Artículo Caldera ALBERTO PDF Sin Portada

8/19/2019 Artículo Caldera ALBERTO PDF Sin Portada

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UNIVERSIDAD DE CARABOBO

FACULTAD DE INGENIERÍA

ESCUELA DE INGENIERÍA QUÍMICA

LABORATORIO DE INGENIERÍA QUÍMICALABORATORIO DE INGENIERÍA QUÍMICA II

INFORME N°2

ESTUDIO DE ALGUNOS PARÁMETROS EXPERIMENTALES DURANTE LA

OPERACIÓN DEL GENERADOR DE VAPOR UBICADO EN EL

LABORATORIO DE INGENIERÍA QUÍMICA

Jefe de Grupo:

Alberto Lugo

Valencia, 20 de enero de 2016

Profesor: Irina León/Domingo Osorio

Preparador: José Tortolero

Sección: 62

Grupo: IV

Integrantes:

ALVARADO, Jeraldine

LUGO, Alberto

SALERMI, Daniela

SUMOZA, Yehidis


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CAPÍTULO I

RESULTADOS EXPERIMENTALES Y DISUSIONES

En este capítulo se presentan los resultados experimentales con su respectiva

discusión en base a comparaciones con los comportamientos esperados de

acuerdo a las bases teóricas que fundamentan la experiencia práctica.

Objetivo 1: precisar el principio básico del funcionamiento del generador de vapor

e identificar el tipo del Laboratorio de Ingeniería Química.

El término de generador de vapor está siendo utilizado en la actualidad para reemplazar

la denominación de caldera, e indica al conjunto de equipos compuestos por: horno (u

hogar), cámaras de agua (o evaporador), quemadores, sobrecalentadores,recalentadores, economizador y precalentador de aire. Las calderas son dispositivos de

ingeniería diseñados para generar vapor saturado (vapor a punto de condensarse)

debido a una transferencia de calor, proveniente de la transformación de la energía

química del combustible mediante la combustión, en energía utilizable (calor), y

transferirla al fluido de trabajo (agua en estado líquido), el cual la absorbe y cambia de

fase (se convierte en vapor) (López, 2015).

Entre la clasificación de las calderas se puede catalogar:

• Por la naturaleza del servicio pueden ser: fija, portátil, locomotora o marina.

• Por el tipo de combustible: calderas de carbón, de combustibles líquidos, de

combustibles gaseosos, mixtos y de combustibles especiales (residuos, licor negro,

cáscaras de frutos).

• Por el tiro: tiro natural o tiro forzado (con hogar en sobrepresión, en depresión o en

equilibrio).

• Por los sistemas de apoyo: calderas apoyadas y calderas suspendidas.

• Por la transmisión de calor: calderas de convección, calderas de radiación, calderasde radiación-Convección.

• Por la disposición de los fluidos: calderas de tubos de agua (acuotubulares o

generadores de vapor) y calderas de tubos de humos (pirotubulares) (López, 2015)

Una vez analizado el generador de vapor del Laboratorio de Ingeniería Química (LIQ),

se observó que el mismo es un equipo de transferencia de calor de tubo y coraza


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pirotubular, es decir que en este caso el agua se encuentra en la coraza y el

combustible o fuego por los tubos, debido a esto, la transferencia de calor se realiza

desde el interior de los tubos, hacia el fluido ubicado en la coraza del equipo.

La caldera de vapor pirotubular, concebida especialmente para el aprovechamiento degases de recuperación está formada por un cuerpo cilíndrico de disposición horizontal,

incorpora interiormente un paquete multitubular de transmisión de calor y una cámara

superior de formación y acumulación de vapor, el hogar y los tubos están

completamente rodeados de agua, la llama se forma en el hogar pasando los humos

por el interior de los tubos de los pasos siguientes para finalmente ser conducidos hacia

la chimenea, una de sus desventajas es que presentan una elevada pérdida de carga

en los humos (Veletanga, 2006).Objetivo 2. Analizar los sistemas de tiro del generador de vapor.

El tiro es la diferencia en la presión absoluta del gas en cualquier punto dado de un

conducto y la de la atmósfera a la misma cota (altura). (Gómez, 2009)

Se denomina tiro, cuando se calienta una columna de aire o de otro gas encerrado

verticalmente, pero comunicado con el exterior por la base y por el extremo superior, se

produce una corriente gaseosa ascendente. El gas se dilata cuando se calienta, lo que

le hace más ligero que el gas exterior; este gas exterior, más frío y más pesado, empuja

por la base y obliga al gas caliente a moverse hacia arriba, a través de la columna

cerrada, para expulsarlo por la abertura superior. Esta acción continúa mientras siga

aplicándose calor al gas (Inmaculada, 2015).

Tiro Natural: Se produce por el efecto generado por una chimenea. Su valor depende

de la altura de la boca de la chimenea sobre el nivel del emparrillado del hogar

(Gómez, 2009).

Tiro Mecánico o forzado: Es el tiro creado por la acción de inyectores de aire, vapor

o mediante ventiladores, el cual se requiere cuando deba mantenerse un determinadotiro con independencia de las condiciones atmosféricas y del régimen de

funcionamiento de la caldera (Gómez, 2009).

Para el caso del generador de vapor del LIQ, se presentan ambos tiros, el natural

cuando la bomba está apagada y la diferencia de densidades entre los gases de

combustión y el aire permita que salgan los gases de manera natural y con poca


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velocidad por la chimenea de la caldera, y el tiro forzado cuando al encenderse el

electroventilador succiona aire del ambiente para aportar el oxígeno que se necesita

para realizar la combustión y aumentar al mismo tiempo la velocidad de los gases de

combustión que salen por la chimenea del equipo.Objetivo 3. Precisar y explicar los sistemas de control y seguridad previos a la

operación de la caldera.

Los sistemas de control y seguridad son un conjunto de componentes que nos permiten

conocer el buen funcionamiento del equipo durante su operación (Fonseca, 2004).

Regulador de presión: la presión del gas natural de suministro no es siempre

constante y, siempre, se encuentra a una presión mucho más alta de la que se

requiere. El regulador de gas hace bajar la presión al nivel debido y mantiene unapresión constante a la salida cuando el gas circula hacia la válvula de gas (Fonseca,

2004).

Mecanismos de seguridad de la llama: El detector de llama tiene como función

comprobar la existencia de combustión en el quemador de la caldera, para así evitar

que en un momento determinado el escape sin ser quemado, acumulándose

peligrosamente: termopares, dispositivos de seguridad bimetálicos, bulbo a distancia

lleno con líquido, electrodo de ionización, entre otros (Fonseca, 2004).

Tarjeta controladora de calderas: es un controlador de estado sólido para quemadores

automáticos y constituye el principal mecanismo de control y seguridad de las

calderas. Es un aparato electrónico que se encarga de controlar todas las secuencias

programadas del proceso de encendido, operación, parada y seguridad de la caldera

(Fonseca, 2004).

Control de nivel de agua: las calderas para vapor deben estar equipadas con este

elemento de control, que apaga la combustión cuando el nivel de agua se encuentra

por debajo del límite de seguridad (Fonseca, 2004). Presostatos: son unos interruptores de corriente eléctrica accionados por presión. Se

utilizan para el control del límite de presión máximo y mínimo, el control de la presión

diferencial y cortes de seguridad. Los valores de seguridad máximos y mínimos son

predeterminados mediante un resorte graduable, el cual se comprime, abriendo o


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La válvula de purga, es una válvula ubicada en la parte externa del equipo la cual se

deben abrir antes de encender la caldera para que al transformar el agua en vapor se

vaya liberando el aire contenido en la coraza, evitando que pueda existir una presión

interna alta, debido a la presión del vapor de agua junto con la presión ejercida por elaire contenido en dicha coraza (Pares, 2009).

Tapas oclusivas exteriores, son tapones de seguridad ubicados en el exterior de la

caldera, los cuales salen disparados a una determinada presión, la cual debe ser

mucho mayor a la de diseño. Este sistema se activa cuando ningún sistema de

seguridad activado ha logrado bajar la presión dentro de la caldera (Pares M, 2009).

Objetivo 4. Explicar el proceso de tratamiento de agua utilizado en el generador

de vapor dentro de las operaciones unitarias.La suavización del agua por medio de intercambio iónico, es un tratamiento muy

específico relacionado cuantitativa y cualitativamente con los sólidos disueltos

presentes en el agua empleando el intercambio iónico, haciendo uso de un equipo

llamado resina de intercambio iónico que se define como una macromolécula insoluble

en agua, compuesta por una alta concentración de grupos pobres ácidos o básicos

integrados en una matriz de un polímero sintético (estirénicas, acrílicas, entre otras). El

agua que va a ser tratada contiene distintas concentraciones de sales disueltas, las

cuales están disociadas en forma de iones. Los iones con carga positiva son los

cationes (Ca+2, Mg+2, Na+, entre otros) y los de carga negativa son los aniones (SO4-

,Cl-, HCO3-, CO3-, NO3-, PO4-2, entre otros).

El agua cruda ingresa por la parte inferior del equipo de la columna de ablandamiento

de agua, atraviesa el manto de resinas, pasa por las boquillas difusoras hacia la

cámara superior, saliendo por el punto de salida fijo de la parte superior del recipiente.

La absorción es realizada por medio de resinas catiónicas sódicas que adhieren los

iones de difícil disolución y liberan en su lugar iones simples, que se disuelven con

facilidad. Desde el punto de vista de las operaciones unitarias, este procedimiento se

realiza para mejorar la calidad de las aguas por medio de la absorción de los iones

dobles de difícil disolución (especialmente calcio y magnesio) que producen el

endurecimiento del agua (Perry, 2001).


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Objetivo 5. Proponer métodos para conocer el comportamiento del generador de

vapor.

- Realizar inspecciones periódicas al generador de vapor : Las inspecciones al

equipo se deben realizar ya que básicamente se desea que haya unatransferencia de calor desde los gases de combustión que van por los tubos

hacia el agua que los rodea; es necesario que los tubos estén en las mejores

condiciones para que la transferencia de calor sea la más efectiva, por lo que se

recomienda hacer inspecciones periódicamente para cerciorar que los tubos

estén en buen estado.

- Realizar un análisis Orsat: Es de vital importancia realizar este análisis, pues

mediante los resultados que arroje sobre las concentraciones de los

componentes de los gases de combustión, se apreciará si la reacción de

combustión dentro del hogar del generador de vapor fue completa o incompleta.

- Análisis de la dureza del agua: Se debe realizar este estudio ya que es de gran

importancia mantener en buenas condiciones los componentes del generador de

vapor, para así eliminar cualquier posibilidad de formación de incrustaciones o

sedimentos formados dentro del generador de vapor, para ello se analiza si el

agua que está ingresando al sistema posee la dureza adecuada, en caso

contrario se debe cambiar la resina de intercambio iónico o regenerarla.Objetivo 6: Determinar el tiempo correspondiente a un ciclo de operación de un

generador de vapor mediante la construcción del gráfico de consumo de agua y

combustible.

La operación de un generador de vapor consiste en la alimentación adecuada de agua

y combustible líquidos, para permitir la liberación de la energía térmica necesaria dentro

del hogar para ser transmitida al agua por mecanismos de transferencia de calor como

convección, conducción y radiación (Incropera, 1999).

Para determinar el ciclo de operación de la caldera, se traza un gráfico característico del

consumo de agua y combustible por el generador de vapor en función de los intervalos

de tiempo de operación de sus respectivas bombas de suministro. Esto se hace debido

a que el ciclo de operación de un generador de vapor está relacionado con el consumo

de agua y combustible en un tiempo específico; de hecho existen diferentes criterios


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para definir el evento que da inicio y culminación a un ciclo de operación, entre los

cuales están:

1. Coincidencia del tiempo en el cual las bombas de suministro de agua y

combustible se encienden simultáneamente.

2. Coincidencia del tiempo en el cual las bombas de suministro de agua y

combustible se apagan simultáneamente.

3. Coincidencia del tiempo en el cual la bomba de suministro de agua se apaga y la

de combustible se enciende.

4. Coincidencia del tiempo en el cual la bomba de suministro de agua enciende y la

de combustible se apaga.

Para todo proceso de trabajo es fundamental que lo gastado sea menor a lo producido;

lo cual es un principio de costos y funcionalidad.

Respecto al ciclo de operación del generador de vapor, se tomaron dos eventos: el

encendido de PUMP-502 y el apagado de PUMP-501 para un mismo tiempo como

evento final, y el encendido de ambas bombas al mismo tiempo como evento inicial,

siendo PUMP-502 la bomba referencia. Resultando que el ciclo duró un tiempo total de

(4196,73 ± 0,02) s aproximadamente, lo cual se expresa en la figura 1.1 y con respecto

a la masa total consumida en todo el ciclo se obtuvo que para el agua fueron 272,41 kg

y para el combustible 22,12 kg de masas consumidas.


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Figura 1.1: Gráfico de consumos de agua y combustible en función del tiempo.

Los errores cometidos en esta parte de la experiencia práctica radican en tomas detiempo un poco retrasados y que a la hora de la selección del ciclo se realiza una

aproximación al evento específicamente repetido; como se pudo observar muestra en la

figura 1.1.

TABLA 1.1

TIEMPO DEL CICLO DE OPERACIÓN, MASA DE AGUA Y COMBUSTIBLE

CONSUMIDOS DURANTE LA OPERACIÓN DEL

GENERADOR DE VAPOR

Tiempo del ciclo

(t ± 0,02) s

Masa de agua

(mH2O ± 0,1) kg/s

Masa de combustible

(mcomb ± 0,1) kg/s

4196,73 272,41 22,12

Presión atmosférica: (707,92 ± 0,05) mmHg

Temperatura ambiente: (30,0 ± 0,5) ºC

0.00

2.00

4.00

6.00

8.00

10.00

12.00

14.00

16.00

18.00

20.00

0 2000 4000 6000 8000 10000

M a s a c o n s u m i d a ( m ± 2 ) K g

E y 1 : 0 , 4

Tiempo de funcionamiento del generador de vapor (t±0,01) s Ex 1:400

Encendido PUMP-502

Apagado PUMP-502

Encendido PUMP-501

Apagado PUMP-501

Temperatura ambiente (30,0 ± 0,5) ̊ CPresión Atmosférica (707,92 ± 0,05) mmHg


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OBJETIVO 7: Determinar la fórmula empírica del combustible empleado en la

generación de calor (Método del balance atómico y el del PERRY).

Para la combustión, los combustibles líquidos se vaporizan o atomizan en el aire de

combustión. El combustóleo o aceite combustible destilado se puede quemar con unallama azul, si se vaporiza completamente, y si se dispersa en forma homogénea en el

aire antes de quemarse. La combustión de llama azul se representa como un

mecanismo de dos etapas, de tal modo que la hidroxilación de combustible se produce

en la primera de ellas. La llama amarilla indica el resplandor de partículas de carbón,

debido a la pirolisis del combustible en las partes de la llama con deficiencias de

oxígeno. Las gotitas de combustible se pueden volatilizar en forma parcial, dejando que

los residuos menos volátiles se descompongan y ardan como partículas de coque. Sepuede preferir ya sea la llama azul o la amarilla, dependiendo de la necesidad de

transferencia de calor por medios conductivos o por medios radiantes. Los dos tipos de

llama pueden producir una combustión completa si no se extingue en forma prematura.

El tiempo, la temperatura y la turbulencia son los criterios para una buena combustión

(Perry, 1997).

Las especificaciones de los combustibles de diversas fuentes pueden diferir respecto a

las pruebas de azufre, densidad, análisis Orsat luego de la combustión, entre otros.

Generalmente se conoce el combustible de vaporización tipo queroseno, destilado o

gasóleo para quemadores por atomización, el cual es utilizado por el generador de

vapor durante la experiencia práctica; sin embargo, existen mezclas más viscosas y

otros residuos utilizados como combustibles para industrias del tipo pesadas. Es

importante argumentar que para un generador de vapor, es imprescindible utilizar

combustibles que tengan un poder disolvente elevado ya que por esta característica se

evita la precipitación de asfáltenos o algunos coloides de peso molecular elevado que

representan impurezas en el combustible (Perry, 2001).La fórmula empírica del combustible se determinó a partir del procedimiento motrado en

el manual del ingeniero químico, determinando primeramente el valor de los grado API

(°API) del combustible e ingresando con este valor en una base de datos experimental,

la cual se basa en análisis finales usuales de combustibles de petróleo (combustóleos).

El contenido de hidrógeno en los combustibles de petróleo es un parámetro importante


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debido a que a partir del mismo se puede determinar la estequiometria del componente

original con errores permisibles menores a 1% para líquidos derivados del petróleo que

no contengan azufre, agua y cenizas (Perry, 2001).

En algunas industrias se utilizan instrumentos llamados hidrómetros especiales paramedir los grados API (°API) a la temperatura ambiente del lugar donde se realizce la

medición (Perry, 2001).

Otra manera de determinar la fórmula empírica es aplicando un balance molar en

elementos sabiendo que la materia no se destruye sino que solo se transforma y

aplicando las ecuaciones de balance de masa y moles pertinentes con apoyo en un

análisis en base seca de los gases de combustión a la salida de la chimenea del

generador de vapor. Los resultados obtenidos por ambos métodos se pueden acontinuación en la tabla 1.2.

TABLA 1.2

FÓRMULA EMPÍRICA DEL COMBUSTIBLE UTILIZADO EN LA EXPERIENCIA

PRÁCTICA OBTENIDA POR DOS MÉTODOS DIFERENTES

Método empleado Fórmula empírica

Base de datos de combustibles gasóleos C7H12

Balance atómico C10H18



OBJETIVO 8: DETERMINAR LA EFICIENCIA TÉRMICA DEL GENERADOR DEVAPOR DEL LABORATORIO DE INGENIERÍA QUÍMICA.

El principal objetivo de una caldera, es generar la mayor cantidad de vapor posible,

pero adicionalmente hacerlo con una gran eficiencia para la buena transferencia de

calor; la eficiencia se puede definir como la cantidad de calor absorbido por el fluido en

cuestión, entre el calor cedido por los gases de combustión (Incropera,1999).


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En la tabla 1.3 se puede observar una eficiencia térmica de 72%, esto se debe a que

parte del calor liberado por los gases de combustión es absorbido por el agua de la

caldera produciéndose un cambio de fase del agua desde un estado de líquido

subenfriado hasta otro de vapor saturado, pero debido a que no hay suficiente contactopara una mayor transferencia de calor, los gases de combustión salen por la chimenea

llevando con ellos una parte de la energía térmica producida que no fue aprovechada

por el agua, esto se puede solventar precalentado el agua antes de entrar al generador

de vapor.

TABLA 1.3

PARÁMETROS CARACTERÍSTICOS DEL RENDIMIENTODEL GENERADOR DE VAPOR

Calor absorbido por el

agua (Qabs ± 5) KJ/s

Calor cedido por el

combustible (Qcomb ± 1)

KJ/s

Eficiencia (ƞ ± 0,04)

151 244 0,62

Temperatura ambiente: (30,0 ± 0,5) °C

Presión ambiente: (707,92 ± 0,05) mmHg.Presión de operación del generador de vapor (52,0 ± 2,8) psig

Objetivo 9: Analizar las pérdidas de calor por los humos y por unidad de área del

generador de vapor.

Las pérdidas por radiación y convección en el exterior de una caldera pueden causar

una gran pérdida de eficiencia en una caldera, si no se le da un buen mantenimiento al

refractario y aislamiento de la caldera. En el caso de operar la caldera a un bajo factorde carga, las pérdidas en eficiencia debido a la radiación y convección podrían alcanzar

un 7%. Las pérdidas de calor por radiación y convección a la atmósfera, son

proporcionales al tamaño de las calderas. Existen cuartos de calderas donde operan

varias calderas al mismo tiempo, en muchas ocasiones a fuego bajo. Es recomendable


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analizar la posibilidad de reducir al máximo el uso de las calderas para disminuir las

pérdidas de radiación y convección (Corporación Interamericana de Inversiones, 2014).

Al comparar el calor perdido al ambiente por el generador de vapor con el calor que

cede el combustible reportado en la tabla 1.3, se consigue que el primero esaproximadamente el 6% del calor total generado. Estos resultados coinciden con lo

esperado ya que aunque idealmente no deberían presentarse pérdidas de calor al

ambiente, el valor obtenido se encuentra en una proporción cercana al 2% sugerido por

la bibliografía. La diferencia entre los valores porcentuales antes mencionados puede

estar originada en un aislamiento inadecuado del generador (Esquerra, 1988).

Para el desarrollo de este objetivo, el calor transferido por los humos fue calculado

como la sumatoria de las pérdidas producidas por los mismos durante el tiro natural yforzado, tomando en cuenta la consideración planteada en el objetivo 7 de despreciar la

producción de monóxido de carbono en los gases de combustión y de considerar la

mezcla de gases conformada solamente por: dióxido de carbono, oxígeno, nitrógeno y

agua, como una mezcla de gases ideal, además de considerar que la reacción de

combustión fue completa.

Al comparar el calor transferido por el combustible reportado en la tabla 1.3 con el valor

de las pérdidas de calor por los humos reportadas en la tabla 1.4, se observa que éstas

últimas resultaron ser bastante significativas, representando un poco más del 25% del

calor generado por la combustión.

Se debe considerar que como máximo, para instalaciones ya existentes, las pérdidas

por gases de escape no deben sobrepasar un 18%. Así bien, se dice que este exceso

se puede ser producir por varias razones, entre las cuales está un excedente de aire

elevado en la combustión. Este aire caliente (innecesario) se pierde a través de la

chimenea provocando una mayor diferencia de temperatura con el ambiente y por lo

tanto una mayor transferencia de calor. Esta situación se produce cuando hay un ajustedeficiente del quemador o un tiro excesivo en la chimenea. Otra de las posibles razones

es que en una operación anterior del generador de vapor, se halla formado hollín en la

calefacción de combustible producto de una combustión incompleta por insuficiencia de

aire. Esta capa de hollín en la caldera dificulta la transmisión de calor al agua y una

parte importante de ese calor se pierde en los gases de escape (Margarida, 1983).


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TABLA 1.4PÉRDIDAS DE CALOR EN EL GENERADOR DE VAPOR PARA EL CICLO DE

OPERACIÓNCalor de los humos en el tiro natural (

± kW 0

Calor de los humos en el tiro forzado ( ± kJ 1709 Calor total de los humos ( ± kW 1709Calor por unidad de área ( ± kJ/m2

148 Presión atmosférica: (707,92 ± 0,05) mmHg


La tabla anterior muestra el comportamiento de la transferencia de calor bajo un mismomecanismo pero a distintas condiciones de flujo, una en donde el generador de vapor

opera bajo un tiro forzado, por el turbo ventilador al inicio de la operación del generador

de vapor y otra que opera por flujo natural en donde el mecanismo de transferencia de

calor ocurre por diferencia de densidades entre la temperatura de los humos de gases

de combustión y la temperatura del ambiente, en donde la que posee menor nivel

energético tendera a descender respecto a la que posee mayor nivel de energía. A

mayor cantidad de colisiones mayor será el intercambio térmico, esto es debido a quemayor cantidad de partículas cederán su energía por lo tanto es de esperarse que la

transferencia térmica sea de mayor índice bajo un tiro forzado, reafirmando los valores

obtenidos a nivel experimental en donde el calor de pérdida al ambiente por tiro

forzado es mayor al calor a tiro natural.

Objetivo 10. Definir y analizar los factores que influyen en la eficiencia del

generador de vapor.

Para mejorar la eficiencia de un generador de vapor deben estudiarse los siguientes

parámetros:

Incrustaciones en las superficies de intercambio térmico: Verificar la calidad del

agua de alimentación porque las incrustaciones en estas superficies, producidas

por el agua, dificultan la transmisión de calor a través de ellas disminuyendo el

rendimiento de la caldera. Puede llegar incluso, a formarse una capa tan gruesa,

que impida la refrigeración de los tubos.


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Hollín: Se produce cuando ocurren combustiones incompletas. Se deben ajustar

quemadores y realizar labores de limpieza.

Condensaciones en los humos: Impedir que las temperaturas de entrada de los

fluidos a los recuperadores de calor desciendan por debajo del punto de rocío del

anhídrido sulfuroso/sulfúrico de los humos, que es aproximadamente 130ºC, con

la finalidad de impedir su condensación y formación de ácido sulfúrico.

Chimeneas: Extraer periódicamente los hollines depositados generalmente en

sus bases, que pueden obstruir parcialmente la salida de humos, influyendo

negativamente en el tiro y, por lo tanto, en el proceso de la combustión. Además,

el hollín contiene restos de azufre que en contacto con el agua de lluvia puede

producir ácido sulfúrico y corroer las paredes metálicas. Ventilación: Una entrada insuficiente de aire exterior puede empobrecer el

contenido de oxígeno en el aire comburente, y disminuir la eficiencia de la

combustión.

Defectos en el aislamiento térmico.

Fugas por bridas, prensas de válvulas.

Objetivo 11: Calcular el porcentaje de exceso de oxígeno real y teórico, en el

proceso de combustión.

TABLA 1.5

PORCENTAJE DE EXCESO DE OXÍGENO REAL Y TEÓRICO

Porcentaje de exceso de oxígeno

teórico (%±9)% Porcentaje de exceso de oxígeno real(%±9)%10 9



La cantidad justa de oxígeno o aire que se necesita para quemar carbón, hidrógeno

neto y azufre en un combustible, para obtener dióxido de carbono, vapor de agua y

dióxido de azufre, es el oxígeno o aire teóricos. El volumen o el peso teórico del


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oxígeno o del aire que se requiere para quemar un peso determinado de un

combustible tiene un interés primordial en los cálculos de ingeniería para el diseño de

los equipos. En la práctica, se requiere una cantidad de aire mayor que la teórica para

lograr la combustión completa. Este aire en exceso se expresa como porcentaje del aireteórico o como aire total dividido por aire teórico. La primera expresión es la que se

utiliza con mayor frecuencia. La última se denomina a veces número de aire en exceso.

Los productos de la combustión consisten, en el caso de los combustibles sólidos, en

residuos sólidos que pueden contener combustibles no quemados y gases

denominados POC (productos gaseosos de la combustión). La cantidad de los residuos

sobrepasará al contenido de cenizas del combustible sólido original en una cantidad

igual al combustible no quemado que haya en dichos residuos. Se puede estimardeterminando el contenido de cenizas de los residuos (Perry, 1997).

En el porcentaje de exceso experimental, se compara lo que se alimenta con lo que

sale de oxígeno en el generador de vapor, lo que significa algo más real. Se ha

considerado para estos cálculos que el caudal de combustible empleado siempre es el

mismo, así como la velocidad angular del turboventilador es constante, por lo que las

cantidades alimentadas tanto de combustible como de oxígeno son las mismas

estequiométricamente hablando. Esto lleva a entender que el porcentaje de exceso

calculado fue el mismo durante toda la experiencia práctica. Es importante mencionar

que de ser posible disminuir este porcentaje de exceso de oxígeno, sería ventajoso,

aunque es conveniente tener oxígeno en abundancia para garantizar una combustión

completa, también es necesario tener presente que si el porcentaje en exceso de

oxigeno es muy elevado, ellos absorberían el calor liberado por los gases de chimenea,

pues la alimentación de oxigeno viene a temperatura ambiente lo cual produce un

gradiente de transferencia de calor desde los gases de combustión hasta el aire,

retirando así energía de los gases de chimenea, y como consecuencia se produce unapérdida que afecta negativamente la eficiencia del equipo.


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CONCLUSIONES

1. El equipo empleado en la generación de vapor en el laboratorio de ingeniería

Química es de tipo pirotubular.2. El tiempo de ciclo del generador de vapor fue (4196,73 ± 0,02) s.

3. El consumo de agua fue mayor que el de combustible.

4. La fórmula empírica del combustible utilizado mediante el método del manual del

ingeniero químico Perry es C7H12, y mediante el método del balance atómico es

C10H18.

5. El generador de vapor operó con una eficiencia de (0,62 ± 0,04) Adim.

6. Las pérdidas de calor por los humos a través de la chimenea son completamentesignificativas, ya que no hubo pérdida de calor por los humos en tiro natural.

7. No se presentó pérdida calor al ambiente en tiro natural.

8. En la reacción de combustión ocurrida en el hogar durante la operación del

equipo se tuvo un 9,09% de exceso de oxígeno real y un 10% de exceso de

oxígeno teórico.

RECOMENDACIONES

Realizar un Análisis Orsat periódicamente para cada generación de gases de

combustión, debido a que las condiciones de operación del generador de vapor

varían en cada una de las prácticas realizadas.

Realizar un mantenimiento interno periódico al generador de vapor.

Reemplazar el aislante térmico que tiene actualmente el generador de vapor por

otro de mayor resistencia a la transferencia de calor, con la finalidad de reducir

las pérdidas energéticas hacia el entorno del equipo. Instalar un termómetro en la salida de la chimenea para evitar la suposición

equívoca de que la temperatura de entrada de los gases de combustión se

mantiene constante a lo largo de la chimenea.

Aprovechar el calor generado por los humos de la chimenea para precalentar el

agua de alimentación al generador de vapor y así aumentar la eficiencia térmica.


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REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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Graw-Hill.

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19/58


20/58

[21] López, C. (2015). Funcionam iento de un generador de vapor [Documento en

línea, pdf]. Disponible en: http://www.electrosector.com/wp-

content/ftp/descargas/generador.pdf?64b304 [Consultado: 2016, Enero 06].


21/58

APÉNDICE A

CÁLCULOS TÍPICOS

En esta sección se muestran los cálculos necesarios con el desarrollo de modelos

matemáticos adecuados para la obtención de resultados que permiten

el logro de los objetivos propuestos en la práctica.

6. Determinar el tiempo correspondiente a un ciclo de operación de un generador

de vapor mediante la construcción del gráfico de consumo de agua y

combustible.

Cálculo de la densidad de los fluidos de trabajo:

Para determinar la densidad del agua se hace empleo de la siguiente ecuación:ρ=

mpll-mpv

Vpic ⋅Fc1 A.1 (Perry, 2001)

Donde:

ρ: densidad del fluido (g/mL)

mpll: masa del picnómetro lleno (g)

mpv: masa del picnómetro vacio (g)

Vpic: volumen del picnómetro (mL)Fc1: factor de conversión 1 (1000 kg.mL/g.m3)

Sustituyendo los valores pertinentes al agua en la ecuación A.1, se obtiene:

ρ=48 g-24 g

25 mL⋅ 1000 kg⋅mL

g⋅m3 ρ=960 kg m3⁄

Aplicando el método de propagación de errores para la densidad del agua, se tiene:

∆ρ= ∆mpllmpll + ∆mpvmpv + ∆VpicVpic + ∆Fc1Fc1 ⋅ ρ Como “Fc1”es valor teórico entonces se considera nulo su error por lo que se desprecia

dicho término, entonces:

∆ρ= ∆mpllmpll

+ ∆mpvmpv

+ ∆VpicVpic

⋅ ρ


22/58

∆ρ= 1 g48 g

+1 g

24 g+

1 mL

25 mL ⋅(960 kg m3⁄ )

∆ρ=98,40 kg m3

⁄ ≅98 kg m3

⁄

Finalmente, la densidad del agua es:ρ=960±98 kg m3⁄

Cálculo del radio externo de los tanques de almacenamiento utilizados:

Para determinar el radio externo de los tanques de almacenamiento se hace empleo de

la siguiente ecuación:

r o=Per

2⋅π ⋅Fc2 A.2 (Perry, 2001)

Donde:

r o: radio externo del tanque de almacenamiento (m)

Per: perímetro del tanque de almacenamiento (cm)

Fc2: factor de conversión 2 (1 m/100 cm)

Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.2, se obtiene:

r o=

100,50 cm

2⋅π ⋅ 1 m

100 cm

r o=0,159154 m

Aplicando el método de propagación de errores para el radio externo del tanque de

almacenamiento pequeño de agua, se tiene:

∆r o= ∆Per Per + ∆Fc2Fc2 ⋅r o Como “Fc2” es valor teórico entonces se considera nulo su error por lo que se desprecia


∆r o= 0,05 cm100,50 cm ⋅0,159154 m ∆r o=0,0000791810 m≅0,0001 m

Finalmente, el radio externo del tanque de almacenamiento de agua es:

r o=0,1591±0,0001 m


23/58

De la misma manera se procede a determinar el radio externo del tanque de

almacenamiento de combustible, por lo tanto:

r o=

0,05650±0,00002

m

Cálculo del radio interno de los tanques de almacenamiento utilizados: Para determinar el radio interno de los tanques de almacenamiento se hace empleo de

la siguiente ecuación:

r i=r o-ϵ⋅Fc2 A.3 (Perry, 2001)

Donde:

r i: radio interno del tanque de almacenamiento (m)

ϵ: espesor del tanque de almacenamiento (cm)


r i=0,1591 m-0,25 cm⋅ 1 m100 cm r i=0,1566 m

Aplicando el método de propagación de errores para el radio interno del tanque de

almacenamiento de agua, se tiene:

∆r = ∆r or o + ∆ϵϵ + ∆Fc2Fc2 ⋅r Como “Fc2” es valor teórico entonces se considera nulo su error por lo que se desprecia


∆r = ∆r or o + ∆ϵϵ ⋅r ∆r i= 0,0001 m0,1566 m + 0,05 cm0,25 cm ⋅0,1566 m

∆r i=0,03142 m≅0,03 m Finalmente, el radio interno del tanque de almacenamiento de agua es:r i=0,16±0,03 m

De la misma manera se procede a determinar el radio interno del tanque de

almacenamiento de combustible, por lo tanto:


24/58

r i=0,053±0,001 m Cabe destacar que es necesario determinar también las dimensiones de los visores

empleados, tanto en el tanque de almacenamiento de combustible y agua, ambos se

determinan con el mismo procedimiento usado anteriormente y se obtiene lo siguiente:r iH2O= 0,006±0,001 m

r iCOMB= 0,0057±0,0003 m Cálculo del área de la sección transversal de los tanques de

almacenamiento utilizados:

Para determinar el área de la sección transversal de los tanques de almacenamiento se

hace empleo de la siguiente ecuación:

Ast=π⋅r i2

A.4 (Perry, 2001)Donde:

Ast: área de la sección transversal del tanque de almacenamiento (m 2)


Ast=π⋅0,16 m2 Ast=0,080424 m

2

Aplicando el método de propagación de errores para el área de la sección transversal

del tanque de almacenamiento pequeño de agua, se tiene:

∆Ast= ∆r ir i ⋅ Ast ∆Ast= 0,005 m0,16 m ⋅(0,080424 m2) ∆Ast=0,00251325 m

2

≅0,003 m2

Finalmente, el área de la sección transversal del tanque de almacenamiento pequeñode agua es:

Ast=0,080±0,003 m2 Cálculo del área total ocupada por el fluido de trabajo en los tanques de

almacenamiento utilizados:


25/58

Para determinar el área total ocupada por el fluido en los tanques de almacenamiento

se hace empleo de la siguiente ecuación:

Atotal=Ast+Asti

A.5

(Perry, 2001)Donde:

Atotal: área total ocupada por el fluido (m2)

Asti: área de la sección transversal del visor del fluido en estudio (m 2)


Atotal=

0,080+0,001

m2

Atotal =0,081 m2

Aplicando el método de propagación de errores para el área total ocupada por el agua

en el tanque de almacenamiento pequeño, se tiene:

∆Atotal = ∆Ast + ∆Asti ∆Atotal=0,003+0,00002 m2

∆Atotal=0,00302 m2≅0,003 m2

Finalmente, el área total ocupada por el agua en el tanque de almacenamiento pequeño

es:

Atotal=0,081±0,003 m2 De la misma manera se determina el área total ocupada por el combustible en el tanque

de almacenamiento pequeño.

Atotal=0,01±0,001 m2 Cálculo del flujo másico consumido del fluido de trabajo:

Para determinar la masa consumida del fluido de trabajo se emplea la siguiente

ecuación:m ̇ =ρ⋅∙∆H A.10

(Perry, 2001)

Donde:

m: masa de agua consumida del fluido en estudio (kg/s)


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27/58

∆tciclo=∆teventof ∆teventoi ∆tciclo=0,01+0,01 s

∆tciclo=0,02 s

Finalmente, el tiempo del ciclo de operación del generador de vapor es:

tciclo=4196,72 ± 0,02 s Cálculo de la densidad del combustible:

Para determinar la densidad del combustible se sustituyen los valores pertinentes

suministrados por el Laboratorio de Ingeniería Química II en la ecuación A.1, se

obtiene:

ρcomb

=0,0455 kg -0,0232 kg

25 mL

⋅ 1000 mL

1 L

⋅1000 L

1 m3

ρcomb

=892 kg m3⁄ Aplicando el método de propagación de errores para la densidad del combustible, se

tiene:

∆ρcomb

= ∆mpllmpll

+ ∆mpvmpv

+ ∆VpicVpic

⋅ ρcomb

∆ρcomb

= 0,0001 kg0,0455 kg

+0,0001 kg

0,0232 kg+

1 mL

25 mL ⋅(892 kg m3⁄ )

∆ρcomb=41,485267 kg m3⁄ ≅42 kg m3⁄ Finalmente, la densidad del combustible empleado es:ρ

comb=892 ± 42 kg m3⁄

Objetivo 7. Determinar la fórmula empírica del combustible empleado en la

generación de calor (método de balance atómico y el del Perry).

Método del Perry:

Determinación de la gravedad específica del combustible empleado

como fluido de trabajo:Para determinar la gravedad específica del combustible se emplea la siguiente

ecuación:

g.e=ρ

comb

ρref@60ºF

A.13 (Himmelblau, 1997)


28/58

Donde:

g.e: gravedad específica del fluido (Adim.)

ρcomb: densidad del combustible (kg/m3)

ρref@60ºF: densidad del fluido de referencia a 60ºF (kg/m3)


g.e=892 kg m3⁄

1000 kg m3⁄ g.e=0,892 Adim.

Aplicando el método de propagación de errores para la gravedad específica, se tiene:

∆g.e= ∆ρ

combρ

comb + ∆ρ

ref@60ºFρ

ref@60ºF ⋅ g.e ∆g.e= 42 kg m3⁄

892 kg m3⁄ + 0,000001 kg m3⁄1000 kg m3⁄ ⋅0,892 ∆g.e=0,0420855 Adim. ≅0,04 Adim.

Finalmente, la gravedad específica del combustible empleado es:

g.e=0,89 ± 0,04 Adim. Cálculo de la densidad en ºAPI:

Para determinar la densidad en ºAPI se emplea la siguiente ecuación:

ºAPI=141,5

g.e-131,5 A.14

(Himmelblau, 1997)

Donde:

ºAPI: densidad del fluido en estudio (Adim.)

Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.14, se obtiene:ºAPI=

141,5

0,89-131,5

ºAPI=27,132287 Adim.

Aplicando el método de propagación de errores para la densidad del fluido en ºAPI, se

tiene:


29/58

∆ ºAPI= ∆g.eg.e

⋅ºAPI ∆ ºAPI=

0,04

0,89

⋅26,809796

∆ ºAPI=1,204934 ≅1,2 Adim. Finalmente, la densidad en ºAPI del combustible empleado es:ºAPI=27,1 ± 1,2 Adim.

Determinación de la composición de hidrógeno y carbono en el

combustible:

Se utiliza el valor de la densidad en ºAPI para así proceder obtener las composiciones

másicas de carbono e hidrogeno de la tabla B.2 y se extraen los siguientes resultados:

XC=86,83322663%, XH=12,06574133%

Cálculo de las masas de hidrógeno y carbono presentes en el

combustible:

Se procede a tomar una base de cálculo de masa total 100g para obtener las masas

individuales de ambos elementos mediante la siguiente ecuación:

mi=xi.mt A.15 (Himmelblau, 1997)

Donde:mi: masa del elemento en estudio (g)

xi: composición másica del elemento en estudio (Adim)

mt: masa total del compuesto (g)


mC=

86,83322663 %

100 %

⋅100 g

mC=86,83322663 g

De la misma manera se determina la masa de hidrógeno presente en la base de cálculo

realizada.

Cálculo del número de moles de hidrógeno y carbono presentes en el

combustible:


30/58

Para determinar el número de moles de los elementos presentes en el combustible se

emplea la siguiente ecuación:

ni=mi

PMi

A.16

(Himmelblau, 1997)

Donde:

ni: número de moles del elemento en estudio (mol)

PMi: peso molecular del elemento en estudio (g/mol)


nC=86,83322663 g

12,0107 g mol

⁄

nC=7,224799 mol

De la misma manera se determinan el número de moles de hidrógeno presentes en el

combustible problema. Por lo tanto, el número de átomos de hidrógeno en el

combustible es 12 y el número de átomos de carbono es de 7. Finalmente, la fórmula

empírica del combustible es: C7H12.

Método del balance atómico:

Inicialmente se procede a suponer que se lleva a cabo tanto una reacción de

combustión completa e incompleta, por lo tanto:

CaHb+c⋅ O2+ 7921 N2 →dCO2+eO2+fN2+gH2O+hCO Se procede a realizar un balance de elementos, se obtiene:

C: d-a=0

H: 2⋅g-b=0O: 2⋅d+2⋅e+g-2⋅c=0N: 2f-2

⋅(79/21)

⋅c=0

Se procede a realizar un balance molar de los gases de combustión a partir de la

reacción anterior, se obtiene:

YCO2+YO2+YN2=100 A.17 (Perry, 2001)

Donde:

YCO2: fracción molar del dióxido de carbono (Adim.)


31/58

YO2: fracción molar del oxígeno (Adim.)

YN2: fracción molar del nitrógeno (Adim.)

Partiendo del análisis de Orsat aplicado a los gases de combustión de chimenea setiene que los porcentajes volumen/volumen de oxígeno y dióxido de carbono son 7,4%

y 10, 1% respectivamente además se sabe que la concentración del monóxido de

carbono presente en los gases de combustión es 12 ppm, lo cual se puede considerar

como un valor despreciable con respecto a la concentración de oxígeno y dióxido de

carbono, de ésta forma se puede considerar que la reacción de combustión que se lleva

a cabo es completa. Además se realiza la consideración de que la fracción volumétrica

será igual a la fracción molar de dichos gases debido a que la presión atmosférica esmenor a 3 bar y de esa forma los gases presentan un comportamiento ideal.


N2=100-10,1-7,4

N2=82,5 Adim.

Sustituyendo los valores pertinentes en los balances de elementos planteados

anteriormente, se obtiene:

d=a=10,1 Adim.

c=21,94 Adim.

g=8,88 Adim.

b=17,76 Adim.

Finalmente, la fórmula empírica del combustible empleado es: C10H18.

Objetivo 8. Determinar la eficiencia térmica del generador de vapor del

Laboratorio de Ingeniería Química.

Cálculo de la presión de operación absoluta.Popabs

=Pamb+(Pop(g)∙FC) (A.18)

(Silva, 2003)

Donde:P: presión ambiente (mmHg)P: presión de operación manométrica (psi)


32/58

Ps: presión de operación absoluta (mmHg)Fc: factor de conversión , s Sustituyendo los valores correspondientes, se tiene:

Popabs=707,92 mmHg+52 Psi. 760 mmHg

14,696 Psi

Popabs=3397,08712 mmHg

Aplicando el método de propagación de errores se tiene el cálculo del error:

∆Popabs= ∆Pamb

Pamb+

∆Pop(g)

Pop(g) .Popabs

∆Popabs= 0,05mmHg708,85mmHg + 2,8 Psi50 Psi .3294,538mmHg

∆Popabs=184,727mmHg

∆Popabs=185mmHg

Finalmente:

Popabs=3397 ±185mmHg

Cálculo de temperatura de saturación del agua.

Haciendo uso de la ecuación de Antoine, se tiene:

ln ( Pop (abs))=A-B

C+ Tsat (A.19)

(Van Ness, 2007)

Donde:

A, B y C: constantes de la ecuación de Antoine, según el fluido (Adim.): temperatura (K)Despejando la temperatura de saturacion

Tsat=B

A-ln (Popabs) -C (A.20) Sustituyendo los valores correspondientes, se tiene:

Tsat=3816,44

18,3036-ln (3294) --46,13


33/58

Tsat=421,2865533 K

Aplicando el método de propagación de errores se tiene el cálculo del error:

∆Tsat=

∆Popabs

Popabs .Tsat

∆Tsat= 185mmHg3294mmHg .420,16K∆Tsat=23,5973K

∆Tsat=24K

Finalmente:

Tsat=421 ± 24K Cálculo del flujo másico:

Empleando la siguiente ecuación:

m ̇ agua= m ̇ aguatciclo (A.21) (Himmelblau,2002)

Donde:̇: flujo másico del agua, (kg/s)Sustituyendo los valores correspondientes al agua, se tiene:

m ̇ agua= 272,41 kg4196,723 s m ̇ agua=0,064910196 kg/s

Aplicando el método de propagación de errores, se tiene el cálculo del error:

∆m ̇ agua= ∆maguamagua + ∆tciclotciclo ∙m ̇ agua ∆m

̇agua=

0,02 Kg

111,788551kg+

0,02 s

2933 s

∙0,038114 kg/s

∆m ̇ agua=0,00000707 kg/s ∆m ̇ agua=0,00001 kg/s Finalmente:

m ̇ agua=0,06491 ± 0,00001kg/s Cálculo del calor absorbido por el agua.


34/58


35/58

Calculando el valor de temperatura promedio para hallar el valor de Cp

Tm=Tent+Tsat

2 (A.23)

(Perry, 2001)Donde: temperatura promedio (K)El valor de Cp se encuentra en tabla bibliográfica mediante el uso de la temperatura

promedio

CP=4,198737 kJ/kg

Sustituyendo los valores correspondientes al agua, se tiene:

QSensible=0,06491 kg/s∙4,198737 kJ/kg 420- 299K QSensible=12,9642928 kJ/s


∆QSensible= ∆m ̇ aguam ̇ agua + ∆TentTent + ∆TsatTsat ∙QSensible ∆QSensible= 0,00001kg/s0,03811kg/s + 0,02°C26°C + 24K420K ∙19,389kJ/s

∆QSensible=1,12795kJ/s

∆QSensible=1kJ/s

Finalmente:

QSensible=13 ± 1 kJ/s Ahora el calor absorbido por el agua durante el ciclo de operación, se obtiene por:

Qabs(agua)=QSensible+ Qlatente (A.24)

(Incropera, 1999)

Donde: : flujo de calor absorbido por el agua (kJ/s)Sustituyendo, se tiene:

Qabs(agua)= 137,84 + 13 kJ/s


36/58

Qabs(agua)=150,84 kJ/s


∆Qabs(agua)= ∆QSensibleQSensible + ∆QlatenteQlatente ∙Qabs(agua) ∆Qabs(agua)= 0,02kJ/s80,93kJ/s + 1kJ/s19kJ/s ∙100,324kJ/s

∆Qabs(agua)=5,305kJ/s

∆Qabs(agua)=5kJ/s

Finalmente:

Qabs(agua)=

151 ±

5

kJ/s

Cálculo del calor cedido por el combustible.

Para la determinación de dicho calor es necesario realizar ciertos cálculos mostrados a

continuación:

Para el combustible

Sustituyendo los valores correspondientes al combustible, se tiene:

m ̇ combustible=0,00527 ± 0,00001kg/s Poder calorífico neto del combustible

PCcomb=H

ρcomb

∙FC A.25 (Perry, 2001)

Donde:PC: poder calorífico neto de combustible,(kJ/kg)H: poder calorífico neto a volumen constante (BTU/gal)

FC: factor de conversión

278,692.

.

Para la determinación del calor de combustión se requiere el poder calorífico neto del

combustible a volumen constante, se hace uso de la tabla 8.2 y del valor de los °API

determinados anteriormente.

H=144000BTU/gal

Sustituyendo, se tiene:


37/58

PCcomb= 148000BTU/gal892 Kgm3 .278,692BTU.kJgal.m3

PCcomb=46240,37668 kJ/kg


∆PCcomb= ∆ρcombρcomb

∙PCcomb ∆PCcomb= 6kg/m3

892kg/m3 ∙46240,37668 kJ/kg

∆PCcomb=302,607kJ/kg

∆PCcomb=303kJ/kg

Finalmente:

PCcomb=46240 ± 303 kJ/kg El calor de cedido por el combustible viene dado por:

Qced(comb)=m ̇ combustible∙ PCcomb (A.26) (Van Ness, 2007)

donde:

: flujo de calor cedido por el combustible (kJ/s)Qced(comb)=0,00527 kg/s. 46240 kJ/kg Qced(comb)= 243,7228123 kJ/s


∆Qced(comb)= ∆m ̇ combustiblem ̇ combustible + ∆PCcombPCcomb ∙ Qced(comb) ∆Qced(comb)=

0,00001kg/s

0,00307kg/s +

303kJ/kg

44990kJ/kg ∙137,98kJ/s∆Qced(comb)=1,37872kJ/s ∆Qced(comb)=1kJ/s

Finalmente:

Qced(comb)=244 ± 1kJ/s


38/58

Cálculo de la eficiencia del generador de vapor.

η=Qabs(agua)

Qced(comb) (A.27)

(Incropera, 1999)Donde:: eficiencia del generador (Adim.)

Al sustituir los valores correspondientes, se tiene:

η=151 kJ/s

244 kJ/s

η=0,72709 adim.


∆η=∆Qabs(agua)Qabs(agua) + ∆QQced(comb)QQced(comb) ∙ η∆η= 5kJ/s

100kJ/s+

1kJ/s

138kJ/s ∙ 0,72709

∆η=0,041623 adim.

∆η=0,04 adim.

Finalmente:

η=0,62 ± 0,04 Objetivo 9. Analizar las pérdidas de calor por los humos y por unidad de área delgenerador de vapor.

Para el cálculo del ángulo de inclinación del manómetro diferencial inclinado PDI-501,

se emplea la siguiente ecuación:

θ=tg-1 PyPx

(A.28) (Perry,2001)

Donde:

θ: ángulo de inclinación del manómetro (rad).: proyección horizontal (cm).: Proyección vertical (cm).Sustituyendo los valores correspondientes al PDI-501 en la ecuación anterior, se tiene:

θ=tan-1 4 cm19cm


39/58

θ=0,2074 rad

Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error del ángulo de

inclinación, se tiene:

∆θ= ∆PyPy + ∆PxPx ∙θ∆θ= 0,05cm

20,4cm+

0,05cm

5,5cm ∙ 0,2074 rad

∆θ=0,003039 rad≅0,003 rad Finalmente: θ = 0,207±0,003rad De manera análoga se determina el ángulo de inclinación del manómetro diferencial

PDI-502 correspondiente al Annubar.

Para determinar la caída de presión manométrica se emplea la siguiente ecuación:-∆P=γfm

∙L∙Senθ·fc2 (A.29)

(Silva, 2003)

Donde:∆: caída de presión manométrica (kg /m)

L: lectura diferencial manométrica (cm)

: peso específico del fluido manométrico (kgf/m3)Sustituyendo los valores correspondientes a la primera corrida en tiro forzado para la

caída de presión hogar-chimenea, siendo agua el fluido manométrico, se tiene:

-∆P=4,5cm∙998 kgf m3

∙Sen(0,207°)·0,01m

cm

-∆P

=9,2519

kgf

m2

Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error de la caída de

presión, considerando despreciable el error del peso específico por ser un valor

bibliográfico, se tiene:

∆∆P = ∆LL + ∆θθ ∙ ∆P


40/58

∆-∆P= 0,05cm4,5cm

+0,003 rad

0,263rad ∙11,6756 kgf

m2

∆

∆P

=0,2629

≅0,3 kg

f /m2

Finalmente: -∆P=9,2 ± 0,3kgf /m2 De manera análoga se calculan las demás caídas presión para todas las corridas de tiro

forzado y tiro natural para el hogar ambiente y hogar chimenea así como para el PDI-

502 correspondiente al Annubar.

Para el cálculo de la presión de los humos se emplea la siguiente ecuación:

Ph=Pamb∙fc+(-∆P)Hog-amb-(-∆P)Hog-Ch (A.30)

(Perry, 2001)

Donde:P: presión de los humos (kg /m P: presión ambiente (mmHg)P−: hogar-ambienteP−: hogar-chimeneafc3: factor de conversión 3

, ∙

/

.

Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación anterior se tiene:

Ph=707,92 mmHg∙1,01322 ∙

105 kg

f

m2

760mmHg+5,1399 kg

f /m2 - 9,2519 kg

f /m2

Ph=94374,66466 kgf /m2

Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error de la presión

de los humos, considerando que el error del factor de conversión es nulo debido a que

proviene de la bibliografía, se tiene:

∆Ph= ∆PambPamb + ∆(-∆P)Hog-amb(-∆P)Hog-amb + ∆(-∆P)Hog-Ch(-∆P)Hog-Ch ∙Ph ∆Ph= 0,05mmHg708,85mmHg + 0,3 kgf /m26,75460kg

f /m2

+0,3 kg

f /m2

3,11750 kgf /m2

∙94374,66466 kgf /m2


41/58

∆Ph =13298,01 kgf /m2≅13298 kg

f /m2

Finalmente:

Ph=

94374 ±

13298

kg

f /m2

De forma análoga se obtiene la presión de los humos para el resto de las corridas en

tiro forzado y en tiro natural.

Una vez determinada la formula molecular del combustible del objetivo 7, la reacción de

combustión queda de la siguiente manera:

CH + 11 O + 0,790,21 . N → 7 CO + O + 41 N + 6 HOSabiendo que los humos están compuestos de todos los productos de la reacción

anterior y que los coeficientes estequiométricos en este caso representan los moles decada uno de los compuestos, tenemos que los moles totales de los humos vienen

dados por la siguiente ecuación:

nT=nO₂+nN₂+nCO₂+nH₂O (A.31) (Himmelblau, 2002)

Donde:n: moles totales de los humos (gmol)n₂

: moles de oxígeno (gmol)

n₂: moles de nitrógeno (gmol)n₂: moles de dióxido de carbono (gmol)n₂ : moles de agua (gmol)Sustituyendo los valores correspondientes, se tiene:

nT=(1+41+7+6) gmol

nT=55gmol

Para determinar la fracción molar de los gases se emplea la siguiente ecuación:

Xi=ni

nT (A.32)

(Himmelblau, 2002)

Donde: : fracción molar del componente “i” de los humos (Adim.)


42/58

: moles del componente “i” de los humos (gmol)Sustituyendo los valores correspondientes al oxígeno en la ecuación anterior, se tiene:

XO₂= 1gmol55gmol XO₂=0,0181

De forma análoga se realiza el cálculo de la composición molar del resto de los

componentes del humo.

Para determinar el peso molecular promedio de los humos se emplea la siguiente

ecuación:

PMh= ∑ Xi∙PMi (A.33)(Himmelblau, 2002)Donde:PM: peso molecular de los humos (g/gmol)PM: peso molecular del componente “i” de los humos (g/gmol) Sustituyendo los valores correspondientes, considerando que los humos estan

compuestos por agua, dioxido de carbono, oxigeno y nitrógeno, la ecuación anterior

queda:PMh=0,0181∙32

g

gmol+0,7454∙28,04

g

gmol+0,1273∙44,01

g

gmol+0,1092∙18,02

g

gmol

PMh=29,050473g

gmol

Para determinar la temperatura de los humos en ºF se emplea la siguiente ecuación de

conversión:

TK=T-32

1,8+273,15 (A.34)

(Himmelblau, 2002)

Donde:

T: temperatura leída (°F)T: temperatura leída en sistema internacional (K)


43/58

Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida en tiro forzado en la

ecuación anterior, se tiene:

TK= 520°F-321,8 +273,15

TK=544,2611 K

Empleando el método de propagación, se tiene:

∆TK= ∆TT ∙TK ∆TK= 5°F350 ºF ∙449,81 K

∆TK=6,4258 K

≅6 K

FinalmenteTK=544 ± 6 K

De forma análoga se realiza la conversión de las temperaturas leídas para el resto de

las corridas, tanto en tiro forzado como natural.

Para determinar la densidad de los humos se utiliza la ecuación de gases ideales se

emplea la siguiente ecuación:

ρh=

Ph∙PMh∙fc4

R∙ TK (A.35)

(Himmelblau, 2002)

Donde:ρ: densidad de los humos (kg/m³)R: constante universal de los gases (8,314 Pa.m³/gmol.K)fc4: factor de conversión 4 (0,001kg/g)Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida en tiro forzado en la


ρh=

94374 Pa ∙29,050473 ggmol

∙0,001kg/g

8,314 Pa.m³/gmol.K∙ 544K

ρh=0,6058 kg/m³

Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error de la

densidad de los humos, considerando que los errores del factor de conversión,


44/58

constante universal de los gases y del peso molecular son nulo debido a que provienen

de la bibliografía, se tiene:

∆ρh=

∆Ph

Ph+

∆TK

TK ∙ρ

h

∆ρh= 13298kgf /m2

94502 kgf /m2

+6K

450K ∙0 ,6058kg/m³

∆ρh=0,1130 kg/m³≅0,1kg/m³

Finalmente

ρh=0,6 ± 0,1kg/m³

De forma análoga se realiza el cálculo de la densidad de los humos para el resto de las

corridas, tanto en tiro forzado como natural.

Para determinar la velocidad promedio de los humos se emplea la siguiente ecuación:

vh=√ 2∙gC·(-∆P)ρh

(A.36)

(Perry, 2001)

Donde:

̅

: velocidad promedio de los humos (m/s)

: factor de conversión de Newton (9,8 kg.m/kgf.s²)Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida en tiro forzado,siendo la caída de presión la correspondiente al Annúbar, la ecuación anterior queda:

vh= 2∙9,8 kg∙mkgf∙s2 ∙4,4632 kg

f

m2

0,6 kg/m³

vh=12,0159 ms Empleando el método de propagación de error para el cálculo del error de la velocidadde los humos, considerando que el error del factor de conversión de Newton es nulo

debido a que provienen de la bibliografía, se tiene:

∆vh= ∆(-∆P)(-∆P) + ∆ρhρh

∙vh (A.37)


45/58

∆vh= 0,6 kgf m25,0

kgf

m2

+0,07kg/m³

0,63kg/m³ ∙12,6554 m/s

∆vh=2,9248≅3 m/s Finalmente:vh=12 ± 3m/s

De forma análoga se realiza el cálculo de la velocidad de los humos para el resto de

las corridas, tanto en tiro forzado como natural.

Para determinar el área de la chimenea se emplea la siguiente ecuación:

ACh=

Per Ch∙fc2

π 2

∙π

4

(A.38)

(Perry, 2001)

Donde: : área de la sección transversal de la chimenea (m 2): perímetro de la chimenea (cm)Sustituyendo los valores correspondientes en la ecuación anterior, se tiene:

ACh=

78 cm∙0,01 m/cm

π

2

∙π

4

ACh=0,04841482 m2

Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error del área

transversal de la chimenea, se tiene:

∆ACh= ∆Per ChPer Ch ∙ACh (A.39) ∆ACh=

0,05cm

78,5 cm

∙0,04841482 m2

∆ACh=0,000031234 m2≅0,00003 m² Finalmente:

ACh=0,04841 ± 0,00003 m² Para determinar el flujo másico de los humos se emplea la siguiente ecuación:

mh ̇ =ρh∙vh∙ACh (A.40)


46/58

(Himmelblau, 2002)

Donde:

̇: flujo másico de los humos (kg/s)

Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida de tiro forzado en laecuación anterior, se tiene:

mh ̇ =0,6kg/m³∙12m/s∙0,04841 m2 mh ̇ =0,3525 kg/s

Empleando el método de propagación de error para el cálculo del error del flujo másico

de los humos, se tiene:

∆mh ̇=

∆ρ

h

ρh+

∆v

h

vh+

∆ACh

ACh ∙

̇m

h ̇

∆mh ̇ = 0,1kg/m³0,7kg/m³ + 3 m/s13m/s+ 0,00003 m20,04904 m2 ∙ ̇ 0,3525 kg/s ∆mh ̇ =0,16698 kg/s≅0,2 kg/s

Finalmente

mh ̇ =0,4 ± 0,2 kg/s De forma análoga se realiza el cálculo del flujo másico de los humos para el resto de

las corridas, tanto en tiro forzado como natural.Para determinar la capacidad calórica de los humos se emplea la siguiente ecuación:

Cph= ∑ Xi∙Cpi ∙ 1PMi (A.41)(Himmelblau, 2002)

Donde:

: capacidad calorífica de los humos (J/g.K)Cp

: capacidad calorífica del componente “i” de los humos (J/gmol.K)

Sustituyendo los valores correspondientes a la primera corrida de tiro forzado,

considerando que los humos estan compuestos por agua, dioxido de carbono, oxigeno

y nitrógeno, y que además las capacidades caloríficas se evalúan a una temperatura

media entre los humos y el ambiente, la ecuación anterior queda:


47/58

Cph=30,6

J

gmol∙K∙0,0181∙

gmol

32 g+29,4

J

gmol∙K∙0,7454∙

gmol

28,04 g

+41,4J

gmol∙K∙0,1272∙

gmol

44,01g+34,6

J

gmol∙K∙0,1090∙

gmol

18,02g

Cph=1,1283

J

g.K

Para determinar el calor transferido por los humos se emplea la siguiente ecuación: ̇ = ̇ ∙ . ∙4 .42 (Incropera, 1999)

Donde:

̇: flujo de calor transferido por los humos (J/s)

Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida de tiro forzado en la


Qh = 0,5 kgh ∙1,1283 Jg∙K ∙544 - 303,15K∙ 1000g1 kg Q ̇ h= 95887,3103 J/s

Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error del flujo de

calor transferido por los humos, considerando que los errores del factor de conversión y

de la capacidad calorífica son cero por provenir de la bibliografía, se tiene:

∆Qh= ∆mmh + ∆TkTk + ∆TambTamb ∙Qh ∆Qh= 0,2 kgs

0,5kgs

+6K

450K+

0,5K

302,15K ∙95887,3103 J/s

∆Q ̇ h=30060,13 J/s≅30060 J/s Finalmente:

Q ̇ h=(95887 ± 30060) J/s De forma análoga se obtiene el flujo de calor transferido por los humos para el resto de

las corridas en tiro forzado, así como en tiro natural.

Para determinar el total transferido por los humos durante el ciclo, se tiene:


48/58


49/58

Sustituyendo los valores correspondientes en la ecuación anterior, se tiene:

As=

320,00cm∙227,00cm

+

(320,00cm)

2

2π 1m2

10000 cm2

As=8,893742806 m2

Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error del área de

transferencia del generador de vapor, considerando que el error del factor de

conversión es nulo por provenir de la bibliografía, se tiene:

∆As= ∆Per CaldPer Cald + ∆LCaldLCald ∙As (A.66) ∆As=

0,05cm

317,7cm +0,05cm

225,00cm ∙8,893742806 m2 ∆As= 0,0033321m2≅0,003m2 Finalmente

As=8,894 ± 0,003m² Cálculo del calor transferido al ambiente por unidad de área del generador

Se emplea la siguiente ecuación:

Q A

=Qh tot

As (A.45)

(Incropera, 1999)

Donde:: calor transferido al ambiente por unidad de área del generador (kJ/m2)Sustituyendo los valores correspondientes en la ecuación anterior, se tiene:

Q A=1314,581472 kJ

8,894 m² =147,8097 kJ/m²

Empleando el método de propagación de error para el cálculo del error del flujo de calor

al ambiente por unidad de área transferido por el generador de vapor, se tiene:

∆Q A= ∆QhtotQhtot + ∆As As ∙Q A ∆Q A= 480 kJ 1729kJ + 0,003m²8,778m² ∙196,9709 kJ/m²

∆Q ̇ A=54,74≅55 kJ/m²


50/58

Finalmente:

Q A=148 ± 55 kJ/m² Objetivo 11. Calcular el porcentaje de exceso de oxígeno real y teórico, en el

proceso de combustión. Aplicando el cálculo para un ciclo del generador de vapor

Cálculo del peso molecular promedio:

Se utiliza la siguiente ecuación (A.46) para el combustible:

PMcomb=96,17018 g/mol

Cálculo de los moles de combustible consumidos

Partiendo de la masa de combustible determinada en el objetivo 6 para un ciclo del

generador de vapor, y del peso molecular del combustible, los moles se determina de la

siguiente manera:

ncomb=mcomb

PMcomb∙ fc4 (A.47)

(Himmelblau, 2002)

Donde:

comb :del combustiblemcomb: masa del combustible (kg)

Sustituyendo los valores obtenidos, se tiene:

ncomb=22,12 kg

96,17018g

mol∙0,001

kgg

ncomb= 230,0089279 moles

Cálculo experimental:

Cálculo de Moles de oxígeno alimentado:

Para determinar de los moles experimentales de oxígeno, se plantea la reacción de

combustión incompleta que ocurre en el hogar, obteniendo los coeficientes

estequiométricos a partir del análisis de Orsat de los gases de chimenea, provisto por el

laboratorio, como se realizó en el objetivo 7, mediante la reacción de combustión

incompleta, se determinaron los moles de los componentes de la misma, partiendo de


51/58

dicha reacción, por estequiometria, se tiene la fórmula para determinar los moles de

nitrógeno:

nN = xN ∗ nCHxCH A.48

(Himmelblau, 2002)

Donde:

x: coeficiente estequiométrico.(adim.)

Sustituyendo los coeficientes estequiométricos y los moles de combustible, se tiene:

nN2=41*230,0089279 moles

1

nN2= 9430,366045 moles

De igual manera se determinan los moles de oxígeno alimentados, pero partiendo de

los moles de nitrógeno, los cuales permanecen constantes por ser este el compuesto

inerte en la reacción de combustión, por lo que se tienen los moles experimentales de

oxígeno:

Sustituyendo los coeficientes estequiométricos y los moles de nitrógeno, se tiene:

nO2exp=11*9430,366045 moles

41

nO2exp=2530,098207 moles

Cálculo de los moles de oxigeno consumidos experimentalmente

Se sabe que:

nO2 cons= nO2exp-nO2 no reacc (A.49)

(Himmelblau, 2002)

Con el coeficiente estequiométrico del oxígeno que no reacciona y del combustible se

obtienen los moles de oxígeno como sigue:

nO2 no reacc

=1

∙230,0089279 moles

1

nO2 no reacc=230,0089279 moles

Sustituyendo en la ecuación A.49, se tiene:

nO2 cons= 2530,098207 moles - 230,0089279 moles nO2 cons= 2300,089279 moles

Cálculo del porcentaje de exceso de oxigeno real


52/58

Se realiza mediante la ecuación:

%O2exc= nO2exp- nO2 cons nO2exp .100 (A.50) (Himmelblau, 2002)

Donde:%O: porcentaje de exceso de oxigeno real (%)Sustituyendo los valores correspondientes, se tiene:

%O2exc= 2530,098207 mol - 2300,089079 mol2530,098207 mol .100

%O =9,090909091%

Cálculo teórico:

Cálculo de la cantidad teórica requerida de oxígeno

Para determinar los moles de oxígeno teórico, se hace uso la reacción de combustión

completa del combustible, para determinar los mismos por estequiometria, de la

siguiente manera:

CaHb+

4∙a+b

4

O2 ∆

⃗ aCO2+

b

2H

2O

Sustituyendo los valores de los coeficientes estequiométricos, se tiene:

C7H12+1O2 ∆⃗ 7CO2+6H2O A partir de la reacción anterior de combustión completa, se aplica la ecuación (A.51)

para determinar los moles de oxígeno teóricos:

ntO2=nC7H12.

xO2

xC7H12 (A.51)

(Himmelblau, 2002)

Donde:ntO2

: moles de oxígeno teóricos (moles)

ntO2=

10∙230,0089279 moles1

ntO2=2300,089279 moles

Cálculo del porcentaje de exceso de oxígeno teórico


53/58

Aplicando la ecuación A.xx con los datos de moles teóricos y moles alimentados

%O2 exc,t=2530,098207 mol - 2300,089279 mol

2300,089279 mol∙100

%O , = 10%


54/58

APÉNDICE B

TABLAS Y FIGURAS BIBLIOGRÁFICAS

TABLA B.1: Densidad del agua a diferentes temperaturas (Perry, 2001)


55/58

TABLA B.2: Análisis finales usuales de combustibles de petróleo combustóleos)

(Perry, 2001)


56/58

TABLA B.3: Masa molar de Algunos compuestos (Van ness, 2007)


57/58

Figura B.4: Poder calorífico del combustible en función de los grados API (Perry,

2001)

Fig


58/58

ura B.6: Tabla periódica de los elementos químicos.

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