ciclones no pueden separar eficientemente materiales inferiores a 5 µm y no son eficientes cuando los lodos contienen más del 15% de sólidos; son equipos de bajo coste, prebajos contenidos de sólidos en la fracción líquida cisan pequeños espacios, y dan lugar a   altos contenidos de líquido en la fracción sólida - Los filtros de vacío, de tambor o de cinta, se utilizan para una segunda deshidratación de los lodos de la depuración por vía húmeda; precisan de poco espacio y generan un producto con un alto contenido en sólidos, hasta 65% para lodos de la desulfuración de humos (FGD) y un 75% para el lodo de ceniza; suelen ser de elevado coste de inversión y mantenimiento y son mecánicamente complejos. b) Estabilización.- Para la estabilización, un desecho sólido seco como tierra o ceniza volante en polvo, se mezcla con un lodo residual, de forma que el agua del lodo se extiende por la masa del desecho sólido. Este método incrementa el contenido en sólidos de un residuo y se aplica para darle mayor estabilidad, facilitando su colocación en un relleno y haciéndole menos susceptible a futuros problemas. La estabilización y fijación se aplican generalmente a los residuos de los depuradores desulfuradores de humos, como etapa final de tratamiento tras la deshidratación previa. Como consecuencia de su estructura granular, la ceniza inferior del hogar y la ceniza volante en polvo, se deshidratan con facilidad y no requieren estabilización para su colocación final como relleno. Se produce una mejora en la distribución de tamaños de partículas, que conduce a: - Una aglomeración y apisonado más denso - Una menor permeabilidad - Un menor volumen combinado La estabilización puede ser reversible ya que si el material desechado se vuelve a humedecer, el residuo puede fluidificar y fallar estructuralmente. c) Fijación.- Este método implica añadir a los lodos de depuradores de humos (desulfuradores), un agente como la cal, que produce una reacción química mediante la cual se atrapa el agua y se forme un producto seco. La fijación se puede hacer mediante una serie de procesos como: - La mezcla en proporciones adecuadas, de lodo del depurador de humos con ceniza volante en polvo que contenga suficiente CaO, produce una reacción química tipo cementación que da lugar a un material con una resistencia a la compresión comparable a la del hormigón y con una permeabilidad muy baja, características que contribuyen a facilitar su colocación y a minimizar los problemas de filtraciones - Si la ceniza volante en polvo no tiene la suficiente alcalinidad, se la añade cal (un 4% es suficiente) para que se pueda producir la reacción de cementación - Para los lodos de depuradores de humos se pueden obtener reacciones comparables de fijación, añadiendo de 5÷ 10% de escoria de horno alto o de cemento Portland MÉTODOS DE COLOCACIÓN Y UTILIZACIÓN.- El destino final de los residuos de plantas energéticas (cenizas y residuos de desulfuración de humos) es depositarlos en rellenos o vertederos, o en su reutilización; en este caso, el flujo de residuos se analiza y se tiene que autorizar y aprobar el lugar de su colocación, por las agencias reguladoras que tengan esa competencia. Métodos de colocación.- Pueden ser húmedos o secos, según las características del material. XXXI.-923

- La colocación húmeda requiere la construcción de una balsa, que puede estar por debajo o sobre el nivel del terreno, dotada con muros o diques impermeables. La construcción por debajo del nivel del terreno depende de las características geológicas e hidrológicas del emplazamiento; la colocación del residuo se realiza en forma de lodo o de líquido con materia disuelta y en suspensión; el líquido separado se recoge, se trata y se libera o recicla - La colocación seca emplea un método simple de construcción de un relleno, en el que el residuo se coloca y se compacta para formar una colina artificial; esto implica menor volumen y mayor número de posibles emplazamientos. El sistema de recogida de partículas en cámaras de sacos fomenta la colocación en seco Métodos de utilización.- Tienen interés como consecuencia del aumento de los costes en la gestión de los residuos. La ceniza del fondo del hogar, la ceniza volante en polvo y la escoria de la caldera se utilizan en aplicaciones en las que sustituyen a la arena o grava. Las características de la escoria de caldera y de la ceniza del fondo del hogar hacen que estos materiales sean utilizables como: - Material de chorreado - Granulados de techos - Rellenos controlados La ceniza volante en polvo, como consecuencia de sus propiedades químicas y físicas, se aprovecha para la fabricación de cemento Portland y mezclas de hormigón. El valor de estos materiales es tan bajo que su transporte limita su uso a aplicaciones cercanas a la planta energética que los produce. La utilización del subproducto de los sistemas de desulfuración de humos (FGD) se limita a: - Áreas agrícolas - Recuperación de metales - Recuperación de S, yeso, etc Sólo los residuos de (FGD), procedentes de sistemas de depuración húmeda con oxidación forzada, que están constituidos por yeso puro, han tenido alguna utilización comercial.

XXXI.-924

XXXII.- ELIMINACIÓN DE PARTÍCULAS http://libros.redsauce.net/

XXXII.1.- CENIZAS Todos los combustibles fósiles contienen alguna cantidad de ceniza o materia no combustible, con la excepción del gas natural, que constituyen la mayoría de partículas en suspensión transportadas por los humos, junto con el C no quemado. En la mayoría de los sistemas generadores de vapor que utilizan combustibles no fósiles, también se producen partículas, por lo que se hace necesario un control para recogerlas y limitar su libre vertido a la atmósfera. Todos los carbones contienen ceniza y su contenido depende: - Del tipo de carbón; en USA. los carbones bituminosos del Este contienen entre 5 ÷ 15% de ceniza en peso, mientras que los carbones subbituminosos del Oeste entre 5÷ 30%; los lignitos de Texas pueden contener un 30% de ceniza - De la ubicación geográfica - De la profundidad de la mina - Del método de laboreo que se utilice en la extracción y explotación de capas delgadas de carbón Cuando el carbón se quema en calderas convencionales: - Una parte de la ceniza cae y sale por la parte inferior del hogar (escoria) - La parte restante de la ceniza abandona el hogar con los gases de combustión (ceniza volante en polvo), que es la que hay que recoger antes de que salga con los humos, a la atmósfera Los distintos métodos de combustión influyen en la cantidad de ceniza que pasa a los humos, como partículas. - En una combustión de carbón pulverizado en lecho suspendido, la ceniza que sale de la caldera transportada por los humos es del 70÷ 80% del total - Una unidad de hogar mecánico puede emitir polvo en los gases de combustión equivalente a un 40% de la ceniza total, junto con alguna cantidad de Cinquemado - En los hogares ciclón los humos transportan sólo un 15÷ 30% de la ceniza total XXXII.-925

- En las calderas de lecho fluidificado circulante, toda la ceniza junto con el material del lecho fluidificado, se arrastra por los humos Los constituyentes de la ceniza se suelen presentar en forma de óxidos como: - Dióxidos de Si, Ti y Al - Óxidos de Fe, Ca, Mg, Na, K - Trióxido de azufre - Pentóxido difósforo - Trazas de otros elementos químicos El porcentaje de los principales componentes de la ceniza varía con el tipo de carbón y la ubicación del yacimiento minero. Otras propiedades significativas de la ceniza del carbón, que dependen del tipo de sistema de combustión, son: - El tamaño - La distribución - El perfil de las partículas que la configuran Las unidades de hogares mecánicos producen las partículas de mayor tamaño. Las calderas que queman carbón pulverizado producen partículas esféricas de menor tamaño entre 7 y 12 micras. Los hogares ciclón que queman carbón producen partículas esféricas aún más pequeñas. Las unidades de combustión en lecho fluidificado producen un amplio tipo de partículas, menos esféricas, con una configuración que recuerda a los cristales. El conocimiento de las propiedades de la ceniza es importante para la selección del equipo de control de partículas, ligado al tipo de sistema de combustión. XXXII.2.- REGULACIÓN DE LAS EMISIONES DE PARTÍCULAS Y EQUIPAMIENTO PARA SU CONTROL En 1971, la Agencia de Protección Medioambiental (EPA), regulaba la cantidad de las emisiones y la opacidad (porción de luz absorbida por las partículas cuando el haz luminoso de una fuente atraviesa la corriente del flujo de humos)de la chimenea, limitando: - La salida de emisiones de partículas a 0,1 lb /106 Btu = (123 mg/m3N, con 6% de O2) - La opacidad de la chimenea a un 20%, para las unidades que superaran un aporte global de calor de 250.106 Btu/h (73,3 MWt) En 1979, las normas de nuevas fuentes (NSPS) de la EPA, sobre control de partículas, permitían un máximo de 0,03 lb/106 Btu = (36,9 mg/m3N con 6% de O2); la opacidad permisible en chimenea se mantiene en el 20%. Existen tres niveles para la clasificación de las unidades generadoras de vapor, por aporte de calor: Nivel 1), para unidades superiores a 250.106 Btu/h (73,3 MWt) Nivel 2, para unidades comprendidas entre 100.106 y 250.106 Btu/h (29,3 y 73,3 MWt) Nivel 3) para unidades menores de 100.106 Btu/h (29,3 MWt) Si una planta nueva se encuentra en una zona que no llega a la calidad de aire estandarizada, las emisiones de partículas y opacidad permisibles se verán notablemente reducidas. XXXII.-926

 Retirar las partículas del flujo de humos Un equipo de control de partículas debe  Impedir que se puedan reintegrar al flujo de humos  Descargar el material recogido   Los equipos disponibles para el control de partículas son los:   

Precipitadores electrost áticos Filtros de tela o cámaras de sacos Colectores mecánicos Depuradores Venturi

Fig XXXII.1.- Instalación energética con equipos de control de partículas

XXXII.3.- PRECIPITADORES ELECTROSTÁTICOS SECOS (ESP) Un precipitador electrostático carga eléctricamente las partículas de ceniza volante en polvo presentes en los humos, para su recolección y posterior evacuación. La unidad se compone de una serie de placas verticales entre las que circulan los humos; entre cada dos placas consecutivas, debidamente centrados, se encuentran los electrodos que facilitan el campo eléctrico. Las operaciones que se realizan son: Carga.- El campo eléctrico se establece entre: - Las placas colectoras conectadas a tierra y que constituyen el electrodo positivo - Los electrodos de descarga inmersos en el flujo de humos, conectados a una fuente eléctrica de alta tensión, de 55 a 75 kV de corriente continua (DC), con polaridad negativa Cuando los humos atraviesan el campo eléctrico, las partículas se cargan negativamente. XXXII.-927

Fig XXXII.2.- Carga y captura de partículas en un (ESP)

Recolección.- Las partículas cargadas negativamente son atraídas por las placas colectoras conectadas a tierra, con polaridad positiva, y emigran a través del flujo de humos. Algunas partículas tienen dificultades para adquirir la carga eléctrica, por lo que se requiere una fuente energética de alto voltaje. Otras se cargan con suma facilidad y se dirigen rápidamente hacia las placas colectoras, pero también pueden perder fácilmente su carga eléctrica por lo que es necesario volverlas a recargar y recolectar. La velocidad de circulación de los humos entre las placas es un factor muy importante en el proceso de recolección, ya que bajas velocidades permiten un tiempo mayor para que las partículas cargadas se desplacen hacia las placas colectoras y se reduzca la probabilidad de ser arrastradas por los humos Las partículas de ceniza forman una capa conforme se acumulan sobre las placas colectoras, y permanecen en éstas debido: - Al campo eléctrico - A las fuerzas moleculares - A las fuerzas mecánicas de cohesión entre partículas Estas fuerzas tienden a formar aglomerados entre las diversas partículas. Golpeado.- La capa de polvo de ceniza volante que se forma sobre las placas colectoras se elimina periódicamente, mediante un golpeteo instantáneo de la superficie colectora que fuerza el desalojo del polvo acumulado. Como las partículas tienden a aglomerarse, la capa de ceniza se desprende en escamas, forma que es muy importante para evitar un nuevo arrastre de partículas individuales por el flujo de humos. Mientras que la mayoría de las partículas se dirigen hacia la superficie de las placas colectoras, otras que resultan cargadas positivamente se adhieren a los electrodos de descarga, por lo que para su limpieza se utiliza otro sistema de golpeteo independiente. Retirada de la ceniza.- Las partículas desalojadas de las superficies colectoras caen desde las placas al interior de unas tolvas. Características del combustible y ceniza.- Los componentes de combustibles y las cenizas que reducen la resistividad, (favorecen la recolección de ceniza en el (ESP), comprenden: la humedad, el S, Na y K. En aplicaciones que cuenten con cantidad suficiente de estos componentes, los precipitadores son de tamaño moderado.  la recolecci ón de polvo Los componentes que provocan problemas en   el incremento en las emisiones de salida de humos comprenden esencialmente el Ca y el Mg. Altas concentraciones de estos elementos, dan lugar a una ineficiente colección de ceniza y a precipitadores mayores.

XXXII.-928

DIMENSIONES DEL PRECIPITADOR.- Un precipitador electrostático (ESP) se dimensiona calculando la superficie colectora necesaria para cumplir con unas determinadas características funcionales y una eficiencia colectora de partículas. Una ecuación que correlaciona la eficiencia colectora (E) con el tamaño de la unidad, la carga de partículas y la superficie de placas es la de Deutsch-Anderson, de la forma: E=

Total polvo entrada − Total polvo salida Total polvo entrada   siendo:   

x

100 = 1 - exp ( w A ) ⇒ A = V ln ( 1 ) V w 1-E

E la eficiencia de separación del ESP, % w la velocidad de migración, ft/min ( m/s ) A al área de la superficie colectora , ft 2 ( m 2 ) V el flujo de humos, ft 3/min ( m3/s )

La velocidad de migración w depende de la facilidad con que la partícula se carga, y es la velocidad media teórica con la que las partículas cargadas eléctricamente se desplazan hacia la superficie colectora. Los factores que afectan a la velocidad de migración y que influyen sobre la posibilidad de que las partículas acepten una carga eléctrica, son: - Las características del combustible y de la ceniza - Las condiciones de operación - El efecto de la distribución del flujo de humos

Fig XXXII.3.- Curvas de resistividad para dos tipos de ceniza en polvo

Las cenizas de alta resistividad dan lugar a bajas velocidades de migración y a grandes superficies colectoras, mientras que las cenizas con resistividad media dan unas superficies moderadas.  a la caldera o al proceso Las condiciones operativas relativas  a la cantidad de partículas que se envían al precipitador , afec al tamaño de las partículas tan al diseño, dimensionado y características funcionales del precipitador. Como la curva de resistividad pone de manifiesto, la temperatura de los humos tiene un efecto di la resistividad recto sobre   el volumen de humos que pasan a través del precipitador electrost ático ( ESP ) En la Fig XXXII.4 se comparan las eficiencias de captura global y el tamaño de las partículas, en una correlación para precipitadores electrostáticos (ESP) y filtros de tela. La curva que relaciona la distribución de tamaños de partículas con la eficiencia colectora, indica que un (ESP) es menos eficiente para partículas menores de 2 micras, que para partículas mayores, por XXXII.-929

lo que las aplicaciones de precipitadores electrostáticos (ESP) que implican un alto porcentaje de partículas inferiores a 2 micras, requieren más superficie de precipitación y menor velocidad de humos.

Fig XXXII.4.- Captura de partículas

Distribución del flujo.- La máxima eficiencia del (ESP) se alcanza cuando el flujo de gas se distribuye uniformemente a través de la sección transversal de la unidad. En los cálculos del tamaño del (ESP) se asume un flujo uniforme de humos, que debe comprobarse durante la etapa de diseño mediante la modelización del flujo, que debe incluir el precipitador y los conductos de entrada y salida. La uniformidad del flujo se alcanza mediante la instalación de dispositivos de distribución en las secciones de transición de los conductos de humos, inmediatamente aguas arriba y abajo del (ESP). El diseño de las tolvas debe tener en cuenta las zonas de alta velocidad, para evitar que se produzca un arrastre de ceniza volante en polvo por el flujo de humos. Componentes del precipitador.- Todos los precipitadores electrostáticos tienen diversos componentes comunes entre sí (electrodos de descarga, superficie colectora, sistemas de golpeo, cerramiento, tolvas, suministros y controles energéticos), Fig XXXII.5, aunque existen diferencias en la configuración y tamaño entre las distintas unidades. Electrodos de descarga.- Van conectados a una fuente de alta tensión, se ubican en el flujo de humos y sirven como elemento primario de descarga en corona. Estos electrodos, de perfiles variados, son los componentes principales del sistema de descarga, que están aislados eléctricamente de todas las partes del (ESP) puestas a tierra. Entre los electrodos de descarga y los componentes puestos a tierra a lo largo de todo el (ESP), debe haber una separación eléctrica de 6 ÷ 8”= (152÷ 203 mm), dependiendo del espaciado entre placas colectoras. Los electrodos de descarga comprenden el bastidor rígido, el electrodo rígido y el hilo lastrado. El bastidor rígido, Fig XXXII.6, consiste en tiras de electrodo soportadas entre secciones de un bastidor tubular unido por ambos lados a una estructura portante, entrada y salida. El conjunto se soporta en aisladores eléctricos, que configuran un sistema de suspensión en cuatro puntos. El electrodo rígido tiene un perfil especial y consta de una barra metálica suspendida por su extremo superior, que cuelga en toda la altura del precipitador. La suspensión superior de este electrodo es un bastidor soportado por medio de aisladores; el extremo inferior dispone de una barra guía y de espaciadores transversales. El hilo lastrado es un electrodo de descarga redondo (electrodo filar), que está soportado en su parte superior y que se mantiene estirado y en tensión con un lastre colocado en el extremo inferior. La armadura superior está soportada por aisladores y, mediante un bastidor afianzador inferior, se guían y espaXXXII.-930

cian los electrodos. La configuración del equipo del precipitador electrostático más fiable y común es la de bastidor rígido y la de electrodo rígido. Los electrodos de descarga en forma de hilos lastrados se rompen, siendo ésto un problema, particularmente con longitudes de 30 ft (9,1 m) o más, lo que da lugar a un deterioro de las características funcionales.

Fig XXXII.5.- Precipitador electrostático seco de bastidor rígido B&W Rothemühle

Superficie colectora.- El área de la superficie colectora de la ecuación de Deutsch-Anderson es el área total de placas necesaria para una determinada recuperación de partículas. La superficie colectora Fig XXXII.6 está constituida por unas series de placas colectoras ensambladas, configurando compartimentos y colgadas por su parte superior. Los compartimentos de dimensiones 12”÷ 16”= (305÷ 406 mm) cada uno, divididos en filas longitudinales para el paso de humos a todo lo ancho del precipitador, se disponen eléctricamente en varios campos paralelos al flujo de humos. Para calcular la superficie colectora, el conjunto de compartimentos se considera de forma que cada fila esté limitada por planos, cuyas caras se consideran como superficies activas. Las placas, conformadas por laminación, pueden tener hasta 50 ft (15,2 m) de longitud, con un espesor de 0,5”(12,7 mm). Para alcanzar unas características funcionales óptimas, con un campo eléctrico uniforme y sin formación de arcos eléctricos, la realineación entre placas y electrodos se debe mantener dentro de márgenes estrechos. Sistema de golpeo.- El método más efectivo de limpieza de los compartimentos colectores es el golpeo uno a uno y en una secuencia paralela a la dirección del flujo de humos, que asegura que todos los componentes de cada compartimiento reciban una misma fuerza de golpeo, Fig XXXII.6. El sistema de golpeo consiste en un martillo volteador, en el que los martillos se montan en un eje que se prolonga hasta ambos lados del (ESP), con una disposición al tresbolillo; el eje gira lentamente y se controla, para regular la frecuencia de golpeo y la limpieza óptima, por medio de temporizadores. XXXII.-931

la caída de un redondo Como mecanismos de accionamiento del golpeo se utiliza  un impulso magnético  Dada la dificultad de la limpieza de las superficies colectoras sobre las que se ha acumulado la ceniza volante en polvo de alta resistividad y para asegurar que se transmiten a lo largo de todas las superficies colectoras las adecuadas fuerzas de golpeo, se ha establecido una aceleración mínima de 100 g aplicada en el punto de la superficie más alejado del punto de impacto. El golpeo de los electrodos de descarga de bastidor rígido, se realiza mediante un sistema de martillos volteadores, más pequeños que los utilizados en el golpeo del sistema de placas colectoras, montados al tresbolillo sobre un eje.

Fig XXXII.6a.- Electrodos de descarga con bastidor rígido y sistema de golpeo para (ESP)

Fig XXXII.6b.- Electrodo de descarga con bastidor rígido y sistema de golpeo para (ESP)

Cerramiento.- La estructura que configura los laterales y el techo de un precipitador electrostático (ESP) es un cerramiento metálico en forma de caja, totalmente estanco a gases, Fig XXXII.6, y está limitada por una reja inferior, que sirve de base y que se puede mover para asumir las expansiones térXXXII.-932

micas. Las placas colectoras y los electrodos de descarga van colgados del techo El cerramiento se recubre con aislamiento térmico y una envolvente exterior al aislamiento. El acceso a los elementos internos del (ESP), se hace a través de puertas en la envolvente y pasillos entre los distintos campos eléctricos. Los materiales para el cerramiento y las partes internas del precipitador suelen ser de acero al C, porque los componentes de los humos no son corrosivos a la presión del gas y a la temperatura de las chapas. Tolvas.- Las tolvas se diseñan para la recogida de partículas, durante cortos períodos de tiempo, cuando el sistema de retirada de ceniza está fuera de servicio. Son metálicas, de perfil piramidal, colgadas, construidas con chapas dotadas de nervaduras exteriores y constituyen la parte inferior del cerramiento global del (ESP), completando así el sellado a gases. Las caras laterales de las tolvas piramidales forman un ángulo mínimo de 60º con el plano horizontal. Como muchos de los sistemas de retirada de ceniza son discontinuos, con las tolvas del precipitador se suministran equipos que aseguran una correcta retirada de partículas como: - Calentadores de tolvas - Vibradores electromagnéticos - Detectores de nivel - Sistemas fluidificadores de aire caliente para ayudar a la retirada de la ceniza, etc Control de la energía.- La alimentación energética de alta tensión requerida por un precipitador se suministra a los electrodos de descarga por medio de un conjunto de transformadores rectificadores (TR); la alimentación en tensión monofásica de 480 V de corriente alterna (USA.) se regula por el controlador y se transforma de una tensión nominal de 55.000 a 75.000 V antes de que se rectifique a corriente continua (DC) hacia el sistema de descarga. Eléctricamente, un precipitador (ESP) se parece mucho a una carga capacitiva; debido a esta carga y a la naturaleza de los componentes internos del precipitador, el (TR) se diseña para hacer frente a las puntas de intensidad provocadas por los arcos que, transitoriamente, se establecen entre los electrodos de descarga y las placas colectoras puestas a tierra. Una bobina de reactancia en serie con el primario de los conjuntos de (TR) puede ayudar a limitar transitoriamente las puntas de intensidad. Un regulador maximiza la tensión de entrada al precipitador, para lo cual, cuando se opera en las condiciones de diseño, el controlador debe subir periódicamente la tensión hasta el punto en que el arco se ceba entre los electrodos de descarga y las placas colectoras; el controlador detecta la presencia de arcos y reduce la tensión para evitar el cebado de los mismos. APLICACIONES Y CARACTERÍSTICAS FUNCIONALES Energéticas.- Como el carbón es el combustible más común empleado en la generación de vapor, la utilización más extendida de un colector de partículas es la recogida de las partículas de ceniza del carbón, siendo el más utilizado el precipitador electrostático (ESP). Para cumplimentar la normativa sobre el control de partículas establecida para plantas termoeléctricas, y considerando las elevadas eficiencias de captura, hay que prestar una especial atención a: - Los detalles del dimensionado del precipitador - Al sistema de golpeado - La distribución del flujo de humos XXXII.-933

- El bipaso de gas rodeando las placas colectoras En el caso de carbones con contenidos medios y altos en ceniza, son comunes eficiencias en la captura superiores al 99,9%, para unos niveles de emisiones de salida, entre 0,01 y 0,03 lb/106 Btu = (12,3 y 36,9 mg/m3N al 6% de O2), que son los habituales en la mayoría de los carbones. Industriales.- En unidades de tipo industrial que no queman carbones, en las que los (ESP) han tenido éxito, son: - Los incineradores de basuras municipales - Las calderas que queman madera, cortezas y aceites Para estos combustibles, la resistividad de sus cenizas en humos es menor que la del carbón, por lo que las partículas se pueden colectar fácilmente con un (ESP) de tamaño modesto. El parámetro que más contribuye a la baja resistividad de sus cenizas, es el contenido en humedad de las basuras, maderas y cortezas, junto con el carbono, ceniza y combustible inquemado que tenga el residuo. Pulpa y papel.- En la industria de la pulpa y del papel, los precipitadores electrostáticos se usan en las calderas energéticas clásicas y en las recuperadoras. Los requisitos de emisiones de partículas en calderas energéticas son los mismos que los aplicados a calderas industriales, que utilicen los mismos combustibles. En las calderas recuperadoras, los precipitadores se utilizan para capturar el polvo de sal residual presente en los gases. Una caldera recuperadora constituye una aplicación singular en lo que al precipitador se refiere, debido al pequeño tamaño de las partículas y a la tendencia de la ceniza a aglomerarse entre sí. La resistividad de las partículas es baja, de modo que se pueden colectar fácilmente en el (ESP). Como las partículas son muy pequeñas en tamaño, el bipaso de gases alrededor de las placas colectoras y el arrastre de las partículas golpeadas por los gases, son puntos preocupantes de diseño. El arrastre de partículas por los gases se minimiza con velocidades de humos menores. La eficiencia de la captura de partículas es del 99,8% para cumplimentar una opacidad del 20% y los requisitos de emisiones. Debido a las características de las partículas del polvo de sal, para retirar el polvo de sal desde el precipitador se emplea un transportador de cadena con paletas, dispuesto en el suelo del precipitador, mejor que una tolva convencional. La corrosión de la chapa de cerramiento es un problema preocupante, por lo que para reducir las pérdidas de calor se requiere un aislamiento mayor. Con el fin de mejorar la fiabilidad del sistema se utilizan dos cámaras de precipitación, cada una de ellas capaz de manipular el 70% del flujo nominal de la planta. Mejora de las características funcionales.- Una mejora de las características funcionales de un precipitador se puede justificar como consecuencia de: - Un cambio de combustible - Una modificación o actualización de la caldera - Una variación en la regulación - El deterioro de las características funcionales Las técnicas de mejora incluyen: - Una superficie adicional de placas colectoras - Un acondicionamiento de humos XXXII.-934

- Un perfeccionamiento en la distribución del flujo - Una mayor calidad del control - Una sustitución de componentes internos El acondicionamiento de gases altera la resistividad mediante la adición de trióxido de azufre SO3, amoniaco, humedad o compuestos sódicos, mientras que las demás modificaciones sólo implican cambios de componentes físicos. Para cumplimentar las necesidades de una mayor captura de partículas, se puede añadir superficie colectora, dispuesta en serie o en paralelo con la ya existente. El acondicionamiento de gases se utiliza para: - Superar alguna deficiencia de la superficie colectora - Mejorar la característica funcional de un determinado precipitador marginal Como un indicativo de una posible distribución defectuosa hay que considerar: - Las grandes acumulaciones de polvo en la entrada al precipitador - Las señales de paso del flujo de humos en las superficies colectoras - Una diferencia entre velocidades longitudinales del flujo a lo ancho del precipitador

Fig XXXII.7.- Electrodos (ESP) húmedo

XXXII.4.- PRECIPITADORES ELECTROSTÁTICOS HÚMEDOS En algunos procesos industriales, la captura de ciertos fluidos ácidos que se componen de partículas finas, se realiza por medio de precipitadores electrostáticos húmedos, que difieren de las unidades secas convencionales, en los materiales que componen el equipo, siendo el mecanismo de captura el mismo. La operación tiene lugar a la temperatura del punto de rocío del gas húmedo y con una carga de partículas que disminuye comparada con la de las aplicaciones para calderas que queman carbón. Para soportar la atmósfera corrosiva, la selección de los materiales con los que se construye un (ESP) húmedo, en contacto con los humos, son: - Superficie colectora, camisa de plomo o plástico - Cerramiento, camisa de plomo, ladrillo ácido, plástico o revestimiento plástico En lugar de un sistema de golpeo, las partículas capturadas se retiran mediante agua pulverizada o una película de agua. Cuando los módulos del precipitador se colocan en serie la eficiencia de captura es del 99%

XXXII.-935

XXXII.5.- CÁMARAS DE SACOS Un filtro de sacos captura partículas secas, a medida que los humos enfriados pasan a su través; se compone de un cerramiento de compartimentos múltiples, Fig XXXII.8, cada uno de los cuales contiene varios miles de sacos de tela, largos, soportados verticalmente y de pequeño diámetro. Los humos pasan a través de los poros del material del saco, que retiene las partículas que arrastran los humos.

Fig XXXII.8.- Cámara de sacos

Fundamentos operativos.- Los humos cargados de partículas que salen de una caldera que quema carbón, pasan por el calentador de aire y entran en la cámara de entrada del filtro de sacos, desde la que se distribuyen a cada uno de los compartimentos para su limpieza; en la salida de cada uno de los compartimentos se reúnen los gases ya limpios de partículas y se dirigen hacia la chimenea mediante un ventilador de tiro inducido. Para la limpieza y mantenimiento de los sacos, se incomunica cada compartimento, mediante cortatiros a la entrada y salida; cada compartimento tiene una tolva para el flujo de humos de entrada, y un equipo para la recolección y retirada de partículas. Los sacos individuales están cerrados por uno de sus extremos y conectados a un manguito tubular por el otro, para permitir el paso de los humos a su través. - El choque por contacto directo Las fuerzas principales que provocan la captura son:  - El cribado de la torta de polvo Las fuerzas secundarias que ayudan a la captura son las:   -

De difusión Electrostáticas De London - Van der Wall De gravedad

La capa de polvo, que se recoge en los sacos se denomina torta de polvo, que se forma por la acumulación de partículas sobre los sacos; una vez formada, es ésta y no el material del filtro del saco, la que facilita la mayor parte de la captura de partículas. Aunque la captura por choque es más efectiva para las partículas de mayor tamaño y la retención por cribado colecta todos los tamaños de partículas, la torta de polvo se debe formar para maximizar la XXXII.-936

captura global. Conforme la torta de polvo crece, la caída de presión del gas a través del filtro de tela aumenta, por lo que cuando ésta alcance un determinado valor, los sacos se tienen que limpiar. Se deja un determinado residuo de polvo para mejorar la captura posterior. Los parámetros de diseño del filtro de tela son: Flujo volumétrico de gas - La relación Aire = A = Tela C Área de la superficie de saco expuesta - La resistencia aerodinámica de cada compartimiento Tipos de filtros de sacos.- El método de limpieza determina el tamaño relativo, mediante la relación A/C y la superficie (interior o exterior) de filtración del saco en el que se realiza la retención.  Aire inverso Los métodos de limpieza con sacos distinguen tres tipos de filtros de tela:  Desinflado por sacudida  Chorro de pulsos Los métodos de aire inverso y de desinflado por sacudida son para filtración del lado interior del saco, es decir, el flujo de humos pasa desde el interior hacia el exterior del saco, Fig XXXII.9 El chorro de pulsos es para una filtración desde el lado exterior del saco, con el gas a limpiar pasando del exterior al interior del mismo,. En los filtros del lado interior, la placa tubular se sitúa debajo de los sacos, mientras que n los filtros con limpieza por chorro de pulsos, la placa tubular está encima de los sacos.

Fig XXXII.9 .- Tipos de filtros de sacos

El filtro de aire inverso, o de gas inverso, invierte el flujo de humos limpio, procedente de la cámara de salida de gas limpio, hacia el interior de cada compartimento, para desinflar mediante aplastamiento los sacos de un compartimento incomunicado y desalojar la torta de polvo. Una vez que las partículas desalojadas caen en la tolva, los sacos se vuelven a inflar suavemente, antes de admitir el flujo de huXXXII.-937

mos para su filtración. Este sistema precisa de un ventilador de inversión de humos, para suministrar el flujo de humos de limpieza, con sus correspondientes cortatiros para control. Con el sistema de filtro en algunas aplicaciones de ceniza volante en polvo, la limpieza con sólo gas inverso no facilita una aceptable caída de presión, por lo que algunas unidades incorporan emisores sónicos en cada compartimento, para ayudar a la limpieza. Los filtros de desinflado por sacudida son similares a las unidades de aire inverso, en cuanto que: - La limpieza tiene lugar en un compartimento previamente incomunicado - Se usa una pequeña cantidad de gas limpio para desinflar ligeramente los sacos - Se puede utilizar un movimiento mecánico para sacudir los sacos y desalojar la torta de polvo acumulada La tecnología del chorro de pulsos, Fig XXXII.10.11, es un método de limpieza riguroso, y se pude utilizar tanto si el compartimento está incomunicado como si está en servicio. Desde el extremo abierto del saco se dirige un impulso de aire comprimido hacia el interior, lo que provoca una onda de choque descendente a lo largo de toda la longitud del saco que desaloja la torta de polvo depositada en la superficie exterior del saco.

Fig XXXII.10.- Tecnología del chorro de pulsos

Fig XXXII.11.- Depurador de filtros de sacos con chorros de pulsos de aire XXXII.-938

El sistema de chorro de pulsos utiliza una armadura de tela metálica en cada saco, para impedir que éste se colapse durante la operación normal, por cuanto está colgado de la placa tubular. Materiales de los sacos y soportes.- La flexibilidad durante la limpieza es el factor principal que afecta a la vida del saco. El taponamiento que se produce en los sacos, cuando pequeñas partículas quedan atrapadas en los intersticios del tejido, limita su duración al provocar una excesiva caída de presión en los humos. Para que algunos sacos sean más resistentes y mejorar la limpieza, se precisa de un cierto acabado de la superficie del saco. El material utilizado en los sacos con filtros de aire inverso y de desinflado por sacudida, en unidades energéticas que queman carbón, es la fibra de vidrio. - El tamaño del saco es de 12” (305 mm) de diámetro, con una longitud de 30÷ 36 ft = (9,1÷ 11 m), y vida media de 3÷ 5 años - La temperatura de operación máxima es de 500ºF (260ºC) para la mayoría de los sacos de fibra de vidrio Como alternativa a la fibra de vidrio, se pueden utilizar filtros de materiales sintéticos, que tienen la una mejor resistencia a la abrasión ventaja de  , siendo las desventajas  mayor resistencia al ataque ácido

un coste más elevado unas temperaturas limitadas . 

Para los filtros de chorro de pulsos, el tamaño de los sacos es de 5 ÷ 6”= (130÷ 150 mm) de diámetro, con longitudes entre 10÷ 20 ft = (3÷ 6 m). Tolvas.- Cada compartimento del filtro dispone de una tolva que recoge las partículas desprendidas de los sacos y las dirige hacia el sistema de retirada de ceniza. La mayoría de los filtros utilizan la tolva como parte de la entrada de los humos a cada compartimento. La tolva se diseña con superficies laterales escarpadas que favorecen la retirada de la ceniza, y con un sistema para una adecuada distribución del flujo de humos; otras características constructivas son: - La dotación de calentadores de tolvas - Detectores de nivel - Agujeros para picas - Puertas de acceso Características funcionales y aplicaciones.- Los filtros de tela bien diseñados alcanzan eficiencias en la retención de partículas por encima del 99,9%, con lo que cumplimentan todas las normativas de la (EPA). Además de las aplicaciones en unidades energéticas que queman carbón, las cámaras de sacos se utilizan en: - Calderas de lecho fluidificado circulante - Unidades industriales con hogares de carbón pulverizado y mecánicos - Unidades que queman basuras en combinación con depuradores secos de humos - La industria siderúrgica La ventaja de los filtros de sacos es que la totalidad de los gases se limpian cuando pasan a través de la torta de polvo, que tiene una alta alcalinidad, empleándose para retener componentes ácidos de los humos, como el SO2. XXXII.6.- COLECTORES MECÁNICOS Los colectores mecánicos de polvo, son los ciclones que separan las partículas de tamaño superior a 10 micras suspendidas en los humos; para tamaños de partículas más pequeños, la eficiencia de captura cae por debajo del 90%. El flujo ciclónico de humos y la fuerza centrífuga dirigen las partículas hacia XXXII.-939

el exterior del flujo de humos Fig XXXII.12. Las tolvas que se encuentran bajo los ciclones recogen las partículas y las llevan al sistema de retirada de ceniza. Los colectores mecánicos son adecuados cuando las normas sobre emisiones son menos restrictivas y cuando las técnicas habituales de combustión producen partículas de tamaños mayores; se utilizaron para la reinyección de partículas, y mejorar la eficiencia de la unidad, en el caso de hogares mecánicos que quemaban carbón y biomasa; con normas más estrictas, no se pueden utilizar como dispositivos principales para el control de emisiones.

Fig XXXII.12.- Colector mecánico

Con la aparición de las calderas de lecho fluidificado, los colectores mecánicos han resurgido para facilitar el reciclado del material del lecho. En este caso, se utiliza un colector de alta eficiencia, en serie con el colector mecánico, para cumplimentar los particulares requisitos de emisiones. XXXII.7.- DEPURADOR HÚMEDO TIPO VENTURI Un depurador húmedo o lavador se utiliza para recoger las partículas suspendidas en un flujo de humos, mediante el contacto íntimo entre el flujo de humos y un líquido depurador. El depurador húmedo tipo Venturi Fig XXXII.13 es el más utilizado para transferir las partículas suspendidas en los humos hacia el líquido  la eficiencia de la captura En la operación de un depurador húmedo,  el tamaño de las partículas , están estrecha la caída de presión del lado de humos mente relacionadas.

Fig XXXII.13.- Depurador húmedo tipo Venturi XXXII.-940

Para una eficiencia de captura dada, la caída de presión es inversamente proporcional al tamaño de las partículas de polvo, o lo que es lo mismo, para un tamaño dado de partícula, la eficiencia de captura aumenta cuando crece la caída de presión de la operación. Debido a la excesiva caída de presión y a las exigentes normativas sobre partículas, los depuradores húmedos, como dispositivos principales de captura de partículas, se utilizan poco.

Fig XXXII.14.- Depuradores: a) húmedo ; b) de lecho fluidificado

Fig XXXII.15.- Depuradores Venturi húmedos de una y dos etapas

Sin embargo, en la mayoría de las aplicaciones que se refieren a unidades que queman carbón, los depuradores húmedos se utilizan en serie con colectores de alta eficiencia, para el control de las emisiones de gases ácidos, de modo que la captura extra de partículas es sólo un beneficio añadido. XXXII.8.- OTROS DISPOSITIVOS Otros dispositivos colectores más especializados, para el control de la emisión de partículas, incluyen los filtros siguientes de: - Lecho móvil granular de flujos cruzados - Depuración electrostática Electroscrubber XXXII.-941

- Tubos cerámicos Filtro de lecho móvil granular.- Se mueve hacia abajo con una velocidad pequeña, los componentes de la mezcla polvo-gránulos se separan, y los gránulos limpios se reciclan al filtro del lecho. Con el fin de evitar la obstrucción del lecho, se instala una gruesa malla alrededor de una cuarta parte del mismo; en esta región, los gránulos se trasladan hacia abajo a un ritmo más rápido que en el resto del lecho, lo que impide su obstrucción por el rápido movimiento de los gránulos que tienen una mayor acumulación de polvo.

Fig XXXII.16.- Filtro separador de lecho móvil granular de flujos cruzados (EFB)

Filtro depurador electrostático Electroscrubber.- Combina las tecnologías de la filtración granular y la colección electrostática. Utiliza las fuerzas electrostáticas sobre las partículas, al tiempo que los humos pasan a través de un lecho recirculante de grava. Las partículas de polvo cargadas se adhieren a la grava, que se limpia y desprende de las mismas cuando se recircula desde la parte inferior del lecho hacia la parte superior del mismo.

Fig XXXII.17.- Filtro separador de lecho móvil granular, Electroscrubber (CPC) XXXII.-942

Fig XXXII.18.- Filtro de lecho móvil granular de alta temperatura (CPC)

El polvo colectado se envía al sistema de evacuación y el flujo de gas limpio a la chimenea. Este dispositivo colector se usa en unidades que queman maderas porque ayuda a prevenir incendios, provocados por la manipulación de rescoldos incandescentes. La zona anular entre pantallas se llena de gránulos de grava de tamaño (3÷ 6 mm). A una rejilla electrostática en forma de jaula, Fig XXXII.17, se la aplica un voltaje alto, y el campo eléctrico generado entre ésta y el conductor interior aumenta la eficiencia de recogida de partículas cuando el polvo de los humos pasa a su través. El filtro del lecho se mueve continuamente hacia abajo y se devuelve al lecho después de su limpieza. Se ha comprobado que la rejilla electrostática aumenta la eficiencia colectora; para partículas submicrónicas, este aumento es muy pronunciado, del 65÷ 95%. Este hecho no se ha comprobado en condiciones de alta presión y temperatura; parece ser que la disminución de la resistividad de las partículas a altas temperaturas probablemente cause en la conducción por el lecho, una mejora en las pérdidas electrostáticas. Filtros de tubos cerámicos.- Se han desarrollado para aplicaciones a alta temperatura (1100ºC) y presión, como las de gasificadores de carbón y las de lechos fluidificados presurizados.

Fig XXXII.19.- Filtro de lecho granular estabilizado verticalmente (EXXON)

Fig XXXII.20.- Filtro cerámico XXXII.-943

XXXII.9.- SELECCIÓN DEL EQUIPO Los factores a considerar, cuando se selecciona un equipo de control de partículas, son: - Requisitos de emisiones  cantidad - Condiciones de operación de caldera, con la  de las partículas resultantes del proceso  y tamaño - Caída permisible de presión/Consumo de energía - Requisitos combinados de control de contaminación - Costes de capital invertido, de operación y de mantenimiento Para las nuevas unidades, la selección se reduce a comparar los precipitadores electrostáticos y las cámaras de sacos, ya que ambos sistemas corresponden a unidades de alta eficiencia y fiabilidad. Para el reequipamiento o modernización de unidades, las características funcionales del equipo existente de control de partículas, así como las condiciones singulares del gas de combustión, pueden requerir equipos especializados. Las ventajas de un precipitador electrostático (ESP) bien diseñado, son: - Una elevada eficiencia global de captura - Una elevada fiabilidad frente a pequeñas pérdidas de presión del lado de humos - Una resistencia frente a posibles variaciones de la humedad y temperatura - Un mantenimiento reducido Las ventajas de una cámara de sacos son: - Una alta eficiencia de captura para cualquier tamaño de partículas - Una elevada fiabilidad frente a variaciones del flujo de humos - Un pequeño impacto de los componentes químicos de la ceniza sobre las características funcionales - Buenas características de la torta de polvo, para su combinación con el gas ácido seco retenido por el equipo Una aplicación en la que predominen las partículas de pequeño tamaño se verá favorecida por un filtro de tela, para lograr el máximo control en la emisión de partículas, ya que el saco nunca se atasca. Para aplicaciones en las que resulten técnicamente aceptables un precipitador electrostático (ESP) y una cámara de sacos, y se requieran altas eficiencias de captura, se pueden dar unas líneas generales sobre costes de inversión: - En pequeñas unidades, es más económico un filtro de chorro de pulsos - En grandes unidades, que queman carbón con contenidos medios o altos de S, es más económico un precipitador electrostático (ESP) - En grandes unidades, que queman carbón con bajo contenido de S, un filtro de aire inverso puede ser el más económico Cuando haya que considerar también los costes de operación y mantenimiento, no siempre el menor coste de inversión conduce al coste global mínimo, por lo que es importante realizar un estudio detallado, a fin de obtener un diagnóstico correcto sobre el coste real. En el caso de nuevas unidades que queman basuras, se combina un desecador por pulverización y de un filtro de tela.

XXXII.-944

XXXIII.- CONTROL Y ELIMINACIÓN DE LOS NOx http://libros.redsauce.net/

Los óxidos de nitrógeno NOx constituyen uno de los principales contaminantes emitidos durante el proceso de combustión, la mayor parte de los cuales se relacionan con el transporte; para su control se pueden emplear una serie de procedimientos. Los automóviles y otros vehículos generan la principal fuente de emisiones de NOx; las plantas térmicas de producción de energía contribuyen con un cuarto de las emisiones globales; el NO es un gas incoloro, mientras que el NO2 es un gas de color pardo, que crea una pluma visible sobre la chimenea.

Fig XXXIII.1.- Fuentes de emisión de NOx

XXXIII.1.- MECANISMOS DE FORMACIÓN DE LOS NOx Los NOx se refieren a un conjunto de emisiones de óxido nítrico NO, de dióxido nítrico NO2 y trazas de otros, generados en la combustión. La combustión de cualquier combustible fósil produce un determinado nivel de NOx debido a las altas temperaturas y a la disponibilidad de oxígeno y nitrógeno, tanto en el aire comburente, como en el combustible. Las emisiones de NOx generadas en los procesos de combustión están constituidas por un 90÷ 95% de NO, y el resto por NO2; cuando los humos abandonan la chimenea, una gran parte del NO se oxida en la atmósfera, pasando a NO2. El NO2 presente en los humos crea el penacho grisáceo que se puede ver saliendo de la chimenea de una planta energética. Una vez en la atmósfera, el NO2 interviene en una serie de reacciones que forman contaminantes secundarios. XXXIII.-945

El NO2 puede reaccionar con la luz solar y con radicales de hidrocarburos, para producir componentes fotoquímicos de huminiebla (presencia de humos y niebla en algunas ciudades) y de lluvia ácida. - NOx térmico Hay dos mecanismos normales de formación de los NOx:  - NOx del combustible NOx térmico.- Denomina al NOx formado, a alta temperatura, por la oxidación del nitrógeno que se encuentra en el aire comburente; su velocidad de formación depende de la temperatura y del tiempo de permanencia en la misma. Normalmente se forman cantidades significativas de NOx en condiciones de oxidación por encima de los 2200ºF (1204ºC), aumentando de forma exponencial con la temperatura; en esta situación, el N2 y el O2 moleculares presentes en la combustión, se disocian y pasan a su estado atómico, participando en una serie de reacciones, siendo uno de los productos el NO.  N 2 + O → NO + N Las tres reacciones principales participantes en el proceso, son:  N + O2 → NO + O  N + OH → NO + H Temperatura alta Los factores requeridos en una combustión completa: Tiempo prolongado de residencia , (las tres Turbulencia elevada T de la combustión), tienden a incrementar la formación del NOx térmico, por lo que se precisa de un cierto compromiso entre la combustión efectiva y la formación controlada de NOx. La formación del NOx térmico se controla reduciendo las temperaturas máxima y promedia de la llama, y se puede conseguir mediante una serie de modificaciones en el sistema de combustión: - Empleando quemadores de mezcla controlada, que reducen la turbulencia en la región de la llama próxima al quemador, retardando el proceso de combustión, lo que disminuye la temperatura de la llama, ya que de ella se extrae energía antes de que se alcance la temperatura máxima. - Mediante el escalonamiento de la combustión, aportando inicialmente una parte del aire comburente, por lo que el combustible se oxida parcialmente quedando relativamente frío respecto al resto del aire comburente, que se añade posteriormente, para completar el proceso de combustión. - Mezclando en el quemador parte de los humos generados con el aire comburente, configurando una recirculación de humos; de esta forma se incrementan los gases a calentar con la energía química del combustible, reduciéndose la temperatura de la llama. Estas tecnologías se han utilizado eficientemente para reducir la formación de NOx quemando gases, aceites y carbones; su utilización, o una combinación de las mismas, depende de los costes, del combustible y de los requisitos reguladores. Para aquellos combustibles que no tienen cantidades significativas de nitrógeno estructural, como el gas natural, el NOx térmico se convierte en el principal contribuyente a las emisiones globales de NOx siendo las tecnologías citadas efectivas para su control. NOx del combustible.- La principal fuente de emisiones de NOx procedentes del nitrógeno estructural contenido en los combustibles, como parte de compuestos orgánicos en los carbones y aceites, se debe a la conversión del nitrógeno en NOx durante el proceso de combustión. El NOx del combustible contribuye aproximadamente al 50% de las emisiones totales incontrolaXXXIII.-946

das, cuando se queman aceites residuales, y a más del 80% en el caso de quemar carbones. Durante el proceso de combustión, el nitrógeno se libera como radical libre que, finalmente, forma NO o NO2. El nitrógeno del combustible es un factor principal en las emisiones de NOx, pero sólo se convierte en NO entre un 20÷ 30%; la mayor parte del NOx del combustible formado, se realiza a través de una serie de reacciones, no bien conocidas, aunque parece que dicha conversión tiene lugar mediante dos vías separadas, Fig XXXIII.2.

Fig XXXIII.2.- Formación de NOx a partir del nitrógeno contenido en el combustible, durante el proceso de combustión

Primera vía de reacciones.- Durante la fase inicial de la combustión, se produce la oxidación de las especies volátiles del nitrógeno; en la fase de desprendimiento, y antes de la oxidación de los componentes volátiles en la zona de postcombustión, el nitrógeno reacciona formando diversos compuestos intermedios, en las regiones de llama ricas en combustible, que se oxidan formando NO o se reducen a N2, formación que depende de la relación estequiométrica local, combustible/aire. Se estima que este mecanismo de desprendimiento de volátiles contribuye a la formación de un 60÷ 90 % del global del NOx del combustible. Segunda vía de reacciones.- Se caracteriza por la liberación de radicales de nitrógeno durante la combustión de la fracción de subcoque (char) del combustible; estas reacciones son mucho más lentas que las correspondientes a las especies volátiles. La conversión del nitrógeno estructural en NOx depende de la estequiometría, siendo independiente de las variaciones de temperatura en la zona de combustión; esta conversión se puede controlar, en las etapas iniciales de la combustión, reduciendo el oxígeno disponible, de forma que, una gran parte del nitrógeno liberado durante la fase de desprendimiento de volátiles se reduce a N2; ésto es así, porque los radicales de hidrocarburos desprendidos durante la liberación de volátiles, compiten frente al nitrógeno en la captura del oxígeno libre disponible. Las técnicas que controlan la estequiometría en la zona del desprendimiento inicial de volátiles, ta les como las que producen las mezclas de combustible - aire , dan lugar a reducciones significativas en la combustión escalonada las emisiones de NOx. Una parte del NOx formado en la oxidación del nitrógeno estructural del combustible, en las zonas € ricas en combustible, constituye el NOx inmediato, nombre que se le asigna por su muy temprana formación durante el proceso de combustión. Al principio, este NOx se identificaba como diferencia entre las cantidades de las emisiones del NOx térmico, observadas y calculadas. El NOx inmediato aparece como consecuencia de la formación de especies intermedias de cianuro de hidrógeno (HCN) y de la reacción entre el nitrógeno molecular y los compuestos hidrocarburados, reacción a la que sigue la oxidación del HCN a NO. XXXIII.-947

Aunque la formación del NOx inmediato depende muy poco de la temperatura, dicha dependencia se hace más relevante en las condiciones de las zonas ricas en combustible. Los modernos quemadores se diseñan para reducir los picos de temperatura de las llamas, mediante el control de la mezcla combustible-aire. La combustión se inicia en zonas ricas en combustible y se forma el NOx inmediato, en concentraciones que van desde 0 hasta 100 partes por millón en volumen (100 ppmv) de NO. XXXIII.2.- EFECTOS DEL NOx SOBRE LA SALUD Y EL MEDIO AMBIENTE Cuando el NOx sale a la atmósfera, comienza su participación en los fenómenos relativos a la formación de ozono/huminiebla fotoquímica, lluvia ácida, partículas sólidas y posibles productos cancerígenos que se encuentran suspendidos en el aire, con una significativa repercusión en la salud humana y en el medio ambiente. Ozono/huminiebla fotoquímica.- El ozono producido por la actividad del hombre, formado en las capas bajas de la atmósfera, se considera como un contaminante; este tipo de ozono, que se forma por la reacción de hidrocarburos y NOx en presencia de luz solar, es el componente principal de la huminiebla urbana fotoquímica, junto con el NO2 y gran variedad de otros compuestos. El NO contenido en los humos, una vez que se emite por la chimenea, se oxida para formar NO2 que es un gas oxidante de color amarillo-marrón. Lluvia ácida.- El NOx y el SO2 contribuyen a la formación de la lluvia ácida, que incluye una disolución diluida de los ácidos nítrico y sulfúrico, con pequeñas cantidades de ácido carbónico y otros ácidos orgánicos. El NOx y el SO2 reaccionan con el vapor de agua para formar compuestos ácidos, que son los causantes de más del 90% de la lluvia ácida; la mayor parte de los controles de lluvia ácida se concentra en las contribuciones del SO2 imputando al NOx menos de un tercio. Partículas sólidas en suspensión.- El NOx puede contribuir a la existencia de partículas sólidas suspendidas en el medio ambiente. En la atmósfera, el NOx reacciona con otros productos químicos en suspensión, para producir nitratos. El NOx promueve también la transformación del SO2 en partículas de compuestos sulfatados. XXXIII.3.- CONTROL DE LAS EMISIONES DE NOx EN GENERADORES DE VAPOR Como el NOx se forma durante el proceso de combustión, las investigaciones se han centrado sobre el control del NOx en la propia fuente; en la reducción de estas emisiones han resultado efectivas las aplicaciones que controlaban las mezclas combustible+aire y las puntas de temperatura de la llama. una cuidadosa selección del combustible Las emisiones de NOx se controlan mediante  un cambio selectivo del combustible El combustible se selecciona mediante consideraciones de tipo económico; una vez elegido, las emi combustión de bajo NO x siones de NOx se pueden minimizar con las técnicas de   postcombustión La tecnología de combustión basada en el control del NOx es el procedimiento de coste global más bajo, teniendo en cuenta que puede cumplimentar los requisitos de emisiones, tanto estatales como locales; cuando se necesita un control más severo, se añade alguna técnica de postcombustión. XXXIII.-948

Tratamientos previos a la combustión.- A diferencia de lo que ocurre con los componentes de S y de partículas presentes en el carbón, los compuestos de nitrógeno contenidos en el combustible no se pueden reducir o eliminar tan fácilmente. La opción más común para reducir los niveles de NOx como tratamiento previo a la combustión, consiste en cambiar a otro combustible con menor contenido de nitrógeno. En el caso de generadores de vapor capaces de quemar varios combustibles, con un mínimo impacto en el ciclo de vapor, el cambio del combustible suele ser la solución de mínimo coste. En general, la combustión de cualquier tipo de carbón produce las emisiones más elevadas de NOx; la combustión de aceite genera menos NOx que la del carbón y la del gas bastante menos que la del aceite. En la composición del carbón hay otros factores, incluidos los contenidos en volátiles, oxígeno y humedad, que son relevantes en la formación de NOx durante la combustión, por lo que cuando se reduce el contenido en nitrógeno del carbón, no se puede asegurar una reducción proporcional de NOx. Técnicas de combustión.- Los mecanismos específicos de reducción de NOx son: - La velocidad de la mezcla combustible-aire - La reducción de la disponibilidad de oxígeno en la zona de combustión inicial - La reducción de las puntas de temperatura de la llama

Fig XXXIII.3.- Forma de la llama para aceite y gas

El desarrollo de sistemas de combustión específicos para reducir la formación de NOx incluyen: - Los quemadores de bajo NOx , Fig XXXIII.4a.b.c.d - Las técnicas de combustión escalonada - La recirculación de humos (FGR) Los sistemas más modernos pueden emitir menos de la tercera parte del NOx producido por unidades viejas. Técnicas de postcombustión.- Muchas zonas requieren emisiones de NOx menores de las que económicamente es posible obtener modificando sólo la propia combustión; para alcanzar reducciones superiores, se aplican técnicas aguas abajo de la zona de combustión como la: - Reducción Selectiva No Catalítica (SNCR) - Reducción Selectiva Catalítica (SCR) En cada una de estas tecnologías, el NOx se reduce a N2 y H2 a través de una serie de reacciones con un agente químico que se inyecta en el flujo de humos. Los agentes químicos que se utilizan en las aplicaciones comerciales, son: - El amoniaco y la urea para los sistemas (SNCR) - El amoniaco para los sistemas (SCR) XXXIII.-949

Rejilla Pitot, medida aire Aleta fija Zona de transición, compuerta avance aire

Aletas exteriores ajustables

Accionamiento compuerta avance aire

Aletas interiores ajustables Zona de transición

Codo quemador

Aire primario/carbón pulverizado

Anillo estabilizador Amortiguador llamaavance aire principal

Fig XXXIII.4a.- Quemador de carbón de bajo NOx , tipo DRB-4Z. Reduce hasta el 80% de NOx en combinación con aire por encima del fuego

Accionamiento compuerta Canal entrada aire entrada aire Flujo de aire Aletas torbellinadoras con zonas de aire interior y exterior Flujo de aire

Aire primario/carbón pulverizado

Fig XXXIII.4b.- Quemador de carbón de bajo NOx , air-jet sobre el fuego,(Sistema OFA). Reduce hasta un 30% con menor aireexceso

Aletas ajustables Rejilla piloto Actuador lineal

Compuerta deslizante aire Núcleo compuerta aire

Conexión colector de gas Cañón de fuel

Manómetro

Biela deslizante Soporte del quemador

Fig XXXIII.4c.- Quemador dual de bajo NOx de gasóleo y gas, tipo XCL-S Reducción superior al 80%, en combinación con aire sobre el fuego y sistema de recirculación de gases de combustión

Amortiguador aire insuflado Zona interior Amortiguador flujo aire total

Actuador lineal

Aleta ajustable

Rejilla Pitot medida aire

Biela deslizamiento

Fig XXXIII.4d.- Quemador dual de bajo NOx , sistema de aire sobre el fuego

XXXIII.-950

La mayoría de los sistemas que emplean amoniaco como agente de reducción le han utilizado en estado anhidro; sin embargo, debido a los riesgos inherentes al almacenamiento y manipulación del NH3, muchos sistemas han optado por el uso del amoniaco acuoso en concentraciones del 25÷ 28%. La urea, (NH2)2CO, se puede almacenar como sólido o, mezclada con agua, como una solución; un subproducto adicional de la inyección de urea es el CO2. TÉCNICA DE LA REDUCCIÓN SELECTIVA NO CATALÍTICA (SNCR).- Se dispone de un par de procesos básicos de reducción selectiva no catalítica: - El primero utiliza un agente reductor (reactivo) a base de nitrógeno, como el amoniaco, que ha desarrollado EXXON y que está patentado con el nombre Termal De-NO2 - El segundo utiliza una tecnología basada en la urea, que se ha desarrollado con el patrocinio de EPRI (Electric Power Research Institute) Aunque estas tecnologías tienen diferencias notables, el resultado final es similar; ambas técnicas de reducción selectiva (SNCR) y (SCR) inyectan en el flujo de humos cargado de NOx, un agente reductor en una zona de temperatura especificada o a través de una ventana determinada, siendo muy imel agente reductor se mezcle con los humos adecuadamente portante que  , para que se puedan producir  se disponga de un tiempo de residencia adecuado las correspondientes reacciones de reducción. Las reacciones químicas correspondientes a ambos procesos son de la forma: Amoníaco: 4 NO + 4 NH3 + O2 → Urea: 2 NO + ( NH 2 )2 CO +

1 2

O2 →

4 N2 + 6 H2O 2 N2 + 2 H 2 O + CO2

El campo de temperaturas para cada una de estas reacciones, se sitúa entre 1600÷ 2100ºF = (870÷ 1150ºC), siendo preferidas temperaturas superiores a 1700ºF (927ºC). Por debajo de 1600ºF (870ºC), para ayudar a las reacciones se necesitan aceleradores químicos, como el hidrógeno. Cuanto mayor es la temperatura dentro del campo citado, el amoniaco o la urea reaccionan tanto más fácilmente con el oxígeno disponible para llegar a la formación de NOx, reacciones que son significativas cuando la temperatura sobrepasa los 2000ºF (1093ºC), y que se hacen dominantes cuando la temperatura llega a los 2200ºF (1204ºC). - Para mantener la eficiencia de la reducción del NOx en niveles aceptables, en los transitorios de cambios de carga, se utilizan niveles múltiples de inyección; grandes unidades pueden requerir cuatro o más niveles de inyección. - El sistema de niveles múltiples se justifica por los cambios que experimenta el perfil de temperaturas de los humos que se presentan al modificar la carga, por lo que hay que ajustar el punto de inyección del amoniaco o la urea. El sistema (SNCR) se compone de un equipo para: - El almacenamiento y manipulación del amoniaco o la urea - La mezcla del agente reactivo con el fluido de transporte (aire comprimido, vapor o agua) - La inyección El equipo principal del sistema (SNCR) es el de inyección, integrado por una serie de toberas ubicadas en las paredes del hogar a distintas cotas, para alcanzar la temperatura de operación en los humos. XXXIII.-951

La mayoría de las aplicaciones ordinarias de estas tecnologías se hacen sobre calderas que queman residuos sólidos municipales o biomasa, en las que la zona de temperaturas idóneas se ubica en la parte alta del hogar, Fig XXXIII.5. El número de toberas de inyección y su ubicación se basan en la experiencia de obtener una buena distribución del agente reactivo en el interior del flujo de humos. En la Fig XXXIII.6 se hace una representación simplificada de un diagrama de flujo, para un sistema (SNCR) que utiliza NH3. Una de las diferencias entre la utilización de amoniaco o de urea, es que el amoniaco se inyecta, normalmente, en el flujo de humos en estado gaseoso, mientras que la urea se inyecta como solución acuosa. La tecnología de la urea implica un Fig XXXIII.5- Aplicación del sistema (SNCR) a una caldera que quema residuos sólidos urbanos

mayor tiempo de residencia para las reacciones, debido al tiempo requerido para vaporizar las gotitas de líquido, una

vez inyectadas en el flujo de humos. Cada vez son más frecuentes los sistemas para amoniaco acuoso, en los que el amoniaco se inyecta en estado líquido, precisando un tiempo de residencia mayor para vaporizar las gotas.

Fig XXXIII.6.- Diagrama de flujo para un sistema (SNCR) que utiliza NH3

Cuando el amoniaco o la urea se inyectan, es importante controlar el exceso de reactivo que no ha reaccionado, ya que cuando la temperatura de los humos disminuye, el exceso de NH3 puede reaccionar con otros productos formados en la combustión, principalmente trióxido de azufre SO3, dando lugar a sales amónicas, siendo los principales productos amónicos formados, el sulfato amónico, (NH4)2SO4, y el bisulfato amónico, NH4SO4. - El sulfato amónico se encuentra seco y en partículas finas, de 1 a 3 micras de diámetro, lo que contribuye a la formación de un penacho visible - El bisulfato amónico es un compuesto muy ácido y viscoso que, cuando se deposita en los equipos ubicados aguas abajo, contribuye a configurar ensuciamientos, atascos y corrosiones Los niveles de reducción de NOx que se pueden alcanzar llegan al 70% en condiciones muy controla consumo de reactivo das; en la práctica, para mantener unos niveles aceptables de  , se lle arrastre de reactivo no utilizado ga a reducciones de las emisiones de NOx entre 30÷ 50%. En las grandes calderas energéticas, el campo de temperaturas idóneo se presenta en las zonas de paso hacia las superficies de convección, dando lugar a aplicaciones de mayor eficiencia, especialmente en los remodelados o modernizaciones. XXXIII.-952

Fig XXXIII.7.- Esquema de caldera energética quemando carbón, con ventanas de temperatura para (SNCR) a plena carga y a carga parcial

- En las aplicaciones de modernización, el control de la formación del NOx se limita a un 20÷ 40%. - Las calderas nuevas precisan en el paso de convección de un diseño especial, que configure un volumen específico a la temperatura óptima para las reacciones que se pretenden conseguir, Fig XXXIII.7. Los sistemas de base de urea tienen ventajas sobre los sistemas de base de amoníaco. La urea no es tóxica, es un líquido menos volátil y se puede almacenar y manejar con mayor seguridad. Las gotas de la solución de urea pueden penetrar más adentro en los humos cuando se inyectan dentro de la caldera, mejorando la mezcla con los humos, lo cual es difícil en calderas grandes. Sin embargo, la urea es más cara que el amoníaco. En la práctica, se necesita inyectar a los humos en la caldera, más reactivo que la cantidad teórica para obtener un nivel específico de reducción de NOx. En el proceso de la (SNCR), la unidad de combustión actúa como una cámara de reacción. El reactivo es inyectado dentro de las regiones radiantes y convectivas del sobrercalentador y del recalentador, donde la temperatura de los humos está dentro del rango requerido. El sistema de inyección se diseña para promover la mezcla del reactivo con el gas de combustión. El número y ubicación de los puntos de inyección se determinan por los perfiles de temperatura y los patrones de flujo dentro de la unidad de combustión. Ciertas aplicaciones son más adecuadas para la (SNCR) debido: - Al diseño de la unidad de combustión - A las temperaturas de salida del hogar de 1550°F a 1950°F = (840°C a 1065°C) - Al tiempo de residencia superior a un segundo y con altos niveles de NOx no controlado Durante la operación a baja carga, la ubicación de la temperatura óptima sube en el interior de la caldera y se requieren puntos adicionales de inyección. Para bajar el rango de temperatura al que sucede la reacción de reducción de NOx, se pueden agregar elementos al reactivo para reducir la necesidad de puntos de reinyección adicionales. Ventajas: - Los costos de capital y de operación están entre los más bajos entre los métodos de reducción de NOx - La reconversión de la (SNCR) es relativamente simple y requiere poco tiempo de paro en unidades grandes y medianas - Es efectivo en costo para uso estacional o aplicaciones de carga variable XXXIII.-953

- Se puede aplicar con controles de combustión para proporcionar mayores reducciones de NOx Desventajas: - La corriente de gas debe estar dentro de un rango de temperatura específico - No es aplicable a fuentes con bajas concentraciones de NOx tales como las turbinas de gas - Menores reducciones de NOx que con la Reducción Selectiva Catalítica (SCR) - Puede requerir limpieza del equipo aguas abajo TÉCNICA DE LA REDUCCIÓN SELECTIVA CATALÍTICA (SCR) Consideraciones de diseño.- Los sistemas de reducción selectiva catalítica (SCR) reducen el NOx contenido en los humos, por vía catalítica, dando lugar a N2 y H2O, mediante la utilización de amoniaco como agente reductor. Esta tecnología constituye el método más eficiente de reducir las emisiones de NOx cuando se requieren altas eficiencias (70÷ 90%). Las reacciones de reducción del NOx tienen lugar cuando los humos atraviesan la cámara catalítica; antes de que éstos entren en el catalizador, se inyecta el amoniaco y se mezcla con el flujo de humos, Fig XXXIII.8. La técnica de reducción selectiva catalítica (SCR) se utiliza cuando se requieren altas eficiencias de eliminación de NOx en calderas industriales y energéticas, que quemen madera, gas, aceite o carbón. Los sistemas (SCR) (650ºC) eliminan el NOx de los gases de combustión mediante su reacción con el amoniaco inyectado (líquido o gaseoso); el NH3 se absorbe por la superficie del catalizador a base de óxidos metálicos, como por ejemplo, (V2O5 ó WO3 sobre TiO2) y reacciona con los NOx en presencia de O2, formando H2O y N2, de acuerdo con las reacciones: catalizador 4 NO + 4 NH3 + O2   → catalizador 2 NO2 + 4 NH 3 + O2  → catalizador NO + NO2 + 2 NH3  → catalizador 6 NO2 + 8 NH3   → 7 N 2

4 N2 + 6 H2O 3 N 2 + 6 H2O 2 N2 + 3 H2O + 12 H 2O

Al igual que en el caso de los sistemas (SNCR), las reacciones de los sistemas de reducción selectiva catalítica (SCR) tienen lugar dentro de un campo óptimo de temperaturas. Existen una gran variedad de agentes catalizadores; la mayoría opera en un margen de temperaturas de 450 a 840ºF (232 a 449ºC), estando las óptimas entre 675 y 840ºF (357 y 449ºC). La temperatura mínima varía y depende: - Del combustible - De las especificaciones de humos - Del agente catalizador - Del contenido de SO2 que tengan los humos, que la incrementan

Fig XXXIII.8.- Mecanismo de la técnica de reducción selectiva catalítica (SCR)

XXXIII.-954

Conforme aumenta el contenido de S en los humos, el campo de temperaturas para poder eliminar la formación de sales de sulfato amónico en el lecho del catalizador es menor. Por encima de la temperatura máxima del citado campo, hay un determinado número de agentes catalizadores que tienden a ser menos efectivos, siendo la fórmula química del agente catalizador el punto clave para las características funcionales de un sistema (SCR). Aunque la fórmula de un catalizador suele ser secreta, el material catalizador normalmente se sitúa en uno de los grupos siguientes: Catalizadores de metales ordinarios y aleaciones.- La mayor parte de los catalizadores están constituidos por aleaciones de metales ordinarios; se componen de óxido de Ti con pequeñas cantidades de Va, Mo, y W, o combinaciones de otros productos químicos activos. Los catalizadores de metales ordinarios son selectivos y operan en el margen de temperaturas especificado. Su mayor inconveniente estriba en su potencial de oxidar el SO2 a SO3, grado de oxidación que depende de la formulación química del catalizador. Las cantidades de SO3 formadas pueden reaccionar con el NH3 arrastrado por el flujo de humos, dando lugar a sales de sulfato amónico; este problema se puede minimizar con un diseño del sistema y una formulación del catalizador adecuados. Catalizadores de zeolita.- Son relativamente nuevos en el control de las emisiones de NOx; son materiales a base de silicatos de Al, cuya función es muy parecida a la de los catalizadores de metales ordinarios. Una ventaja de las zeolitas radica en su más elevada temperatura de operación, 970ºF (521ºC). Los catalizadores de zeolitas puede oxidar el SO2 a SO3 y de ahí la necesidad de una cuidadosa coordinación con los componentes de los humos y con las temperaturas de operación.

Fig XXXIII.9.- Reducción catalítica selectiva (SCR). (Instalación nueva). Eficiencia 70 a 90% Integra un control multipolución con un sistema de oxidación de mercurio a través del catalizador Carbón: entre 575 a 840ºF (302 a 449ºC) Campo de temperaturas   Gas natural: entre 450 a 800ºF (232 a 427ºC) Temperaturas de eficiencia óptima: 700 a 750ºF (371 a 399ºC) Combustibles: carbón, gas natural, fuel, madera, MSW, biomasa y otros

XXXIII.-955

Fig XXXIII.10.- Instalación antigua reformada (La modernización en azul)

Fig XXXIII.11.- Caldera energética nueva con (SCR)

Catalizadores de metales preciosos.- Se fabrican a partir de platino y rodio. Al mismo tiempo que actúan en la reducción de NOx también pueden actuar como catalizadores oxidantes, convirtiendo CO en CO2, bajo unas adecuadas condiciones de temperatura. No obstante, la oxidación paralela del SO2 a SO3 y el coste elevado de los catalizadores de metales preciosos, los hacen poco atractivos para la reducción del NOx. XXXIII.-956

Fig XXXIII.12.- Disposición del reactor (SCR)

La primitiva tecnología de los sistemas (SCR) utilizaba catalizadores granulados (en forma de nódulos), que se amontonaban configurando un lecho. Este material era efectivo para la reducción de NOx, pero su manipulación no era fácil y frecuentemente introducía en el propio sistema una significativa caída de presión, por lo que la tecnología de fabricación de catalizadores evolucionó hacia bloques uniformes y mayores de material catalizador; los sistemas más modernos de (SCR) utilizan catalizadores bloque fabricados con una configuración de placas paralelas o alveolar (en forma de panal. La configuración tiene sus propias ventajas, como: - El catalizador de placas presenta menor caída de presión y es menos susceptible de sufrir atoramientos y erosiones, cuando en el reactor de (SCR) se tratan flujos de humos cargados con partículas en suspensión - El catalizador alveolar requiere menor volumen de reactor, para un área dada de superficie global El catalizador va alojado en un reactor estratégicamente ubicado en el sistema, Fig XXXIII.13, que le expone a las temperaturas de reacción para el sistema (SCR).

Caldera energética sin modernizar

XXXIII.-957

Caldera energética modernizada, con (SCR) Fig XXXIII.13.- Caldera energética antes y después de instalar el sistema (SCR)

El diseño del reactor incluye un sistema de sellado para impedir el bipaso de los humos y para facilitar un soporte interno del material del catalizador. La configuración del reactor puede ser vertical u horizontal, dependiendo: - Del combustible utilizado - Del espacio disponible - De la disposición del equipo que haya aguas arriba y aguas debajo de la unidad catalizadora Para lograr la máxima eficiencia en la reducción del NOx se requiere una distribución uniforme del flujo de gases. XXXIII.4.- CONSIDERACIONES SOBRE EL AMONIACO Y ESTEQUIOMETRÍA En la Fig XXXIII.14 se presenta un diagrama de suministro y control de amoniaco, para un sistema (SCR). El amoniaco puede ser anhidro o acuoso; en la mayoría de las experiencias comerciales se ha utilizado anhidro, pero debido a problemas de seguridad en las instalaciones de sistemas (SCR) se requiere acuoso.

Fig XXXIII.14.- Sistema de suministro y control de la mezcla NH3/aire de dilución

El amoniaco se transporta hasta la planta y se almacena en tanques; a continuación se aplica una determinada cantidad a la cámara vaporizadora en la que se mezcla con aire o vapor en una relación XXXIII.-958

aproximada de 1/ 20, y esta mezcla se introduce en el flujo de humos a través de un equipo de parrillas de inyección. Parrilla de inyección de amoníaco (AIG).- A título de ejemplo, una parrilla de 70 ft (21 m) estaría compuesta de 12 tubos de inyección vertical y 8 de inyección horizontal.; el número total de portillas de inyección de la rejilla sería de 212. El suministro de los tubos de inyección está equipado con un sistema de válvulas de control de flujo manual y placas con orificios que actúan como válvulas de varias vías. Durante la puesta en servicio, el flujo de la mezcla amoníaco/aire se ajusta en cada cabecera para potenciar la distribución de amoníaco en los gases de combustión. Cada parrilla (específica para cada unidad) se diseña para facilitar una distribución permanente y uniforme de amoniaco a través de todo el flujo de humos; su configuración depende del tamaño del conducto de humos y de la distancia entre la parrilla de inyección y la entrada en el lecho de materia catalizadora. A mayor distancia, menor será el número de inyectores que se requieren para lograr una adecuada mezcla. El control básico del proceso facilita un flujo de amoniaco con una relación molar NH3/NOx constante. Relación molar =

Deslizaniento NH 3( ppmvd ) NH 3( a ) ηd % Eficiencia eliminación NOx + = + 100 NOx( ent ) 100 Entrada NOx( ppmvd) al sistema SCR

El producto de la concentración de NOx a la entrada y del flujo de humos de la caldera, proporciona una señal de flujo de NOx. El control del flujo de amoniaco se establece multiplicando la señal de flujo de NOx por la relación molar NH3/NOx que se haya fijado con el punto de ajuste Fig XXXIII.14. La estequiometría de la reducción de NOx suele estar en una relación molar NH3/ NOx= 1; de esto se deduce que, para eliminar por ejemplo un 80% de NOx se requiere una relación molar NH3/ NOx = 0,80. Sin embargo, para tener en cuenta el arrastre de amoniaco que no ha reaccionado (deslizamiento de NH3), la relación molar real que se precisa es algo mayor. Con el fin de compensar el retraso en el tiempo de reacción, durante los cambios de carga de la caldera repentinos, existen otras relaciones, como: Fig XXXIII.15.- Rejilla de inyección de NH3

- Una más rica que la estándar, para incrementos de carga - Una más pobre que la estándar, para reducciones de carga

UBICACIÓN DEL SISTEMA (SCR) EN UNA UNIDAD GENERADORA DE VAPOR.- Para vigilar todos los contaminantes atmosféricos, se requiere un sistema de monitorización continua de emisiones (CEM). Los datos generados por este sistema se utilizan por el control del flujo de amoniaco, para alcanzar los niveles de emisión de NOx requeridos. Los puntos principales a considerar, para un diseño (CEM) incluyen: - Las restricciones de espacio - La ubicación de los equipos existentes, en proyectos de modernización o reequipamiento - Los requisitos de temperatura - El combustible - El coste XXXIII.-959

a) Ubicación preferida para (SCR)

b) Disposición para modernización

c) Disposición para (HRSG) de ciclo combinado Fig XXXIII.16.- Algunos ejemplos de configuración del sistema (SCR)

Fig XXXIII.17.- Disposiciones variadas de los (SCR), (ESP), (FGD)

Las Fig XXXIII.16.17 presentan algunas opciones sobre dónde se puede colocar el sistema (SCR) en una unidad generadora de vapor. - En el caso de calderas nuevas, o cuando hay espacio disponible para una modernización, se prefiere la disposición (a), que facilita el perfil óptimo de temperatura - La disposición (b) se desarrolló originalmente para una modernización con limitación de espacio; sus costes de inversión y de operación son mucho más altos que los similares de la disposición (a), debido a XXXIII.-960

la necesidad de contar con cambiadores de calor gas/gas y una fuente externa de calor - En la disposición (c) se muestra la aplicación de la tecnología (SCR) para el caso de un sistema de ciclo combinado dotado con generadores de vapor recuperadores de calor (HRSG). La reducción selectiva catalítica (SCR) se debe tomar en consideración cuando la tecnología de combustión con bajo NOx facilite una insuficiente reducción del mismo, para cumplimentar los correspondientes requisitos locales sobre emisión de este contaminante. La tecnología (SCR) ha demostrado que es fiable y que es capaz de reducir las emisiones de NOx hasta un 90% y más en algunos casos especiales. FUTURO.- Los avances registrados en los sistemas (SCR) se han centrado en desarrollos del catalizador para: - Mejorar su resistencia a la erosión - Incrementar su resistencia a la desactivación química - Disminuir la conversión de SO2 en SO3 - Lograr extender el campo útil de temperaturas aptas para la reducción del NOx Los materiales catalizadores como zeolitas y metales preciosos son innovaciones bastante recientes. La experimentación de procesos de reducción selectiva no catalítica (SNCR) ha considerado otras alternativas como la urea, el ácido cianúrico, el sulfato amónico, y la utilización de retenedores, como el metanol, inyectados con el reactivo del NOx. Un caso especial de tecnología de inyección es el que se refiere a las aminas orgánicas. Por ejemplo, la metilamina reacciona con el HNO2 para formar metanol y nitrógeno, que es una reacción en fase gaseosa a baja temperatura, frente a las reacciones ordinarias a alta temperatura. Sin embargo, la concentración en fase gaseosa de HNO2 se limita por la oxidación del NO a NO2; esta tecnología todavía se encuentra en fase de desarrollo. Existe una gran variedad de sistemas de postcombustión para el control del NOx que se encuentran en diversos estadios de desarrollo y de demostración; muchos de ellos combinan los sistemas de control de NOx y de SO2. Los sistemas (SNCR) y (SCR) básicamente procesan una reducción en seco del NOx mediante amoniaco o urea, mientras que otros sistemas más avanzados, que se encuentran en desarrollo, ofrecen una gran variedad de opciones, como: - Absorción acuosa o seca mediante sólidos - Absorción más oxidación mediante un líquido - Absorción más reducción mediante un líquido Sin embargo, hasta ahora, solamente los sistemas (SNCR) y (SCR) han alcanzado una amplia comercialización.

XXXIII.-961

€

XXXIV.- CONTROL Y ELIMINACIÓN DE LOS SOx http://libros.redsauce.net/

Una gran parte del S emitido a la atmósfera se origina en forma de sulfuro de hidrógeno, procedente de la descomposición de la materia orgánica; estas emisiones se oxidan lentamente para formar SO2. La combustión de combustibles fósiles que producen grandes cantidades de SO2 en porciones relativamente pequeñas de la atmósfera, crea problemas en el ecosistema que se encuentre en el recorrido de tales emisiones. Las emisiones mundiales anuales de SO2 se estiman en 200 millones de toneladas, casi la mitad procedente de fuentes industriales, como la combustión de combustibles fósiles y el refino metalúrgico de minerales. Cuando el SO2 gaseoso se combina con agua líquida, se forma una solución acuosa diluida de ácido sulfúrico SO4 H2, que es el componente principal de la lluvia ácida, junto con el ácido nítrico NO3H. Las reacciones del SO2 se pueden poner en la forma: SO2 + H 2 O → SO 3 H 2 2 SO3 H 2 + O2 →

2 SO4 H 2

El SO2 se puede también oxidar en la atmósfera para formar trióxido de azufre SO3 gaseoso; este gas tiene una elevada afinidad por el vapor de agua, en la forma: 2 SO2 + O2 →

2 SO3

SO3 + H 2 O → SO4 H 2 ecuaciones que caracterizan la deposición seca de partículas aciduladas de polvo y de aerosoles. La escala del pH es el método que se utiliza para cuantificar la acidez de la lluvia ácida y se define como: pH = - lg10 [H + ], siendo [H + ] la concentración de iones hidrógeno en solución Un pH inferior a 7 se considera ácido, mientras que un valor superior a 7 es alcalino; el pH = 7 es el del agua destilada pura. Si el agua de lluvia no contiene nada de sulfúrico ni de nítrico, el valor de su pH es 5,7 debido a la absorción de CO2 procedente de la atmósfera. No existe una definición universalmente aceptada del valor XXXIV.-963

del pH con el que se constituye la lluvia ácida; un valor del pH= 4,6 es suficiente para provocar daños permanentes en lagos y bosques y un pH = 4,2 se ha podido observar en lluvias ácidas.

Fig XXXIV.1.- Fuentes de generación de SO2

XXXIV.1.- CONTROL DEL SO2 Hay una gran variedad de procesos y tecnologías de control de SO2 que se están utilizando en la actualidad, y otras que se encuentran en diferentes etapas de desarrollo.  procesos húmedos Los procesos comercializados incluyen:  procesos semi sec os ( pulverización de lodos con sec ado)  procesos totalmente sec os En las centrales termoeléctricas se utilizan dos estrategias para el control de las emisiones de SO2: - La sustitución del combustible por otro de menor contenido en S - La instalación de depuradores€ Globalmente, en plantas termoeléctricas, el cambio de combustible representa 2/3 del control de SO2, mientras que los depuradores totalizan 1/3 de la reducción del SO2. Los depuradores tienen las siguientes ventajas: - La planta energética puede continuar empleando su fuente normal de suministro de combustible, como una alternativa a cambiar el combustible por otro con menos S - Los depuradores húmedos proporcionan una eficiencia de eliminación de SO2 elevada, como alternativa a los métodos tradicionales y emergentes de desulfuración de humos (FGD) De la potencia total mundial con sistemas de desulfuración de humos (FGD), el 85% corresponde a depuradores húmedos y el 15% restante a depuradores secos. Los procesos de depuración húmeda se clasifican teniendo en cuenta los reactivos que se emplean en los mismos; diversos procesos de depuradores húmedos son: Con reguladores inorgánicos ( como óxido de Mg ) Cal:  Sin reguladores Con ningún inhibidor de oxidación natural Con oxidación inhibida Caliza: Con oxidación forzada in situ Con oxidación forzada ex situ Con reguladores solubles orgánicos o inorgánicos Carbonato de Na/hidróxido de Ca Alcali dual:  Carbonato de Na/carbonato de Ca Con regeneraci ón por desmenuzado con vapor Ceniza de sosa:   Sin regeneraci ón XXXIV.-964

Óxido de magnesio con regeneración térmica siendo el que usa caliza el más utilizado: amplia disponibilidad - Las principales ventajas de la caliza son su  , ya que, aproximadamente, un  precio competitivo 5 ÷ 6% de la corteza terrestre se compone de carbonatos y silicatos de Ca y Mg. - La caliza se compone de carbonato cálcico CO3 Ca, que se extrae, transporta y almacena con facilidad. - Su almacenamiento y transporte en la planta son similares a los de la manipulación del carbón XXXIV.2.- DEPURACIÓN HÚMEDA Diseño de depuradores.- Los primeros depuradores húmedos para desulfuración de humos (FGD)  colectores de partículas que se instalaron en USA, eran una combinación de  .  absorbedores de SO 2 Los colectores de polvo de alta eficiencia, utilizados en todos los precipitadores electrostáticos, se sustituyeron por depuradores Venturi, Fig XXXIV.2. En esta disposición, el colector de polvo se coloca aguas arriba del depurador húmedo; el ventilador de tiro inducido se ubica entre el colector de polvo y el depurador, permitiendo así que el ventilador funcione con humos secos y libres de partículas.

Fig XXXIV.2.- Conjunto separador-Venturi

En Alemania, donde casi todos los sistemas (FGD) eran parte de calderas modernizadas, se hicieron plantas en las que los ventiladores de tiro inducido no tenían suficiente capacidad, por lo que, aguas abajo del depurador se colocaba un ventilador de refuerzo para hacer frente al tiro extra que requería el depurador; estos ventiladores incorporaban un sistema de lavado para prevenir la excesiva deposición de sólidos procedentes del depurador, tenían carcasas revestidas de caucho y rotores de alta aleación. El tamaño de un depurador húmedo depende de una serie de parámetros de diseño; se han construido depuradores que llegan a procesar más de 6.106 lb/h (756 kg/s) de humos sin problemas técnicos que limiten su tamaño. El diseño del depurador húmedo más corriente es el de torre nebulizadora o rociadora, Fig XXXIV.3. XXXIV.-965

Fig XXXIV.3.- Módulos de depuración húmeda para desulfuración de humos (FGD)

La torre se diseña de forma que, a carga máxima, la velocidad media de los humos sea de 8 ÷ 13 ft/s = (2,4÷ 4 m/s), y no sobrepase la velocidad de diseño, dependiendo de las condiciones exteriores al depurador; para un depurador húmedo que opera con caliza la velocidad de diseño es de 10 ft/s (3,1 m/s). El diseño del absorbedor incorpora una bandeja con un tamiz o chapa perforada, que reduce la mala distribución del flujo de humos, Fig XXXIV.4; la bandeja sirve como un dispositivo para el contacto humos-líquido; la caída de presión a través de esa bandeja es de 1÷ 3”wg = (0,2÷ 0,7 kPa).

De incisiones

De válvulas

De ranuras tubulares

De tamiz

Fig XXXIV.4.- Tipos de bandejas perforadas

El diseño de la torre depende de el: - Reactivo que se utilice (cal o caliza) - Nivel deseado de eliminación de SO2 - Balance entre las potencias del ventilador y la bomba de recirculación de lechada El parámetro predominante en el diseño de depuradores húmedos de desulfuración de humos (FGD), es la relación 3 flujo de lechada ( líquido ) galones = L (USA) = L dm3 ( CEE y Japón ) flujo de humos en el interior de la torre G G m ft 3

Los depuradores que utilizan sosa operan con valores tan bajos como mientras que algunos depuradores que emplean caliza llegan a

10 galones 1 ,34 dm 3 = , 1000 ft 3 m3

3 150 galones = 20 dm . 3 3 1000 ft m

Las toberas nebulizadoras de tipo cerámico se usan en los depuradores húmedos para controlar la XXXIV.-966

mezcla entre la lechada y los humos; la presión de operación varía en un campo de valores comprendido entre 5÷ 20 psi = (34÷ 138 kPa). El tanque que se encuentra en la parte inferior de la torre es de reacción o de recirculación; su gran volumen permite el desarrollo de diversas etapas físicoquímicas, para lograr que se complete el proceso. Consideraciones sobre el depurador de humos.- Los humos penetran lateralmente en el módulo del depurador a una temperatura de 250÷ 350ºF = (121÷ 177ºC) y se refrigeran en fase de vapor hasta su temperatura de saturación, por medio de una lechada atomizada; la carcasa del depurador está a la temperatura de saturación de 125ºF (52ºC), por lo que existe un punto en el que la temperatura superficial cae bruscamente y en el que con más probabilidad se forman deposiciones e incrustaciones.

Torres pulverizadoras abiertas

Torres de paquetes

Torres de platos

Fig XXXIV.5.- Diversos tipos de separadores depuradores

La entrada de los humos al depurador se diseña para evitar la deposición de sólidos de la lechada, en la interfaz húmeda-seca; los humos circulan verticalmente, hacia arriba, a través del depurador. Por encima de la bandeja, los humos pasan a través de varios niveles de nebulizadores o pulverizadores, en los que se produce un contacto adicional humos-líquido. Cada nivel de atomización se compone de un conjunto de colectores y toberas nebulizadoras, Fig XXXIV.3.5, que producen una atomización basta, con un diámetro de gotas de 2.000÷ 2.500 micras, que están en contacto con los humos durante unos 3 seg, en contracorriente, teniendo lugar en este tiempo la absorción de la mayor parte de SO2. Por encima de la zona de atomización, antes de que los humos lleguen a los eliminadores de humedad, se dispone de una zona en la que se rompe el contacto para que las gotas de lechada mayores se desprendan y vuelvan a la zona de atomización. Para un depurador que opere con una velocidad de humos de 10 ft/s (3 m/s), las gotas mayores de 600 micras deben tener tiempo y masa suficiente para caer y retornar a la zona nebulizadora. El diseño del eliminador de humedad, en la mayoría de los depuradores húmedos, emplea bloques de placas corrugadas, muy próximas entre sí, que colectan los depósitos residuales de la lechada (gotas que son mayores de unas 20 micras de diámetro) mediante impacto, eliminando la humedad adicional de los humos. La posibilidad de una corrosión severa es consecuencia de: XXXIV.-967

- Que los humos salen del eliminador de humedad en estado saturado con vapor de agua - El inevitable arrastre de gotitas de lechada, con diámetros inferiores a las 20 micras, que tienen una ligera acidez y pueden contener una alta concentración de cloruros disueltos Los humos contienen algo de SO2 residual y el suficiente oxígeno para oxidar algo de SO2 a SO3. Como el gas se encuentra saturado con vapor de agua, es inevitable la condensación superficial; este condensado puede llegar a ser muy ácido (pH< 1) y, por tanto, las sales de Ca se pueden depositar sobre las paredes.  Para minimizar estos efectos, se utiliza un nuevo recalentamiento de los humos revestido de los conductos y de la chimenea El primero implica el recalentamiento de los humos de forma que no queden gotitas residuales, y se cumplimenta mediante varios sistemas, como: € - Calentadores con serpentines de vapor - Mezcla con humos calientes que bipase el depurador (tiene el inconveniente que se reduce la efectividad global del sistema de desulfuración de humos FGD) - Mezcla con aire caliente - Mezcla con humos generados por la combustión de combustible limpio - Calentadores regenerativos con termotransferencia de humos calientes de entrada hacia los humos más fríos de salida (el problema es que se presenta una deposición y corrosión) El recalentamiento de los humos y la consiguiente evaporación de las gotitas que proceden del depurador concentra los componentes corrosivos presentes en la lechada, por lo que se tiende a operar sin el recalentamiento, asumiendo la operación con chimenea húmeda. Con las condiciones expuestas, los conductos de gases entre depurador y chimenea deben estar revestidos con materiales resistentes a la corrosión, y la chimenea ha de estar forrada con ladrillos resistentes al ácido. También se incluye un sistema de drenaje para poder manejar la condensación del vapor de agua. XXXIV.3.- PROCESOS DE (FGD) CON CALIZA Y CON CAL En todos los procesos con caliza y con cal, el reactivo se consume en el proceso y se tiene que reponer continuamente, por lo que son procesos no regenerativos, Fig XXXIV.6.

Fig XXXIV.6.- Diagrama del sistema (FGD) húmedo

 Pr eparación del reactivo  de SO 2 Cada uno de estos procesos comprende cuatro etapas:  Absorción Deshidratación de la lechada , existiendo   Colocación final de cada una de ellas distintas variantes. Todas las instalaciones de desulfuración de humos (FGD), por vía húmeda, tienen algún aspecto singular. € XXXIV.-968

a) PREPARACIÓN DEL REACTIVO Caliza.- En USA la mayoría se los sistemas (FGD) por vía húmeda con caliza cuentan con una molienda húmeda in situ para la preparación de la lechada; el sistema es un molino de bolas en circuito cerrado, Fig XXXIV.7.

Fig XXXIV.7.- Sistema de preparación del reactivo caliza

La energía requerida para alcanzar un tamaño dado de molienda se estima mediante la ecuación propuesta por Bond: W=

10 Wi 10 Wi Dp DF

en la que: W es la energía, kWh/t de producto Wi es el índice de trabajo Bond, kWh (micras)1/2/t DP es el diámetro del producto, en micras, que es un 80% más fino DF es el diámetro alimentado, en micras, que es un 80% más fino El índice de trabajo Bond para calizas varía emtre 8÷ 15 kWh (micras)1/2 / t Para los sistemas con molienda en la planta, el diámetro medio de la caliza que se recibe es igual o menor de 1” y se alimenta al molino de bolas a través de un alimentador gravimétrico de cinta. En el conducto de alimentación se añade agua fresca o reciclada, en proporción a la piedra caliza. El efluente del molino se dirige al tanque de producto molido, desde el que se bombea hacia un conjunto de hidrociclones en los que se separan los finos de las fracciones bastas. La fracción basta (no separada por flotación) se retorna al molino de bolas y el material fino se envía al tanque alimentador de caliza. El balance de agua hay que mantenerlo de forma que en el tanque alimentador se alcance entre un 25÷ 35% de sólidos suspendidos. La caliza molida más basta, utilizada en los sistemas (FGD), es aquélla que su 70% pasa a través de un tamiz con 200 mallas por pulgada (200 mesh (75 micras)). XXXIV.-969

La molienda fina de la caliza genera un producto tal que su 95% es más fino que el tamaño correspondiente a 325 mesh (44 micras); una molienda fina requiere un sistema con molino de bolas mayor y con más elevados gastos de operación.  mayor utilización de la caliza El material más fino facilita una  mejor reactividad con el SO2 , a la vez que  mayor eliminación para una estequiometr ía dada permite el uso de pequeños tanques de reacción, en algunos casos particulares. La estequiometría se define como la relación molar entre el reactivo, CaCO3 para los sistemas con caliza, y el SO2. En Alemania se prefiere la molienda fuera de la planta; la caliza se muele seca, en una determinada ubicación y después se transporta en camiones hasta los sistemas (FGD); en la planta, la caliza pulverizada se transporta neumáticamente hasta un silo de almacenamiento, para alimentar los tanques de preparación de lechada, que están llenos de agua. Este sistema requiere menos espacio que las instalaciones de molienda in situ y reduce algunos de los gastos generales de funcionamiento de la (FGD).  el disgregador de retención Cal.- Hay tres procedimientos de desmenuzar la cal:  el disgregador de pasta  el disgregador de molino de bolas El disgregador de retención es el más simple, pero produce cal desmenuzada de peor calidad. El disgregador de pasta produce una cal de alta calidad; es el sistema más complejo y la separación € de gránulos puede presentar problemas. El disgregador de molino de bolas produce una cal de calidad intermedia, pero no requiere separar los gránulos de la cal disgregada. En la Fig XXXIV.8 se representa un sistema de preparación de lechada, compuesto por: - Un tanque para granos de cal - Un alimentador gravimétrico sobre cinta - Un disgregador - Un sistema de dilución - Un tanque de almacenamiento de cal disgregada

Fig XXXIV.8.- Sistema de preparación del reactivo cal XXXIV.-970

En el tanque de cal se mantiene normalmente una suspensión que contiene de 20÷ 25% de sólidos en suspensión. b) SECADO Y COLOCACIÓN DE LA LECHADA.- El método más común utilizado en USA se compone de dos deshidrataciones (primaria y secundaria), y de un vertido posterior como relleno.  espesadores Deshidratación primaria.- Se lleva a cabo por medio de   hidrociclones El espesador concentra lechadas con partículas pequeñas, 5 micras de diámetro, a partir de unas concentraciones con 20÷ 30% de partículas suspendidas, Fig XXXIV.9; se utiliza en sistemas que emplean cal/caliza con oxidación natural produciendo unos cristales finos.

Fig XXXIV.9.- Sistrema espesador de deshidratación primaria en el efluente de un depurador FGD

Los hidrociclones para la deshidratación primaria se pueden emplear si la lechada contiene partículas mayores de 15 micras; son equipos más pequeños y simples que los espesadores, y se prefieren siempre que la distribución de partículas sea adecuada. Los cristales de yeso, producidos por los sistemas que usan cal/caliza con oxidación forzada, son adecuados para los hidrociclones. Deshidratación secundaria de los subproductos de FGD.- Se lleva a cabo utilizando una serie de procedimientos, como: - Filtros de vacío con tambor giratorio - Filtros de vacío con cinta - Centrifugadoras con cuba sólida móvil - Centrifugadoras con cesta vertical La aplicación más común es la de filtros de vacío con tambor giratorio, que se extiende al 80% de las instalaciones. Cuando se utiliza el vertido como relleno, las lechadas que contienen sulfito requieren un tratamiento adicional, durante la manipulación de la lechada en el punto del relleno. La fijación de la lechada se utiliza para incrementar su resistencia a la compresión. Una lechada sulfítica se mezcla con ceniza volante en polvo y cal para obtener un material adecuado para relleno. Si el relleno se hace con un vertido de yeso, no se precisa tratamiento alguno especial, después de la deshidratación. Diagramas de flujo y balance de masa del proceso global.- Todos los depuradores húmedos de desulfuración de humos (FGD), Fig XXXIV.10, que operan con cal/caliza necesitan siempre agua fresca, para lavar el eliminador de vahos, que: - Se combina con agua reciclada procedente del clarificador, espesador o filtro de vacío, para obtener XXXIV.-971

el caudal total del agua de lavado.  el sellado de las bombas - Se usa también para  la preparación del reactivo  la var la torta del filtro  las pérdidas por evaporación  Las pérdidas de agua del sistema cubren:  la humedad en los sólidos residuales de de sec ho agua de cristalización €  el  en a lg unos casos, una purga controlada de agua En el ejemplo que se plantea en la Fig XXXIV.10, transformación de caliza en yeso, el sistema de preparación de reactivo incluye un bucle de molino, en circuito cerrado, que produce caliza molida hasta € un 95% de finura de 325 mesh (44 micras) o menos; la lechada formada con este material molido contiene un 30% en peso de materiales sólidos en suspensión.

Fig XXXIV.10.- Diagrama de flujos del sistema depurador húmedo FGD basado en caliza, utilizando oxidación forzada (En la Tabla XXXIV.1 se hace un balance de materia)

El agua utilizada en el sistema de molienda se recicla a partir del sistema de deshidratación de la lechada gastada. La lechada de alimentación (1) se bombea hacia el tanque reactor absorbedor, a un régimen controlado, para que el pH de la lechada en el tanque se mantenga en 5,5. El aire se inyecta en el tanque reactor, y se distribuye convenientemente por medio de rociadores situados en el fondo; el oxígeno reacciona con cualquier sulfito presente para formar yeso (sulfato de calcio hidratado). La lechada se bombea desde el tanque reactor hacia los colectores nebulizadores (2), se reintroduce de nuevo en el reactor, se atomiza en contracorriente dentro del flujo de humos ascendente, donde absorbe el SO2 y cae hacia la bandeja de placa perforada, en donde absorbe el SO2 que lleva la espuma creada por la interacción de los humos y la lechada; a continuación se purga hacia la parte inferior del tanque reactor. Una pequeña fracción de la lechada que se está bombeando hacia las toberas nebulizadoras, se deriva hacia el sistema deshidratador. La lechada gastada contiene un 15%, en peso, de materiales sólidos en suspensión. Para concentrar la lechada se utiliza un hidrociclón. XXXIV.-972

Fig XXXIV.11a.- Proceso caliza -Yeso

Fig XXXIV.11b.- Proceso sulfato amónico

El flujo de fondo del hidrociclón está concentrado con un 25% de sólidos en suspensión. El flujo superior de rebose, que contiene un 4% de sólidos en suspensión se retorna al absorbedor. El flujo de fondo del hidrociclón se dirige hacia un filtro de vacío en el que los sólidos filtrados se lavan con agua fresca y se concentran para formar una torta que contiene un 10% de humedad y que se envía por camión, a un fabricante de paneles de fibra. XXXIV.-973

Tabla XXXIV.1.- Balance de masa para depurador con caliza y oxidación forzada , Fig XXXIV.10 Caldera de 180 MW que quema carbón con 3,2% S. Estequiometría caliza = 1,03. Flujo lechada Flujo humos = 130 gal/1000 ACF. Eficiencia SO2 = 93% LADO HUMOS

ENTRADA (A)

Flujo ACFM

626.724

500.000

1.905.400

1.982.091

Masa total lb/h Masa H2O lb/h

LADO DE LIQUIDO

SALIDA (B)

76.466

157.700

Masa SO2 lb/h

8.565

600

Masa HCl lb/h

344

0

Presión estática in.wg

6

1

Temperatura ºF

330

123

Alimentac.

Recircu-

lechada (1)

lación (2)

ciclón (3)

65.260

319

Flujo GPM

59

Flujo (lb/h)

38.819

A hidro- Rebose hidro Fango hidro Agua lavado Torta de Agua reci-

37.275.000 180.196

ciclón (4)

ciclón (5)

filtro (6)

Purga

filtro (7) clada (8) cloruro (9)

236

83

26

22

51

36

125.136

55.060

13.215

24.471

25.732

18.072 0

Sól. suspend. lb/h

13.586

5.607.000

27.029

5.005

22.024

0

22.024

0

Sól. suspendidos %

35

15

15

4

40

0

90

0

0

Conc. cloruro ppm

25.000

25.000

25.000

25.000

25.000

50

100

18.514

18.514

pH

7,8

5,7

5,7

5,7

5,7

7

7

5,7

5,7

Temperatura ºF

100

123

123

123

123

70

70

70

70

Tabla XXXIV.2.- Requisitos de potencia para depurador con caliza y oxidación forzada Caldera de 180 MW que quema carbón con 3,2% S. Poder calorífico del carbón = 12767 Btu/lb . Flujo lechada Flujo humos = 130 gal/1000 ACF. ; Caída de presión = 5” wg ; Potencia parásita = 2549 kW/180 MW = 1,42% SISTEMA ABSORBEDOR

Potencia media (kW)

Soplador aire oxidación

375

Bomba recirculación absorbedor nº 1

312

Bomba recirculación absorbedor nº 2

367

Bomba recirculación absorbedor nº 3

380

Agitadores tanque recirculación absorbedor

60

Bomba agua lavador eliminador humedad

19

Bombas y agitadores diversos

% potencia

24

SUBTOTAL

1537

60,3

AREA DESHIDRATACIÓN Bomba vacío para filtro

55

Calentador tanque agua lavado filtro

16

Bomba recuperadora agua

14

Bomba rebose hidrociclón

15

Agitador tanque alimentador filtro

7

Bomba rebose espesador

6

Bombas y agitadores diversos

13

SUBTOTAL

126

4,9

PREPARACIÓN REACTIVO Accionamiento molino bolas

220

Bomba tanque producto molino

5

Agitador tanque alimentador caliza

25

Bombas y agitadores diversos

6

SUBTOTAL

256

10

OTROS SISTEMAS Aire general - instrumentación Potencia diferencial ventilador tiro inducido SUBTOTAL

50

2

580

22,8

630

TOTAL

2549

XXXIV.-974

100

Fig XXXIV.12.- Diagrama de flujo del sistema húmedo FGD con cal

En la Tabla XXXIV.2 se presentan las necesidades de potencia para un depurador con caliza y oxidación forzada, en el proceso transformador de caliza en yeso. La Fig XXXIV.12 presenta un diagrama de flujos para un proceso de desulfuración de humos (FGD) utilizando la cal producida a partir de una caliza dolomítica. Esta cal contiene 5% de óxido de magnesio (MgO), 90% de óxido de calcio CaO y 5% de inertes. Dentro del proceso, el MgO se convierte en MgSO3; debido a la alta reactividad del sulfito (unos 10 gramos/litro), éste actúa como un reforzador para incrementar la capacidad de la lechada frente al SO2. La reacción global es: Ca(OH )2 ( s ) + SO2 ( g ) ⇒ CaSO3 .

1 2

H 2 O ( s) +

1 2

H 2O ( l )

En este ejemplo, se utiliza un sistema de molino en bucle cerrado para producir cal apagada desmenuzada: CaO + H 2O ⇒ Ca(OH )2 + calor MgO + H 2O ⇒ Mg ( OH )2 Las torres absorbedoras utilizadas en el proceso con cal, son menores que las correspondientes al Flujo lechada proceso con caliza, porque la relación Flujo humos requerida para un mismo nivel de absorción de SO2, es Flujo lechada

sólo un 20% de la Flujo humos que precisan las unidades que operan con caliza. La distribución de los tamaños de partículas en la lechada gastada, es mucho menor que la correspondiente a la lechada del proceso de caliza con oxidación forzada descrito. Un hidrociclón sería incapaz de alcanzar una concentración adecuada por lo que se utiliza un espesador, Fig XXXIV.7. En comparación con un hidrociclón, el espesador tiene la ventaja de producir un flujo de agua que se puede reciclar hacia el proceso y usar para el lavado de los eliminadores de vahos. Sin embargo, el espacio para un espesador es mucho mayor que el requerido por un hidrociclón. El flujo inferior del espesador se dirige hacia un filtro de vacío, en el que la torta filtrada sin lavar tiene de 45÷ 55% de sólidos. Posteriormente, esta torta se mezcla con cal y con ceniza volante en polvo para formar un agregado susceptible de un vertido como relleno.

XXXIV.-975

XXXIV.4.- QUÍMICA DEL DEPURADOR HÚMEDO La absorción de SO2 en un depurador húmedo y su reacción con materiales alcalinotérreos, como la caliza, constituye una reacción ácido-base elemental. No obstante, los procesos químicos que intervienen en el proceso son mucho más complejos. - El SO2 es un gas relativamente insoluble en el agua - El carbonato de calcio (CaCO3) tiene una baja solubilidad en el agua - Los productos principales de la reacción son sulfito de calcio semihidratado (CaSO3

1 2

H 2O ) y sul-

fato de calcio dihidratado (CaSO4 2 H2O ) o yeso - Estas dos sales tienen bajas solubilidades

€ En un sistema con caliza de oxidación inhibida se pueden utilizar las siguientes reacciones, que se € producen con un pH < 7, para describir el proceso utilizando los productos químicos indicados en la Tabla XXXIV.4:  Disolución SO2 gaseoso: SO 2 ( g ) ⇔ SO2 ( aq )  Hidrólisis SO2 : SO 2 ( aq) + H 2O ⇔ HSO3- + H +  Disolución caliza: CaCO3 ( s ) + H + ⇔ Ca++ + HCO 3 - Zona de contacto gas- líquido:  Neutralización ácido-base: HCO3- + H + ⇔ CO2 ( aq) + H 2 O  Despren dimiento CO : CO ( aq) ⇔ CO ( g ) 2 2 2  1 H O + H + ⇔ HSO + 1 H O Disolución sulfito Ca: CaCO . 3 2 2 2  32  Disolución caliza: CaCO3 ( s ) + H + ⇔ Ca++ + HCO3 Neutralización ácido-base: HCO - + H + ⇔ CO ( aq) + H O 2 2 3 - Tanque reactor:  Despren dimiento CO2 : CO2 ( aq) ⇔ CO2 ( g )  1 1 ++ +  Precipitación sulfito: Ca + HSO3 - + 2 H 2 O ⇔ CaCO3 . 2 H 2O + H La disolución SO2 gaseoso: SO2 ( g ) ⇔ SO2 (aq ), expresa la transferencia de masa de SO2, desde la fase gaseosa hasta la fase líquida. La transferencia de€masa se expresa en la forma:

d( Gy ) = kg a ( y − y * ) dV

El número de unidades de transferencia de fase gas es: N g = en las que:

∫

dy = y − y*

∫

kg a dV G

G es el flujo molar de humos, mol/s y es la fracción molar de SO2 en humos kg es el coeficiente de transferencia de masa película gas, mol/m2s a es el área superficial de la interfase, m2/m3 y* es la concentración de SO2 equilibrio en interfaz gas-líquido V es el volumen del sistema gas-líquido Aunque kg se puede estimar aproximadamente, el área a de la interfase no. El valor de la transferencia de masa (fase gas) se determina experimentalmente, lo que implica una operación del depurador en unas condiciones tales que y*→0, por lo que la ecuación anterior se puede integrar, quedando en la forma: XXXIV.-976

N g = − ln ( 1 − E ) =

kg a V G

siendo E la eficiencia global fraccional de SO2 El número de unidades de transferencia fase gas Ng está determinado por factores, que incluyen: - La tasa de atomización de la lechada - Las distribución espacial y del tamaño de las gotas - El tiempo de residencia en la fase gaseosa (altura de la zona nebulizadora) - El tiempo de residencia en fase líquida - El efecto de las paredes - La distribución del flujo de humos En un depurador húmedo con caliza, las reacciones limitadoras de la tasa, en la zona de contacto gas-líquido, son las reacciones: Disolución caliza: CaCO3 ( s ) + H + ⇔ Ca++ + HCO3 Disolución sulfito Ca: CaCO3 .

1 2

H 2 O + H + ⇔ HSO3- +

1 2

H 2O

La tasa de reacción para la disolución de la caliza se puede expresar en la forma: d [CaCO3 ] = kc ([ H + ] − [ H + ] eq ) Spc [ CaCO3 ] dt  [ CaCO3 ] es la concentraci ón de carbonato cálcico en la lechada, mol/litro  [ H + ] es la concentraci ón de iones hidrógeno , mol/litro en la que:  [ H + ]eq es el equilibrio [ H + ] en superficie caliza, mol/litro   S pc es el área de la superficie de caliza en la lechada La Fig XXXIV.13 presenta unas curvas de tasas de disolución de caliza, para diversos valores del pH y presiones parciales de CO2.

Fig XXXIV.13.- Tasas de disolución de caliza vs pH y presión parcial de CO2

La tasa de disolución de sulfito de Ca se puede expresar en forma similar a la anterior; el sulfito de Ca se disuelve sólo si la concentración H* excede a su valor de equilibrio en la zona de contacto gas-líquido. El pH de equilibrio para el sulfito de Ca es 6,3 con una presión parcial de CO2 de 0,12 atm (12 kPa). Para que la reacción disolución sulfito de Ca:

1 2

H 2O CaCO 3 - + H + ⇔ HSO3 - + 12 H 2O

se procese hacia el lado derecho, el pH en la zona de contacto gas-líquido debe ser más bajo que el pH de equilibrio. € XXXIV.-977

Si el pH > 6,3, esta reacción se procesaría hacia el lado izquierdo, lo que no es deseable ya que se formarían incrustaciones, por precipitación del sulfito. Para completar el método de desulfuración, el tanque reactor permite las reacciones: Disolución caliza: CaCO3 ( s ) + H + ⇔ Ca++ + HCO3 Neutralización ácido-base: HCO3 - + H + ⇔ CO2 ( aq) + H 2 O Despren dimiento CO2 : CO2 ( aq) ⇔ CO2 ( g ) Precipitación sulfito: Ca++ + HSO3- + 12 H 2O ⇔ CaCO3 . 12 H 2 O + H + En un depurador húmedo con caliza, esta última se añade directamente al tanque reactor. El pH de la lechada que retorna desde la zona de contacto gas-líquido hacia el tanque reactor, puede ser bajo, del orden de 3,5; el pH en el tanque reactor está normalmente entre 5,2÷ 6,2. La reacción global en el tanque reactor es: CaCO3 ( s ) + H + + HSO3- +

1 2

H 2 O ⇒ CaSO3 .

1 2

H 2 O ( s ) + CO2 ( g )

En la zona de contacto gas-líquido del depurador, se produce alguna oxidación de sulfito a sulfato: 1 2

HSO3 +

O 2 ⇒ SO4 = + H +

proceso de oxidación natural, distinto de la oxidación forzada, en la que el aire se rocía a través de la lechada. La cuantificación de la oxidación natural es del orden de 15÷ 30%, aunque puede alcanzar niveles del 50% o más. El sulfato se combina con el calcio disuelto y el agua, para formar yeso (sulfato de calcio dihidratado), según la reacción: Ca ++ + SO4 = + 2 H 2O ⇔ CaSO4 2H 2O La tasa de cristalización del yeso se expresa por: d [CaSO4 2H 2O ] = k ( R − 1) Sp g [CaSO4 2H 2O ] dt

€

en la que:

€

Nivel de saturación: R =

ACa++ ASO

K sp ACa++ es la actividad del ión Ca+ +

4=

R > 1, la solución está sobresaturada en yeso ; si   R < 1, la solución está subsaturada en yeso

A SO = es la actividad del ión SO4= 4

Ksp es la solubilidad del yeso Spg es el área de la superficie específica del yeso En los sistemas de depuradores con cal/caliza, el tanque reactor se dimensiona para proporcionar el tiempo suficiente de forma que el yeso disuelto cristalice y precipite; el tanque se diseña para un tiempo de residencia de 6÷ 10 minutos, según sea la tasa de recirculación. La formación de incrustaciones de yeso puede representar un problema en los depuradores húmedos que usan cal/caliza y que operan en régimen de oxidación natural, si no están preparados para el fenómeno de coprecipitación. El producto que se forma por la reacción en estos depuradores húmedos, es (CaSO3

1 2

H2O ) XXXIV.-978

€

La precipitación tiene lugar cuando el ión sulfato SO4= se sustituye en la red cristalográfica correspondiente a los cristales de sulfito de Ca por el ión sulfito SO3= , que tiene el mismo efecto que si el sulfato se eliminase de la solución y, por tanto, se redujera la sobresaturación de yeso. El modelo de reacción que tiene lugar en los depuradores húmedos que utilizan cal, es similar al caso de utilizar caliza, existiendo dos diferencias principales: a) El hidróxido de Ca es mucho más soluble que la caliza (carbonato), 1 g/litro a 77ºF (25ºC) b) El hidróxido Ca(OH)2 tiene un área de superficie específica mucho mayor Comparación entre algunos parámetros de cal y de caliza: - La caliza molida tiene un área de superficie específica de 0,2÷ 0,8 m2/g - La cal apagada (desmenuzada) tiene un área de superficie específica de 5÷ 15 m2/g - El pH de equilibrio del hidróxido Ca(OH)2 a 77ºF (25ºC) es 12,4 - El pH de equilibrio para el carbonato CaCO3 es 7,8 En muchos aspectos se puede decir que la cal se comporta como una caliza altamente reactiva; las Ca(OH )2 ( s ) + H + ⇔ CaOH + + H 2 O reacciones inherentes a la cal, son:  CaOH + + H + ⇔ Ca++ + H 2O Características que refuerzan los aditivos.- El régimen permanente de concentración de iones hidrógeno de la lechada, en la zona de contacto gas-líquido, se determina mediante el balance entre la tasa de generación de H+ por la reacción: Hidrólisis SO 2 : SO 2 ( aq) + H 2 O ⇔ HSO3 − + H + y el consumo de H+ por las reacciones: Disolución caliza : CaCO3 ( s ) + H + ⇔ Ca ++ + HCO3− Neutralización ácido-base : HCO3− + H + ⇔ CO2 ( aq) + H 2O Disolución sulfito Ca : CaCO3 .

1 2

H 2O + H + ⇔ HSO 3− +

1 2

H 2O

Cuando aumenta la concentración de iones hidrógeno, es decir, cuando se reduce el pH, la presión de equilibrio del vapor de SO2 crece; este equilibrio se expresa mediante la ecuación: y* =

C ' .103 [ H + ] k1 ( k2 + [ H + ] )

en la que: k1 es la constante de equilibrio de la reacción: SO2 ( g ) ⇔ SO 2 (aq), mol / l atm k2 es la constante de equilibrio de la reacción CaCO3 ( s ) + H + ⇔ Ca++ + HCO3 − , mol / l C' es la concentración total del SO2 disuelto, m mol /l = [SO2 ]aq + [ HSO3 − ] [H *] es la concentración iones hidrógeno en régimen permanente y * es la presión de vapor del SO2 en ppm (a la presión atmosférica)  k = 0,4643 mol/l.atm. Para 122ºF (50ºC):  1  k2 = 7,162.10-3 mol/l. Conforme aumenta la presión de vapor del SO2, su tasa de absorción disminuye y se aproxima a cero, conforme y *→ y. XXXIV.-979

Si existe un medio regulador capaz de reducir la concentración de iones hidrógeno en la zona de contacto gas-líquido, la presión de vapor del SO2 se puede controlar y la tasa de absorción del SO2 maximizar; el regulador se añade a la solución electrolítica para evitar variaciones bruscas en la concentración de un ión. Existen varios grupos de reguladores, utilizados en la desulfuración de gases (FGD) por vía húmeda, como:  su utilización en los depuradores con caliza a) Ácidos orgánicos blandos adecuados para:  controlar el pH  mejorar la eliminación global de SO 2 Estos reguladores se describen mediante la reacción: H + + A- ⇔ A H siendo AH el grupo ácido generalizado. Cuando el pH cae en la zona de contacto gas-líquido, la reacción ( H + + A - ⇔ A H ) se desarrolla hacia el lado derecho; en este sentido regula el ácido fórmico. Como los reguladores son solubles en agua, la regulación del pH es casi instantánea, comparada con la de la disolución de cal o caliza. La presión de vapor de SO2 en la interfaz gas-líquido, es proporcional a la concentración de iones hidrógeno, por lo que el regulador minimiza la subida de presión de vapor del SO2. La concentración del regulador requerida para lograr una absorción dada depende de: - La concentración de SO2 - La relación

Flujo lechada Flujo humos

entre el flujo de lechada y el flujo de gas

y está comprendida entre (3÷ 30).10-3 mol / litro b) El óxido de magnesio, que reacciona con el SO2 para formar sulfito de magnesio (muy soluble), siendo el ión sulfito el reactivo que interviene en la interfaz gas-líquido, de acuerdo con la reacción: SO3− + H + ⇔ HSO3-

Unidades de transferencia de fase gaseosa, Ng = 5 ; Relación resistencias de película líquida/gaseosa = 2,5 Entrada SO2 = 3500 ppm ; Solubilidad efectiva SO2 = 1,6 atm.litro/mol Fig XXXIV.14 .- Influencia de la alcalinidad de disolución sobre la eliminación de SO2

XXXIV.-980

También se puede añadir carbonato de sodio al sistema que utiliza cal/caliza, obteniéndose un rendimiento similar al del óxido de magnesio. La concentración total de compuestos alcalinos disueltos en la lechada, como CO 3= , HCO 3- , SO3 = y OH - , se denomina alcalinidad disuelta, que si es alta, el depurador puede llegar a una fase gaseosa de difusión controlada, Fig XXXIV.14; en estas condiciones, la tasa de absorción de SO2 depende sólo de las las gotas atomizadas áreas de la superficie de   la espuma de la bandeja Aditivos para el control de incrustaciones.- Las incrustaciones son un problema en todos los depuradores que utilizan cal/caliza, que se debe a la precipitación del yeso o sulfato de Ca (CaSO4 2H2O) sobre las superficies, dentro de la zona de contacto gas-líquido. El tiosulfato de sodio Na2S 2O3 es un inhibidor de la oxidación que, cuando se añade a una lechada de caliza, reduce el nivel de la oxidación natural; la efectividad del tiosulfato es proporcional: - Al producto de su concentración molar - A la concentración de iones calcio - A los moles absorbidos de SO2 Una alternativa económica, a la utilización del tiosulfato de sodio Na2S 2O3, consiste en añadir S coloidal a la lechada de cal/caliza. El azufre reacciona con el bisulfito en disolución: S ( s ) + HSO3 - ⇔ S2O 3- + H + La concentración de S varía entre 0,004÷ 0,006 mol / l. Medida del pH.- La medida del pH es importante en el control de alimentación de lechada fresca de reactivo en los sistemas (FGD), en campos de ablandamiento de aguas, neutralización de ácidos y otros procesos auxiliares; en el control de estos sistemas (FGD), un flujo parcial sangrado desde el circuito de recirculación de la lechada, se pasa por uno o dos sensores de pH, combinando las señales de salida con señales de: - La caldera - El nivel de SO2 - El caudal y densidad del reactivo fresco para el módulo absorbedor del sistema (FGD) Un incremento del pH reduce el caudal de alimentación de reactivo fresco y una disminución del pH aumenta el flujo de dicho reactivo. El pH se mide con electrodos y un voltímetro. Los electrodos son dispositivos cuyo voltaje cambia con el pH; en el conjunto de electrodos, uno es el electrodo de medida que reacciona frente al pH de la solución, mientras que el otro es un electrodo de referencia.  desde +414 mV para pH= 0 La salida teórica del electrodo de medida varía   hasta -414 mV para pH= 14 La salida real es sensible a la concentración de la solución de referencia a la temperatura de 77ºF (25ºC). El electrodo de referencia se compone de una solución salina de cloruro potásico KCl, que lleva cloruro de plata (AgCl) disuelto en la solución; dentro del electrolito se coloca un electrodo Ag/AgCl. El potencial de referencia es función de las concentraciones de KCl y AgCl, de forma que un electrolito 1 molar de KCl, produce una una diferencia de voltaje con respecto al teórico, igual a -8 mV y, si el electrolito es una solución 3,3 molar de KCl, la diferencia pasa a -45 mV. XXXIV.-981

Fig XXXIV.15.- Respuesta del electrodo en función de la temperatura

El sensor de pH viene también afectado por la temperatura; la pendiente (mV por unidad de pH) cambia a razón de 1 mV/ 5ºC, Fig XXXIV.15. El electrodo utilizado para la medición de pH, dentro de un proceso (FGD) húmedo, está sometido a ensuciamiento y envejecimiento, extremos que se presentan por la naturaleza abrasiva de la lechada, que puede provocar atasco en la zona de contacto entre la solución de KCl y la solución que se quiere medir. El pH-metro es un voltímetro que: - Mide el potencial del electrodo - Convierte el potencial a una temperatura dada en términos de pH - Corrige el comportamiento real XXXIV.5.- DEPURADORES SECOS La depuración por vía seca es la alternativa a la depuración por vía húmeda, para el control del SO2 de las calderas de plantas termoeléctricas convencionales; se puede aplicar a instalaciones pequeñas y en el control combinado de HCl y SO2, en el caso de unidades transformadoras de basura en energía y en unidades que queman combustibles con bajos contenidos en S. Las principales ventajas de la depuración por vía seca, en comparación con la vía húmeda, son: - Materiales de construcción más baratos - Productos residuales secos - Aplicación a unidades menores - Simplicidad operativa La depuración en seco implica la aspersión de un reactivo alcalino, en el flujo de humos calientes,  lechada muy atomizada como  , para absorber el SO2.  solución acuosa La Fig XXXIV.16 representa una instalación de depurador seco del tamaño correspondiente a una planta termoeléctrica, completada con una cámara de filtros de sacos. El depurador seco se posiciona aguas arriba del colector de polvo, a diferencia de lo que ocurre en una instalación de depuradores húmedos. Los humos salen del calentador de aire a una temperatura de 250÷ 350ºF = (121÷ 177ºC) y entran en el depurador seco a través de un conjunto de atomizadores horizontales, Fig XXXIV.16, o de atomizadores verticales Fig XXXIV.17. La cantidad de agua atomizada en la aspersión se limita a la que se pueda evaporar completamente en suspensión. XXXIV.-982

Fig XXXIV.16- Sistema de control de emisiones con depurador seco

Fig XXXIV.17.- Módulo reactor depurador seco, con atomizadores de flujo horizontal

Fig XXXIV.18.- Módulo reactor depurador seco, con atomizadores de flujo vertical

XXXIV.-983

Fig XXXIV.19.- Diagrama del sistema de depurador seco de FGD

Fig XXXIV.20.- Proceso FGD semiseco, sistema GSA Los gases de combustión entran en contacto con una lechada de cal Todo el agua se evapora en el proceso, lo que deja un subproducto sólido seco La eficiencia de eliminación de SO2 en este proceso GSA es del 90% o mayor, equivalente a la alcanzada por depuración húmeda

La absorción tiene lugar mientras la aspersión se evapora, refrigerándose adiabáticamente los humos por la aspersión.La diferencia entre la temperatura de los humos saliendo del depurador seco y la temperatura adiabática de saturación,es la temperatura de aproximación. Los parámetros que gobier la estequiometría del reactivo nan la eficiencia de la eliminación del SO2, son:   la temperatura de aproximación La temperatura de los humos que salen del depurador seco debe ser lo suficientemente baja para que la operación del colector de polvo sea la adecuada; en algunos casos, los humos se calientan antes de introducirlos en el colector de polvo. El colector de polvo puede ser un precipitador electrostático (ESP) o una cámara de filtros de sacos. El precipitador electrostático (ESP) se acomoda mejor a las variaciones de temperatura, pero el filtro de sacos tiene la ventaja de ser un mejor reactor para el proceso separador cal-SO2. XXXIV.-984

El reactivo predominante utilizado en depuradores secos es la cal apagada. El sistema que se presenta en la Fig XXXIV.19 se compone de: - Instalaciones de almacenamiento para cal CaO granulada - Sistema pulverizador con molino de bolas - Sistema para la mezcla de cal pulverizada con material reciclado procedente del colector de polvo - Depurador seco - Colector de polvo vía neumática ( aire ) La atomización de la lechada se lleva a cabo por   por vía mecánica ( atomizador giratorio ) QUÍMICA DEL DEPURADOR SECO.- La absorción en un depurador seco es similar a la de la depuración por vía húmeda, teniendo lugar la mayoría de las reacciones en fase acuosa. El SO2 y los componentes alcalinos se disuelven en la fase líquida, en la que las reacciones iónicas dan lugar a productos relativamente insolubles. Las reacciones del depurador seco son las siguientes: Absorción: SO2 (g) ⇔ SO2 (aq) Disolución: Ca (OH)2 (s) ⇔ Ca ++ + 2 OH Hidrólisis: SO2 ( aq) + H 2 O ⇔ HSO3 - + H + €  SO 2 ( aq) + OH - ⇔ HSO3Neutralización:  OH - + H + ⇔ H 2 O  HSO - + OH - ⇔ SO = + H 2 O  3 3 Precipitación: Ca++ + SO3 = +

1 2

H 2 O ⇔ CaSO3 .

1 2

H 2O ( s )

que tienen lugar con: 10 < pH < 12,5, mientras que en el depurador húmedo el pH < 7

Características de diseño Reduce las emisiones de partículas de menos de 2,5 micras, y controla totalmente las emisiones de partículas a valores fijados. Muy adecuado para las nuevas instalaciones de calderas, así como readaptación de las aplicaciones en las instalaciones existentes. Utiliza lavados continuos para la limpieza y modificación del pH que permite el uso de aleaciones de acero de menor calidad Se aplica a calderas por encima de 100 MW. Combustibles: Todos los que contienen S Fig XXXIV.21.- Dispositivo de afino de captura de niebla ácida y partículas finas XXXIV.-985

Los depuradores secos se dimensionan normalmente para un cierto tiempo de residencia de la fase  la temperatura de aproximación gas, que depende del diseño adoptado para  . Por ejemplo, si la tempe el grado de atomización ratura de aproximación es de 25ºF (14ºC) y el sistema de atomización se ha diseñado para un diámetro medio Sauter de 50 micras, el tiempo de residencia del reactor sería de unos 10 segundos. Para grandes calderas de plantas termoeléctricas, la aplicación de depuradores secos se limita a las que queman carbones con bajos contenidos de S, lo que se debe al mayor coste de los reactivos para la depuración por vía seca. Para calderas de pequeñas unidades termoeléctricas e industriales, la depuración en seco constituye una alternativa atractiva, por su simplicidad y menor inversión. Los aditivos usados en depuradores secos (cloruro cálcico) son sales que, añadidas a la cal, reducen la tasa de secado y aumentan el contenido de humedad en equilibrio; con estos aditivos se puede eliminar el SO2 por encima del 95%. También se aumenta de forma significativa la eliminación de SO2 inyectando amoniaco gaseoso aguas arriba del depurador seco. XXXIV.6.- OTRAS TECNOLOGÍAS Hemos visto que para el control de las emisiones de SO2 procedentes de procesos de la combustión, se dispone de un gran número de métodos y tecnologías, que comprenden desde la reducción del S en el propio combustible, hasta sistemas especiales de combustión y tratamientos postcombustión, como: - Eliminación de S usando métodos de limpieza del carbón - Lechos fluidificados que controlan el SO2 durante el proceso de combustión - Eliminación de S durante el proceso de gasificación del carbón así como de otras tecnologías comercializadas en el campo de la desulfuración de humos (FGD), como:

Fig XXXIV.22.- Zona de inyección del absorbente XXXIV.-986

- Inyección de un absorbente en el hogar - Inyección de nacolita/trona (mezcla natural de sal y sosa) - Lechos móviles de carbono activado a) La inyección de absorbente en el hogar se ha desarrollado a partir de 1980 y en la actualidad se puede considerar como un método comprobado; su tecnología consiste en la inyección de caliza, dolomía o cal hidratada en una atmósfera con temperaturas de humos del orden de 2000÷ 2300ºF = (1093÷ 1260ºC); el punto de inyección se sitúa en las proximidades de la nariz de la caldera, Fig XXXIV.22; se puede conseguir una captura de SO2 del orden del 50÷ 60 %, para una relación Ca/S = 2. b) La trona y la nacolita son formas de carbonatos y bicarbonatos de Na presentes en la naturaleza. Son sustancias que reaccionan con el SO2 presente en los humos. El reactivo pulverizado se inyecta en una zona localizada entre el calentador de aire y los filtros de sacos. Las reacciones con el SO2 tienen lugar aguas arriba del filtro de sacos. Se ha observado que los carbonatos de Na pueden catalizar la oxidación del NO para pasar a NO2. c) Los lechos móviles de carbono activado para eliminar el SO2, representan una característica constructiva añadida a la reducción catalítica selectiva (SCR), para la reducción del NO con amoniaco. Aunque una gran parte de los esfuerzos mundiales se concentra en desarrollar diversas alternativas, la realidad es que más del 97% de todos los controles de emisiones de SO2 se cumplimenten mediante las depuraciones convencionales por vía húmeda y por vía seca.

XXXIV.-987

XXXV.- CONTROL MEDIOAMBIENTAL. APARATOS http://libros.redsauce.net/

XXXV.1.- SITUACIÓN DE LAS TOMAS DE MUESTRAS Los ensayos de características funcionales en los sistemas de control medioambiental, se llevan a cabo para determinar si las unidades están operando adecuadamente. Un sistema de control medioambiental puede incluir: - Quemadores de bajo NOx - Módulos de depuradores de FGD por vía húmeda - Un equipo de procesado de yeso - Un precipitador electrostático - Un sistema de reducción selectiva catalítica del NOx (SCR) Los parámetros que se deben medir para determinar las características funcionales de un sistema como el precedente, son: - Caída de presión en el sistema - Eficiencia en la eliminación de partículas - Opacidad de humos en chimenea - Concentración de la emisión de NOx - Eficiencia de la eliminación de SO2 - Requisitos del agua de aporte - Consumo de reactivo - Pureza del yeso - Arrastre del eliminador de vahos - Consumo de energía eléctrica Para el control medioambiental de las características operativas (ECS) de un sistema, lo normal es realizar dos ensayos. El primero se hace nada más terminar su instalación, y el segundo al año de estar operativo. Antes de que el sistema de control medioambiental (ECS) esté construido hay que seleccionar la ubicación de las tomas de muestras. Anexo I-989

Fig XXXV.1.- Sistema extractor chimenea entrada tipo CEM

Ajuste calibración

Fig XXXV.2.- Sistema medidor transmisor

Fig XXXV.3.- Sonda extractiva de muestras

Fig XXXV.4.- Ubicación de orificios de ensayo

Anexo I-990

En la Fig XXXV.4 se indican algunos compromisos asumidos para la toma de diversas muestras; la entrada al sistema está situada en el extremo izquierdo y consiste en un tramo de conducto de humos, seguido por un codo hacia un tramo ascendente. La salida del precipitador es la entrada al ventilador de tiro inducido; se indican los orificios de ensayo ubicados en el tramo de conducto posterior a la torre del absorbedor y en la chimenea; se han seleccionado para facilitar el mejor perfil del flujo en cada ubicación, dentro de las limitaciones de la instalación. El número y ubicación de los orificios para sondas móviles se seleccionan de conformidad con el Método 1 de la Agencia de protección Medioambiental (EPA) de EE.UU. Una aplicación del Método 1 se presenta en la Fig XXXV.5. - La distancia aguas abajo de una perturbación del flujo, que en este caso es la entrada a la chimenea, es de 138 ft (42,1 m), es mayor de 8 diámetros de chimenea, 138/16 = 8,6 - La distancia vertical ascendente, hasta la salida de la chimenea es de 80 ft, lo que significa un total de 5 diámetros, 80/16 = 5 Fig XXXV.5.- Posición en la chimenea toma de - Según el Método 1, serían 12 los puntos de toma de muestra remuestras según el Método 1 de EPA queridos - Si el conducto de humos es de sección rectangular, el Método 1 se aplica determinando el diámetro equivalente d equiv= 2 a b , siendo a y b los lados del rectángulo a+b La sección transversal se divide en áreas rectangulares iguales y la muestra se toma en el centro de cada una de ellas.

Tabla XXXV.1.- Dispositivos ordinarios de medida de nivel del líquido para sistemas de control medioambiental Tipo sensor

Teoría operación

Aplicación sistema

Indicaciones

control medioambiental Presión

Mide presión estática diferencial

Nivel tanque lechada

diferencial

con tomas de presión en las

técnica utilizada en

Se usan dos tipos:

paredes del recipiente

sistemas hidráulicos

bridas y juntas flexibles.

Emite pulsos a superficie líquido

Tanques abiertos para

No hay contacto sensor/líquido

El retraso del pulso reflejado

todo fluido o lechada.

Problemas por ondas, polvo, vapor

Ultrasónico

se convierte en nivel líquido

Sí hay contacto sensor/líquido

Ruido fondo filtrable.

Capacidad

Detecta nivel por capacidad

Alarmas alto/bajo nivel

Problemas por incrustaciones y

eléctrica

entre sonda y pared tanque

Sonda de capacidad de-

deposiciones

tecta superficie líquido Flotador Radio

Un flotador sube/baja con nivel

Tanques agua limpia

El flotador se inserta en tanque

Producto bien molido

mendable aplicación incrustante

Detecta señal eléctrica re-

Nivel líquidos y sólidos

Tecnología novedosa prometedora

Nivel en espesadores

Para nivel lechada. Mide intensidad

frecuencia

flejada en sensor y en líquido

Óptico

Detecta cambios en intensidad

Hay flotador magnético, no reco-

Campo eléctrico > conductores

de luz

luz a distancia de líquido

Anexo I-991

Tabla XXXV.2.- Tecnologías de monitorización continua de emisiones CEM Tecnología

Características operativas

Radiación infrarroja (IR)

Un haz infrarrojo pasa a través del filtro de medida y se absorbe por el gas componente. Un detector de luz crea una señal para el monitor

Absorción ultravioleta (UV)

Un haz dividido con filtro óptico, fototubo y amplificador mide la diferencia de absorción del haz entre referencia y muestra

Luminiscencia química

Se inyecta ozono en la muestra y reacciona con NOx

Detección ionización llama

Los hidrocarburos se ionizan con una potente luz

Transmisómetro

La luz atraviesa la chimenea y se refleja en un espejo opuesto

generando luz que se mide en fotocélula Las señales se reciben en un detector de ionización de llama La cantidad de luz retornada es proporcional al número de “partículas + aerosoles” presentes en los humos Celdas electroquímicas

Voltaje medido con muestra de O2 inyectada en solución

Cromatografía

Se pasa la muestra de gas por columna para ajuste y calibrado.

con base fuerte; se compara con voltaje de referencia Se compara la salida con la medida por detector de fotometría o conductividad térmica

Tabla XXXV.3.- Monitorización continua de emisiones CEM Componente

Tecnología CEM

Partículas (opacidad)

Transmisómetro, absorción radiación beta

Dióxido de azufre SO2 Oxidos de nitrógeno NOx

Luminiscencia química, espectroscopia UV, radiación IR

Cloruro de hidrógeno HCl

IR con filtro gas

Monóxido de carbono CO Dióxido de carbono CO2

IR

Absorción UV, radiación IR, fluorescencia

IR

Oxígeno O2

Celda electroquímica

Compuestos orgánicos volátiles (VOC)

Detección ionización llama

Otros tóxicos orgánicos/aire Amoníaco NH3

Cromatografía Como para NOx

Tabla XXXV.4.- Análisis de calidad de la cal Parámetro Tasa desmenuzamiento Impurezas Pérdida peso

Método sugerido ASME Método C-110-76a Disolución ácida Gravimétrico

Frecuencia sugerida Análisis doble para cada cal Análisis doble para cada cal Análisis doble para cada cal

en ignición

Uso de datos Valor subida temperatura reactividad y calidad Alto nivel impureza indica peor calidad Pérdida peso/calidad vía CO3Ca y Ca (OH)2

Índice cal disponible Ensayo rápido sacarosa Análisis doble para cada cal Calidad cal Calcio, Magnesio Absorción atómica Análisis doble para cada cal Análisis requerido en proceCromatografía iónica Necesidad chequeo sos con subproducto utilizable Acido etileno-diamina calidad reactivo o con cal alta en Mg tetracético Contenido sólidos leGravimétrico Diaria Chequeo calibración medidor denchada cal, % en peso sidad y datos del desmenuzador

Anexo I-992

Tabla XXXV.5.- Análisis de calidad de la caliza Parámetro

Método

Frecuencia sugerida

Uso de datos

Reactividad

pH y tamaño partículas

Análisis doble de caliza

Grindabilidad (Índice Bond) Tamaño caliza

Ensayo molino laboratorio

Análisis doble de caliza

Comparar para aceptabilidad Limitada por especif. sist. molino húmedo Limitada por especif. sist. molino húmedo Indicador calidad importante/yeso

Método criba

Análisis doble de caliza Monitorizar mes Inertes Disolución ácida Análisis doble de caliza Monitorizar semana sistemas yeso Evolución CO2 Carbonato Análisis doble de caliza Calidad reactivo Evolución Ba(OH)2 Monitorizar semana Valoración alcalinidad sistemas yeso Calcio y magnesio Absorción atómica Análisis doble de caliza Chequear calidad Infrarrojos Monitorizar semana Acido etileno-diamina sistemas yeso tetracético Sólidos en lechada caliza Gravimétrico Diario Chequear densidad, % en peso problemas circuito molino Tamaño partícula lechada Desmenuzado húmedo Diario Problemas molino, o baja caliza, % en peso carga o pobre yeso

Tabla XXXV.6.- Análisis, recirculación y purga de la lechada Parámetro

Método sugerido

Frecuencia sugerida

Uso de datos

pH

Calibración/2 muestras patrón

Una vez /turno al azar

Investigación pH y

o con muestras al azar

Diario muestra patrón

eficiencia proceso

Semanal

Calibrar densímetro

Sólidos suspendidos

Gravimétrico

en lechada

y eficiencia proceso

1º Ca++ y Mg++

Absorción atómica

Diario para Ca++ y Mg++

Cálculo estequiometría

2º K+ y Na+

Cromatografía iónica

en sistemas/calcio

y monitorizar proceso

= = 1 º SO= 3 , CO2 , SO4 , Cl

Cromatografía iónica

Diario para

Cálculo estequiometría

Métodos químicos 2 º F- , NO -3

Métodos químicos

= 1 º SO= 3 , CO2 ,

SO= 4,

Cl-

medida cloruros monitorizar proceso producir yeso

Metales disueltos

Absorción atómica

No frecuentemente

Investigar proceso

Aditivos: ácidos

Cromatografía iónica

Diario

Determinar y corregir

adípico y dibásico,

Métodos químicos

Fe, Mn, Al, etc. dosificación

formatos, tiosulfatos, inhibidores, etc Total sólidos

Gravimétrico

Semanal

disueltos

Calibrar densímetro para sólidos suspendidos

Alcalinidad disuelta

Valoración ácido-base

Semanal

Pérdida de álcalis en

Ensayos de

Cilindro graduado

Semanal

Característica espesador

Ensayo filtro escamas

Filtrar y pesar

En puesta en servicio

Propiedades torta filtro

Distribución tamaño

Contador excéntrico

En puesta en servicio

Carac. deshidratación

torta de filtro decantación

e investigar proceso

Anexo I-993

XXXV.2.- MEDIDAS DEL LADO DE HUMOS Para realizar un ensayo de características funcionales con un sistema de control medioambiental (ECS), se emplea un procedimiento que combina los Métodos 5 y 8 de la Agencia de Protección Medioambiental (EPA), con el fin de medir simultáneamente los niveles de partículas, SO2, SO3 y SO4 H2. Los datos obtenidos a partir de la sonda móvil incluyen la velocidad de los gases, obtenida con un tubo Pitot, y los niveles de CO2, O2, humedad, SO2, partículas y SO3 ó SO4H2. a) Fracción de humedad de los humos: W= 1,34 Pasp

1,34 Pasp lb molagua =( ) V P lb molgas húmedo + 500 m seco medidor Tmedidor

Pasp = ganancia peso aspiradores Vm seco = volumen de muestra de gas seco en condiciones medidor, ft3 Pmedidor = presión en medidor, “Hg Tmedidor = temperatura medidor, ºR b) Peso molecular gas base seca: M gas seco = 1,01 ( 44 CO2seco + 32 O 2seco + 29 N 2seco )

lb lb mol

c) Peso molecular gas base húmeda: M gas húmedo = M gas seco (1 − W ) + 18 W lbagua 18 W ( ) lbgas M gas seco (1 − W ) € Tm Δpdif e) Velocidad gas chimenea: vhumos= 85,45 F (ft/seg) pabs M gas h úmedo vhumos€= velocidad humos, ft/s d) Humedad del gas: w =

ΔPdif = presión diferencial media medida por el tubo Pitot, “H2O Tm = temperatura media del gas en el conducto, ºR pabs = presión absoluta en el conducto, “Hg Mgas

húmedo

= peso molecular gas, lb/lb mol

F = factor de corrección del tubo Pitot, del orden de 0,84 f) Caudal volumétrico real: Qvol.real

humos=

60 vhumos A

A = área sección transversal del conducto, ft2 g) Caudal volumétrico seco en condiciones normales: Qvol. seco = 528 = temperatura estándar, ºR 29,92 = presión estándar, “Hg h) Total partículas y SO4 H2: Cn =

0 ,2723 (1 € − W ) pm M comp

V gas seco Tm Cn = concentración componente en condiciones conducto Mcomp = masa componente colectado, mg

€ Vgas seco = volumen gas seco muestra i) Total partículas y SO4H2 condensables; Cs =

0 ,01542 M comp V gas seco Anexo I-994

528 Qvol.real humos pabs (1 − W ) 29,92 Tm

Cs = concentración componente gas seco, granos/DSCF j) Total partículas SO4H2, NOx y SO2 : Cm= 8 ,568.10−3 Cs Qvol. seco (lb/h) Cm = caudal másico componente gas, lb/h

€ k) Total emisión partículas SO4H2, NOx y SO2: Eseca =

0 ,348 Cm Fseco Qvol seco ( 20,9 − %O 2 en gas seco )

Eseca = emisión seca con 0% O2, lb/106Btu Fseco = factor F seco con 0% O2

€ % 20,9 = O2 en aire, con 0% O2 en gas, El factor Fseco es la relación entre el volumen teórico de los gases secos, con 0% de exceso de O2, obtenido en la combustión completa de una cantidad conocida de combustible, y su poder calorífico superior; los datos se obtienen en un análisis elemental del combustible, calculándose el factor Fseco en la forma: Fseco =

€

( 3 ,64 H ) + ( 1,53 C ) + (0 ,57 S ) + (0 ,14 N ) − (0 ,46 O ) 10 6 Pcal. superior

siendo: H, C, S, N, O, el hidrógeno, carbono, azufre, nitrógeno y oxígeno del combustible, en % en peso El factor Fseco es constante para cada combustible, en un intervalo de ± 3%; valores promedios se indican en la Tabla siguiente: Combustible

DSCF/106 Btu

Carbón bituminoso

9820

Aceite

9220

Gas

8740

Cortezas de madera

9640

Virutas de madera

9280

l) Partículas por millón (ppm) SO2 en húmedo: C ppm SO húmedo = 2 Cppm SO2

8 ,48.10 2 Vagua CSO2 (1 − W )

Vmuestra gas seco húmedo = concentración SO2 en gas húmedo, ppm húmedo

Vagua = volumen total agua en solución del aspirador

€ CSO2 = concentración de SO2 en solución del aspirador, mg/l Vmuestra gas seco = volumen muestra gas seco W = fracción humedad gas, lb-molagua / lb-molgas

húmedo

m) Partículas por millón (ppm) SO2 en seco: C ppm SO seco = 2

20 ,9 C ppm SO2

húmedo

( 1 − W ) ( 20,9 − %O2 en gas seco ) Cppm SO2 seco = concentración SO2 en gas seco, con 0% O2, ppm seco Cppm SO2

húmedo

= concentración SO2 en gas húmedo, ppm húmedo

€ gas, % 20,9 = O2 en aire, con 0% O2 en n) Partículas por millón (ppm) NOx en seco y en húmedo.- El NOx se evalúa directamente mediante los sistemas de monitorización, en ppm sobre base seca. Anexo I-995

o) Eficiencia recolección-eliminación total de partículas, SO4H2 y SO2: Ef = Ef = eficiencia recolección-eliminación, %

Cent− C sal 100 Cent

Cent = concentración producto entrada, lb/106Btu Csal = concentración producto salida, lb/106Btu p) Porcentaje isocinético: I =

€

v gas en tobera 100 v gas en conducto

I = porcentaje isocinético, % Vgas en conducto = velocidad media gas muestra en conducto, ft/s € V gas seco T gas conducto pmedidor Vgas en tobera = ft/s 60 t Atoberas Tgas medidor pconducto (1 − W ) Vgas seco = volumen gas seco muestra, en condiciones reales, ft3 t = tiempo toma muestra, min € = área sección transversal toberas, ft2 A toberas Tgas

conducto

=temperatura gas conducto, ºR

Tgas

medidor

= temperatura media gas en medidor, ºR

pmedidor = presión absoluta en medidor, “Hg pgas

conducto

= presión absoluta en conducto, “Hg

Consumo de reactivo.- Existen dos procedimientos para medir el consumo de reactivo: - El primero consiste en medir directamente el caudal másico de reactivo sólido (para los sistemas de cal/caliza), utilizando un alimentador gravimétrico de cinta verificado; este método es engorroso, porque se tienen que medir también los volúmenes inicial y final del tanque de almacenamiento y las respectivas densidades, cada 24 horas. - El segundo método se basa en el análisis químico; el consumo de reactivo se calcula a partir de la relación estequiométrica, del análisis de caliza y las medidas del lado de gas, mediante la ecuación:

Consumo caliza =

100 SR SO2 lb/h 64 CaCO3

SR= relación estequiométrica (ver Tabla XXXV.1) SO2 = SO2 eliminado, lb/h

€

64 = peso molecular de SO2, lb/lb.mol 100= peso molecular de CO3Ca, lb/lb-mol CO3Ca = CO3Ca disponible en caliza (lbCO3Ca/lbcaliza)

 El consumo de reactivo se ajusta por la desviación del SO2 e lim inado , respecto de las condiconcentración ciones de diseño. Pureza del yeso.- Una muestra de yeso tomada durante el ensayo, se analiza tal como se des€ cribe en la Tabla XXXV.8.  ceniza volante Se necesitan ajustes por contaminación con  concentraci ón de cloruros , si los niveles de presencia de materiales inertes  entrada al sistema de desulfuración de humos (FGD) se desvían notablemente de los de diseño. Anexo I-996

Tabla XXXV.7.- Análisis de los sistemas de deshidratación ANÁLISIS SISTEMA DESHIDRATACIÓN Parámetro % sólidos/fango espesador o hidrociclón Agua clarificada análisis agua % sólidos filtrados sobrenadando

Método sugerido Gravimétrico

Frecuencia sugerida Diario

Ver Tabla 6

Semanal

Uso de datos Investigación proceso calibración densímetro Monitorizar espesador

Gravimétrico

Diario

Monitorizar estado filtro

Tabla XXXV.8.- Análisis de la calidad del yeso ANÁLISIS SISTEMA DESHIDRATACIÓN Parámetro Ca++, Mg++, Na+, K+

Método sugerido Absorción atómica

Frecuencia sugerida Semanal

Fe2 O3 , SiO2 C l- , SO= 4

Cromatografía iónica

Diario

Yodimetría

Diario

Gravimétrico

Diario

SO= 3 , CaSO3

1 2

H2O

Contenido humedad Área superficial

Análisis BET En puesta en servicio (partículas retenidas) o en cambio de proceso Agua combinada Caldeo 482ºF (250ºC) Semanal Tamaño medio partículas Contador reja En puesta en servicio sedigrafía + tamices o en cambio de proceso Relación de aspecto Escaneado con En puesta en servicio microscopio electrón. o en cambio de proceso Sales solubles en agua Según necesidad ∑ (Na + + K + + Mg++ ) Polvo (ceniza volante) pH

Insoluble en ácido Electrodo

Diario Diario

Uso de datos Pureza y propiedades producto Pureza y propiedades producto Pureza y propiedades producto Importa yeso vendible Monitorizar deshidratado condensado y absorbido corresponde a área Pureza yeso Pureza y propiedades producto Pureza y propiedades producto N 2 Pureza y propiedades N 2 producto Insolubles + SiO2 + otros Pureza y propiedades producto

Fig XXXV.5.- Tren de muestras para emisiones de SO2 y de partículas para EPA, método 5

Anexo I-997

Otros métodos de ensayo.- De entre los numerosos métodos existentes para la medida de los parámetros relativos al sistema de contaminación ambiental (ECS), se pueden destacar: - El SO2 se puede medir con un sistema de monitorización continua de emisiones (CEMS) - El nivel de partículas se mide por el método EPA-Method 5 ó 17, o bien por medio de métodos alternativos como el de la sonda de la Fig XXXV.5 y 6

Fig XXXV.6.- Sonda isocinética para toma de muestras de polvo

XXXV.3.- MEDIDAS DE PRESIÓN, CAUDAL Y TEMPERATURA La medida de la presión, caudal y temperatura, proporciona datos sobre las características funcionales del proceso, consumo energético, problemas operativos y requisitos de diseño y operación. Hay que tener en cuenta que: - Las lechadas tienden a ser muy erosivas y corrosivas - La presencia de sólidos en los flujos de líquidos y gases puede atorar los instrumentos de medida; se incluyen sistemas de purgado, para asegurar la operación a largo plazo. - La monitorización de las temperaturas puede ser importante para: La protección contra las heladas La prevención de la cristalización La prevención de gradientes térmicos (espesadores y clasificadores) La prevención de la corrosión (precipitadores, filtros de sacos, sistemas FGD y conductos) El control de los procesos Los revestimientos de elastómeros y los componentes de fibras de vidrio o plásticos se tienen que proteger de las altas temperaturas. Las chimeneas que no cuentan con revestimiento se deben proteger de las bajas temperaturas. APARATOS DE MEDIDA DE LA PRESIÓN.- Los instrumentos de medida de presión son de diversas formas, dependiendo de la magnitud, precisión de la presión y de la aplicación en concreto. presiones Los manómetros son idóneos para la medida de  .  diferencias de presión Los fluidos utilizados van: - Desde los más ligeros que el agua, para presiones bajas - Hasta los pesados como el mercurio para presiones relativamente altas La Fig XXXV.7 muestra un manómetro Bourdon universal de tubo oval, que tiene uno de sus extremos cerrado y dispuesto según un perfil semicircular, que se endereza cuando se le aplica una presión; el movimiento del extremo cerrado se utiliza como índice sobre una escala. Existen manómetros Anexo I-998

Bourdon para un amplio intervalo de presiones estáticas, con diversos grados de precisión y exactitud: - Para el ensayo hidrostático de las partes a presión y de rendimiento de la caldera, se requiere una gran precisión - Para determinar con exactitud las entalpías de los estados del agua y del vapor, se requieren medidas de presión y temperatura muy precisas Para medir la presión con alta precisión, en lugar de manómetros de tubo Bourdon se prefieren los de carga estática, o los transmisores de presión calibrados.

Fig XXXV.7.- Manómetro Bourdon

Fig XXXV.8.- Manómetro inclinado, para medir bajas presiones diferenciales a presiones estáticas pequeñas

Para medir presiones diferenciales pequeñas cuando la presión total no exceda de 1 psig (6,9 kPa) se utilizan manómetros de diafragma,. Para intervalos amplios de presiones diferenciales y elevadas presiones estáticas, se utilizan manómetros de fuelles opuestos, que son adecuados para medir presiones diferenciales en los circuitos del generador de vapor, del orden de 2 ÷ 100 psi (0,14÷ 6,9 bar) con presiones estáticas hasta 6000 psi (413,7 bar). - Existen aparatos de medida de presión que transmiten neumáticamente la señal de salida a un sistema de control: - Diseños más modernos utilizan circuitos eléctricos que producen y transmiten la señal eléctrica a la salida, enviándola a un ordenador; estos convertidores presentan restricciones, debido a las limitaciones de temperatura de los componentes eléctricos - Los transductores emplean cristales piezoeléctricos, cuya resistencia eléctrica se modifica cuando el mismo se deforma por la presión Anexo I-999

- Otros diseños de transmisores de presión usan un diafragma acoplado a una resistencia eléctrica (extensímetro) o electro-elongómetro; una mínima deformación en el diafragma se transmite al extensímetro que modifica su resistencia, indicando la presión. - Aplicaciones más avanzadas utilizan fibra óptica embutida en un diafragma metálico, relacionando la variación del haz luminoso que atraviesa la fibra óptica, con la presión.

Fig XXXV.9.- Manómetro de Hg para alta presión

Ubicación de las conexiones de presión.- Los criterios para ubicar una conexión para medir la presión son siempre los mismos, independientemente del valor de la presión, del tipo de aparato de medida y del fluido cuya presión se desea comprobar. Las tomas de presión en tuberías se sitúan de modo que eviten impactos o remolinos del fluido, asegurando una medida exacta de la presión estática correspondiente. A veces, una conexión de presión a través de una pared puede no ser muy representativa, debido a las condiciones del flujo de fluido; en este caso se utiliza una sonda puntiaguda, con la que se minimiza el efecto de la película laminar de fluido próxima a la pared, y así disponer de una medida que sea representativa de la presión estática del fluido. Las líneas que unen las tomas de presión con los instrumentos deben ser lo más cortas posible y carecer de fugas. Hay que prestar atención a la: - Ubicación del instrumento - Posibilidad de condensación en las líneas de conexión entre toma e instrumento residuos - Acumulación de  , en cualquier parte de la instalación  gases no condensables APARATOS DE MEDIDA DE LA TEMPERATURA.- Utilizan propiedades de las sustancias como la dilatación térmica, la radiación y algunas magnitudes eléctricas. Anexo I-1000

 la propiedad que se utiliza para la medida Según sea  la sustancia que se emplea , la precisión resulta diferente. el diseño del instrumento 

Fig XXXV.10.- Termómetro por presión de vapor Mide la temperatura en el bulbo mediante un manómetro graduado para leer temperaturas

Pirometría óptica.- Compara el brillo visible de un objeto con el de una fuente referencial de radiación que es un filamento de tungsteno calentado eléctricamente. El instrumento mide la temperatura de superficies con emisividad del orden de la unidad, y cuando se calibra adecuadamente da excelentes resultados por encima de 1500ºF (816ºC). Sirve para medir la temperatura de la superficie interna de un recinto calentado uniformemente. Cuando se usa para medir la temperatura de un objeto exterior a un hogar, siempre lee de menos; el error es pequeño, del orden de 20ºF (11ºC), para cuerpos de alta emisividad, como los lingotes de acero, y grande, del orden de 200÷ 300ºF (111÷ 167ºC), para superficies líquidas no oxidadas de hierro o acero. No sirve para medir la temperatura de gases limpios ya que éstos no emiten radiación en el espectro visible. Pirometría de radiación.- El instrumento absorbe toda la energía correspondiente a la radiación del cuerpo caliente, independientemente de la longitud de onda. La absorción de calor eleva la temperatura de un termopar que lleva el instrumento, que se calibra para indicar la temperatura del cuerpo caliente que está visando el pirómetro, siempre en el supuesto de que la emisividad de la superficie sea la unidad. Tiene una alta sensibilidad y precisión, en un amplio campo de temperaturas; si se usa para medir la temperatura de superficies internas de recintos calentados uniformemente, da buenos resultados por encima de 1000ºF (538ºC). Existen equipos de imágenes térmicas infrarrojas, que pueden realizar medidas cuantitativas o confeccionar imágenes cualitativas. - Los que se utilizan para medidas cuantitativas y confección de niveles térmicos de temperatura se denominan radiómetros termográficos - Los que se utilizan para la representación cualitativa son los visores térmicos; las unidades que escanean de forma electrónica son los visores piroeléctricos Anexo I-1001

La medida de temperaturas en el infrarrojo se aplica a superficies, como envolventes de caldera y tuberías de vapor aisladas. Los pirómetros de radiación no sirven para determinar la temperatura de gases. PROPIEDADES ELÉCTRICAS.- Para la medida de temperaturas en plantas energéticas se usan el termómetro de resistencia eléctrica y el termopar. Termómetro de resistencia eléctrica.- Se utiliza en un intervalo de temperaturas comprendido entre -400÷ 1.800ºF (-240÷ 982ºC); en su forma más simple utiliza un puente Wheatstone Fig XXXV.11a, siendo la lectura obtenida la suma de las resistencias del hilo calibrado y de los conductores que conectan el hilo al puente; con un circuito más sofisticado, Fig XXXV.11b, la resistencia de los conductores se elimina de la lectura del instrumento. Para localizar el punto de toma de la temperatura, el hilo resistencia se configura como una pequeña bobina. - Para temperaturas de 250ºF (121ºC), las bobinas-resistencias son de níquel o cobre - Para temperaturas más elevadas se usa el platino El termómetro de resistencia es un aparato estable y preciso, pero menos robusto y versátil que un termopar.

Fig XXXV.11a.b.- Circuitos eléctricos para termómetros de resistencia

Fig XXXV.12.- Relación entre la temperatura y la f.e.m. generada en diversos termopares Anexo I-1002

TERMOPARES.- Constan de dos conductores eléctricos de materiales distintos, unidos en sus extremos, configurando un circuito. Si una de sus uniones se mantiene a una temperatura más alta que la otra, se genera una fuerza electromotriz que produce un flujo de corriente eléctrica a través del circuito, Figura XXXV.12, que depende también del material de los conductores utilizados. Circuitos múltiples.- Si dos o más termopares se conectan en serie, la fem en los terminales de salida es igual a la suma de todas las fem desarrolladas por los diferentes termopares. Si dos o más termopares se conectan en paralelo, posibilitan la medida de temperaturas medias y de variaciones extremadamente pequeñas de temperaturas; las resistencias de cada termopar deben ser idénticas. El diámetro y longitud de los conductores del termopar, que no tienen importancia en condiciones estacionarias, afectan a la lectura del termopar cuando se modifica la temperatura. Selección de materiales.- Los metales y aleaciones utilizados frecuentemente en termopares se indican en la Tabla XXXV.1. Tabla XXXV.1.- Tipos de termopares Tipo de termopar

Cobre (+)

Hierro (+)

Cromel (+)

Cromel (+)

90% Pt (+)

Constantan (-)

Constantan (-)

Constantan (-)

Alumel (-)

10% Rh-Pt (-)

0 /2300ºF

900/2600ºF

Intervalo de

- 300 /650ºF

0 /1400ºF

- 300 /1600ºF

temperaturas

(-184/343)

(-18 /760ºC)

(-184/871ºC)

Temperatura

1100ºF

1800ºF

1800ºF

2500ºF

3190ºF

máxima

(593ºC)

-982ºC

-982ºC

-1371ºC

(1754ºC)

mV

13,24

15,01

17,94

11,24

2,05

(-18/1260ºC) (482/1427ºC)

a 500ºF(260ºC) Hilo magnético

Hierro

Alumel

Constantan: 45%Ni + 55%Cu ; Cromel: 90%Ni + 10%Cu ; Alumel: 95%Ni + 5% (Al + Si + Mn)

Su selección depende de que pueda soportar el ataque de la oxidación a la temperatura de operación.  Del calibre del hilo conductor La duración depende:  De la utilización , o no, de camisas protectores  De la naturaleza de la atmósfera que rodea al termopar Los materiales de los termopares se deterioran cuando se exponen a las altas temperaturas de los humos y el aire, y en contacto con otros materiales. Para temperaturas superiores a 1000ºF (538ºC), el platino resulta afectado por los óxidos metálicos, el carbono y gases hidrocarburados, experimentando una considerable desviación en su calibración. La vida útil se puede ampliar, a costa de minorar la velocidad de respuesta, mediante el uso de camisas protectoras de aleaciones o cerámicas. Termopar encamisado.- Durante cierto tiempo se utilizaron termopares encamisados aislados con óxido de magnesio, en el que los hilos del termopar se aíslan con una envolvente de óxido de magnesio inerte, que protege los hilos de los efectos del medio ambiente. puesto a tierra Pueden ser, Fig XXXV.13:   no puesto a tierra acero inoxidable Las camisas son de  , de modo que ofrezcan duración y resistencia im materiales resistentes portantes, frente a las atmósferas oxidantes, reductoras y corrosivas del entorno. El termopar puesto a tierra tiene una respuesta rápida a los cambios de temperatura, pero no Anexo I-1003

se puede utilizar para conexiones en serie o en paralelo, debido a la puesta a tierra de la camisa; para estas aplicaciones hay que utilizar el no puesto a tierra.

Fig XXXV.13.- Termopares encapsulados

Fig XXXV.14.- Termopar encapsulado con estribo

Los termopares encamisados se pueden complementar con chapas que se sueldan a los tubos, Fig XXXV.14; esta disposición se aplica a la medida de temperaturas en calderas, colectores de sobrecalentadores y superficies tubulares. Cuando las chapas están expuestas a temperaturas muy diferentes de las que tiene el cuerpo cuya temperatura se quiere medir, no se pueden utilizar, ya que la superficie metálica puede emitir o absorber calor. compacto, normalizado y equilibrado Hilos conductores en termopares.- Son el   de compensación, menos preciso En los termopares de metales nobles, para reducir su coste se utilizan hilos alargadores de cobre y de cobre+níquel, que tienen una característica fem, que se aproxima a la del par del metal noble. En termopares de metales comunes, los hilos alargadores son de la misma composición que los hilos de los termopares, y más baratos. Para una mayor precisión en la medida, el hilo del termopar se utiliza a partir de la unión caliente, y atraviesa la zona de mayor gradiente de temperatura, hasta un punto próximo a la temperatura ambiente, en el que se empalma el hilo alargador conectado a la unión de referencia situada en el registrador o en el punto central de observación. Si se utilizan varios termopares es económico establecer una caja zonal, Fig XXXV.15, desde la que se montan hilos alargadores de cobre hasta el instrumento de medida, manteniendo la polaridad correcta uniendo hilos de la misma composición.

Anexo I-1004

Fig XXXV.15.- Disposición del termopar y conexión al aparato de medida a través de caja zonal

Unión caliente.- En ella, los elementos filares se hacen con hilos de termopares, como se indica en la Fig XXXV.16, empleándose para: - Su inmersión en flujos gaseosos - Insertar en un pozo termométrico - Contacto directo con superficies sólidas

Fig XXXV.16.- Termopar tubular y tipos de uniones calientes

Fig XXXV.17.- Prolongación de hilos de termopar embutido en pared

Cuando haya que medir la temperatura de una superficie metálica, la unión caliente se configura embutiendo los dos hilos en agujeros taladrados sobre la superficie del metal, Fig XXXV.17, en la que se pueden dar las siguientes situaciones: Anexo I-1005

a) El hilo del termopar está arrollado al tubo, bajo el aislamiento; sistema bueno b) El hilo del termopar está adosado a lo largo de la pared del tubo, sistema bueno c) El hilo del termopar se saca directamente al exterior; sistema no apropiado La temperatura medida es la de la superficie metálica, que es el primer punto de contacto de los conductores. Para instalaciones que cuentan con un elevado número de termopares, los extremos de los hilos del termopar se sueldan a la superficie de acero. Medida de la temperatura de fluidos en tuberías.- La temperatura de un líquido, gas o vapor, que circula por el interior de una tubería, se mide con un: cristal - Termómetro de   resistencia eléctrica - Termopar El termómetro se inserta en una vaina inmersa en el flujo del fluido, la cual consiste en un trozo de tubo metálico, cerrado por uno de sus extremos y roscado o soldado por el otro a la pared de la tubería, de modo que sobresalga de ésta al exterior y penetre en el fluido, Fig XXXV.18. Con el fin de evitar pérdidas de calor, las partes del termopozo que sobresalen de la pared de la tubería, así como la pared de ésta, deben aislarse térmicamente. Por lo que respecta al diseño de la vaina, para un líquido o vapor saturado, el intercambio de calor entre el fluido y la vaina resulta totalmente satisfactorio si ésta tiene superficie lisa. Si el fluido es un gas o vapor sobrecalentado, se puede emplear una vaina aleteada.

Fig XXXV.18.- Instalación del pozo del termopar

Un termopar adosado a la superficie exterior de la pared del tubo puede proporcionar también buenos resultados. Medida de la temperatura de los tubos.- El conocer la temperatura de los tubos: - De paredes de hogar o de bancos tubulares de caldera, refrigerados por agua +vapor a la temperatura de saturación - Del economizador, refrigerados por agua a temperatura por debajo de la de saturación - Del sobrecalentador y del recalentador, refrigerados por vapor a temperatura por encima de la de saturación sirve para: - Determinar la seguridad de las partes a presión - Uniformizar las temperaturas de los tubos que prestan la misma forma de servicio en circuitos de flujo en paralelo - Uniformizar la diferencia de temperaturas del fluido entre entrada y salida El termopar con unión caliente embutida, Fig XXXV.17, es una solución satisfactoria y simple de instalar un termopar, para medir la temperatura tubular. El termopar encamisado de la Fig XXXV.14 se utiliza para vigilar la temperatura de tubos no Anexo I-1006

expuestos a calor externo. Cuando el termopar de superficie se instala adecuadamente, se puede utilizar para medir la temperatura del metal y del fluido. Tubos de paredes de hogar.- Hay que disponer de protecciones para el termopar e hilos conductores, a causa de la atmósfera destructiva del hogar a alta temperatura, y de la acumulación y desprendimiento de cenizas en polvo y escoria. Se ha desarrollado una técnica que utiliza agujeros cordales en la que los hilos del termopar se acomodan en el metal del tubo, Fig XXXV.19, siendo un método satisfactorio para medir la temperatura del metal de los tubos de las paredes de hogar; la superficie tubular no ofrece resaltes, los hilos del termopar quedan protegidos y la conducción térmica en la unión caliente se minimiza, por cuanto los hilos pasan por una zona isoterma, antes de separarse del tubo, hacia el exterior. Los agujeros cordales deben ser tan pequeños como sea posible, para minimizar su efecto sobre el perfil del flujo térmico, dentro del metal del tubo; su influencia es mínima en la dirección del esfuerzo Fig XXXV.19.- Termopar cordal tangencial, y tolerable en la dirección de la tensión longitudinal. Esta técnica sirve también para medir el gradiente de temperaturas en la pared del tubo, siendo determinar el flujo calorífico que atraviesa la pared un método fiable para:   detectar la acumulación de incrustaciones internas La sección tubular presentada en la Fig XXXV.19 visualiza la instalación de los termopares cordales, superficial y profundo, según su proximidad a la superficie tubular exterior. El gradiente de temperaturas se representa por una recta, Fig XXXV.20; las temperaturas son función del espesor equivalente de recorrido del flujo leq = R ln R , siendo: R el radio exterior del tubo, y r r el interior. Teóricamente, la recta pasa por los puntos de temperatura superficial y profunda Fig XXXV.21, y corta a la línea de la superficie interna de€la placa equivalente, a una temperatura ligeramente superior a la del fluido, que se mide por un termopar embutido en la superficie del tubo diametralmente opuesta a la del hogar; es difícil obtener taladros cordales que reflejen exactamente una distribución como la representada.

Fig XXXV.20.- Instalación de termopar cordal y representación del flujo calorífico Anexo I-1007

Fig XXXV.21.- Trazado del gradiente de temperaturas para diversos flujos caloríficos, bajo, medio y alto

Fig XXXV.22.- Ajuste del gradiente de temperaturas

El pequeño exceso de temperatura sobre la del fluido representa la caída de temperatura a través de la película laminar de fluido, que se incrementa al aumentar el aporte de calor. Si éste es bajo, y la recta definida por los puntos de temperatura superficial y profunda corta a la línea correspondiente a la superficie interna del espesor equivalente, en una temperatura igual o ligeramente superior a la del fluido, la recta se considera como totalmente satisfactoria. Si el corte está por debajo o muy por encima de la temperatura del fluido, se realiza una corrección que consiste en trazar una recta que pase por la temperatura del termopar superficial y por la del fluido en la superficie interna del espesor equivalente; la ubicación del termopar profundo se ajusta en el punto de la recta que tiene la temperatura del termopar profundo, Fig XXXV.22. PROPIEDADES ACÚSTICAS.- En los gases varían con la temperatura y son un indicativo de la misma; la velocidad del sonido cs (ft/s) en un gas es directamente proporcional a la raíz cuadrada de su temperatura absoluta:

cs=

€

 g c = 32,1 7 ( lbm.ft/lbf .seg 2 )  k la relación de calores específicos gc k R T , siendo:  R la constante universal de los gases : 1545 ( ft.lb/molR) M T la temperatura absoluta: º R = º F + 460º  M el peso molecular , ( lb/mol) Midiendo el tiempo que tarda el sonido en recorrer una determinada distancia a través del gas, se Anexo I-1008

puede calcular la temperatura media de éste, lo que se aprovecha para medir la temperatura de humos y gases en un hogar

k (T1− T2 ) , siendo T1 la temperaleq tura del termopar superficial (exterior) y T2 la del termopar profundo (interior). Medida del flujo térmico.- Se determina por la ecuación q =

La medida del flujo térmico a través de la pared tubular, utilizando termopares de gradiente, € constituye una orientación aproximada más que una medida. Detección de incrustaciones.- La acumulación de incrustaciones internas en la zona de termopares cordales, se detecta por un aumento en la diferencia de temperaturas, entre la superficie interna (termopar profundo) y la de saturación. La naturaleza de algunos tipos de incrustaciones hace que éstas se acumulan de forma uniforcarbonatos me, como ocurre por ejemplo con los  , o de forma irregular, como los óxidos de hierro.  sílice La ubicación de las incrustaciones no uniformes es completamente aleatoria, y en esta situación el gradiente de temperatura no resulta fiable para la detección de las incrustaciones. superficial Cuando la media de las temperaturas de los termopares cordales  , se aproxima al lí profundo mite de la temperatura del metal, la caldera se debe retirar de servicio y se tiene que inspeccionar su superficie interna tubular. Para lograr una rápida determinación en la variación de las incrustaciones internas de los tubos, se puede hacer uso de un sistema de coordenadas en el que se tomen como ordenadas la diferencia de temperaturas entre los termopares superficial y profundo, y como abscisas la diferencia de temperaturas entre el termopar superficial y el fluido, Fig XXXV.23. Si el tubo está limpio, todos los puntos se encuentran en una recta; si hay incrustaciones, la abscisa aumenta, para la misma ordenada.

Fig XXXV.23.- Representación de la temperatura de termopares cordales según las incrustaciones

Aplicaciones a sobrecalentadores y recalentadores.- Los termopares cordales se pueden emplear para medir la temperatura del metal de los tubos de sobrecalentadores y recalentadores inmersos en un flujo de humos, utilizando lo anteriormente descrito . Los hilos del termopar entre la unión caliente y el punto de salida de la envolvente de la caldera se protegen, introduciendo el termopar encamisado en un tubo de acero inoxidable refrigerado, que se suelda al tubo correspondiente del sobrecalentador o del recalentador; de esta forma, el tubo protecAnexo I-1009

tor y el estribo del termopar se mantienen a la misma temperatura que el tubo del sobrecalentador o recalentador. MEDIDA DE LA TEMPERATURA DE LOS HUMOS.- El elemento sensible inmerso en los humos, recibe calor por convección y radiación, e incluso por conducción a través del propio instrumento. Si la temperatura de las superficies de su entorno no difiere de la de los humos, la temperatura indicada por el instrumento representa exactamente la temperatura de los humos. Si la temperatura de las superficies de su entorno es superior o inferior a la de los humos, la temperatura indicada es mayor o menor que la temperatura de los humos, respectivamente. La posible desviación con respecto a la temperatura real de los humos depende de: - La temperatura y velocidad de los humos - La temperatura del medio en el entorno - El tamaño, construcción y soportes del instrumento de medida Para corregir errores en la medida de la temperatura, debidos al medio ambiente del entorno, el instrumento se calibra por medio de una fuente conocida y fiable. A título de ejemplo, para un termopar liso utilizado para medir la temperatura de los humos en calderas, economizadores o calentadores de aire, con paredes del recinto más frías que los humos, el error observado en la lectura se deduce de la Fig XXXV.24

Fig XXXV.24.- Magnitud del error observado al medir la temperatura del recinto de la caldera

Termopar de alta velocidad.- El diseño y funcionamiento de una unidad generadora de vapor, dependen de la correcta valoración de la temperatura de los humos en el hogar y en las secciones del sobrecalentador. El diseño de la caldera, para alcanzar unas buenas características técnicas operativas, debe tener en cuenta: - El límite impuesto por la temperatura admisible en el metal de los tubos del sobrecalentador - Las características de fusibilidad de la ceniza (escoria y polvo) del combustible El pirómetro óptico y el de radiación no están diseñados para medir la temperatura de los humos en el hogar y en las áreas del sobrecalentador; si se utiliza el termopar liso se pueden cometer grandes errores, por lo que se recurre a los termopares de alta velocidad (TAV) y de alta velocidad con multiencamisado (TAVME), desarrollados para corregir el efecto de la radiación, siendo los mejores Anexo I-1010

altas temperaturas de humos en ambientes fríos instrumentos disponibles para la medida de  . bajas temperaturas de humos en ambientes calientes En la Fig XXXV.25 se representa la sección transversal de termopares de alta velocidad, simples (TAV) y multiencamisados (TAVME), desarrollados para su utilización en los ensayos de calderas.

Fig XXXV.25.- Termopares encamisados de alta velocidad (TAV) y (TAVME)

 paredes refrigeradas por agua Las superficies termointercambiadoras bancos tubulares del sobrecalentador , que rodean un bancos tubulares de caldera termopar en un conducto de humos, están más frías que los humos, por lo que la lectura del termopar liso no encamisado es menor que la del termopar de alta velocidad (TAV); por esta razón, un (TAV) indica valores menores que un (TAVME). En la Fig XXXV.24 se comparan los resultados obtenidos con un par de termopares lisos, uno (TAV) y otro (TAVME), para un hogar de caldera. - Las medidas del (TAVME) se aproximan a la temperatura real de los humos - En este diseño, la unión caliente del termopar se rodea por camisas múltiples, recibiendo calor por convección, como consecuencia del alto flujo de humos - El intercambio térmico por radiación se reduce, por lo que no hay intercambio térmico por radiación entre la unión caliente y la camisa más interna El diseño de un (TAVME) presenta una sección de paso de humos muy pequeña, que se recubre rápidamente con la ceniza (escoria y polvo), por lo que su uso se restringe a humos limpios. En el caso de humos cargados con polvo o escoria se usa el (TAV), cuya lectura hay que corregir, comparando resultados obtenidos en gases limpios con un (TAV) y con un (TAVME). Para temperaturas superiores a 2200ºF (1204ºC) se usan termopares de metales nobles, que hay que proteger de la contaminación de humos y ceniza que los gases lleven en suspensión. En la Fig XXXV.25 se presentan diversas camisas, que facilitan protección a los hilos del termopar, cuando la obstrucción se produce a consecuencia de la escoria fundida a temperaturas superiores a 2400ºF (1.316ºC). Anexo I-1011

Cuando se utilizan termopares de platino en humos a más de 2600ºF (1.427ºC), se pueden producir desviaciones notables en la calibración, incluso cuando el tiempo requerido para tomar una medida sea de sólo algunos minutos. Cuando el error es del orden de 40÷ 60ºF (22÷ 33ºC), se elimina el extremo contaminado del termopar, y se rehace la unión caliente usando la porción sana de los hilos del termopar. Cuando la diferencia de temperaturas entre la unión caliente y las superficies del entorno circundante aumenta, el efecto de la radiación se incrementa, ya que el intercambio térmico por radiación es proporcional a la diferencia de las cuartas potencias de la temperatura absoluta de la fuente y del receptor. El intercambio térmico por convección es proporcional a la velocidad de los humos y a la diferencia de temperaturas de los humos y del termopar; por lo que si se incrementa la velocidad másica y la transferencia por convección hacia el termopar, la temperatura de la unión caliente se acerca más a la temperatura real de los humos, a la vez que el encamisado protege la unión caliente de la radiación.

Fig XXXV.26.- (TAV) refrigerado por agua para humos a temperaturas elevadas

En la Fig XXXV.26 se muestra una sonda portátil de un termopar de alta velocidad (TAV), para medir altas temperaturas de humos en generadores de vapor. La unión caliente está rodeada por una camisa tubular de porcelana, por el interior de la cual circula un flujo de humos a alta velocidad, mediante el tiro inducido que crea un aspirador incorporado al equipo de la sonda; la aspiración de humos hacia el punto de medida se comprueba mediante un orificio calibrado que lleva el aspirador, conectado a la sonda por medio de una manguera flexible; la velocidad másica de humos hacia la unión caliente del termopar es del orden de 15000 lb/ft2h (20,34 kg/m2seg). Los grandes generadores de vapor presentan grandes variaciones de la medida real de la temperatura en distintos puntos, precisándose de métodos matemáticos para ponderar los diferentes valores y fijar sólo uno como representativo del conjunto; la temperatura media se afina incrementando el número de puntos o con un instrumento de diseño especial. Para proteger el equipo se considera la temperatura máxima de los humos y no la media. Cuando en una puesta en servicio aumenta la presión de la caldera y antes de que el vapor fluya por los tubos del sobrecalentador o recalentador, se instala un termopar liso aguas arriba de los tubos, para tener referencia de la temperatura máxima y prevenir el recalentamiento de los tubos. MEDIDA DE LA TEMPERATURA DEL AISLAMIENTO Y ENVOLVENTES Superficies aislantes externas.- Hay que seleccionar el método de medida para evitar errores en la medida de la temperatura superficial del aislamiento, que carece de envolvente externa. La Anexo I-1012

sujeción del termopar a la superficie del aislamiento influye poco en el flujo de la transmisión de calor a través del aislamiento, y desde la superficie al medio ambiente. El termopar de contacto se presiona sobre la superficie a medir, pero no es apto para las superficies de aislamiento, porque: - El instrumento enfría la superficie en el punto de contacto - El reducido calor transferido a través del aislamiento impide un adecuado flujo térmico desde los alrededores hacia el punto de contacto Si el termopar se coloca en un aislamiento que está en estado plástico, la unión caliente del termopar y los hilos conductores se presionan contra la superficie del mismo, quedando adheridos cuando el aislamiento se endurece al terminar su fraguado. Si el aislamiento está duro y seco, la unión caliente y los hilos conductores del termopar se fijan en la superficie, utilizando la menor cantidad posible de cemento adherente. Si la fijación de los hilos sobre la superficie del aislamiento es por medio de grapas, se introducen errores que afectan a la transferencia por conducción. Si los hilos del termopar se cubren con cinta aislante, las características del intercambio térmico en la superficie se modifican por cuanto se introduce una capa aislante indeseable entre los hilos del termopar y el aire ambiente. Envolventes de acero.- La temperatura de la envolvente de acero de una caldera se mide exactamente con termopares de contacto, porque el flujo térmico desde las áreas metálicas próximas, compensa la pequeña cantidad de calor tomada por el instrumento en el punto de contacto. La unión caliente del termopar se configura embutiendo o soldando los hilos del mismo en la superficie del metal, de forma que se minimice cualquier posible perturbación en el intercambio térmico entre la superficie y la atmósfera ambiente. La temperatura aproximada de la superficie, siempre que el metal sea macizo y tenga una temperatura cercana a la del ambiente, se mide con pinturas, tizas de fusión y, algunas veces, con termómetros que se fijan a la superficie metálica con masilla; no es aceptable para medir temperaturas de las envolventes de caldera, y de la superficie de un aislamiento cualquiera. nervios de acero embebidos en el aislamiento Los  , provocan importantes  espárragos o bastidores de puertas que atraviesan el aislamiento perturbaciones locales en la temperatura superficial, y su influencia se puede extender lateralmente a lo largo de otras áreas próximas de la envolvente. Para medir la temperatura de superficies se pueden utilizar cámaras infrarrojas con las que se minimiza la necesidad de complejas instalaciones de termopares, en especial si se realizan medidas que cubran grandes superficies, grabando en cinta magnética los resultados obtenidos. MEDIDA DEL TÍTULO Y PUREZA DEL VAPOR.- Los métodos de medida más comunes son: - Trazador de sodio (fotometría de llama), con registro de sólidos disueltos en vapor, se usa para precisión máxima - Conductividad eléctrica (para sólidos disueltos); se usa mucho, pero es menos exacto - Calorímetro de laminación (para el título); no es apto para arrastres muy pequeños, ni para presiones > 600 psi (41,4 bar) - Gravimetría (para sólidos totales); requiere análisis de muestras voluminosas, y no detecta Anexo I-1013

puntas transitorias Cada uno de estos métodos se describe en el Código de Ensayo de Características (Performance Test Code, PTC-19.11) de ASME, con el título Water and Steam in the Power Cycle. El calorímetro de laminación (Peabody) determina directamente el título del vapor, mientras que con los demás métodos se obtiene el contenido total de sólidos. La mayor parte de los sólidos disueltos en el vapor proceden de los que contiene el agua de caldera debido al arrastre de gotitas de agua, por el vapor. El título del vapor y el contenido de sólidos totales en el mismo, se relacionan por la ecuación:

x = 100 −

€

100 Sólidos en vapor Sólidos en agua caldera

 x el título del vapor , % siendo:  Sólidos en vapor   en partículas por millón en peso , ppm  Sólidos en agua caldera  que está sujeta a errores, como resultado: - del arrastre de sólidos disueltos en el vapor - de sólidos vaporizados, como la sílice, para presiones superiores a 2000 psi (137,9 bar) Obtención de la muestra de vapor.- Si se desea que el título de vapor sea preciso, los instrumentos tienen que manipular una muestra de vapor que sea completamente representativa. El diseño de la tobera de muestra debe cumplimentar lo establecido en el Código de Ensayo de Características (Performance Test Code, PTC = 19.11) de ASME, y se debe situar aguas abajo de un tramo recto de tubería, cuya longitud mínima sea 10 veces el diámetro de ésta con el siguiente orden preferencial: flujo descendente - En tubería vertical, con   flujo ascendente vertical - En tubería horizontal con inserción   horizontal La toma se debe instalar en una tubería de vapor saturado, en el plano del codo o curva precedente, de modo que su abertura se enfrente al flujo del vapor. En calderas que cuentan con múltiples tubos de alimentación al sobrecalentador, las toberas de toma de muestras se colocan en tubos espaciados regularmente a lo ancho de la unidad, (largo del calderín); la separación entre tomas no debe superar los 5 ft (1,52 m). Cuando se emplea un calorímetro de laminación, la conexión entre la tobera de toma de muestras y el calorímetro debe ser corta, y estar bien aislada para minimizar las pérdidas por radiación; todo el sistema debe ser totalmente estanco al vapor, de forma que el aislante se mantenga seco. Cuando la pureza del vapor se ensaya por conductividad o por técnicas trazadoras de sodio, los tubos que unen la tobera con el condensador correspondiente deben ser de acero inoxidable, con un diámetro interior no superior a 0,25”(6,4 mm) y longitud mínima, para reducir la capacidad de almacenamiento de la línea. Cuando existen varias tomas de muestras, se pueden reunir todas en una misma línea que va al condensador; cada conexión dispone de una válvula individual, para poder tomar la muestra independiente de las demás, discriminando así cualquier tipo de arrastre selectivo. Los serpentines de refrigeración, o condensadores, se ubican cerca de las toberas de toma de muestras, para minimizar la posible sedimentación de sólidos en la línea. Anexo I-1014

Método trazador de sodio.- Esta técnica permite realizar medidas de impurezas de sólidos disueltos en el condensado del vapor, del orden de 0,001 ppm. El sodio existe en el agua de caldera si el acondicionamiento químico de ésta se ha realizado con productos sólidos. vapor condensado La relación de los sólidos totales disueltos entre  , es proporcional a la rela agua de caldera vapor condensado ción de sodio entre  .  agua de caldera vapor condensado Una vez determinando el sodio presente en el  , así como los sólidos disuel agua de caldera total de sólidos disueltos en el vapor tos en ésta, se calcula el   porcentaje de humedad arrastrada por el vapor  vapor condensado El contenido de sodio en el  se determina mediante un fotómetro de llama,  agua de caldera para detectar con rapidez la influencia provocada en el arrastre por cualquier modificación de las condiciones operativas de la caldera, Fig XXXV.27, en la que:

Fig XXXV.27.- Esquema del método operativo de un sistema de fotometría de llama

- La muestra de vapor condensado se aspira por un pequeño tubo ubicado en el quemador de una llama de hidrógeno+oxígeno, a la temperatura de 3000÷ 3500ºF (1649÷ 1927ºC); el agua vaporiza, excita los átomos de sodio, y emite una luz amarilla a una determinada longitud de onda, que constituye una medida del sodio presente en la muestra; la intensidad de la luz se mide en un espectrofotómetro equipado con un fotomultiplicador. - La luz de la llama se concentra mediante un espejo colector y se envía al espejo de entrada que la desvía, a través de la hendidura de entrada, hacia un espejo plano en el que se refleja hacia un prisma de dispersión, descomponiéndose en distintas longitudes de onda. - La longitud de onda deseada se selecciona ajustando la posición del prisma, vuelve al espejo plano, en el que se refleja hacia la hendidura de salida y lente correspondiente, incidiendo finalmente en un tubo fotomultiplicador. El sodio presente en la muestra se obtiene comparando la emisión de la muestra de agua, con otras emisiones de muestras obtenidas de soluciones con concentraciones de sodio conocidas. Método de conductividad eléctrica.- Se utiliza para determinar la pureza del vapor en generadores de vapor; se aplica a unidades que funcionan con: - Grandes concentraciones de sólidos en el agua de la caldera - Un contenido total de sólidos en el vapor superior a 0,5 ppm El método se basa en que los sólidos disueltos (ácidos, bases o sales) están completamente ioAnexo I-1015

nizados en solución diluida, y conducen la electricidad proporcionalmente al total de sólidos disueltos. Sobre la base de los sólidos que están normalmente presentes en el agua de la caldera, el contenido de sólidos expresado en partes por millón, se obtiene multiplicando por 0,055 la conductividad eléctrica de la muestra en (µMho/mm), es decir: (ppm) = 0,055 (µMho/mm) La muestra de condensado no debe tener gases disueltos, especialmente NH3 y CO2. Los gases presentes no influyen en el contenido de sólidos disueltos en la muestra de vapor condensado, pero sí tienen una notable influencia en la conductividad eléctrica. Calorímetro de laminación.- Cuando el vapor se expande adiabáticamente sin realizar un trabajo (laminación), tal como ocurre cuando atraviesa un orificio, la entalpía permanece constante a lo largo de la evolución entre las presiones inicial y final, en el supuesto de que no haya variación de la velocidad del vapor. En un diagrama de Mollier, cualquier vapor húmedo con entalpía superior a 1150 Btu/lb (2675 kJ/kg), pasa a vapor sobrecalentado cuando se lamina hasta la presión atmosférica (la entalpía del vapor saturado a la presión atmosférica estándar es la cifra indicada). Este parámetro y la temperatura del vapor laminado hasta la presión atmosférica, definen la entalpía del vapor laminado obtenido que, junto con la presión inicial, permiten calcular el tanto por ciento de humedad presente en la muestra del vapor húmedo inicial. El calorímetro tiene un orificio para laminar la muestra de vapor en el interior de una cámara, con salida a la atmósfera, donde se mide la temperatura del vapor laminado hasta la presión atmosférica.

Fig XXXV.28.- Calorímetro de laminación con tubo de toma de muestra en tubería de vapor

Para unidades de menos de 600 psi (41,4 bar), se utiliza el calorímetro que se representa en la Fig XXXV.28, que proporciona buenos resultados en los siguientes campos de títulos del vapor: - Hasta 4,3% para 100 psi (6,9 bar) - Hasta 5,6% para 200 psi (13,8 bar) - Hasta 7% para 400 psi (27,6 bar) La tubería de conexión al calorímetro debe ser corta y estar perfectamente aislada. El diámetro de los orificios debe ser de: 0,125” (3,175 mm) desde la presión atmosférica hasta 450 psi (31 bar) 0,0625” (1,588 mm) desde 450÷ 600 psi (31,4÷ 41,4 bar) El termómetro se sumerge en aceite con un punto de inflamación elevado. El calorímetro se pone en servicio abriendo a tope la válvula de cierre y permitiendo que el vapor descargue, a través de la unidad, hacia la atmósfera; la temperatura del vapor laminado y sobreAnexo I-1016

calentado se mide con un termómetro; la temperatura observada es menor que la real, debido a: - La radiación de la instalación del calorímetro - Las correcciones termométricas e irregularidades del orificio Para obtener una corrección adecuada, hay que determinar la temperatura Tins (como instalado) a la cual la caldera proporciona vapor saturado seco; para ello debe estar a un 20% de su capacidad nominal en régimen permanente, con una baja concentración en agua y nivel constante en el calderín. La Tcorregida del calorímetro es la diferencia entre la temperatura teórica, leída en la curva de humedad cero de la Fig XXXV.29, y la temperatura Tins; la corrección normal no debe exceder de 5ºF. El valor de W de la Fig XXXV.29, es el % de humedad en la muestra de vapor:

W = 100

€

(is - 1150, 4) - 0,485 (Tcorregida - 212) rl-v

is la entalpía del vapor saturado a la presión del calderín en Btu/lb siendo:  rl-v el calor latente de vaporización a la presión del calderín en Btu/lb Tcorregida , la temperatura corregida del calorímetro en ºFº( C )

Fig XXXV.29.- Relación entre el % de humedad en el vapor, la temperatura del calorímetro y la presión del calderín

Si el valor de la corrección calculada excede este límite, es posible que: - El orificio esté atorado - El aislamiento tenga defectos - Alguna parte del ensayo se ha ejecutado incorrectamente Cuando la unidad se utiliza para determinar el título de una muestra de vapor húmedo, el % de humedad se deduce de la Fig XXXV.29, entrando con la presión de calderín y la Tcorregida del calorímetro; si éste está bien instalado, aislado y funcionando adecuadamente, los resultados son exactos para un vapor húmedo con contenidos de agua del orden de 0,25%, en el caso de una caldera a baja presión. Para presiones superiores a 600 psi (41,4 bar), o para medir la pureza del vapor con mayor exactitud en el campo de pocos ppm, hay que utilizar otros métodos de medida. Análisis gravimétrico.- Se utiliza para determinar una medida exacta de la cantidad de sólidos totales presentes en una muestra de vapor condensado; consiste en evaporar una cantidad determinada de vapor condensado, hasta obtener un residuo seco, cuyo peso se calcula exactamente; su principal desventaja son las grandes cantidades de agua que se necesitan durante un período de tiempo prolongado. Anexo I-1017

 el orificio calibrado MEDIDA DE CAUDALES.- Los medios para medir caudales son:  la tobera aforadora  el tubo Venturi La caída de presión (presión diferencial) sirve para medir el caudal de cualquier fluido que atraviesa un orificio, una tobera o un tubo Venturi, y se determina por la expresión: Q = Cq k A

2 g c ρ 1 ( p1 − p2 ) 1 − θ4

en la que: Q es el caudal, lb/s  el tipo de aparato Cq es el coeficiente de descarga, adimensional, que depende de  su dimensión  su instalación k es un factor de compresibilidad, igual a 1 para líquidos y gases si Δp< 20% de la presión aguas arriba A es el área de la sección recta del cuello, ft2 gc es una constante de proporcionalidad: 32,17 lbm.ft/lbf.seg2 p1 es la presión estática aguas arriba, lb/ft2 p2 es la presión estática aguas abajo, lb/ft2 θ es la relación entre diámetros cuello tubería ρ 1 es la densidad a presión y temperatura aguas arriba, lb/ft3 Ventajas de cada tipo de medidor elemental: Orificio: -

Coste mínimo Fácil instalación y sustituci ón Coeficiente de desc arga bien definido Sin obstrucciones ni desgaste durante el funcionamiento Borde vivo sin suciedad por óxidos o materias en suspensi ón

- Se puede usar donde no existan bridas de tubería Tobera:  - Menor coste que el Venturi para la misma capacidad Venturi:  -

Mínima pérdida de carga Tomas de presión integradas Menor tramo recto previo en el lado de entrada No se obstruye con materias en suspensi ón Se puede usar en tuberías sin bridas Coeficiente de desc arga bien definido

Inconvenientes de cada tipo de medidor elemental: Orificio:  

Elevada pérdida de altura no recuperable En tuberías horizontales , a la entrada , se acumulan materias en suspensi ón Baja capacidad Requiere bridas de tubería, salvo construcci ón especial

- Mayor coste que el orificio Tobera: - Igual pérdida de carga que en el orificio de la misma capacidad - Las tomas de presión en cuello y entrada son muy delicadas - Coste máximo Venturi:  - Peso y tamaño máximos para una tubería de diámetro dado Anexo I-1018

La tobera con tomas en el cuello para medir el caudal, es el dispositivo que tiene la mayor precisión. En la Fig XXXV.30 se presenta un orificio calibrado y la tobera aforadora, en la Fig XXXV.31 un tubo Venturi y en la Fig XXXV.32 dos formas de Venturis (simétrico y asimétrico) para medir el gasto de aire comburente.

Fig XXXV.30.- Disposición de la tobera en el tubo

Fig XXXV.31.- Forma de un tubo Venturi

Fig XXXV.32.- Tubos Venturi utilizados para medir el gasto de aire comburente.

Estos elementos se calibran en laboratorio antes de utilizarlos en pruebas de precisión, en las que hay que tener presentes algunas consideraciones, como: - Posicionamiento en la tubería respecto a codos y cambios de sección - Posible necesidad de rectificadores de flujo - Ubicación y tipo de tomas de presión - Dimensiones y estado de la superficie de la tubería anterior y posterior al elemento primario - Disposición de los tubos entre el primario y el instrumento de medida de presión diferencial Para medir el gasto de aire comburente y humos no se requiere un alto grado de precisión; se usan orificios, toberas o Venturis, pero no se cumplimentan las especificaciones constructivas y de ubicación por limitaciones de espacio. La Fig XXXV.33 representa una disposición de tubos Pitot de presión dinámica, para la medida del gasto de aireprimario en un Fig XXXV.33.- Tubos Pitot a varias alturas

pulverizador. Para alcanzar una medida fiable del gasto de aiAnexo I-1019

re, el aireprimario se calibra a la temperatura y presión normales de operación; para ello, las tomas de presión se ubican en zonas del conducto, en las que existan buenas características de flujo. Cuando el tubo Pitot se instala frente al flujo de aire o humos, mide la presión dinámica, diferencia entre la presión total y la estática, que se convierte en velocidad mediante la expresión (sólo válida en unidades inglesas): v( ft/seg ) = 18,3

hvel ρ

siendo: hvel la altura de velocidad, (“) wg (pulgadas de columna de agua) dada por la diferencial del tubo Pitot, y ρ la densidad, lb/ft3 a la temperatura correspondiente a la ubicación del Pitot

Fig XXXV.34.- Tubo Pitot -Prandtl y manómetro de tubo de cristal en U

Fig XXXV.35.- Tubo Pitot que ocupa la sección recta de un conducto circular

Fig XXXV.36.- Sonda Fechheimer

Anexo I-1020

Cuando el Pitot se utiliza para leer alturas de velocidad tiene un coeficiente igual a la unidad, eliminando así correcciones. La Fig XXXV.35 muestra un método de medida que ocupa la sección recta de un conducto circular, con las tomas de un Pitot. La sonda Fechheimer es un instrumento de medida que tiene un coeficiente igual a la unidad e incorpora un dispositivo de centrado (balance nulo), que permite determinar cuándo la sonda enfoca exactamente la dirección del flujo de gas Fig XXXV.36. - En la figura, los agujeros exteriores de la sonda están a 39,25” del taladro central, y se disponen en puntos con presión dinámica nula, facilitando la presión estática real. - Cuando la sonda enfoca el flujo de gas, un manómetro diferencial conectado entre los dos agujeros exteriores indica un desvío nulo, o centrado equilibrado. - Como el agujero central recibe de pleno el impacto de la corriente de gas, un manómetro conectado entre el agujero central y uno de los laterales indica la presión dinámica real, (presión de impacto menos la presión estática). Otros aparatos para medir el flujo de gases son: - La parrilla de tubos Pitot, que consiste en una fila de tubos Pitot dispuestos en un circuito de flujo. La señal primaria es una presión diferencial; la fila de tubos Pitot mide una serie de gastos y minimiza los errores de la medida derivados de un flujo desequilibrado y de las condiciones existentes aguas arriba. - El anemómetro de hilo caliente mide el flujo de gases utilizando una sonda con un pequeño hilo en su extremo; el flujo que rodea el hilo extrae calor, y el gasto se mide cuando el hilo caliente mantiene en equilibrio la alimentación de energía eléctrica al medidor y la pérdida de calor. - El efecto Doppler se aplica para la medida del gasto, mediante señales láser o acústicas que, junto con el tipo de fluido hacen que estos métodos sean de aplicaciones muy específicas.

Anexo I-1021

BIBLIOGRAFIA I.- INTRODUCCIÓN A LOS GENERADORES DE VAPOR C. D. Shields.- BOLIERS: TYPES, CHARACTERISTICS AND FUNCTIONS.- McGraw-Hill.- 1961 A. W. Jackson.- THE HOW AND WHY OF BOILER DESIGN.- Engineers Society of Western Pa.- 1967 A. R. Foster & R. L. Wright, Jr..- BASIC NUCLEAR ENGINEERING.- Allyn and Bacon, 1973 F. S. Ashner.- PLANNING FUNDAMENTALS OF THERMAL POWER PLANTS.- Wiley.- 1977 M. Wiener.- THE LAST DEVELOPMENTS IN NATURAL CIRCULATION BOILER DESIGN.- Proceeding of the A.P.C..1977 M. M. El-Wakil.- POWER PLANT TECHNOLOGY.- McGraw-Hill.- 1984 K. W. Li & A. P. Priddy.- POWER PLANT SYSTEM DESIGN.- Wiley.- 1985 J. G. Collier & G. F. Hewitt.- INTRODUCTION TO NUCLEAR POWER.- Hemisphere.- 1987 W. H. Axtman, R. N. Mosher & C. R. Bahn.- THE AMERICAN BOILER INDUSTRY - A CENTURY OF INNOVATION.- American Boiler Manufacturers Association.- 1988 II.- TRANSFORMACIONES TERMODINÁMICAS N. B. Vargaftik.- TABLES ON THE THERMOPHYSICAL PROPERTIES OF LIQUIDS AND GASES.Wiley.- 1975 J. H. Keenan, J. Chao & J. Kaye.- GAS TABLES.- Wiley.- 1980 C. A. Meyer & al..- ASME STEAM TABLES.- American Society of Mechanical Engineers.- 1983 M. W. Chase & al..- JANAF THERMOCHEMICAL TABLES.- A, Ch, S. & A. I. Ph..- 1986 CRC.- HANDBOOK OF CHEMISTRY AND PHYSICS.- CRC Press.- 1989 B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE , 40t hEdition, Chapter 2.- The Babcock & Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA.- 1992 III.- DINÁMICA DE FLUIDOS E. D. Grimison.- CORRELATION AND UTILIZATION OF NEW DATA ON FLOW RESISTANCE AND HEAT TRANSFER FOR CROSSFLOW OF GASES OVER TUBE BANKS, Trans. ASME, Vol.59, pp. 583-594, (1937) L. F. Moody.- FRICTION COEFICIENTES FOR PIPE FLOW, Journal of Heat Transfer, Vol.66, pp. 671-684, (1944) A. Y. Gunter & W. A. Shaw.- A GENERAL CORRELATION OF FRICTION COEFICIENTES FOR VARIOUS TYPES OF SURFACES IN CROSSFLOW, Trans. ASME, Vol.67, pp. 643-660, (1945) D. Q. Kern.- PROCESS HEAT TRANSFER, McGraw-Hill, New York, (1950) H. Ito.- FRICTION COEFICIENTES FOR TURBULENT FLOW IN CURVED PIPES, Journal of Basic Engineering, Vol. 81, pp.123-126, (1959) D. E. Briggs & E. H. Young.- CONVECTION HEAT TRANSFER AND PRESSURE DROP OF AIR FLOWING ACROSS TRIANGULAR PITCH BANKS OF FINED TUBES, AIChE, Nº.41, Vol.59, pp.1-10 (1963) R. N. Wimpress.- HYDROCARBON PROCESSING AND PETROLEUM REFINER, AIChE, Nº.10, Vol.42, pp.115-126, (1963) S. Patankar.- NUMERICAL HEAT TRANSFER AND FLUID FLOW, Hemisphere, Washington D.C., (1980) L.C. Burmeister.- CONVECTIVE HEAT TRANSFER, Wiley, New York, (1983) D. A. Anderson, J. C. Tannehill & R. H. Pletcher.- COMPUTATIONAL FLUID MECHANICS AND HEAT TRANSFER, Hemisphere, Washington D.C., (1984) W. Rohsenow, J. Hartnett & E. Ganic.- HANDBOOK OF HEAT TRANSFER FUNDAMENTALS, McGraw-Hill, New York, (1985) 1023

I. D. Idelchik.- HANDBOOK OF HYDRAULIC RESISTANCE, Hemisphere, Washington D.C., (1986) B & W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE, 40t hEdition, Chapter 3, The Babcock & Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA, (1992) IV.- TRANSMISIÓN DE CALOR A. Colburn.- A METHOD OF CORRELATING FORCED CONVECTION HEAT TRANSFER DATA AND A COMPARISON WITH FLUID FRICTION, A.I.Ch.E., Vol.29, pp.174.- 1933 T. F. Schmidt.- WÄRME LEISTUNG VON GERRIPTEN FLÄCHEN.- Mitt. des Kältetechn.,Inst. der T.H. Karlsruhe, Vol.4.1949 W. McAdams.- HEAT TRANSMISSION.- McGraw-Hill.- 1967 F. Incropers & D. Dewitt.- INTRODUCTIO TO HEAT TRANSFER.- McGraw-Hill.- 1980 S. Patankar.- NUMERICAL HEAT TRANSFER AND FLUID FLOW, McGraw-Hill.- 1980 F. C. Lockwood & R. A. Wessel.- NEW RADIATION SOLUTION METHOD FOR INCORPORATION IN GENERAL COMBUSTION PREDICTION PROCEDURES.- The Combustion Institute, pp.1405˜1414.- 1981 C. A. Meyer & al..- ASME STEAM TABLES: THERMODYNAMIC AND TRANSPORT PROPERTIES OF STEAM.- American Institute of Mechanical Engineers (ASME).- 1983 W. A. Fiveland.- DISCRETE-ORDINATES SOLUTIONS OF THE RADIATIVE TRANSPORT EQUATION FOR RECTANGULAR ENCLOSURES.- Journal of Heat Transfer, Vol.106.- 1984 W. Roshenaw, J. Hartnett & E. Ganic.- HANDBOOK OF HEAT TRANSFER FUNDAMENTALS.- McGraw-Hill.- 1985 F. Kreith & M. Bohn.- PRINCIPLES OF HEAT TRANSFER.- Harper and Row.- 1986 W. A. Fiveland & R. A. Wessel.- A NUMERICAL MODEL FOR PREDICTING PERFORMANCE OF THREE-DIMENSIONAL PULVERIZED FUEL FIRED FURNACES.- Journal of Engineering for Gas Turbine and Power, Vol.110, No.1.- 1988 W. A. Fiveland.- THREE-DIMENSIONAL RADIATIVE HEAT TRANSFER SOLUTIONS BY THE DISCRETE-ORDINATES METHOD.- Journal of Thermophysics and Heat Transfer, Vol.2, No.4.- 1988 B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t hEdition, Chapter 4.- Barberton, Ohio, USA.- 1992 V.- INTERCAMBIADORES DE CALOR A. Colburn, A METHOD OF CORRELATING FORCED CONVECTION HEAT TRANSFER DATA AND A COMPARISON WITH FLUID FRICTION, A.I.Ch.E., Vol.29, pp.174, (1933) T. F. Schmidt, WÄRME LEISTUNG VON GERRIPTEN FLÄCHEN, Mitt. des Kältetechn., Inst. der T.H. Karlsruhe, Vol.4 (1949) W. McAdams, HEAT TRANSMISSION, McGraw-Hill (1967) F. Incropers; D. Dewitt, INTRODUCTIO TO HEAT TRANSFER, McGraw-Hill, (1980) S. Patankar, NUMERICAL HEAT TRANSFER AND FLUID FLOW, McGraw-Hill (1980) F. C. Lockwood; R. A. Wessel, NEW RADIATION SOLUTION METHOD FOR INCORPORATION IN GENERAL COMBUSTION PREDICTION PROCEDURES, The Combustion Institute, pp.1405-1414 (1981) C. A. Meye., ASME STEAM TABLES: THERMODYNAMIC AND TRANSPORT PROPERTIES OF STEAM, American Institute of Mechanical Engineers (ASME) (1983) W. A. Fiveland, DISCRETE-ORDINATES SOLUTIONS OF THE RADIATIVE TRANSPORT EQUATION FOR RECTANGULAR ENCLOSURES, Journal of Heat Transfer, Vol.106, (1984). Roshenaw, J. Hartnett & E. Ganic, HANDBOOK OF HEAT TRANSFER FUNDAMENTALS, McGraw-Hill (1985) F. Kreith & M. Bohn, PRINCIPLES OF HEAT TRANSFER, Harper and Row (1986) 1024

W. A. Fiveland & R. A. Wessel, A NUMERICAL MODEL FOR PREDICTING PERFORMANCE OF THREE-DIMENSIONAL PULVERIZED FUEL FIRED FURNACES, Journal of Engineering for Gas Turbine and Power, Vol.110, No.1, (1988) W. A. Fiveland, THREE-DIMENSIONAL RADIATIVE HEAT TRANSFER SOLUTIONS BY THE DISCRETE-ORDINATES METHOD, Journal of Thermophysics and Heat Transfer, Vol.2, Nº.4, (1988) B&W, STEAM: ITS GENERATION AND USE, 40t hEdition, Chapter 4, Barberton, Ohio, USA (1992) VI. VAPORIZACION L.S. Tong.- BOILING HEAT TRANSFER AND TWO-PHASE FLOW.- Wiley.- 1965 G.B. Wallis.- ONE-DIMENSION TWO-PHASE FLOW.- McGraw- Hill.- 1969 Y.Y. Hsu & R.W. Graham.- TRANSPORT PROCESSES IN BOILING AND TWO-PHASE SYSTEMS.- Hemisphere.- 1976 D. Butterworth & G.F. Hewitt.- TWO-PHASE FLOW AND HEAT TRANSFER.- Oxford University Press.- 1977 R.T. Lebey & F.J. Moody.- THERMAL HYDRAULICS OF BOILING WATER NUCKEAR REACTORS.- American Nuclear Society.- 1977 A.E. Bergles&al..- TWO-PHASE FLOW AND HEAT TRABNSFER IN THE POWER AND PROCESS INDUSTRIES.- Hemisphere.- 1981 B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t hEdition, Chapter 5.- Barberton, Ohio, USA.- 1992 F. J. Moody.- MAXIMUM FLOW RATE OF A SINGLE COMPONENT, TWO-PHASE MIXTURE, Journal of Heat Transfer, Vol. 87, 1965. J.S. Gittinger B&W; W.J. Arvan, Palm Beach Resource Recovery Corporation.- CONSIDERATIONS FOR THE DESIGN OF RDF-FIRED REFUSE BOILERS.- Presented to: Power-Gen Europe ’98.- June 9-11, 1998.- Milan, Italy VII.- METALURGIA, MATERIALES Y ENSAYOS UTILIZADOS EN LOS GENERADORES DE VAPOR E.C. Bain & H.W. Paxton.- ALLOYING ELEMENTS IN STEEL.- American Society for Metals.- Metals Park, Ohio.- 1961 R.A. Swaling.- THERMODYNAMICS OF SOLIDS.- Wiley, New York.- 1962 H.W. Hayden & al..- THE STRUCTURE AND PROPERTIES OF MATERIALS.- Vol.III, Mechanical Behavior.- Wiley, New York.- 1965 H.E. McGannon, ed..- THE MAKING, SHAPING AND TREATING OF STEEL.- 9th.Edition, United States Steel, Pittsburgh.1970 C.J. Long & W.T. DeLong.- THE FERRITE CONTENT OF AUSTENITIC STAINLESS STEEL WELD METAL.- Welding Journal, Research Supplement, pp. 2818-2978, Vol. 52 (7).- 1973 M. Gold .- THE EFFECT OF VARYING DEGREES OF COLD CORK ON THE STRESS-RUPTURE PROPERTIES OF 304 STAINLESS STEELS.- Trans. ASME.- J. Eng. Materials and Technology, (1975) R.A. Higgings.- PROPERTIES OF EMGINEERING MATERIALS.- Hodder and Staughton, London (1979) D. Benjamin.- PROPERTIES AND SELECTION: STAINLESS STEELS, TOOL MATERUALS AND SPECIFIC PURPOSE METALS.-Metals Handbook, 9th. Edition, Vol. 3, American Society for Metal, Ohio, (1980) C. Weisman.- WELDING HANBOOK.- 7t h Edition, Vol. 1, p.272, American Welding Society, Florida (1981) V.K. Sikka.- MODIFIED 9Cr + 1Mo STEEL - AN IMPROVED ALLOY FOR STEAM GENERATOR APPLICATION.- Ferritic Steels for High Temperature Applications, Proceedings of ASM International Conference, Pennsylvania (1981) W.T. Lankford,Jr..- THE MAKING, SHAPING AND TREATING OF STEEL.- 10t h.Edition, Association of Iron and Steel Engineers, Pittsburgh, (1970) J.L. Barna.- FURNACE WALL CORROSION IN REFUSE-FIRED BOILERS.- American Society of Mechanical Engineers, 12t h. Biennial National Waste Processing Conference, Colorado, (1986) A.H. Rudd & J.M. Tanzosh.- DEVELOPMENTS APPLICABLE TO IMPROVED COAL-FIRED POWER PLANTS.-1st.EPRI International Conference, California, Electric Power Research Institute (1986) 1025

J.M. Barson & S.T. Rolfe.- FRACTURE AND FATIGUE CONTROL IN STRUCTURES.- 2nd.Edition, Prentice-Hall, New Jersey , (1987) R. Viswanathan.- LIGAMENT CRAKING AND THE USE OF MODIFIED 9Cr + 1Mo ALLOY STEEL (P91) FOR BOILER HEADERS.- ASME Pressure Vessels and Piping Conference, Tennessee, American Society of Mechanical Engineers, New York, (1990) M. Prager & C. Cantzlereds.- NEW ALLOYS FOR PRESSURE VESSELS AND PIPING.- ASME Pressure Vessels and Piping Conference, Tennessee, American Society of Mechanical Engineers, New York, (1990) R.W. Swindeman & M. Gold.- DEVELOPMENTS IN FERROUS ALLOY TECHNLOGY FOR HIGH TEMPERATYRE SERVICE.- Trans. ASME, J. Pressure Vessel Technology, American Society of Mechanical Engineers, New York, (1991) B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h.Edition, Chapter 6, The Babcock and Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA, (1992) VIII.- DISEÑO Y ANÁLISIS ESTRUCTURAL DE RECIPIENTES A PRESIÓN W.C. Kroenke.- CLASSIFICATION OF FINITE ELEMENT STRESSES ACCORDING TO ASME SECTION III STRESS CATEGORIES.- Pressure Vessels and Piping, Analysis and Computers, ASME, (1974) R.D. Cook.- CONCEPTS AND APPLICATIONS OD FINITE ELEMENT ANALYSIS.- Wiley, New York, (1974) K.R. Wichman, A.G. Hopper & J.L. Mershon.- LOCAL STRESSES IN SPHERICAL AND CYLINDRICAL SHELLS DUE TO EXTERNAL LOADINGS.- WRC.- BULLETIN nº. 107 , Welding Research Council, New York, (1979) V. Kumar&al..- AN ENGINEERING APPROACH FOR ELASTIC-PLASTIC FRACTURE ANALY-SIS.- Report EPRI, Nº. P1931, Electric Power Research Institute, Palo Alto, California, (1981) J.R. Farr & M.H. Jawad.- STRUCTURAL ANALYSIS AND DESIGN OF PROCESS EQUIPMENT.- Wiley-Interscience, New York, (1984) J.F. Harvey.- THEORY AND DESIGN OF PRESSURE VESSELS.- Van Nostrand, New York, (1985) J.M. Bloom.- DEFORMATION PLASTICITY FAILURE ASSESSMENT DIAGRAM .- Elastic Plastic Fracture Mechanics Technology, ASTM STGO-896, American Society for Testing and Materials, Philadelphia, (1985) A. Saxena.- CREEP CRACK GROWTH UNDER NON-STEADY-STATE CONDITIONS.- Fracture Mechanics, Vol. 17, ASTM STP-905, American Society for Testing and Materials, Philadelphia. (1986) J.L. Bassani, D.E. Hawk & A. Saxena.- EVALUATION OF THE Ct PARAMETER FOR CHARACTERIZING CREEP CRACK GROWTH RATE IN THE TRANSIENT REGION.- 3rd Int. Sym. on Nonlinear Fracture Mechanics, ASTM STP-995, American Society for Testing and Materials, Philadelphia, (1989) WSC.- GUIDANCE ON METHODS FOR ASSESSING THE ACCEPTABILITY OF FLAWS IN FUSION WELDED STRUCTURE.- Welding Standards Committee, PD-6493, London, (1991) B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 7, The Babcock & Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA, (1992) IX.- FUENTES DE ENERGÍA C.L. Wagoner; A.F. Duzy.- BURNING PROFILES FOR SOLID FUELS,. Technical Paper 67-WA-FU-4, American Society of Mechanical Engineers, ASME, New York, (1967) S.J. Vecci; C.L. Wagoner; G.B. Olson.- FUEL AND ASH CHARACTERIZATION AND ITS EFFECT ON THE DESIGN OF INDUSTRIAL BOILERS.- Proceedings, Vol. 40, pp. 850-864, American Power Conference, (1978) G.A. Farthing..- PROPERTIES AND PERFORMANCE CHARACTERISTICS OF WATER-COAL FUELS.- American Chemical Society National Meeting, Seatle, Washington, (1983) D.L. Sala; S.P. Babu; W.J. Bair.- MILD GASIFICATION OF COAL: POTENTIAL OPPROTUNITIES FOR VALUE-ADDED USES.- Coal: Targets of Opportunity Workshops; Proceedings, Report CONF-880770-2, U.S. Department of Energy, Washington, D.C., (1988) WEC.- SURVEY OF ENERGY RESOURCES.- World Energy Conference, London, U.K., (1989) ESTIMATES OF U.S. COAL RESERVES BY COAL TYPE.- Report DOE / EIA-0529, U.S. Energy Information Administration, 1026

Washington, D.C. (1989) B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 8, The Babcock & Wilcox Company, Barberton, Ohio USA, (1992) X.- PREPARACIÓN Y MANIPULACIÓN DE COMBUSTIBLES SÓLIDOS E.P. Pfleider.- SURFACE MINING.- The American Institute of Mining, Metallurgical and Petroleum Engineers, New York, (1968) A.T. Yu.- TRANSFER AND STORAGE.- Mining Engineering Handbook, Vol. 2, Section 18.6, Society of Mining Engi-neers, New York, (1979) I.A. Given, ed.- MINING ENGINEERING HANDBOOK.- The American Institute of Mining, Metallurgical and Petro-leum Engineers, New York, (1979) R.H. Scott.- COMPETITIVE COAL TRANSPORTATION.- Coal Marketing Days Conference, Pittsburgh, (1983) T.F. Edgar.- COAL PROCESSING AND POLLUTION CONTROL.- Gulf, Tulsa, Oklahoma, (1983) R.D. Besset.- COAL TRANSPORTATION.- Handbook of Energy System Engineering, Wiley, New York, (1985) D. Mahr.- COAL TRANSPORTATION AND HANDLING.- Power Engineering, pp. 38-43, November, (1985) R.G. Schwieger.- COAL HANDLING.- Standard Handbook of Powerplant Engineering, McGraw-Hill, New York, (1989) J.B. Smitham & S.K. Nicol.- PHYSICO-CHEMICAL PRINCIPLES CONTROLLING THE EMISSION OF DUST FROM COAL STOCKPILES.- Powder Technology, Vol. 64, pp. 259-270, February, (1991) B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 11, The Babcock & Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA, (1992) XI.- INTRODUCCIÓN A LA COMBUSTIÓN F.D. Rosini & al.- SELECTED VALUES OF PHYSICAL AND THERMODINAMIC PROPERTIES OF HYDROCARBONS AND RELATED COMPOUNDS.- Research Project 44, American Petroleum Institute, Pittsburgh, (1953) D. McA.Mason & B.E. Eakin.- PROPOSED STANDARD METHOD FOR CALCULATING HEATING VALUE AND SPECIFIC GRAVITY FROM GAS COMPOSITION.- American Gas Association Proceedings, CEP-61-11, (1961) I.P..- GAS ENGINEERS HANDBOOK.- The Industrial Press, New York, (1965) JANAF.- THERMODUNAMICAL TABLES, 2nd Ed..- Publication NSRDS-NBS-37, U.S. National Bureau of Standards , (National Institute of Standards and Technology), Washington, D.C., (1971) NASA.- PUBLICATION SP-273.- (1971) M.A. Elliot, ed..- CHEMISTRY OF COAL UTILIZATION, 2nd Suppl. Vol., Wiley, New York, (1981) C.A. Meyer & al..- ASME STEAM TABLES.- American Society of Mechanical Engineers, New York, (1983) J. Entwistle, T.C. Heil and G.E. Hoffman.- STEAM GENERATION EFFICIENCY REVISITED.- Technical Paper 88JPGC/PTC-3, American Society of Mechanical Engineers, New York, (1988) CRC.- HANDBOOK OF CHEMISTRY AND PHYSICS, 71st Ed..- CRC Press, Boca Raton, Florida, (1990) P.M. Gehart, T.C. Heil and J.T. Phillips.- STEAM GENERATOR PERFORMANCE CALCULATION STRATEGIES FOR ASME PTC-4.- Technical Paper 91-JPGC/PTC-1., American Society of Mechanical Engineers, New York, (1991) B&W STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 9.- The Babcock & Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA, (1992) XII.- COMBUSTIÓN DE GASES Y FUELÓLEOS B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 10.- The Babcock & Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA (1992) 1027

G. A. Cato, et al., Field Testing: Application Of Combustion Modifications To Control Pollutant .- Emissions From Industrial Boilers—Phase II, EPA-600/ 2-76-086a, U. S. Environmental Protection Agency, Washington, DC, April 1976. Particulate Emission Control Systems For Oil Fired Boilers, EPA-450/3-74-063, U. S. Environmental Protection Agency, Research Triangle Park, NC, December 1974. Field Chemical Emissions Monitoring Project, Site 112 Emissions Report, Preliminary Draft, Carnot, Tustin, California, February 24, 1994. (EPRI Report) http://www.osti.gov/energycitations/purl.cover.jsp?purl=/5067102-5mw8gF/ Sustainable Development Business Case Report.- Clean Conventional Fuel.- Oil and Gas.- SD Busines Case TM, versión 1.Noviembre 2006. www.sdtc.ca V. V. Makarov, G. I. Ksandopulo, and V. M. Potekhin.- FUEL OIL PYROLYSIS INITIATED BY PROPANE-BUTANEOXYGEN FLAME.- St. Petersburg State Technological Institute, St. Petersburg, Russia , 2002 XIII.- PULVERIZADORES DE CARBÓN R.R. Piepho & D.R.Dougan.- GRINDABILITY MEASUREMENTS ON LOW RANK FUELS.- Proceedings, Coal Technology 81, vol. 3, pp. 111 a 121, (1981) T.D. Johnson & al..- PULVERISED FUEL SYSTEM EROSION.- EPRI Conference on Coal Pulverizers, pp. 18˜22, Central Electricity Generating Board , England, (1985) R.G. Zalosh.- REVIEW OF COAL PULVERIZAR FIRE AND EXPLOSION INCIDENTS ASTM-ST958, p. 194., American Society for Testing and Materials , Philadelphia, (1987) R.T. Donais, A.L. Tyler & W.T. Bakker.- THE EFFECT OF QUARTZ AND PYRITE ON ABRASIVE WEAR IN COAL PULVERIZERS.- International Conference on Advances in Material for Fossil Fuel Plants, Proceedings of the American Society for Metals, p. 643, (1987) Draft Standard ISO/DIS-9931.- COAL: SAMPLING OF PULVERIZED COAL CONVEYED BY GASES IN DIRECT FIRED COAL SYSTEMS.- International Standards Organization, (1989) A.C. Wiley & al.- MICRONIZED COAL FOR BOILER UPGRADE/RETROFIT.- Proceedings on Power-Gen 90, p. 1155 a 1170, Houston, (1990) B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 12, The Babcock & Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA, (1992) DEMONSTRATION OF COAL REBURNING FOR CYCLONE BOILER NOx CONTROL, Los Alamos National Laboratory, Clean Coal Technology Compendium Combustion Engineering.- COMBUSTION: FOSSIL POWER SYSTEMS.- 3rd ed. Windsor. 1981. Esa Vakkilainen.- LECTURE SLIDES AND MATERIAL ON STEAM BOILER TECHNOLOGY, 2001 CFB ENGINEERING MANUAL, extract supplied by Foster Wheeler CYCLONE FIRED WET BOTTOM BOILERS, IEA COAL RESEARCH CENTRE, Web Page, http://www.ieacoal.org.uk/CCTdatabase/cyclone.htm , read 15.8.2002 Sebastian Teir.- MODERN BOILER TYPES AND APPLICATIONS.- Helsinki University of Technology Department of Mechanical Engineering.- Energy Engineering and Environmental Protection XIV.- COMBUSTORES CICLÓN B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 14, The Babcock & Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA, (1992) B. Fungtammasan, J. Torero& P. Joulain.- AN EXPERIMENTAL STUDY ON THE COMBUSTION CHARACTERISTICS OF SAWDUST IN A CYCLONE COMBUSTOR . Laboratoire de Chimie-Physique de la Combustion Universite de Poi tiers - UA 872 au CNRS .- ENSMABP 109-Sitedu Futuroscope.- 86960 Futuroscope Cedex, France P. Jittrepit.- THE BURNING CHARACTERISTICS OF ASAW DUSTJIRED CYCLONE COMBUSTOR.- M. Eng. thesis, King Mongkut's Institute of Technology North Bangkok, 1993. N.A. Cheromisnoff.- ENCYCLOPEDIA OF FLUID MECHANICS, Vol. 4.- (Solidand Gas/Solid Flow), Guff Publishing, Hous1028

ton, 1986. M. Beer, and N. A. Chigier.- COMBUSTION AERODYNAMICS, Applied Science Publishers Ltd., 1972. XV.- HOGARES MECÁNICOS B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40tt h Edition, Chapter 15.- The Babcock & Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA.- 1992 Olle Nyström Technical Expert Carl Bro International EC ASEAN Cogeneration Programme EUROPEAN EQUIPMENT APPLICABILITY AND COMPETITIVEPOSITIONIN ASEAN COGENERATION.- Krakow, Polen, November 23-24, 2004 XVI.- CALDERAS DE LECHO FLUIDIFICADO H.S. Mickley & C.A. Trilling.- INDUSTRIAL ENGINEERING CHEMISTRY. Vol. 41, nº 6 (1949) M. Leva.- CANADIAN JOURNAL OF CHEMICAL ENGINEERING, Vol. 35, pp. 71-76 (1957) H.A. Vreendenberg.- CHEMICAL ENGINEERING SCIENCE, Vol. 9, pp. 53-60 (1968) N.I. Gelperin, V.A. Ainshtein & L.A. Korotyanskaya.- INTERNATIONAL CHEMICAL ENGINEERING, Vol. 9, nº1, pp.137142 (1969) S.P. Babu, B. Shah & A. Talwalkar.- AIChE SYMPOSIUM, Series nº 176, Vol. 176, pp. 176-186.- (1978) F.W. Staub & G.S. Canada.- FLUIDIZATION, pp. 339-344, Cambridge University Press (1978) L.R. Gliksman & N.A. Deker.- PROCEEDINGS OF THE 6t h INTERNATIONAL FLUIDIZED BED COMBUSTION CONFERENCE, pp. 1152-1158, Atlanta, Georgia, USA (1980) J.T. Tang & al..- AIChE SPRING NATIONAL MEETING, March 27-31, Houston, Texas, USA, (1983) H. Kobro & C. Brereton.- CIRCULATING FLUIDIZED BED TECHNOLOGY, Proceeding of the First International Conference on Circulating Fluidized Beds, pp. 263-272, Halifax, Nova Scotia, Canada (1985) B&W.- STEAM : ITS GENERATION AND USE, 40t h Edition, Chapter 16, The Babcock Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA, (1992) Paper Nº. FBC99-0082.- Update of Operating Experience of B&W IR-CFB Coal-Fired Boilers.- Proceedings of the 15th International Conference on Fluidized Bed Combustion.- May 16 - 19, 1999.- Savannah, Georgia XVI.- GASIFICACIÓN DEL CARBÓN P.R. Grosman & R.W. Curtis.- PULVERIZED-COAL-FIRED GASIFIER FOR PRODUCTION OF CARBON MONOXIDE AND HYDROGEN, Transactions of the ASME, Paper nº.53-A-49-1953 P.B. Probert.- INDUSTRIAL FUEL GAS FROM COAL, American Ceramic Society, Washington D.C., 1975 Dravo Corporation.- HANDBOOK OF GASIFIERS AND GAS TREATMENT SYSTEMS, USERDA, Report FE-1772-11-1976 M.P. May.- SUSPENSION GASIFIER OFFERS ECONOMICS OF SCALE, Iron and Steel Engineer, pp. 45-62-1977 M.A. Elliot.- CHEMISTRY OF COAL UTILIZATION, 2nd.Suppl. Volume, Chapters 23-24-25-Wiley, New York-1981 EPRI Report AP-3109.- COAL GASIFICATION SYSTEMS: A GUIDE TO STATUS, APPLICATIONS AND ECONOMICS, Synthetic Fuel Association-1983 J. Huebler & J.C. Janka.- FUEL SYNTHETIC, Encyclopedia of Chemical Technology, 3rd ed., Vol. 11, Wiley Inters-cience1983 R.A. Meyers, ed.- HANDBOOK OF SYNFUELS TECHNOLOGY, Part 3-Mc.Graw Hill, N.Y.-1984 SFA Pacific, Inc.- DRY FEED ENTRAINED-FLOW COAL GASIFICATION PROCESS TECHNOLOGY STATUS, The SFA Quarterly Report-1988 W.T. Bakker.- MATERIALS FOR SYNGAS COOLERS IN INTEGRATED GASIFICATION-COMBINED CYCLE POWER PLANTS, Technical Brief PR-2048-1988 1029

D.M. Rib.- COOL WATER ENVIRONMENTAL PERFORMANCE UTILIZING FOR COAL FEEDSTOCKS, Eighth Annual EPRI Coal Gasification Contractor's Conference-1988 J.E. Notestein.- UPDATE ON DEPARTMENT OF ENERGY HOT GAS CLEANUP PROGRAMS, Eighth Annual EPRI Conference on Coal Gasification, 1988 J.R. Ebbins & E. Ruhl.- THE BGL GASIFIER: RECENT ENVIRONMENTAL RESULTS, Eighth Annual EPRI Conference on Coal Gasification, 1988 A.B. Krewinghaus & P.C. Richards.- COAL FLEXIBILITY ON THE SHELL COAL GASIFICATION PROCESS, Pittsburgh Coal Conference, 1989 D.C. Baker & al.- ENVIRONMENTAL CHARACTERIZATION OF THE SHELL COAL GASIFICATION PROCESS, III, SOLID BY-PRODUCTS, Seventh Annual Pittsburgh Coal Conference, 1990 W.T. Bakker.- MATERIALS FOR COAL GASIFICATION, AN EPRI PERPECTIVE, EPRI Conference on Gasification Power Plants, 1990 D.L. Peterson & al..- TREATMENT OF GASIFICATION WASTE WATER: TREATABILITY TEST RESULTS AND DEVELOPMENT OF A PROCESS DESIGN MANUAL, Ninth Annual EPRI Conference on Coal Gasification Power Plants, 1990 SFA Pacific, Inc..- THE CLAUSS SULFUR RECOVERY PROCESS, The SFA Quarterly Report, 1990 R.P. Allen, R.A. Battista & T.C. Ekstrom.- CHARACTERISTICS OF AN ADVANCED GAS TURBINE WITH COAL DERIVED FUEL GASES, Ninth Annual EPRI Conference on Coal Gasification Power Plants, 1990 XVIII.- CALDERAS, SOBRECALENTADORES Y RECALENTADORES B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 18.- The Babcock & Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA.-1992 XIX.- ECONOMIZADORES Y CALENTADORES DE AIRE W. H. Mc Adams.- HEAT TRANSMISSION.- Mc Graw-Hill (1954) E. H. Mayer&G. M. Mc Carver.- ECONOMIZER TECHNOLOGY FOR UTILITY AND INDUSTRIAL BOILERS.- Course for the Center for Professional Advancement.- E. Brunswick (1991) B&W.-STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 19.- The Babcock-Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA (1992) XX.- EFECTO DE LA CENIZA DEL COMBUSTIBLE SOBRE EL DISEÑO Y FUNCIONAMIENTO B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE, 40t h Edition, Chapter 20.- The Babcock and Wilcox Company Barberton, Ohio, USA (1992) XXII.- CIERRES EN CALDERAS B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, chapter 22.- The Babcock & Wilcox Com-pany.- Barberton, Ohio, USA.- 1992 XXIII.- ELEMENTOS AUXILIARES DE CALDERA AMCA.- PUBLICATION 850- 84.- Air Movement and Control Association.- Arlington Heights, Illinois.- 1984 American Society of Mechanical Engineers.- ASME BOILER AND PRESSURE VESSEL CODE, SECTION I.- ASME.- New York.- 1988 B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40th Edition, chapter 23.- The Babcock&Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA.- 1992 XXIV.- CALDERAS PARA PLANTAS ELÉCTRICAS B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, chapter 24.- The Babcock & Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA.- 1992 1030

BENSON Boilers for Maximum.- Cost-Effectiveness in Power Plants, 2002 B&W.- A Wide Range of Quality Products and Services, 1998 Sebastian Teir.- MODERN BOILER TYPES AND APPLICATIONS .- Helsinki University of Technology .- Department of Mechanical Engineering XXV.- DISEÑO DE CALDERAS INDUSTRIALES B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE, 40t h Edition, chapter 24, The Babcock & Wilcox Company Barberton, Ohio, USA.-1992 Helmut Anderl; Kurt Kaufmann .- 110 MWTH CFB BOILER RV-LENZING FOR INCINERATION OF WASTE MATERIALS (RDF) AND SLUDGE.- Babcock Borsig Power – Austrian Energy.- Austria XXVI.- RECUPERACIÓN DE PRODUCTOS Y CALOR EN LA INDUSTRIA PAPELERA R.P. Whitney.- CHEMICAL RECOVERY IN ALKALINE PULPING PROCESSES.- TAPPI, Monograpch Series Nº 32, p.40.1968 G.W. Hough.- CHEMICAL RECOVERY IN ALKALINE PULPING PROCESSES.- TAPPI, p.197.- 1985 G.A. Smook.- HANDBOOK FOR PULP AND PAPER TECHNOLOGISTS.- Joint Textbook Committee of the Paper Industry.TAPPI / CPPA , p.69.- 1986 A. Elaahi & H.E. Lowitt.- THE PULP AND PAPER INDUSTRY: AN ENERGY PERSPECTIVE.- DOE / RL / 01830 - T 57.April, 1988 Miller Freeman.- PULP AND PAPER 1990 NORTH AMERICAN FACTBOOK.- Pulp and Paper International.- 1991 Miller Freeman.- 1991 INTERNATIONAL FACT AND PRICE BOOK.- Pulp and Paper International.- 1992 B&W.- STEAM : ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 26.- The Babcock and Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA.- 1992 Larson, Eric D.- A COST-BENEFIT ASSESSMENT OF BIOMASS GASIFICATION POWER GENERATION IN THE PULP AND PAPER INDUSTRY PRINCETON ENVIRONMENTAL INSTITUTE - Princeton University, Stefano Consonni, Dipartimento di Energetica, Politecnico di Milano, and Ryan E. Katofsky, Navigant Consulting, Inc. October 8, 2003. Chemrec AB.- TECHNOLOGY.- http://www.chemrec.se/ (April 20, 2004). Brown, Robert C.- BIORENEWABLE RESOURCES ENGINEERING NEW PRODUCTS FROM AGRICULTURE.- Iowa State Press, Ames IA. 2003 ThermoChem Recovery International, Inc.; TRI SOLUTION.- http://www.tri-inc.net/solution.htm (April 20, 2004). Ryham & Rolf & Nikkanen, Samuli.- HIGH SOLIDS FIRING AT RECOVERY BOILERS, TAPPI Kraft Recovery . Operations Short Course. pp. 233-238 , 1992 . Vakkilainen, Esa K. & Taivassalo, V. & Kjäldman, L.& Kilpinen, P. & Norström, T.- High Solids Firing in an Operating Recovery Boiler - COMPARISON OF CFD PREDICTIONS TO PRACTICAL OBSERVATIONS IN THE FURNACE. TAPPI .International Chemical Recovery Conference, Tampa, Florida., 1998 Vakkilainen, Esa.- RECOVERY BOILER. Chapter 13 in Book 6, Chemical Pulping, Finnish Paper Engineers' Association and TAPPI , 2000. Vakkilainen, Esa.- PREDICTING ASH PROPERTIES IN RECOVERY BOILERS. CONFERENCE ON BEHAVIOR OF INORGANIC MATERIAL IN RECOVERY BOILERS, June 4-9, 2000, Bar Harbor, Maine , 2000. Vakkilainen, Esa. & William J. & Reis, V.V. & Wåg, Kaj. J.- POTASSIUM AND CHLORINE ENRICHMENT DURING BLACK LIQUOR COMBUSTION. LABORATORY AND MILL MEASUREMENTS AND A MECHANISTIC MODEL.- Proceedings 1995.- International Chemical Recovery Conference, Toronto, 1995. Söderhjelm, L. & Sägfors, P-E. & E. Kiiskilä.- FACTORS INFLUENCING HEAT TREATMENT OF BLACK LIQUOR. TAPPI International Recovery Conference, Tampa, Florida , 1998. Vakkilainen, Esa, Backman, Rainer, Forssén, Mikael, Hupa, Mikko.- EFFECTS OF LIQUOR HEAT TREATMENT ON BLACK LIQUOR COMBUSTION PROPERTIES. TAPPI International Recovery Conference, Tampa, Florida, 1998 1031

Helpiö, T. & Kankkunen, A.- MEASUREMENTS OF THE EFFECT OF BLACK LIQUOR FIRING TEMPERATURE ON ATOMIZATION PERFORMANCE.- Part 1: Nozzle Flow Properties and Sheet Breakup, Helsinki University of Technology, Laboratory of Energy Engineering and Environmental Protection , 1994. Helpiö, T. & Kankkunen, A.-MEASUREMENTS OF THE EFFECT OF BLACK LIQUOR FIRING TEMPERATURE ON ATOMIZATION PERFORMANCE, Part 2: Drop Size Distributions, Helsinki University of Technology, Laboratory of Energy Engineering and Environmental Protection , 1995. Järvinen, M.& Forssén, M.,& Vakkilainen, E. & Zevenhoven, R. & Hupa, M..-BLACK LIQUOR.- DEVOLATILIZATION AND SWELLING DETAILED DROPLET MODEL. Conference on Behavior of Inorganic Material In Recovery Boilers, June 4-9, 2000, Bar Harbor, Maine. Frederick, W.J.& Hupa, M..-COMBUSTION PROPERTIES OF KRAFT BLACK LIQUORS, Åbo Akademi Department of Chemical Engineering, Report 93-3 , 1993. McKeough, P.J. & al,.- THE RELEASE OF CARBON, SODIUM AND SULPHUR DURING RAPID PYROLYSIS OF BLACK LIQUOR. TAPPI International Recovery Conference, Toronto Canada, Preprints, pp. A217-A226 , 1995. Manninen, J. & Vakkilainen, E.- REDUCTION OF SULFUR EMISSIONS FROM KRAFT RECOVERY FURNACE WITH BLACK LIQUOR HEAT TREATMENT.- Finnish-Swedish Flame Days, Naantali , 1996. Ingvar Landälv & Chemrec AB.- EUROPEAN CONFERENCE on BIOREFINERY.-Advances in Black Liquor Gasification.Helsinki, 19 and 20 October 2006 XXVII.- CENTRALES QUE QUEMAN BASURAS R.S. Rochford & S.J.Witkowski.- CONSIDERATION IN THE DESIGN OF A SHREDDED MUNICIPAL REFUSE BURNING AND HEAT RECOVERY SYSTEM.- Proceedings of the ASME Waste Processing Conference.- Chicago, 1978 D.I. Cramblitte & al..- AKRON RECYCLE SYSTEM IS ON-LINE.- Proceedings of the ASME Waste Processing Conference.Washington, D.C., 1980 E.J. Campobenedetto & al..- CITY OF LAKELAND TO GENERATE POWER AND BURN MUNICIPAL WASTE.- Proceedings of the American Power Conference.- Chicago, 1982 J.F. Clunie & al..- THE INPORTANCE OF PROPER LOADING OF REFUSE FIRED BOILERS.- Proceedings of the ASME National Waste Processing Conference- Orlando, Florida, 1984 J.D. Blue & J.R. Strempek.- CONSIDERATIONS FOR THE DESIGN OS REFUSE-FIRED WATER WALL INCINERATORS.Proceedings of the Conference on Energy from Municipal Waste, Washington, D.C., 1985 J.L. Barna & J.D. Blue & P.L. Daniel.- FURNACE WALL CORROSION IN REFUSE FIRED BOILERS.- Proceedings of the ASME National Waste Processing Conference.- Denver, Colorado, 1986 M.P. Hepp & R.M. Nethercutt & J.F. Wood.- CONSIDERATIONS IN THE DESIGN OF HIGH TEMPERATURE AND PRESSURE REFUSE FIRED POWER BOILERS.- Proceedings of the ASME National Waste Processing Conference.- Denver, Colorado, 1986 P.S. Larsen.- CONTINNOUSLY MONITORING FURNACE TEMPERATURE IN REFUSE BOILERS USING ACOUSTIC PYROMETRY.- Proceedings of the Waste Technology Conference.- Chicago, 1986 C.W. Chambliss & J.T. Hestle & R.M. McNertney.- OPERATING EXPERIENCE IS REFLECTED IN NASHVILLE'S NEW REFUSE BOILER.- Proceedings of the ASME/IEEE Power Generation Conference.- Portland, Oregon, 1986 N.H. Johnson & D.C. Reschly- MSW AND RDF: AN EXAMINATION OF THE COMBUSTION PROCESS.- Proceedings of the ASME Joint ASME/IEEE Power Generation Conference.- Portland, Oregon, 1986 D.R. Gibbs & L.A. Kreidler.-FROM HAMILTON TO PALM BEACH: THE EVOLUTION OF DEDICATED RDF PLANTS.Proceedings of the Processed Fuels and Material Recovery from Municipal Waste Symposium.- Washington, D.C., 1986 R.H. Herrmann.- RDF- FIRED SYSTEMS.- Proceedings of Waste-to-Energy: Exploring the Total Market.- Washington, D.C., 1987 J.A. Barsin.- INITIAL OPERATIONAL RESULTS OF A COAL-FIRED STEAM GENERATOR CONVERTED TO 100% RDF FUEL.- Proceedings of the ASME Joint Power Conference.- Miami, Florida, 1987 J.A. Barsin & al..- INITIAL OPERATING RESULTS OF COAL-FIRED STEAM GENERATORS CONVERTED TO 100% REFUS DERIVED FUEL.- Proceedings of the American Power Conference.- Chicago, 1988 J.D. Blue & D.R. Gibbs & M.P. Hepp.- DESIGN AND OPERATING EXPERIENCE WITH HIGH TEMPERATURE AND 1032

HIGH PRSSURE REFUSE-FIRED BOILERS.- Proceedings of the ASME National Waste Processing Conference.- Philadelphia, 1988 L. Strach.- OPERATING EXPERIENCE OF REFRACTORY LININGS IN MASS-REFUSE FIRED WATERWALL BOILERS.Proceedings of the ASME National Waste Processing Conference.- Philadelphia, 1988 B.W. Jackson & J.E. Scheatzle & D.A. Taylor.- DESIGN TO CONVERT A THREE BOILER POWER PLANT TO RDF FIRING.- Proceedings of the Industrial Power Conference.- Houston, Texas, 1988 P.H. Schueler.- THE CASE OF DEDICATED REFUSE CONVERSION OF UTILITY BOILERS.- Proceedings of the PowerGen Conference.- Orlando, Florida, 1988 J.D. Blue & al..- STANDARD HANDBOOK OF POWERPLANT ENGINEERING, Section 3, Chapter 6, McGraw-Hill, 1989 G.T. Bielawski & al..- RESOURCE RECOVERY IN PALM BEACH.- Proceedings of the International Conference on Municipal Waste Combustion.- Hollywood, Florida, 1989 J.D. Blue & al..- WASTE FUELS: THEIR PREPARATION, HANDLING AND FIRING.- Standard Handbook of Powerplant Engineering, Section 3, Chapter 6, McGraw-Hill, 1989 D.R. Gibbs & L.A.Kreidler.- WHAT RDF HAS EVOLVED INTO.- Waste Age, 1989 D.E. Burnham & al..- THE EVOLUTION OF RDF BOILER DESIGNS THROUGH STATE-OF-THE-ART SYSTEM AT PALM BEACH.- Proceedings of the EPRI Conference on Municipal Solid Waste as a Utility Fuel.- Springfield, Massachusetts, 1989 W.C. Hanson & J.E. Scheatzle.- THE DESIGN AND START-UP OF ELK RIVER'S CONVERSION TO RDF FIRING.- Proceeding of the EPRI Conference on Municipal Solid Waste as a Utility Fuel.- Springfield, Massachusetts, 1989 R.H. Herrmann.- IMPROVEMENTS IN THE QUALITY OF RDF.- Proceedings of the EPRI Conference on Municipal Solid Waste as a Utility Fuel.- Springfield, Massachusetts, 1989 R.H. Herrmann.- PALM BEACH COUNTY WASTE PROCESSING FACILITY.- Proceedings of the GRCDA Resource Recovery Symposium.- West Palm Beach, Florida, 1990 D.R. Gibbs & M.P. Hepp.- MASS-BURN PLANT ACHIEVES HIGH AVAILABILITY, LOW EMISSIONS.- Power , 1990 E. Boman & al..- THE GREATER BRIDGEPORT REGIONAL RESOURCE RECOVERU PROJECT: A WASTE-TO-ENERGY REINCARNATION.- Proceedings of the ASME National Waste Processing Conference.- Long Beach, California, 1990 S.A. Scavuzzo & J.R. Strempek & L. Strach.- THE DETERMINATION OF THE THERMAL OPERATING CHARACTERISTICS IN THE FURNACE OF A REFUSE-FIRED POWER BOILER.- Proceedings of the ASME Waste Processing Conference.- Long Beach, California, 1990 B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 27.- The Babcock and Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA, 1992. XXVIII.- CENTRALES QUE QUEMAN MADERAS B&W.- STEAM : ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 28.- The Babcock and Wilcox Company.-Barberton, Ohio, USA, 1992 J.S. Gittinger .- B&W .- Barberton, Ohio, U.S.A. ; W.J. Arvan Palm Beach Resource Recovery Corporation .-Florida, U.S.A. CONSIDERATIONS FOR THE DESIGN OF RDF-FIRED REFUSE BOILERS BR-1657 .- Presented to: Power-Gen Europe ’98 .- Milan, Italy, 1998 Technical Paper BR-1393.- THE EVOLUTION OF RDF BOILER DESIGNS THROUGH THE STATE-OF-THE-ART SYSTEM AT PALM BEACH.- Babcock & Wilcox, Barberton, Ohio, 1989. Technical Paper BR-1366.- RESOURCE RECOVERY IN PALM BEACH.- Babcock & Wilcox, Barberton, Ohio, 1989. XXIX.- COMBUSTIÓN EN LECHO FLUIDO PRESURIZADO IEA Clean Coal Centre | Pressurized fluidized bed combustion (PFBC) http://www.iea-coal.org.uk/site/ieacoal/clean-coal-technologies-pages/clean-coal-technologies-pressurized-fluidized-bedcombustion-pfbc W.F. Podolski & al..- PRESSURIZED FLUIDIZED BED COMBUSTIÓN TECHNOLOGY.- Noyes Data, Park Ridge, New Jersey, 1989 1033

D. Geldart.- GAS FLUIDIFICATION TECHNOLOGY.- Wiley, New York, 1986 H.R. Hoy & al..- PART-LOAD OPERATION OF PRESSURIZED FLUIDIZED BED COMBUSTORS: A REVIEW.- 9t h International Fluidized Bed Combustion Conference, Boston, 1987 J. Stringer, EPRI.- CURRENT INFORMATION ON METAL WASTAGE IN FLUIDIZED BED COMBUSTORS.- 9t h International Fluidized Bed Combustion Conference, Boston, 1987 F.L. Kinsinger & D.K. MacDonald.- COMBINED CYCLE USING PFBC.- American Power Conference, Chicago, 1988 D.K. McDonald & P.S. Weitzel.- THE PFBC BOILER FOR AEP's TIDD PLANT; DESIGN FOR PERFORMANCE AND OPERATION.- EPRI Seminar on Fluidized Bed Combustion Technology for Utility Applications, Palo Alto, California, 1988 R.K. Clark & al..- COMPARATIVE PERFORMANCE OF THE GRIMETHORPE PFBC COMBUSTOR WHEN FED UIT DRY COAL AND COAL WATER MIXTURES.- 10t h International Fluidized Bed Conference, San Francisco, 1989 D. Boersma & al..- NOx EMISSIONS FROM PRESSURIZED FLUIDIZED BED COMBUSTIÓN.- 10t h International Fluidized Bed Conference, San Francisco, 1989 F.L. Kinsinger.- PRESSURIZED FLUIDIZED BED COMBUSTION - UTILITY BOILER IN A PRESSURE VESSEL.- National Board Bulletin.- National Board of Boiler and Pressure Vessel Inspectors, Vol. 45, Nº. 8, April 1989 A.J. Minchener & al..- NOx STUDIES ON THE PFBC FACILITY AT THE BRITISH COAL RESEARCH ESTABLISHMENT.10t h International Fluidized Bed Conference, San Francisco, 1989 M. Mudd.- STATUS OF AEP's TIDD PFBC DEMOSTRATION PLANT.- 10t h International Fluidized Bed Conference, San Francisco, 1989 P.S. Weitzel & al..- THE USE OF ADVANCED CERAMICS FOR HOT GAS CLEAN UP.- AIChE Annual Meeting, Chicago, 1990 B&W.- STEAM : ITS GENERATION AND USE.- 40th Edition, chapter 29.- The Babcock and Wilcox Company, Barberton, Ohio, USA, 1992 Basu, P.& Fraser, S.A.-CIRCULATING FLUIDIZED BED BOILERS.- Butterworth-Heinemann, Boston, 349pp.(1991). Caputo, A.C.& Pelagagge, P.M.- RDF PRODUCTION PLANTS: I DESIGN AND COSTS.- Applied Thermal Engineering, 22, 423-437 (2002a). Caputo, A.C.& Pelagagge, P.M.- RDF PRODUCTION PLANTS: II ECONOMICS AND PROFITABILITY.- Applied Thermal Engineering, 22, 439-448 (2002b). Nielsen, H.P.& Frandsen, F.J.& Dam-Johansen & K., Baxter, L.L.- THE IMPLICATIONS OF CHLORINE-ASSOCIATED CORROSION ON THE OPERATION OF BIOMASS-FIRED BOILERS.- Prog. Energy and Combustion Sci, 26, 283-298 (2000). Piao, G. & Aono, S. & Mori, S. & Deguchi, S. & Fujima Y. & Kondoh, M. & Yamaguchi, M.- COMBUSITON OF REFUSE DERIVED FUEL IN A FLUIDIZED BED.- Waste Management, 18509-572(1998). Shun, D. & al.- DEVELOPMENT OF CIRCULATING-FLUIDIZED-BED COAL COMBUSTION TECHNOLOGY FOR COGENERATION.- Korea Institute of Energy Research Kier-973403, Ministry of Trade Industry and Energy, 331pp. (1997). Shun, D. & al.- DEVELOPMENT OF CIRCULATING FLUIDIZED BED COMBUSTION AND EMISSION CONTROL TECHNOLOGY.- Korea Institute of Energy Research KE-A03707, Ministry of Energy and Resources, 144pp. (2000). Tagashira, K. & Torii, I. & Myouyou, K. & Takeda, K. & Mizuko, T. & Tokushita, Y.- COMBUSTION CHARACTERISTICS AND DIOXINE BEHAVIOR OF WASTE FIRED CFB.- Chemical Engineering Science, 34, 5599-5607 (1999). 8 Gary J. Stiegel.- GASIFICATION.-Versatile Solutions DOE’s Gasification Program Overview Version O.- October 2007, Gasification Technology Manager National Energy Technology Laboratory, US Department of Energy Leonard M. Bartone, Jr., P.E.- INDUSTRIAL SIZE GASIFICATION FOR SYNGAS, SUBSTITUTE NATURAL GAS AND POWER PRODUCTION.-DOE/NETL-401/040607/FR-53769211.- Office of Systems Analysis and Planning Support.- Worley Parsons Group Inc.- National Energy Technology Laboratory.- April 2007 www.netl.doe.gov J. Stringer, R. McCarron, A. M. Beltran, A. J. Minchener, J. S. Anderson, and R. A. Mountford.- RESULTS FROM THE TURBINE MATERIALS TESTING PROGRAM ON THE IEA GRIMETHORPE EXPERIMENTAL PFBC FACILITY pp. 772-793 in Proc. Eighth Intl. Conf. on Fluidized-Bed Combustion, Vol. II, DOE/METC-85/6021, July 1985. 1034

J. Stringer, A. J. Leitch, and R. K. Clark.- THE EPRI HOT-GAS FILTER PLANT AT GRIMETHORPE: WHAT WORKED, WHAT BROKE, AND WHERE DO WE GO NOW? pp. 971-984 in Proc. 1991 Intl. Conf. on Fluidized-Bed Combustion, E. J. Anthony, Ed., ASME (1991). TIDD PFBC DEMONSTRATION PROJECT.- Clean Coal Technology Demonstration Program Project Performance Summary, Ohio Power Company, Report No. DOE/FE-0398, June 1999. J. M. Wheeldon, R. A. Brown, R. R. McKinsey, and S. G. Dawes.- AN EVALUATION OF THE UNITED KINGDOM CLEAN COAL POWER GENERATION GROUP’S AIR-BLOWN GASIFICATION CYCLE.- pp. 279-287 in Proc. Pittsburgh Coal Conference (1996). P. Almhem and L. Anderson.- COTTBUS OPTS FOR PFBC REPOWERING.- Modern Power Systems, Supplement, pp. 27-36 (1996). K. Omata, and L. Anderson.- KARITA 360 MW PFBC AN IMMINENT PROSPECT.- Modern Power Systems, 17 (4) 33-38 (1997). S. Kaneko, M. Kinoshita, and Y. Hyakutake.- COMMERCIAL OPERATION OF THE FIRST PFBC PLANT WITH HIGHTEMPERATURE CERAMIC FILTER.- presented at Power-Gen Intl.’98, December 9-11, 1998, Orlando, Florida. S. J. Provol.- AHLSTROM PYROFLOW PRESSURIZED CIRCULATING FLUIDIZED BED TECHNOLOGY: TECHNICAL DEVELOPMENT STATUS AND PREPARATION FOR COMMERCIAL DEMONSTRATION.- pp. 335-343 in Proc. 1991 Intl. Conf. on Fluidized-Bed Combustion, E. J. Anthony, Ed., ASME (1991). G. Dehn, H. Meier, H. Möllenhoff, H. Rehwinkel, and G. von Wedel.- 15 MWTH PFBC OPERATING EXPERIENCE WITH THE DEUTSCHE BABCOCK PILOT PLANT AND OUTLOOK ON FUTURE DEVELOPMENT.- pp. 345-362 in Proc. 1991 Intl. Conf. on Fluidized-Bed Combustion, E. J. Anthony, Ed., ASME (1991). M. Shimizu and K. Horiuchi.- CURRENT OPERATING STATUS OF OSAKI POWER PLANT.- pp. 274-282 in Proc. Conference: Fourth Advanced Clean Coal Technology International Symposium, Tokyo, Japan, January 2001. M. Kubota.- STATUS OF OPERATION OF PFBC COMBINED CYCLE POWER GENERATION PLANT.- pp. 252-256 in Proc. Conference: Fourth Advanced Clean Coal Technology International Symposium, Tokyo, Japan, January 2001. P. Almqvist, A. Dahl, and B. Nordmark.- COMMISSIONING OF THE PFBC PLANT IN VÄRTAN, STOCKHOLM.- pp. 795800 in Proc. 1991 Intl. Conf. on Fluidized-Bed Combustion, E. J. Anthony, Ed., ASME (1991). J. Anderson and S. A. Jansson.- COMMISSIONING EXPERIENCE FROM THREE PFBC PLANTS.- pp. 787-794 in Proc. 1991 Intl. Conf. on Fluidized-Bed Combustion, E. J. Anthony, Ed., ASME (1991). A. Dahl.- OPERATION EXPERIENCE OF THE PFBC PLANT AT VÄRTAN, STOCKHOLM.- pp. 931-935 in Proc. 12th Int. Conf. on Fluidized-Bed Combustion, ASME (1993). J. Alsparr.- THE VÄRTAN PFBC PLANT, STOCKHOLM, SWEDEN: EXPERIENCE OF THE TECHNOLOGY Pp. 268-273 in Proc. Conference: Fourth Advanced Clean Coal Technology International Symposium, Tokyo, Japan, January 2001. M. Marrocco, J. E. Hollback, and H. K. Stogran.- TIDD PFBC DEMONSTRATION PLANT START-UP.- pp. 801-804 in Proc. 1991 Intl. Conf. on Fluidized-Bed Combustion, E. J. Anthony, Ed., ASME (1991). T. Matsuo.- OUTLINE AND OPERATIONAL TEST OF NEW KARITA UNIT 1 (PFBC).- pp. 257-267 in Proc. Conference: Fourth Advanced Clean Coal Technology International Symposium, Tokyo, Japan, January 2001. XXX.- CICLOS COMBINADOS, RECUPERACIÓN DE CALOR RESIDUAL Y OTROS SISTEMAS O.W. Durrant.- SOLAR POWER GENERATION SYSTEM.- Second Conference on Air Quality Management in the Electric Power Industry.- Austin, Texas, USA.- 1980 U.S. DOE PON Number DE-AC22-87PC79338.- MHD TECHNICAL SUPPORT SERVICES.- Subcontract nº. 08-82440104.- 1987 B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40th Edition, Chapter 31.-The Babcock and Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA.- 1992 Ake, T.R. & Erickson, C.A & Nystedt, P.& Hutcheson, L.K. & Martin, M.& McGinnis, G. & Favor, C. - SELECTIVE CATALYTIC REDUCTION SYSTEM PERFORMANCE AT DUKE ENERGY'S CLIFFSIDE UNIT 5 POWER STATION. EPRI 2002 Workshop on Selective Catalytic.- Reduction.- Atlanta, GA.- October 22-23, 2002 Ake, T.R.& Erickson, C.A& Medeiros, W.& Hutcheson, L.K.& Barger, M.& Rutherford, S.- LIMESTONE INJECTION FOR PROTECTION OF SCR CATALYST PAPER nº175 COMBINED POWER PLANT AIR POLLUTION CONTROL MEGA SYMPOSIUM, Washington, DC May 19- 22, 2003 1035

Marilynn Martin, Hans Hartenstein, Hans Sobolewski, Horst Rhein.- STEAG AG, Herne Cogeneration Plant.- STEAG’S LONG-TERM CATALYST OPERATING EXPERIENCE AND COST.- Combined Power Plant Air Pollutant Control Mega Symposium Sponsored by EPA, NETL, EPRI, AWMA.-Baltimore, Maryland.-August 28-31, 2006 XXXI.- CONSIDERACIONES MEDIOAMBIENTALES D. Zimmerman & al..- ANTHROPOGENIC EMISSIONS DATA FOR THE 1985 NAPAP INVENTORY .- Final report.- U.S. Govt. Report No. EPA-600/7-88-022.- November, 1988 J.K. Rice.- STANDARD HANDBOOK OF ENVIRONMENTAL ENGINEERING.- Legislation and pollution sources.McGraw-Hill .- New York, 1989 J.L. Vernon.- MARKET IMPACTS OF SULPHUR CONTROL: THE CONSEQUENCES FOR COAL.- Report IEA/CR18.- International Energy Agency .- Coal Research .- London, October, 1989 Saeger & al..- THE 1985 NAPAP EMISSIONS INVENTORY (VERSION 2): DEVELOPMENT OF ANNUAL DATA AND MODELERS TAPE.- U.S. Govt. Report EPA-600/7-89-12a.- Noviembre, 1989 R.A. Corbitt, ed..- STANDARD HANDBOOK OF ENVIRONMENTAL ENGINEERING,. McGraw-Hill New York, 1990 A.K. Hjalmarsson & H.N. Soud.- SYSTEMS FOR CONTROLING NOx FROM COAL COMBUSTION.- Report IEA/CR30.International Energy Agency / Coal Research .- London, December, 1990 B&W.- STEAM: ITS GENERATION AND USE.- 40t h ed., chapter 32 .- The Babcock and Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA, 1992 A.D. La Rue & E.M. Schulz & D.P. Tonn.- 4 x 550 MWe BOILER OPERATING EXPERIENCE AT 0,15 lb /106BTU NOx EMISSION LEVEL FIRING A BROAD RANGE OF COALS.- Babcock & Wilcox.- Barberton, Ohio, U.S.A. Presented to: EPRI-DOE-EPA Combined Utility Air Pollutant Control Symposium, Atlanta, Georgia, USA, August 16-20. 1999 XXXII.- ELIMINACIÓN DE PARTÍCULAS H.J. White.- INDUSTRIAL ELECTROSTATIC PRECIPITATION.- Addison-Wesley, Reading .- Massachusetts, 1963 F.A. Bagwell, L.F. Cox , E.A. Pirsh.- DESIGN AND OPERATING EXPERIENCE WITH A FILTER-HOUSE INSTALLED ON AN OIL-FIRED BOILER.- Air Pollution Control Association.- June 1968 C.E. Billings & al..- HANDBOOK OF FABRIC FILTER TECHNOLOGY.- GCA Corporation .- Bedford, Massachusetts, December 1970 R.E. Bickelhaupt.- A TECHNIQUE FOR PREDICTING FLYASH RESISTIVITY.- Report EPA-600/7-79-204 .- U.S. Environmental Protection Agency.- Research Triangle Park, North Carolina, July 1979 J. Katz.- THE ART OF ELECTROSTATIC PRECIPITATOR.- Precipitator Technology, Inc..- Munhall, Pennsylvania, 1981 W.R. Lane & A. Koshla.- COMPARISON OF BAGHOUSE AND ELECTROSTATIC PRECIPITATOR FINE PARTICULATE, TRACE ELEMENT AND TOTAL EMISSIONS.- ASME-IEEE Joint Power Conference.- Indianapolis, Indiana, September 1983 M.G. Faulkner, J.L. DuBand.- A MATHEMATICAL MODEL OF ELECTROSTATIC PRECIPITATION (Rev. 3).- Report EPA600/7-84-069 .- U.S. Environmental Protection Agency.- Research Triangle Park, North Carolina, July 1984 J.C. Bustard & al.- FABRIC FILTRES FOR THE ELECTRIC UTILITY INDUSTRY .- (Vol. 1) Report CS-5161 .- Electric Power Research Institute .- Palo Alto, California, 1988 B&W.- STEAM : ITS GENERATION AND USE .- 40t h Edition, Chapter 33.- The Babcock and Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA, 1992 M.A. Alvin.- PERFORMANCE AND STABILITY OF POROUS CERAMIC CANDLE FILTERS DURING PFBC OPERATION.- Materials at High Temperatures, 1997, 14 (3), 355-364. XXXIII.- CONTROL Y ELIMINACIÓN DE LOS NOx A.F. Sarofim&J.H. Pohl.- KINETICS OF NITRIC OXIDE FORMATION IN PREMIXED LAMINAR FLAMES.- 14t h Symposium on Combustion.- Pennsylvania State University , 1972 A.F. Sarofim&J.H. Pohl.- DEVOLATILIZATION AND OXIDATION OF COAL NITROGEN.- 16t h Symposium on Combus1036

tion.- Massachusetts Institute of Technology , 1976 K.J. Lim&al.- ENVIRONMENTAL ASSESSMENT OF UTILITY BOILER COMBUSTION MODIFICATION NOx CONTROLS.- Contract 68-02-2160.-U.S. Environmental Protection Agency Report, 1980 B.E. Hurst & C.M. White.- THERMAL deNOx : A COMMERCIAL SELECTIVE NONCATALYTIC REDUCTION PROCESS FOR WASTE-TO-ENERGY APPLICATIONS.- 12t h Biennial National Waste Processing Conference.- Proceedings of the ASME, 1986 J.A. Miller & T. Bowman.- MECHANISM & MODELING OF NITROGEN CHEMISTRY IN COMBUSTION.- Fall Meeting of the Western States.- The Combustion Institute, 1988 American Lung Association Report.- WHY NOx? THE COSTS, CONSEQUENCES AND CONTROL OF NITROGEN OXIDES IN THE HUMAN AND NATURAL ENVIRONMENTAL.- 1989 R.M. Perhac.- ENVIRONMENTAL EFFECTS OF NITROGEN OXIDES.- Symposium on Stationary Combustion Nitrogen Oxide Control.- Report GS6423- Vol.1.- Electric Power Research Institute , 1989 Prepared for Conference Technology Center.- SOURCEBOOK NOx CONTROL TECHNOLOGY DATA.- U.S. Environmental Protection Agency, 1990 B&W.- STEAM : IST GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 34.- The Babcock and Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA, 1992 EPA, 1999. US Environmental Protection Agency, Clean Air Technology Center. Technical Bulletin: Nitrogen Oxides (NOx ), Why and How They Are Controlled. Research Triangle Park, NC. 1998. EPA, 2002. U.S. Environmental Protection Agency, Office of Air Quality Planning and Standards. EPA Air Pollution Control Cost Manual, Section 4 Chapter 1. EPA 452/B-02-001. 2002. ICAC, 2000. Institute of Clean Air Companies, Inc. WHITE PAPER: SELECTIVE NON-CATALYTIC REDUCTION (SNCR) FOR CONTROLLING NOx EMISSIONS.- Washington, D.C. 2000. NESCAUM, 2002. Northeast States for Coordinated Air Use Management. Status Reports on NOx. Controls for Gas Turbines, Cement Kilns, Industrial Boilers, and Internal Combustion Engines: Technologies & Cost Effectiveness. Boston, MA. 2002. D.P. Tonn&T.A. Uysal.- 2200 MW SCR INSTALLATION ON NEW COAL-FIRED PROJECT.- Babcock & Wilcox.- Barberton, Ohio, U.S.A.Presented to: Institute of Clean Air Companies, ICAC Forum ’98, Durham, North Carolina, U.S.A., March 18-20, 1998 L.N. Plummer, T.M.L.Wwgley & D.L. Parkhurst.- THE KINETICSOF CALCITE DISSOLUTION IN CO2-WATER SYSTEMS AT 5ºC TO 60ºC AND 0 TO 1 ATM CO2 .- American Journal of Science, 1978 XXXIV.- CONTROL Y ELIMINACIÓN DE LOS SOx Report DOE / IRA 0381.- ANNUAL ENERGY REVIEW.- U.S. Energy Information Agency, 1991 B&W.- STEAM : ITS GENERATION AND USE.- 40t h Edition, Chapter 35.- The Babcock and Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA, 1992 Ellison Consultants Paper: SIMULTANEOUS SOx , NOx AND HGO REMOVAL IN DRY/SEMI-DRY FGD OPERATION.For Presentation at The 29t h International Technical Conference on Coal Utilization & Fuel Systems Clearwater Beach, Florida , April 18 to 22, 2004 XXXV.- CONTROL MEDIOAMBIENTAL. APARATOS. B.G.Liptak, ed.- INSTRUMENT ENGINEERS HANDBOOK. Chilton, Radnor, Pennsylvania, 1982 F.Rothstein & J.E.Fisher pH MEASUREMENT: THE METER.- American Laboratory, 1985 T.C.Elliot.- MONITORING POLLUTION, Power, pp. 51 - 56, September 1986 1037

G.Gilbert.- THREE WAYS TO MEASURE FLOW IN POWER PLANT DUCTS, Power, pp. 63 - 72, June 1987 L.R.Robertson.- CONTINUOUS EMISSION MONITORING AND QUALITY ASSURANCE REQUIREMENTS FOR NEW POWER PLANTS, The American Society of Mechanical Engineers, pp.13 - 15, 1988 B&W.- STEAM : ITS GENERATION AND USE , 40th ed., chapter 36, The Babcock and Wilcox Company Barberton, Ohio, USA, 1992 F.Rothstein & J.E.Fisher.- pH MEASUREMENT: THE METER.- American Laboratory.- 1985 J.V.L.Kiser.- CONTINUOUS EMISSIONS MONITORING: A PREMIER.- Waste Age, pp. 64- 68.- 1988 Performance Test Code Committee nº.40.- FLUE GAS DESULFURATION UNITS (Draft VII).- The American Society of Mechanical Engineers.- 1989 B&W.- STEAM : ITS GENERATION AND USE .- 40th ed., chapter 36.- The Babcock and Wilcox Company.- Barberton, Ohio, USA.- 1992

1038