calculo diseño colector escape

Diseo del colector de gases de escape de una planta de cogeneracin

Pg. 1

SumariSUMARI _____________________________________________________1 ANEXO A.A.1 A.2 A.3

CLCULOS PARA EL DISEO DEL COLECTOR DE

GASES DE ESCAPE _______________________________________3Clculo de las reacciones de combustin ....................................................... 4 Clculo de los Dimetros Nominales............................................................. 11 Clculo de la altura de la chimenea............................................................... 13Datos climatolgicos Asc ..................................................................................14 Clculo de inmisin .............................................................................................17 Resultados ...........................................................................................................24

A.3.1 A.3.2 A.3.3

A.4 A.5 A.6 A.7

Clculo de la Prdida de Carga ..................................................................... 28 Clculo de la Presin Mxima en el colector................................................. 47 Clculo de espesores..................................................................................... 52 Clculo del aislamiento del colector............................................................... 55Clculo de los espesores del aislamiento...........................................................55 Clculo de la Cada de Temperatura ..................................................................66

A.7.1 A.7.2

A.8 A.9

Clculo de dilataciones .................................................................................. 74 Clculo de los soportes.................................................................................. 76Soportes del tramo motor....................................................................................76 Soportes del tramo colector general ...................................................................80

A.9.1 A.9.2

A.10 Clculo de resistencia del colector ................................................................ 85 A.11 Clculo de los acoplamientos ms solicitados .............................................. 92A.11.1 Cculo del acoplamiento J.E. DN1300(2) Codo..............................................92 A.11.2 Clculo del acoplamiento DIVRTER DN500 Chimenea individual motor ..100 A.11.3 Clculo del acoplamiento entre la CONEXIN ECONOMIZADOR/CHIMENEA Chimenea Caldera..........................................................................................106

ANEXO B. ANEXO C.C.1 C.2 C.3

NORMAS Y REGLAMENTACIN ___________________112 ESPECIFICACIN DE EQUIPOS ___________________114

Especificacin de los Motores de cogeneracin ......................................... 114 Especificacin de la Caldera de vapor......................................................... 116 Especificacin del Economizador ................................................................ 118

ANEXO D.D.1 D.2

CLCULO ESTUDIO ECONMICO _________________120

Presupesto del ciclo de cola ........................................................................ 121 Estudio econmico del ciclo de cola ............................................................ 124

Pg. 2

Anexo

ANEXO E.

PLANING DE CONSTRUCCIN, MONTAJE Y PUESTA EN

MARCHA DEL CICLO DE COLA____________________________129


Pg. 3

ANEXO A.CLCULOS PARA EL DISEO DEL COLECTOR DE GASES DE ESCAPEEn los apartados pertenecientes al presente anexo se detallarn los clculos efectuados para el diseo del Colector de Gases de Escape, objeto del proyecto. Los apartados se dividen y se ordenan en funcin del proceso seguido para su propio diseo, teniendo en cuenta los aspectos que prevalecen sobre otros, ya sea por su importancia o por su grado de detalle en el clculo. Los clculos partirn de un trazado previo del colector impuesto por la estructura de la nave de motores (que se puede observar en el plano MNE-CGE-01), debido a que el colector de gases de escape es una aplicacin secundaria de la planta industrial.

Pg. 4

Anexo

A.1 Clculo de las reacciones de combustinPara el clculo del caudal de los gases de escape es necesario el estudio de las reacciones de combustin que se producen en los motores, a partir del Gas de Sntesis. Por lo tanto, partiendo de los datos de diseo, en lo que a la composicin del Gas de Sntesis se refiere, se obtendr el caudal de gases de escape que ser utilizado para el diseo del colector. La composicin y caractersticas del Gas de Sntesis a la entrada de los motores es la siguiente: Composicin Gas de Sntesis (porcentaje en volumen base seca):

Gas/Vapor H2 CO2 O2 N2 CO CH4 C2H4 Vapor agua

% 12,8 % 13,4 % 0,2 % 57,9 % 4,3 % 10,4 % 1,0 % 67 g/kgGS

(kgGS: kilogramos de Gas de Sntesis)Tabla A.1 Composicin Gas de Sntesis

Caudal Gas de Sntesis (Seco para los 6 motores): Caudal de agua: PCI materia prima (PCI): Temperatura Gas de Sntesis: 50 C

16310 kg/h 1092,8 kg/h 29,57 J/kg


Pg. 5

Densidad Gas de Sntesis (GS, a T = 0C; p = 1,013 bar): Exceso de aire de admisin del motor (s):

1,11 kg/m3 40% del est.

Con el fin de poder comparar los clculos con posibles variaciones futuras de las condiciones del Gas de Sntesis a la entrada a motores, todos los datos se referencian a Condiciones Normales (T = 0 C, p = 1,013 bar). En estas condiciones se asume el comportamiento de Gas Ideal, en que 1 kmol X 22,4 m3 X, siendo X el componente correspondiente del Gas de Sntesis. Partiendo de la composicin del Gas de Sntesis anterior se tiene que las reacciones que participan en la combustin son:

1) 2) 3) 4)

1 H 2 + O2 H 2O 2 1 CO + O2 CO2 2 CH 4 + 2 O2 CO2 + 2 H 2O C2 H 4 + 3O2 2 CO2 + 2 H 2O

Como el porcentaje que muestra la composicin del Gas de Sntesis es volumtrico, es necesario convertir las unidades de caudal msico a volumtrico. Por ello se utilizar:3 m3 kg 1 m A = QGS h GS kg h

Por lo tanto se puede calcular los caudales de los productos de las reacciones anteriores de la siguiente manera: Caudal CO2

Cantidad de CO2 procedente del Gas de Sntesis

m 3 1 kmol kg QCO 2 ( GS ) = A (%CO2 ) m 3 PM CO 2 kmol = h 22,4 1 13,4 1 kg = 16310 44 = 3867,59 1,11 100 22,4 h

Pg. 6

Anexo

Cantidad de CO2 producida en la reaccin 2) (1kmol CO1kmol CO2)

m 3 1 kmol kg QCO 2 ( 2 ) = A (%CO ) m 3 PM CO 2 kmol = h 22,4 1 4,3 1 kg = 16310 44 = 1241,09 1,11 100 22,4 hCantidad de CO2 producida en la reaccin 3) (1 kmol CH41kmol CO2)

m 3 1 kmolCH 4 kg QCO 2 ( 3) = A (%CH 4 ) m3 PM CO 2 kmol = h 22,4 1 10,4 1 kg = 16310 44 = 3001,71 1,11 100 22,4 hCantidad de CO2 producida en la reaccin 4) (1 kmol C2H42 kmol CO2)

m 3 1 kmolC 2 H 4 kmolCO2 kg QCO 2 ( 4 ) = A (%C 2 H 4 ) 3 2 kmolC H PM CO 2 kmol = m 2 4 h 22,4 1 1 1 kg = 16310 2 44 = 577,25 1,11 100 22,4 hPor lo tanto,

QCO 2 = QCO 2( GS ) + QCO 2 ( 2 ) + QCO 2( 3) + QCO 2( 4) = 3867,59 + 1241,09 + 3001,71 + 577,25 = = 8687,6

kg h

Caudal H2O

Cantidad de H2O procedente del Gas de Sntesis

Q H 2O (1) = 16310

kg GS kg kg 0,067 H 2O = 1092,8 h kg GS h

Cantidad de H2O producida en la reaccin 1) (1kmol H2 1kmol H2O)

QH 2O (1)

m 3 1 kmol kg = A (% H 2 ) m 3 PM H 2O kmol = h 22,4


Pg. 7

= 16310

12,8 1 kg 18 = 1511,35 100 22,4 h

Cantidad de H2O producida en la reaccin 3) (1kmol CH4 2kmol H2O)

m 3 1 kmolCH 4 kmolH 2 O kg QH 2O (3) = A (%CH 4 ) m3 2 kmolCH PM H 2O kmol = h 22,4 4 10,4 1 kg = 16310 2 18 = 2455,95 100 22,4 hCantidad de H2O producida en la reaccin 4) (1kmol C2H4 2kmol H2O)

m 3 1 kmolC 2 H 4 kmolH 2 O kg QH 2O ( 4 ) = A (%C 2 H 4 ) 3 2 kmolC H PM H 2O kmol = m h 22,4 2 4 1 1 kg = 16310 2 18 = 236,15 100 22,4 hPor lo tanto,

QH 2O = QH 2O (GS ) + QH 2O (1) + QH 2O ( 3) + QH 2O ( 4 ) = 1092,8 + 1511,35 + 2455,95 + 236,15 = = 5296,25

kg h

Caudal O2

Se calcular en primer lugar el oxgeno estequiomtrico necesario. Cantidad de O2 procedente del Gas de Sntesis

m 3 1 kmol kg QO 2 (GS ) = A (%O2 ) PM O 2 = 3 kmol h 22,4 m 0,2 1 kg = 16310 32 = 41,98 100 22,4 hCantidad de O2 necesaria en la reaccin 1) (1 kmol H2 1/2 kmol O2)

m 3 1 kmolH 2 1 kmolO2 kg QO 2(1) = A (% H 2 ) m 3 2 kmolH PM O 2 kmol = h 22,4 2

Pg. 8

Anexo

= 16310

12,8 1 1 kg 32 = 1343,42 100 22,4 2 h

Cantidad de O2 necesaria en la reaccin 2) (1 kmol CO 1/2 kmol O2)

m 3 1 kmolCO 1 kmolO2 kg QO 2 ( 2 ) = A (%CO ) m 3 2 kmolCO PM O 2 kmol = h 22,4 4,3 1 1 kg = 16310 32 = 451,31 100 22,4 2 hCantidad de O2 necesaria en la reaccin 3) (1 kmol CH4 1/2 kmol O2)

m 3 1 kmolCH 4 kmolO2 kg QO 2 (3) = A (%CH 4 ) m3 2 kmolCH PM O 2 kmol = h 22,4 4 10,4 1 kg = 16310 2 32 = 4366,13 100 22,4 hCantidad de O2 necesaria en la reaccin 4) (1 kmol C2H4 3 kmol O2)

m 3 1 kmolCH 4 kmolO2 kg QO 2 ( 4 ) = A (%C 2 H 4 ) m3 3 kmolCH PM O 2 kmol = h 22,4 4 1 1 kg 16310 3 32 = 629,73 100 22,4 hPor lo tanto,

QO 2 ( esteq.) = QO 2 (1) + QO 2( 2) + QO 2 (3) + QO 2( 4) QO 2 ( GS ) = = 1343,42 + 451,31 + 4366,13 + 629,73 41,98 = 6748,61 kg h

Teniendo en cuenta que el caudal de oxgeno de los gases de escape viene a ser el exceso (40 %), y sabiendo que precisamente este exceso es el que va a los gases de escape (con una combustin correcta de los motores), se tiene:

QO 2 = s QO 2 ( esteq.) =Donde:

kg 40 6748,61 = 2699,4 h 100


Pg. 9

s = 0,4: Exceso de oxgeno del aire de admisin

Caudal N2

El caudal de N2 de los gases de escape viene determinado por el oxgeno de admisin (1,4 veces el estequiomtrico), teniendo en cuenta que la composicin del aire en masa es 23 % O2; 77 % N2; y por la cantidad de N2 que lleva el Gas de Sntesis. Por lo tanto, se tiene:

Qaire = (1 + 0,4) QO 2 ( esteq.)

kg 1 1 = 1,4 6748,61 = 41078,49 h 0,23 0,23

1 kg PM N 2 = Q N 2 = Qaire 0,77 + A (% N 2 ) 22,4 h 57,9 1 kg = 41078,49 0,77 + 16310 28 = 42264,97 100 22,4 hPara el dimensionado del colector se requiere los caudales volumtricos reales, con lo que es necesario las densidades de los diferentes componentes a T = 463 C y p = 1,07 bar (como los proveedores de los motores dan 60 mbar de lmite de cada de presin hasta atmsfera, se coge 1,07 bar de presin a la salida de motores como estimacin). Extrayendo dichas densidades de Taules i grfiques de propietats termodinmiques (ver referencia [2] de la bibliografa de la memoria) se obtiene:

CO 2 = 0,7194 H 2O = 3,33

kg 1 QCO 2 = 3 CO 2 m

m3 m3 1 kg QCO 2 = 8687,6 = 12075,8 h h 0,7194 kg

kg 1 QH 2O = 3 H 2O m

m3 m3 1 kg QH 2O = 5296,25 = 1589,0 h h 3,3333 kg

O 2 = 0,5208 N 2 = 0,4504

kg 1 QO 2 = 3 O2 m kg QN 2 m3

m3 m3 1 kg QO 2 = 2699,4 = 5182,8 h h 0,5208 kg m3 1 m3 1 kg = QN 2 = 42265 = 93828,3 N 2 kg h h 0,4504

Pg. 10

Anexo

A modo de resumen de los clculos realizados se puede observar la tabla A.1.2 :

CO2 (kg/h) 8687,6 (m3/h) 12075,8 (kg/h)

H2O (m3/h) 1589,0 (kg/h) 2699,4

O2 (m3/h) 5182,9 (kg/h) 42265,0

N2 (m3/h) 93828,3

5296,2

Tabla A.2 Composicin Gases de Escape

Sumando los caudales encontrados para cada componente a T = 463 C se tiene el caudal de gases de escape total (dividiendo entre 6 se hallar el caudal correspondiente a cada motor):

QGE = QCO 2 + QH 2O + QO 2 + Q N 2 = 12075,8 + 1589,0 + 5182,9 + 93828,3 = = 112676 QMi = m3 h

QGE 112676 m3 m3 = = 18779,3 = 5,22 h s 6 6


Pg. 11

A.2 Clculo de los Dimetros NominalesPara el clculo de los Dimetros Nominales de los diferentes tramos del colector de gases de escape, se ha tenido en cuenta los puntos de entrada de los 6 motores y la velocidad requerida por parte de la caldera. Para un buen funcionamiento de sta es conveniente minimizar las fluctuaciones de velocidad de los gases dentro de lo posible, con lo que se insertar un ensanchamiento en el colector. Como se muestra en el anexo de especificaciones C.2, la velocidad requerida por la caldera debe estar en el intervalo 20 25 m/s. Con esto se impone una velocidad en los conductos individuales de cada motor, previos al colector comn (observar plano MNECGE-01), de 24 m/s. De esta manera y mediante la frmula siguiente se obtiene:2 dM

QM = v

4

dM =

QM 4 5,22 4 = = 0,526 m v 24

Como el Dimetro Nominal de salida del motor DN500 se coge dM = 500 mm y se recalcula la velocidad:

v=

QM 4 5,22 4 m = = 26,58 2 2 s d M 0,5

Sabiendo que despus de la entrada de gases de escape procedentes del sexto motor el caudal ser QGE = 6QM = 65,22 = 31,32 m3/s, e imponiendo una velocidad de los gases a la entrada de la caldera de 24 m/s se obtiene:2 d ec

QGE = v

4

d ec (entrada caldera) =

QM 4 31,32 4 = = 1,29 m v 24

Con lo que cogiendo dec = 1300 mm se recalcula la velocidad de entrada a caldera:

v=

QGE 4 31,32 4 m = = 23,5 2 2 s d ce 1,3

A partir de los dimetros calculados y procurando minimizar el intervalo de variacin de la velocidad de los gases desde su salida de motores hasta su llegada a caldera, se estima un dc1 = 800 mm y el ensanchamiento a 1300 mm situado despus del cuarto motor. De

Pg. 12

Anexo

esta manera el esquema del colector queda como se muestra en la figura siguiente:

Imagen A.1 Esquema del colector

Entendiendo vci como la velocidad de los gases en el punto inmediatamente posterior al motor i, y sabiendo que a cada entrada de motor el caudal del colector es de la forma QM i, se obtienen las velocidades especificadas en la imagen A.1:

vc1 = vc 2 = vc 3 = vc 4 = vc5 = vc 6 =

QM 4 5,22 4 m = 10,38 = 2 2 s d c1 0,8 QM 2 4 5,22 2 4 m = 20,76 = 2 2 s d c1 0,8 QM 3 4 5,22 3 4 m = 31,15 = 2 2 s d c1 0,8 QM 4 4 5,22 4 4 m = 15,73 = 2 2 s d ec 1,3 QM 5 4 5,22 5 4 m = 19,66 = 2 2 s d ec 1,3 QM 6 4 5,22 6 4 m = 23,5 = 2 2 s d ec 1,3

Con los resultados obtenidos se toma por vlida la estimacin de 800 mm como el dimetro del primer tramo del colector comn.


Pg. 13

A.3 Clculo de la altura de la chimeneaEl clculo de la altura de la chimenea de la caldera (se tomar la misma altura para las chimeneas individuales de los motores) se ha basado en el cumplimiento de los niveles de inmisin de ciertos contaminantes a nivel de suelo, impuestos por el BOE 260 30-102003. Este punto es de relevancia debido a la proximidad de la poblacin de Mra la Nova respecto al punto de Emisin. Observando las especificaciones facilitadas por el proveedor de los motores, se observa que los niveles ms altos de contaminante pertenecen al NOx. Extrayendo del BOE mencionado los datos referidos a dicho contaminante se obtiene la tabla A.3:

Perodo de

Valor lmite 200 g/m3 de NOx que no

Valor lmite horario para la proteccin de la salud humana 1 hora

podrn podrn superarse en ms de 18 ocasiones por ao civil

Valor lmite anual para la proteccin de la salud humana 1 ao civil 40 g/m3 de Nox

Valor lmite anual para la proteccin de la vegetacin 1 ao civil 30 g/m3 de Nox

Tabla A.3 Valores lmite NOx

El estudio del nivel de inmisin de NOx en Mra la Nova en funcin de la altura de la chimenea se ha realizado mediante el modelo de dispersin Gausseano en las condiciones de sotavento. Para ello ha sido necesario disponer de las condiciones atmosfricas registradas en los ltimos aos en la poblacin de Asc, prxima a Mra la Nova que se muestran en el apartado siguiente ( Servei Metereolgic de Catalunya).

Pg. 14

Anexo

A.3.1

Datos climatolgicos Asc

Enero Tmed (C) (V) Tmax (C) (V) Tmin (C) (V) Tmax. med (C) (V) Tmin. med (C) (V) v med (m/s) (V) Dir. V (V) v max (m/s) (V) v max med (m/s) (V) Hr med (%) (V) Hr min med (%) (V) irrad med (MJ/m2) (V) p atm med (mbar) (V) Precip.max 30 mintos (l/m2) (V) Precip.max dia (l/m2) (V) Precip. tot. mes (l/m2) (V) Tmed (C) Tmax (C) Tmin (C) Tmax. med (C) Tmin. med (C) v med (m/s) Dir. V (V) v max (m/s) v max med (m/s) Hr med (%) Hr min med (%) irrad med (MJ/m2) p atm med (mbar) (V) Precip.max 30 mintos (l/m2) (V) Precip.max dia (l/m2) Precip. tot. mes (l/m2) 2002 Tmed (C) Tmax (C) Tmin (C) Tmax. med (C) Tmin. med (C) v med (m/s) Dir. v (V) v max (m/s) 4 20,7 -7 11,2 -1,1 1,2 NW 57,5 15,4 88 63 3,5 1022 2,8 37,8 40,2 8,3 15,6 0,6 12,2 4,7 1,9 NW 16,4 9,5 73 56 7,7

Febrero 11,8 23,4 -2 20,5 3,8 2,5 SW 29,1 11,8 71 35 7 1026 0 0 0 8,6 18,3 1 13,6 4,2 2,1 NW 17,9 11,2 63 43 13,2

Marzo 13,3 29,5 -1,5 21,5 5,7 2,6 SW 34,2 12,2 67 34 8,5 1021 4 5,8 17 14,5 29 0 20,1 9,4 1,9 S 17 10,1 58 38 16,7

Abril 15,6 30 0,5 22,3 8,9 3 E 18,8 13,2 65 37 17,9 1010 5,4 9,6 32 14,2 26,7 3,9 20,2 8,9 2,7 NW 18,7 12,7 50 30 24,2

Mayo 21,4 37,3 9 28,6 14,3 2,9 E 17,8 12,7 65 35 22,1 1018 4,8 14,6 29,6 17,3 34,2 3,3 23,8 11,5 1,7 S 18 9,7 60 37 25

Junio 25,3 40 12,4 32,8 18,7 3,9 E 19,6 12,9 60 34 26,4 1021 0,6 2,2 2,2 22,6 36,3 11,8 29,7 16,4 2,4 SE 18,9 10,9 51 28 30

Julio 26,3 37,8 13,9 32,4 20,6 4,5 E 31 15,7 53 31 24,8 1016 0,4 0,6 0,8 22,3 34,9 11,1 29 16,8 2,2

Agosto 27 39,2 14,8 34 20,7 3,8 E 25,9 13,6 54 29 22,1 1017 1,4 8,8 9,4 23,2 33,6

Septiembre 23,9 39,3 8,3 31,5 16,6 2,9 E 19,4 11,6 60 33 18,7 1016 1 1,8 3,4 17,4 28,2 7,3 23,7

Octubre 17,6 32 4,7 24,5 12,1 2,1 SW 18,9 10,2 71 44 11 1018 17,2 99,6 198,8 15,8 26,5 4,5 21,4 11,1 1,5 S 13,6 8,1 75 50 12,5

Novembre 11,4 24,1 0,1 17,7 6,3 1,7 W 18,2 9,5 80 53 8 1015 2,6 14,6 37,6 6,5 16,3 -3 10,8 2,5 2,3 NW 20,8 11,2 70 51 8,6

Desembre 9,3 20,1 -1 15,9 5 1,4 NW 21,7 8,9 89 62 6,5 1021 3,2 21,6 54 0,2 21,7 -11,4 4,8 -3,9 1,3 NE 16,3 7,4 82 56 6,8

2000

18,3 2,3 SE 13,9

12,5 2 SE 14,7 10,1 62 35 20,1

2001

10,4 60 33 26,3

10,4 62 35 23,3

2 6,1 21,4 6,4 15,3 -1,2 10,8 2,6 1,7 N 16,6

1 4,9 7,5 7,5 18,7 -2,1 13,1 2,8 2,2 NW 18,7

3,8 19,8 35,6 9,7 25,4 -2 14,7 5,4 2,1 SE 14,9

7,4 47,3 54,3 10,9 27,6 0,9 17,2 5,9 1,9 N 17

22,6 35 89,1 13,6 25,1 4,3 19,1 8,7 2,4 SE 14,8

1,6 4,4 5,3 19,9 31,6 7,5 26,1 14,5 2,6 SE 16,5

8,8 17,4 36,8 21,4 31,9 9,9 28,4 15,8 2,6 SE 15,8

3,4 0,8 1,2 21,8 36,5 13,5 28,2 17 2,3 S 14,3

14,6 13,7 30,7 19,8 29,3 9,7 25,4 15,4 1,9 SE 14,5

2,2 4,4 15,9 16,7 26,1 6,5 21,8 12 1,8 SE 14,8

5,2 23,4 49,1 12,6 23,6 2,7 16,8 8 2,1 NW 19,6

0,8 2,8 5 9 18,1 0,5 12,6 5,6 1,9 NW 19

Diseo del colector de gases de escape de una planta de cogeneracinv max med (m/s) Hr med (%) Hr min med (%) irrad med (MJ/m2) p atm med (mbar) (V) Precip.max 30 mintos (l/m2) (V) Precip.max dia (l/m2) Precip. tot. mes (l/m2) Tmed (C) Tmax (C) Tmin (C) Tmax. med (C) Tmin. med (C) v med (m/s) Dir. v v max (m/s) v max med (m/s) Hr med (%) Hr min med (%) irrad med (MJ/m2) p atm med (mbar) (V) Precip.max 30 mintos (l/m2) (V) Precip.max dia (l/m2) Precip. tot. mes (l/m2)

Pg. 15

9,6 73 54 8,1

10,8 64 42 13,3

10 68 45 14,8

10 66 37 19,5

10,9 63 39 23,6

11,2 52 29 27,2

11,5 58 30 26,9

10,8 65 39 21,7

9,6 68 43 17,9

9 69 47 12,7

11,1 67 49 8,4

9,5 79 63 5,4

1,4 5,3 8,1 6,8 20,8 -5,2 11,2 2,6 2,5 W 19,9 12,2 67 48 7,9 1008 0,8 3,4 13,8

1,4 5,3 5,7 7,2 16,3 -5,1 11,1 3,1 2,3 W 20,9 10,8 69 50 8,9 1008 4,8 52,3 100,9

3,6 18,4 54,5 11,5 21,7 -1,6 17,3 6,5 1,8 S 16,5 8,7 69 44 14,6 1011 6,4 57 71,8

5,4 17,2 64,2 13,8 25,9 4,1 19,6 8,8 2,2 S 19,4 10,3 64 38 19,3 1004 2 18,1 30,9

4,8 44 92,1 17,8 30,6 8,1 23,9 12,4 2,1 S 15,5 10,5 62 40 23,9 1007 5,8 47 95,5

1,8 5,3 17,2 24,9 37,7 14,3 31,7 19 2,2 S 14,5 10,4 56 33 26,5 1005 1,6 5,2 8,2

0,8 2 6,5 25,8 37,6 15,8 32,6 20,3 2,2 S 14,4 10,7 56 31 25,9 1005 10,8 9,5 11,9

7,4 26,3 65,2 27 38,8 16,7 34,1 20,8 1,8 S 11,2 9,3 53 27 23,5 1006 9 26,3 36,3

8,8 28,1 51,7 20,5 29,9 11,2 26,1 16,2 1,9 S 21,6 9,6 68 44 16,2 1009 4,2 17,9 45,8

3,6 11,9 27,1 15,1 27,3 1,5 19,2 11,4 1,9 W 16,9 9,4 70 52 10,7 1002 3,4 11,5 63,8

9,4 21 23,4 11,1 19 2,7 15,3 7,6 1,5 W 18,8 8,5 79 61 6,9 1004 14,8 47 93

1,8 5,3 22 7,8 16,1 0,2 11,5 4,1 2 W 18,6 9,6 78 61 6 1005 3,2 6,4 24

2003

Tabla A.4 Datos climatolgicos Asc / Vinebre

Donde: Tmed (C): Temperatura media mensual Tmax (C): Temperatura mxima absoluta mensual Tmin (C): Temperatura mnima absoluta mensual Tmax. med (C): Media mensual de las temperaturas mximas diarias Tmin. med (C): Media mensual de las temperaturas mnimas diarias vmed (m/s): Velociad del viento media mensual vmax (m/s): Valor mximo absoluto mensual de la racha instantnea de viento vmax.med

(m/s): Media mensual de las rachas instantneas mximas diarias de

Pg. 16

Anexo

viento Dir. v: Direccin dominante del viento mensual

Imagen A.2 Rosa de los vientos

Hr med (%): Humedad relativa media mensual Hr min. med (%): Media mensual de las humedades relativas mnimas diarias Irrad. med. (MJ/m2): Irradiacin solar media horaria patm. med (mbar): Presin atmosfrica media mensual Precip.max. 30 min. (l/m2): Precipitacin mxima mensual en 30 minutos Precip.max. dia (l/m2): Precipitacin mxima mensual en 1 da Precip.tot. mes (l/m2): Precipitacin mensual (V): Datos de Vinebre (prximo a Asc)


Pg. 17

A.3.2

Clculo de inmisin

Como se ha comentado en los apartados anteriores del presente anexo para el clculo del nivel de inmisin de NOx a la poblacin de Mra la Nova, se ha utilizado un modelo de dispersin Gausseano que sigue la frmula siguiente: y 0 , 5 y 2

X ( x, y , z ) =

Q NOx e 2 z y u

2 0,5 z h 2 0 , 5 z h z z e + e

Donde: X (x, y, z) [mg/m3]: Concentracin de X en el punto (x, y, z). QNox [mg/s]: Caudal de NOx procedente de los gases de escape. (x, y, z) [m]: Punto de medicin del nivel de inmisin respecto el punto de referencia (punto de emisin a nivel de la poblacin). H [m]: Altura del penacho de gases de escape. U [m/s]: Velocidad del viento (en la direccin de x) y [m]: Coeficiente de dispersin horizontal z [m]: Coeficiente de dispersin vertical Considerando el peor de los casos, es decir, en condiciones de sotavento (y = 0, z=0). Esto es que la medicin se realiza a nivel del suelo y en la direccin del viento, considerando que ste apunta directamente a la poblacin. De esta manera, la expresin anterior queda de la siguiente forma: h 0 , 5 z 2

QNOx g X (x,0,0) 3 = e m y z u Clculo de QNox

Para el clculo del caudal de contaminante, se parte del nivel mximo de emisin garantizado por el proveedor de los motores (en funcin del caudal de gases de

Pg. 18

Anexo

escape) y del caudal de gases de escape. Como las condiciones de los gases de escape tiene unas caractersticas a la entrada a caldera, otras a la salida de la chimenea y otras en el punto de inmisin, a efectos prcticos se referencian a Condiciones Normales (T = 0 C; p = 1,013 bar). Para ello se calcula la densidad de los gases de escape a las condiciones de salida de motores, realizando una media ponderada de sus componentes, Esto es:

m3 m3 m3 m3 QN 2 QO 2 QH 2O QCO 2 h T,p + h T,p + h T,p + h T,p = T, GEp = CO 2 H 2O O2 N2 m3 m3 m3 m3 QGE QGE QGE QGE h h h h 12075,8 1589 5182,9 93828,3 kg = 0,7194 + 3,3333 + 0,5208 + 0,4504 = 0,51 3 112676 112676 112676 112676 mA partir de aqu una buena estimacin de la densidad de los gases a Condiciones Normales se realiza siguiendo la siguiente expresin:CN T, GE = GEp

pCN T kg 1,013 463 + 273 = 0,51 = 1,3 3 p TCN 1,07 273 m

Por lo tanto:CN T, QGE = QGE GEp

1CN GE

= 112676 0,51

1 m3 = 44203,7 1,3 h

Y, finalmente, se calcula el caudal msico de NOx vertido a la atmsfera, utilizando la emisin garantizada por el proveedor de los motores:

Emisin NO x = 500 Q NOx

mg m 3 GE 3 mg CN m 1 h QGE = Emisin NO x 3 = m GE h 3600 s 1 mg = 6,14 10 3 3600 s

= 500 44203,7 Velocidad del viento

A partir de los datos climatolgicos de Asc mostrados en el anexo A.3.1 se extrae la


Pg. 19

velocidad del viento. Posteriormente a haber hecho una serie de simulaciones con diferentes velocidades de viento que pueden ser consideradas medias anuales, se determina que la ms crticas es u = 2,2 m/s en promedios anuales. En lo que se refiere a situaciones puntuales la velocidad ms crtica es u = 5 m/s. Hay que tener en cuenta que el nivel crtico de la velocidad del viento est ligado a las condiciones atmosfricas y por lo tanto estas velocidades son las ms crticas para condiciones atmosfricas propias de la zona. Coeficientes de dispersin

Los coeficientes de dispersin del eje y y del eje z se calculan mediante las frmulas:

y [m] = a x p z [m] = b x qDonde a, b, p y q son parmetros, extrados del Manual de Clculo de Altura de Chimeneas industriales (ver anexo B), que varan en funcin de la estabilidad de las condiciones atmosfricas extradas de la tabla de Pasquill:

Viento Superficial

Noche Cobert.Nuves >=4/8 Cobert.Nuves = 55 m4/s3 En estas condiciones se tiene:

x * [m] = 34 F 5 x f = 3,5 x * [m]Donde xf es el punto donde el penacho alcanza su mxima altitud (h). A partir de aqu, se debe distinguir si la distancia de la poblacin respecto el punto de emisin (x = 1100 m), es mayor o menor que la xf obtenida. De este modo se siguen dos frmulas (frmula de G.A. Briggs) para el clculo de h:

2

i.

x < xf

h[m] = 1,6 ii. x > xf

F x u

1 3

2 3

1

2

h[m] = 1,6

F 3 x3 f u

2) Condiciones estables (E y F segn la tabla de Pasquill) En estas condiciones hay dos factores que afectan a la sobre-elevacin del penacho: el factor trmico F y el factor de estabilidad S. Mientras que el factor trmico se calcula anlogamente que en el caso de condiciones inestables o neutras, el factor de estabilidad se rige por la siguiente expresin:


Pg. 23

S s 2 =

[ ]

g T + Ta z

Donde: = 0,01 K/m: Gradiente trmico T/z (K/m): Correccin del gradiente trmico. Si la situacin atmosfrica es E adquiere el valor de 0,001 K/m, si la situacin atmosfrica es F adquiere el valor de 0,025 K/m. Una vez calculado el factor de estabilidad, se obtiene la xf con la frmula:

x f [m] =

uS

Finalmente, la sobre-elevacin del penacho se calcula en funcin de la xf obtenida de la siguiente manera:

i.

x < xf

h[m] = 1,6 ii. x > xf

F x u

1 3

2 3

F 3 h[m] = 2,4 uS 3) Calma atmosfrica (velocidad del viento nula) En estas condiciones se parte del factor trmico F y el factor de estabilidad S, calculados anlogamente a los casos anteriores. La frmula de la sobre-elevacin en esta situacin queda:

1

h[m] = 5 F S

4 3

3 8

Pg. 24

Anexo

A.3.3

Resultados

Se han hecho, con el proceso descrito anteriormente, diversas simulaciones para alturas de chimenea de 15, 20 y 25 m, en situaciones crticas tanto promedios anuales como en situaciones puntuales. Los resultados de dichas simulaciones son: Simulacin promedios anualesSIMULACIN 1 Ta (K) u (m/s) a Estabilidad atm. B b p q y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z xf (m) h (m) [NOx] (g/m ) 29,9 hc = 20 m 28,9 hc = 25 m3

SIMULACIN 2 Ta (K) u (m/s) a Estabilidad atm. B b p q y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z xf (m) h (m) [NOx] (g/m ) 29,2 hc = 20 m 28,3 hc = 25 m3

SIMULACIN 3 Ta (K) u (m/s) a Estabilidad atm. B b p q y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z xf (m) h (m) [NOx] (g/m ) 27,2 hc = 20 m 26,4 hc = 25 m3

289,7 2,2 0,36 0,33 0,86 0,86 148,56 136,18 20,11 ******** ******** 319,76 92,48 hc = 15 m

287 2,3 0,36 0,33 0,86 0,86 148,56 136,18 20,25 ******** ******** 321,15 88,92 hc = 15 m

293 2,7 0,36 0,33 0,86 0,86 148,56 136,18 19,64 ******** ******** 315,07 74,03 hc = 15 m


Pg. 25

28,0 SIMULACIN 4 Ta (K) u (m/s) a Estabilidad at. E b p q y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z xf (m) h (m) 289,7 2,2 0,31 0,16 0,74 0,74 55,21 28,49 20,11 0,0012 0,03 200,76 47,43 hc = 15 m 18,6 [NOx] (g/m3) hc = 20 m 11,6 hc = 25 m 7,0 [NOx] (g/m3) y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z xf (m) h (m) Estabilidad atm. E

27,4 SIMULACIN 5 Ta (K) u (m/s) a b p q 288,7 2,3 0,31 0,16 0,74 0,74 55,21 28,49 20,25 0,0012 0,03 209,72 46,79 hc = 15 m 18,9 hc = 20 m 11,8 hc = 25 m 7,2 [NOx] (g/m3) y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z xf (m) h (m) Estabilidad atm. E

25,7 SIMULACIN 6 Ta (K) u (m/s) a b p q 293 2,7 0,31 0,16 0,74 0,74 55,21 28,49 19,64 0,0012 0,03 247,79 44,13 hc = 15 m 20,4 hc = 20 m 13,0 hc = 25 m 8,0

Tabla A.7 Inmisin NOx promedios anuales

Pg. 26

Anexo

Simulacin situaciones puntuales

SIMULACIN 1 Ta (K) u (m/s) a Estabilidad atm. A b p q y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z (K/m) xf (m) h (m) [NOx] (g/m ) 23,2 hc = 20 m 22,7 hc = 25 m3

SIMULACIN 2 Ta (K) u (m/s) a Estabilidad atm. A b p q y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z (K/m) xf (m) h (m) [NOx] (g/m ) 12,7 hc = 20 m 12,6 hc = 25 m3

SIMULACIN 3 Ta (K) u (m/s) a Estabilidad atm. D b p q y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z (K/m) xf (m) h (m) [NOx] (g/m ) 44,1 hc = 20 m 39,1 hc = 25 m3

SIMULACIN 4 Ta (K) u (m/s) a Estabilidad atm. D b p q y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z (K/m) xf (m) h (m) [NOx] (g/m ) 42,1 hc = 20 m 36,1 hc = 25 m3

303 1 0,4 0,41 0,91 0,91 234,28 240,13 18,24 ******** ******** 300,84 92,48 hc = 15 m

308 2,5 0,4 0,41 0,91 0,91 234,28 240,13 17,54 ******** ******** 293,57 73,45 hc = 15 m

298 5,5 0,32 0,22 0,78 0,78 75,41 51,85 18,94 ******** ******** 308,01 35,37 hc = 15 m

303 3,5 0,32 0,22 0,78 0,78 75,41 51,85 18,24 ******** ******** 300,84 54,03 hc = 15 m


Pg. 27

22,3 SIMULACIN 5 Ta (K) u (m/s) a Estabilidad atm. D b p q y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z (K/m) xf (m) h (m) 287,68 35,84 hc = 15 m 48,0 [NOx] (g/m3) hc = 20 m 42,5 hc = 25 m 32,5 [NOx] (g/m3) 288 5 0,32 0,22 0,78 0,78 75,41 51,85 16,98 ******** ******** y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z (K/m) xf (m) h (m) Estabilidad a. D

12,5 SIMULACIN 6 Ta (K) u (m/s) a b p q 278 2,5 0,32 0,22 0,78 0,78 75,41 51,85 21,75 ******** ******** 335,82 86,31 hc = 15 m 18,4 hc = 20 m 14,8 hc = 25 m 11,8 [NOx] (g/m3) y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z (K/m) xf (m) h (m) Estabilidad atm. E

34,3 SIMULACIN 7 Ta (K) u (m/s) a b p q 303 3,5 0,31 0,16 0,74 0,74 55,21 28,49 18,24 ******** ******** 326,64 39,93 hc = 15 m 22,5 hc = 20 m 14,7 hc = 25 m 9,3 [NOx] (g/m3) y (m) z (m) F (m4/s3) S (s-2) T/z (K/m) xf (m) h (m) Estabilidad atm. E

30,6 SIMULACIN 8 Ta (K) u (m/s) a b p q 288 3,5 0,31 0,16 0,74 0,74 55,21 28,49 19,64 ******** ******** 318,45 74,03 hc = 15 m 21,1 hc = 20 m 13,7 hc = 25 m 8,6

Tabla A.8 Inmisin NOx situaciones puntuales

Pg. 28

Anexo

A.4 Clculo de la Prdida de CargaPara comprobar que la cada de carga que experimentan los gases de escape no supera los 60 mbar recomendados por el fabricante, se realiza el clculo de dicha prdida para los gases provenientes del motor ms alejados, y para los diferentes recorridos posibles. Las prdidas de carga que se producirn desde motores a atmsfera, tienen dos orgenes diferenciados: Prdida de carga lineal, siguiendo la frmula:

L v2 hl = D 2 gDonde : : Coeficiente funcin de la rugosidad del conducto y n de Reynolds del fludo. Para su clculo es necesario la rugosidad absoluta del material (e = 0,006 cm para acero comercial) y el nmero de Reynolds:

(rugosidad relativa) =T, GEp

e (mm) d (mm)

Re =

kg m v d [m] 3 m s kg m s

Donde: v (m/s): Velocidad correspondiente al tramo en cuestin d (m): Dimetro interior del tramo encuestin GE (kg/ms): Viscosidad dinmica de los gases de escape Con el nmero de Reynolds y la rugosidad relativa se obtiene grficamente del diagrama de Moody, que se muestra en la imagen siguiente:


Pg. 29

Imagen A.3 Diagrama de Moody

L: Longitud del conducto (m) D: Dimetro del conducto (m) v: Velocidad del fluido (m/s) g: 9,8 m/s2 Prdida de carga singular, siguiendo la frmula:

v2 hs = k 2 gDonde: k: Coeficiente de prdida singular v: Velocidad del fluido (m/s) g: 9,8 m/s2 Para elementos determinados como pueden ser la caldera, el silenciador o el economizador, el proveedor asegura que la prdida de carga que tiene lugar en stos es menor a un cierto valor, con lo cual se coge dicho valor por ser el ms crtico garantizado. 1) Recorrido de caldera de recuperacin Este recorrido se da para un funcionamiento normal de la planta. Esto es que los gases

Pg. 30

Anexo

pasan por la caldera de recuperacin y son utilizados por esta para generar vapor. Para el clculo de la prdida es necesario distinguir entre los diferentes tramos del colector: Tramo motor (de motor a colector) - Prdida lineal

( rugosidad relativa ) =T, GEp

e ( mm ) 0,06 = = 1,2 10 4 d ( mm ) 500

Re =

kg m v d [m ] 3 0,51 26,48 0,5 m s = = 1,9 10 5 3,51 10 5 kg ms

= 0,017hl = L v2 7 26,48 2 = 0,017 = 8,51 mcf = d 2 g 0,5 2 9,8

kg m 1 = 8,51 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 0,42 mbar m s 100- Prdida singular La nica prdida singular que acta en este tramo es la del silenciador. Segn especificaciones del proveedor sta es:

hs = 10 mbarPor lo tanto se tiene en este tramo:

hM = hl + hs = 0,42 + 10 = 10,42 mbar Tramo colector 1 (desde la entrada del caudal del primer motor hasta la entrada del segundo) - Prdida lineal

(rugosidad relativa) =

e (mm) 0,06 = = 7,5 10 5 d C1 (mm) 800


Pg. 31

Re =

T, GEp

m kg v c1 d C 1 [m ] 3 0,51 10,34 0,8 s m = = 1,2 10 5 5 3,51 10 kg m s

= 0,017

L vc21 4,5 10,34 2 hl = = 0,017 = 0,51 mcf = d c1 2 g 0,8 2 9,8 m 1 kg = 2,5 10 2 mbar = 0,51 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 m s 100 - Prdida singular En este tramo la prdida singular viene dada por la T convergente de la entrada de caudal de l motor. Con la relacin entre caudales y la relacin entre secciones se extrae grficamente el coeficiente de prdida singular de Vademecum de mecnica de fluidos i mquinas hidrulicas (ver bibliografa de memoria):

QM S d2 0,5 2 = 1; M = M = = 0,39 Qc1 S c1 d c21 0,8 2

k = 7,4 vc21 10,34 2 kg m 1 = 7,4 = 40,37 mcf = 40,37[mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 2,02 mbar hs = k

Por lo tanto, en este tramo se tiene:

hc1 = hl + hs = 2,5 10 2 + 2,02 = 2,04 mbar Tramo colector 2 (desde la entrada del caudal del segundo motor hasta la entrada del tercero) - Prdida lineal

Pg. 32

Anexo


e ( mm ) 0,06 = = 7,5 10 5 d C 1 ( mm ) 800

Re =

kg m v c 2 d C 1 [m ] 3 0,51 20,69 0,8 m s = = 2,4 10 5 5 kg 3,51 10 m s

= 0,016

4,5 20,69 2 L vc22 hl = = 0,016 = 1,95 mcf = 0,8 2 9,8 d c1 2 g

kg m 1 = 1,95 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 0,1 mbar m s 100- Prdida singular En este tramo la prdida singular viene dada por la T convergente de la entrada de caudal del motor:

QM S d2 0,5 2 = 0,5; M = M = = 0,39 Qc 2 S c1 d c21 0,8 2 k = 0,52 hs = k vc22 20,69 2 kg m 1 = 0,52 = 11,36 mcf = 11,36[mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 0,57 mbar


hc 2 = hl + hs = 0,1 + 0,57 = 0,67 mbar Tramo colector 3 (desde la entrada del caudal del tercer motor hasta la entrada del cuarto) - Prdida lineal


e (mm) 0,06 = = 7,5 10 5 d C1 (mm) 800


Pg. 33

Re =

T, GEp

kg m v c 3 d C 1 [m ] 3 0,51 31,03 0,8 m s = = 2,4 10 5 5 3,51 10 kg m s

= 0,015

4,5 31,03 2 L v c23 = 4,1 mcf = hl = = 0,015 0,8 2 9,8 d c1 2 g

kg m 1 = 4,1 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 0,2 mbar m s 100- Prdida singular En este tramo la prdida singular viene dada por la T convergente de la entrada de caudal del motor:

QM S d2 0,5 2 = 0,33; M = M = = 0,39 Qc 3 S c1 d c21 0,8 2 k = 0,4 v c23 31,03 2 kg m 1 hs = k = 0,4 = 19,65 mcf = 19,65[mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 0,98 mbar


hc 4 = hl + hs = 0,2 + 0,98 = 1,18 mbar Tramo colector 4 (desde la entrada del caudal del cuarto motor hasta la entrada del quinto). - Prdida lineal


e (mm) 0,06 = = 4,6 10 5 d ec (mm) 1300

Pg. 34

Anexo

Re =

T, GEp

kg m v c 4 d ec [m ] 3 0,51 15,67 1,3 m s = = 2,9 10 5 5 3,51 10 kg m s

= 0,015hl = 4,5 15,67 2 L vc24 = 0,015 = 0,57 mcf = 1,3 2 9,8 d ec 2 g

kg m 1 = 0,57 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2,8 10 2 mbar 100 m s - Prdida singular En este tramo la prdida singular viene dada por la T convergente de la entrada de caudal del motor y por el ensanchamiento del colector:2 QM S M d M 0,5 2 = 0,25; = = = 0,015 Qc 4 S c1 d c21 1,3 2

k = 0,32 hs1 = k vc24 15,67 2 kg m 1 = 0,32 = 4 mcf = 4[mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 0,2 mbar

Con lo que respecta al ensanchamiento, el coeficiente de prdida singular se calcula con el ngulo de abertura y la relacin de dimetros.

2

= 30 ;

d ec 1,3 = d c1 0,82

2 0,8 2 d k = 2,6 sin 1 c21 = 2,6 sin (30 ) 1 2 1,3 2 d ec

= 0,5

2


Pg. 35

Imagen A.4 Ensanchamiento

vc24 15,67 2 kg m 1 = 0,5 = 6,26 mcf = 6,26[mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 0,31 mbar hs 2 = k


hc 4 = hl + hs1 + hs 2 = 2,8 10 2 + 0,2 + 0,31 = 0,54 mbar Tramo colector 5 (desde la entrada del caudal del quinto motor hasta la entrada del sexto). - Prdida lineal


e ( mm ) 0,06 = = 4,6 10 5 d ec ( mm ) 1300

Re =

kg m v c 5 d ec [m ] 3 0,51 19,59 1,3 m s = = 3,7 10 5 5 3,51 10 kg m s

= 0,0144,5 19,59 2 L vc25 hl = = 0,014 = 0,94 mcf = 1,3 2 9,8 d ec 2 g

kg m 1 = 0,94 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 0,047 mbar m s 100

Pg. 36

Anexo

- Prdida singular En este tramo la prdida singular viene dada por la T convergente de la entrada de caudal del motor:2 QM S M d M 0,5 2 = 0,25; = 2 = = 0,15 Qc 4 S c1 d ec 1,3 2

k = 0,25v c25 19,59 2 kg m 1 = 0,25 = 4,9 mcf = 4,9[mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 0,24 mbar hs = k Por lo tanto, en este tramo se tiene:

hc 5 = hl + hs = 0,047 + 0,24 = 0,29 mbar Tramo colector 6 (desde la entrada del caudal del sexto motor hasta la entrada a caldera). - Prdida lineal


e ( mm ) 0,06 = = 4,6 10 5 d ec ( mm ) 1300

Re =

m kg v c 6 d ec [m ] 3 0,51 23,5 1,3 s m = = 4,4 10 5 5 3,51 10 kg m s

= 0,01417 23,5 2 L vc26 hl = = 0,014 = 4,68 mcf = 1,3 2 9,8 d ec 2 g

kg m 1 = 4,68 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 0,23 mbar m s 100- Prdida singular En este tramo la prdida singular viene dada por la T convergente de la entrada de


Pg. 37

caudal del motor y por el codo:

QM S d2 0,5 2 = 0,17; M = M = = 0,15 2 Qc 4 S c1 d ec 1,3 2

k = 0,23hs1 = k vc25 23,5 2 kg m 1 = 0,23 = 6,48 mcf = 6,48[mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 0,32 mbar

Con lo referente al codo, se encuentra el coeficiente de prdida singular con R y d que se muestran en la siguiente figura, extrayndolo Vademecum de mecnica de fluidos i mquinas hidrulicas (ver bibliografa de memoria):

Imagen A.5 Codo

R m = 1; vc 6 = 23,5 d s

k = 1,52vc26 23,5 2 kg m 1 = 1,52 = 42,8 mcf = 42,8[mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 2,14 mbar hs 2 = k

Pg. 38

Anexo


hc 6 = hl + hs1 + hs 2 = 0,23 + 0,32 + 2,14 = 2,69 mbar Caldera - Prdida singular La nica prdida que acta es la de caldera. Segn especificaciones del proveedor sta es:

hcal = hs = 20 mbar Tramo 7 (de caldera a atmsfera) - Prdida singular La prdida en este tramo son prcticamente solo singulares y vienen dadas por la conexin caldera/economizador, el economizador y la conexin economizador/chimenea. La nica componente lineal de la prdida de carga es la correspondiente a la chimenea. Para el clculo de la prdida singular que causan las conexiones, se calcula el dimetro hidrulico de las bridas cuadradas y son tratadas como un ensanchamiento y un estrechamiento.

Imagen A.6 Conexin T-caldera/Economizador


Pg. 39

Dh =Donde:

4 Ah 4 3,5 1,6 = = 2,19 m ph 2 3,5 + 2 1,6

Ah (m2): rea de la seccin ph (m): Permetro hidrulico Tomando este Dh y sabiendo que la longitud de la conexin es 840 mm se calcula el ngulo ficticio de apertura:

Dh d sc 2,19 1,3 2 2 = 27,9 = arctg tg = 0,84 2 0,84 2 Con lo que se tiene:

2

= 27,9 ;

Dh 2,19 = d sc 1,32 2

2 1,3 2 d k = 2,6 sin 1 sc = 2,6 sin (27,9 ) 1 2 2,19 2 = 0,51 2 Dh 2 2 v 8,90 m 1 kg hs1 = k m = 0,51 = 2,06 mcf = 2,06 [mcf ] 0,75 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 0,15 mbar

Donde vm (velocidad media) se calcula referente a la temperatura de 200 C, que es la temperatura a la que los gases salen de la caldera, mediante:CN 200 GE ;1,013 = GE

p TCN kg 1,013 273 = 1,3 = 0,75 3 pCN T 1,013 200 + 273 m 1200 GE ;1, 013

CN CN 200 QGE ;1, 013 = QGE GE 200 QGE ;1, 013 4

= 44203,7 1,3

1 m3 m3 = 76619,75 = 21,28 0,75 h s m s

vm =

Dh + d sc 2

2

=

21,28 4

2,19 + 1,3 2

2

= 8,90

Pg. 40

Anexo

Por otra parte, segn especificaciones del proveedor el economizador tiene una perdida de 1,96 mbar, es decir:

hs 2 = 1,96 mbarPosteriormente, se calcula la conexin Economizador/Chimenea de forma anloga a la conexin T-Caldera/Economizador, pero teniendo en cuenta que la temperatura se ha reducido a 160 C. Esto es:

Imagen A.4.5 Conexin Economizador/Chimenea

Dh = 2,19 m Dh d c 2,19 1,2 2 2 = 30,5 tg = = arctg 0,84 2 0,84 2 Con lo que se tiene:

2

= 30,5 ;

Dh 2,19 = dc 1,22 2

d2 1,2 2 k = 2,6 sin 1 c2 = 2,6 sin (30,5) 1 2,19 2 = 0,65 2 Dh 2 2 v 8,62 kg m 1 hs 2 = k m = 0,61 = 2,31 mcf = 2,31[mcf ] 0,82 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 0,18 mbar


Pg. 41

Donde vm se calcula mediante:

vm =

160 QGE ;1,013 4

Dh + d c 2

2

=

19,46 4

2,19 + 1,2 2

2

= 8,62

m s

Finalmente se calcula la prdida de carga que experimentan los gases en el tramo de chimenea hasta llegar a atmsfera: - Prdida lineal160 QGE ;1,013 4 19,46 4 m vs = = = 17,21 2 2 s ds 1,2

( rugosidad relativa ) =160 GE ;1, 013

e ( mm ) 0,06 = = 5 10 5 d c ( mm ) 1200

Re =

m kg v s d ec [m ] 3 0,82 17 ,21 1,2 s m = = 4,8 10 5 5 3,51 10 kg m s

= 0,015hl = L v s2 6 17,212 = 0,015 = 1,13 mcf = dc 2 g 1,2 2 9,8

kg m 1 = 1,13 [mcf ] 0,82 3 9,8 2 = 0,09 mbar m s 100Por lo tanto se tiene para este tramo:

hc 7 = hs1 + hs 2 + hs 3 + hl = 0,15 + 1,96 + 0,18 + 0,09 = 2,38 mbarCon las prdidas de cada tramo calculadas se obtiene la prdida de carga total del recorrido 1):

hT 1 = hM + hci + hcald + hc 7 = 10,42 + 2,04 + 0,67 + 1,18 + 0,54 + 0,29 + 2,69 +i =1

6

+ 20 + 2,38 = 40,21 mbar

Pg. 42

Anexo

Como se puede observar, la prdida de carga de los gases de escape en el recorrido 1) es menor que los 60 mbar recomendados por el proveedor de los motores.

2) Recorrido colector general sin pasar por caldera Este recorrido es el que se sigue cuando el divrter DN1300 desva los gases de escape mediante el conducto que realiza el by-pass hasta la T-CALDERA que lleva los gases hacia la chimenea y finalmente a atmsfera. Este recorrido se utiliza en ocasiones de rgimen no permanente como puede ser el tiempo que transcurre desde la puesta en marcha de los motores hasta que los gases de escape han alcanzado una temperatura suficientemente alta para permitir su entrada a caldera. El clculo de la prdida de carga en este recorrido es igual que en el recorrido 1) hasta el tramo 7. Por lo tanto la diferencia ser: Tramo 7 (de divrter DN1300 a atmsfera) Se desprecian todas las prdidas lineales excepto la chimenea. La prdida de carga del divrter garantizada por el proveedor es:

kg m 1 hs1 = 18 mmca = 0,018 mca 980 3 9,8 2 = 1,73 mbar m s 100Para el clculo del coeficiente de perdida de carga en la T-CALDERA se debe comparar la seccin de entrada del caudal con la de salida, as como los caudales de entrada y salida:

Imagen A.7 T-Caldera


Pg. 43

Sl Q = 1; l = 1 k = 2 Sp Qp vc26 23,5 2 kg m 1 = 2 = 56,35 mcf = 56,35 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 2,82 mbar hs 2 = k Para el clculo de la prdida singular que causan las conexiones, se calcula como en el recorrido 1), pero teniendo en cuenta que ahora los gases salen a T = 463 C, y por lo tanto, la densidad de stos es 0,51 kg/m3. - Conexin T-CALDERA/ECONOMIZADOR

2

= 27,9 ;

Dh 2,19 = d sc 1,32 2

2 1,3 2 d k = 2,6 sin 1 sc = 2,6 sin (27,9 ) 1 2 2,19 2 = 0,51 2 Dh 2 2 v 13,09 kg m 1 hs 3 = k m = 0,51 = 4,46 mcf = 4,46 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 g 2 9,8 m s 100 = 0,22 mbar

Donde vm (velocidad media) se calcula mediante:

vm =

463 QGE ;1,013 4

Dh + d sc 2

2

=

31,3 4

2,19 + 1,3 2

2

= 13,09

m s

Por otra parte, segn especificaciones del proveedor el economizador tiene una prdida de 1,96 mbar, es decir:

hs 2 = 1,96 mbar- Conexin ECONOMIZADOR/CHIMENEA

Pg. 44

Anexo

2

= 30,5 ;

Dh 2,19 = dc 1,2

d2 1,2 2 k = 2,6 sin 1 c2 = 2,6 sin (30,5) 1 2,19 2 = 0,65 2 Dh 2 2 v 13,87 kg m 1 hs 4 = k m = 0,61 = 5,98 mcf = 5,98 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 2 9,8 2 g m s 100 = 0,30 mbarDonde vm se calcula mediante:

2

2

vm =

463 QGE ;1,013 4

- Prdida lineal

Dh + d c 2

2

=

31,3 4

2,19 + 1,2 2

2

= 13,87

m s

vs =

463 QGE ;1, 013 4 31,3 4 m = = 27,67 2 2 s ds 1,2


e (mm) 0,06 = = 5 10 5 d c (mm) 1200

Re =

463 GE ;1, 013

m kg v s d c [m ] 3 0,51 27 ,67 1,2 s m = = 4,82 10 5 5 3,51 10 kg m s

= 0,015L v s2 6 27,67 2 hl = = 0,015 = 2,93 mcf = dc 2 g 1,2 2 9,8 kg m 1 = 2,93 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 0,15 mbar m s 100Por lo tanto se tiene para este tramo:


Pg. 45

hc 7 = hs1 + hs 2 + hs 3 + hs 4 + hl = 1,73 + 2,82 + 0,22 + 0,30 + 0,15 = = 5,22 mbarCon las prdidas de cada tramo calculadas se obtiene la prdida de carga total del recorrido 1):

hT 2 = hM + hci = 10,42 + 2,05 + 0,67 + 1,18 + 0,54 + 0,29 + 2,69 + 5,22 =i =1

7

= 23,06 mbarComo se puede observar, la prdida de carga de los gases de escape en el recorrido 2) es menor que los 60 mbar recomendados por el proveedor de los motores. 3) Recorrido por chimenea individual motor Este recorrido es utilizado cuando los gases se desvan directamente a atmsfera sin pasar por el colector. Esto puede ser debido a la existencia de un alto riesgo de explosin en el colector por una mala combustin en los motores. - Prdida lineal


e (mm) 0,06 = = 1,2 10 4 d (mm) 500

Re =

T, GEp

kg m v d [m ] 3 0,51 26,48 0,5 m s = = 1,9 10 5 kg 3,51 10 5 m s

= 0,017L v2 (5,5 + 6) 26,48 2 hl = = 0,017 = 13,99 mcf = d 2 g 0,5 2 9,8 kg m 1 = 13,99 [mcf ] 0,51 3 9,8 2 = 0,70 mbar m s 100- Prdida singular La prdida singular que acta en este tramo es la del silenciador y el divrter. Segn especificaciones del proveedor stas son:

Pg. 46

Anexo

hs1 ( silenciador ) = 10 mbar hs 2 (divrter ) = 2,4 mbarCon las prdidas de cada tramo calculadas se obtiene la prdida de carga total del recorrido 3):

hT 3 = hl + hs1 + hs 2 = 0,7 + 10 + 2,4 = 13,1 mbarComo se puede observar, la prdida de carga de los gases de escape en el recorrido 3) es menor que los 60 mbar recomendados por el proveedor de los motores.


Pg. 47

A.5 Clculo de la Presin Mxima en el colectorPara el clculo de la sobrepresin se utilizar el mtodo detallado en Les Explosifs Occasionnels (ver referencia [1] de la bibliografa de la memoria), cogiendo un Gas de Sntesis de composicin igual al utilizado para el clculo de los caudales de escape. Partiendo de los datos de diseo del Gas de sntesis, se calcula el caudal de cada componente referenciado a Condiciones Normales:

1 1 m3 kg CN = 16310 = 14693,7 QGS = 16310 1,11 h h CN kg GS 3 m 12,8 m3 CN % H 2 = 14693,7 = 1880,8 QH 2 = QGS 100 100 h 13,4 m3 CN %CO 2 = 14693,7 = 1969 QCO 2 = QGS 100 100 h 3 0,2 m CN %O2 = 14693,7 = 29,4 QO 2 = QGS 100 100 h 57,9 m3 CN % N 2 = 14693,7 = 8507,6 Q N 2 = QGS 100 100 h 10,4 m3 CN %CH 4 = 14693,7 = 1528,1 QCH 4 = QGS 100 100 h 1 m3 CN %C 2 H 4 = 14693,7 = 146,9 QC 2 H 4 = QGS 100 100 h 3 4,3 m CN %CO = 14693,7 = 631,8 QCO = QGS 100 100 h 1 1 m3 m3 kg 0 = 1092,8 = 1,1 QH 2O = QH 2O 980 h h kg h H 2O 3 m Debido a la poca relevancia que tiene el C2H4 en la sobrepresin producida en el colector es despreciable frente al resto y de este modo se simplifica la reaccin de combustin (global). La misma consideracin se realiza para el 0,2% de O2 del Gas de Sntesis frente al O2 del aire de admisin, o con el caudal de agua frente al resto. Con los caudales de aire de admisin calculados en el ANEXO A.1 (referencindolos a Condiciones Normales) se calcula la composicin volumtrica de la mezcla antes de la combustin en los motores:

Pg. 48

Anexo

1 1 m3 kg = 9448,05 = 6607 QO 2 = QO 2 1,43 h h CN kg O2 3 m 1 m3 kg 1 0,77 = 6607 0,77 = 22119,1 Q N 2 = QO 2 0,23 h h 0,23

QGS + aire (m3/h) H2 CO2 O2 N2 CH4 CO TOTAL

% (Vol.) GS + aire

1880,8 1969,0 6607,0 30538,6 1528,1 631,8 43155,34

4,36 4,57 15,30 70,76 3,55 1,46 100

Tabla A.9 Composicin volumtrica de la mezcla GS + aire admisin

Tomando la estimacin de que los gases se comportan como gases ideales en las condiciones de entrada, se puede considerar que la reaccin de combustin que tiene lugar es la siguiente:

4,36 H 2 + 4,57 CO2 + 1,46 CO + 3,55 CH 4 + 15,3 O2 + 70,76 N 2 5,31 O2 + 11,44 H 2 O + 9,56 CO2 + 70,76 N 2Suponiendo que la reaccin descrita se produce a volumen constante y forma adiabtica, se cumple la siguiente expresin:

Qv' ( productos reactivos ) =Donde:

E (T ( K ) )v productos


Pg. 49

Qv : Calor de formacin compuestos inorgnicos a 18 C E : Diferencia de energa interna de los diferentes gases, producto de la reaccin, entre 291 K (18 C) y Tv (K) Tv : Temperatura despus de la combustin

Qv

Para el clculo del Calor de Formacin a 18 C se extraen las entalpas de formacin a dicha temperatura de las Taules i Grfiques de propietats Termodinmiques (ver referencia [2] de la bibliografa de la memoria).

kJ = 11,44 242,07 = 2769,28 kJ Qv' H 2O = n H 2O hH 2O (291) mol Qv' O 2 Qv' H 2 Qv' N 2 0 kJ kJ = (9,56 4,57 ) 393,76 = 1964,76 kJ Qv' CO 2 = (n1 H 2O n 2 H 2O ) hH 2O (291) mol kJ Qv' CO = nCO hCO (291) = 1,46 110,74 = 161,68 kJ mol kJ Qv' CH 4 = nCH 4 hCH 4 (291) = 3,54 74,84 = 264,93 kJ mol Qv' ( productos reactivos) = Qv' H 2O + Qv' CO 2 Qv' CO Qv' CH 4 = 2769,28 + 1964,76 + 161,68 264,93 = 4307,43 kJ

Clculo Tv

Para el clculo de la presin interna mxima es necesario determinar la temperatura que se alcanza despus de la combustin. Para ello (teniendo en cuenta la condicin que se cumple para la reaccin de combustin), se toman dos temperaturas, tal que, el clculo de E (T) queden una superior y otra inferior al Qv(Tv) calculado. De esta manera, interpolando entre las dos temperaturas se obtiene la Tv. Para el clculo de la diferencia de la energa interna se extraen las energas internas de los diferentes productos a las temperaturas consideradas.

Pg. 50

Anexo

Se toma T1 = 1800 K y T2 = 1900 K :

= 5,31 (45,38 5,88) + 11,44 (57,10 7,04 ) + 9,56 (74,26 6,84) + 70,76 (42,53 5,88) = = 4020,32 kJ

+ nCO 2 (u CO 2 (1800 ) u CO 2 (291)) + n N 2 (u N 2 (1800 ) u N 2 (291)) =

productos

E (T ) = n (u (1800) u (291)) + n1 O2 O2 O2

H 2O

(u H 2O (1800 ) u H 2O (291)) +

+ nCO 2 (u CO 2 (1900 ) u CO 2 (291)) + n N 2 (u N 2 (1900) u N 2 (291)) =

productos

E (T ) = n (u (1900) u (291)) + n2 O2 O2 O2

H 2O

(u H 2O (1900 ) u H 2O (291)) +

= 5,31 (48,31 5,88) + 11,44 (61,16 7,04) + 9,56 (79,49 6,84) + 70,76 (45,26 5,88) = = 4325,50

Una vez realizados los clculos y observando la figura A.8 se define la temperatura despus de la combustin:

Imagen A.8 Diagrama de interpolacin

productos

E (1900) T2 T1

productos1

E (1800)

Qv' (Tv ) =

productos1

E (1800)

Tv T1

4325,50 4020,32 4307,43 4020,32 = 1900 1800 Tv 1800 Tv = 4307,43 4020,32 100 + 1800 = 1894,1 K 4325,50 4020,32


Pg. 51

Finalmente, para el clculo de la sobrepresin debido a una explosin en el colector, se utiliza la frmula:

pf piDonde:

=

n f Tv 97,07 1894,1 = = 6,32 ni Ti 100 291

pf/pi: Relacin entre presin inicial y presin despus de la explosin. nf/ni: Relacin entre los moles de los reactivos y de los productos. Tv/Ti: Relacin entre la temperatura considerada antes de la explosin y la alcanzada despus de la explosin. Aunque este valor puede variar algo en funcin de la composicin del Gas de Sntesis, el clculo realizado indica que se dimensionarn los conductos para picos de presin interna de 7 bar. Tambin cabe destacar que el mtodo empleado, extrado de Les Explosifs Occasionnels (ver referencia [1] dela bibliografa de la memoria), supone que la reaccin se produce a volumen constante y en recipiente cerrado y de forma esfrica, lo cual indica que siendo el colector un conducto abierto a atmsfera y de forma cilndrica, con longitud mucho mayor al dimetro, cabr esperar sobrepresiones menores.

Pg. 52

Anexo

A.6 Clculo de espesoresPara el clculo de los espesores de los diferentes tramos del colector, se utilizar la frmula extrada de la DIN 2413, teniendo en cuenta la presin interna mxima obtenida en el anexo A.5. Dicha expresin contempla el clculo de un espesor terico ms unos suplementos que tienen en cuenta las tolerancias y la corrosin que experimenta el conducto:

e = eT + e1 + e2 =Donde:

D pi C S + e1 + e2 2 Re

D (mm): Dimetro del tramo correspondiente pi (Pa): Presin interna (mxima) pi = 7 bar = 7105 Pa : Calidad de la costura de soldadura Re (Pa): Lmite elstico del material a T = 463 C Re 13CrMo44 (463 C) =19,48 105 Pa Re 13CrMo44 (160 C) = 28,67 105 Pa Re 15Mo3 (463 C) = 15,48 105 Pa Re 15Mo3 (160 C) = 25,67 105 Pa CS: Coeficiente de seguridad e1 (mm) = 0,15eT: Suplemento para compensar tolerancias e2 (mm): Suplemento para corrosin y desgaste Cogiendo un coeficiente de seguridad de 1,7, un suplemento de corrosin para el espesor de 1 mm y con una soldadura longitudinal del tubo controlada con = 0,8, se calculan los espesores correspondientes a tramos diferenciados (cambio de seccin), para los


Pg. 53

materiales 13CrMo44 y 15Mo3: Tramos DN500 13CrMo44

eT =

D pi C S 500 7 10 5 1,7 = = 1,91 mm 2 Re 2 0,8 19,48 10 5

e1 = 0,15 eT = 0,15 1,91 = 0,29 mm e2 = 1 mm e = eT + e1 + e2 = 1,91 + 0,29 + 1 = 3,2 mm 4 mm15Mo3

eT =

7 10 5 1,7 D pi C S 500 = = 2,4 mm 2 Re 2 0,8 15,48 10 5

e1 = 0,15 eT = 0,15 2,4 = 0,36 mm e2 = 1 mm e = eT + e1 + e2 = 2,4 + 0,36 + 1 = 3,76 mm 4 mm

Tramos DN800 13CrMo44

D pi C S 800 7 10 5 1,7 = = 3,05 mm eT = 2 Re 2 0,8 19,48 10 5 e1 = 0,15 eT = 0,15 3,05 = 0,46 mm e2 = 1 mm e = eT + e1 + e2 = 3,05 + 0,46 + 1 = 4,51 mm 5 mm15Mo3

eT =

D pi C S 800 7 10 5 1,7 = = 3,84 mm 2 Re 2 0,8 15,48 10 5

e1 = 0,15 eT = 0,15 3,84 = 0,58 mm e2 = 1 mm e = eT + e1 + e2 = 3,84 + 0,58 + 1 = 5,42 mm 6 mm

Pg. 54

Anexo


eT =

7 10 5 1,7 D pi C S 1300 = = 4,96 mm 2 Re 2 0,8 19,48 10 5

e1 = 0,15 eT = 0,15 4,96 = 0,74 e2 = 1 mm e = eT + e1 + e2 = 4,96 + 0,74 + 1 = 6,7 mm 7 mm15Mo3

D pi C S 1300 7 10 5 1,7 eT = = = 6,25 mm 2 Re 2 0,8 15,48 10 5 e1 = 0,15 eT = 0,15 3,84 = 0,94 mm e2 = 1 mm e = eT + e1 + e2 = 6,25 + 0,94 + 1 = 8,19 mm 9 mm


eT =

D pi C S 1200 7 10 5 1,7 = = 3,11 mm 2 Re 2 0,8 28,67 10 5

e1 = 0,15 eT = 0,15 3,11 = 0,47 mm e2 = 1 mm e = eT + e1 + e2 = 3,11 + 0,47 + 1 = 4,58 mm 5 mm15Mo3

eT =

D pi C S 1200 7 10 5 1,7 = = 3,58 mm 2 Re 2 0,8 25,67 10 5

e1 = 0,15 eT = 0,15 3,48 = 0,52 mm e2 = 1 mm e = eT + e1 + e2 = 3,58 + 0,52 + 1 = 5,1 mm 6 mmTeniendo en cuenta los precios actuales de los dos tipos de acero y la diferencia de espesores obtenida se coge el 13CrMo44.


Pg. 55

A.7 Clculo del aislamiento del colectorA.7.1 Clculo de los espesores del aislamiento

Mediante la aplicacin de ecuaciones de transferencia de calor desde el fluido interno al exterior se determinan los diferentes espesores de lana de roca (basados en la norma ENE-EN ISO 12241). Para ello se impone una temperatura superficial de 60 C extrada de la Gua tcnica para la evaluacin y prevencin de riesgos relativos a la utilizacin de equipos de trabajo (ver referencia [4] de la bibliografa de la memoria) y una temperatura ambiente de 35 C, seleccionada de los registros de los das ms calurosos de la zona (caso desfavorable). Los modelos de aislante seleccionados previamente al estudio y sus caractersticas tcnicas son los siguientes: Manta Spintex 322-G-70 T cara caliente: 463 C T cara fra: 60 C Conductividad trmica (): 0,086 W/mK Densidad (): 70 kg/m3 Manta Spintex 342-G-125 T cara caliente: 463 C T cara fra: 60 C Conductividad trmica (): 0,068 W/mK Densidad (): 125 kg/m3

Pg. 56

Anexo

Imagen A.9 Trasferencia de calor en conductos

Observando la figura A.9, se tiene por una parte que la transferencia de calor del fluido interno a la superficie externa del aislante sigue la expresin:

W T Tse q1 = si = R m

Tsi Tse = 1 Dej 1 1 ln Dij 2 j J 2

Tsi Tse 1 D ln e13CrMo 44 D i13CrMo 44 13CrMo 44 1 D + ln ea D a ia

Donde: Tsi(K) : Temperatura de la superficie interna (se toma igual a la de los gases de escape). Tse(K) : Temperatura de la superficie externa. R (mK/W): Resistencia trmica. De13CrMo44 (m): Dimetro exterior del colector. Di13CrMo44 (m): Dimetro interior del colector. 13CrMo44 (W/mK): Conductividad trmica del colector. Dea (m): Dimetro exterior del aislamiento. Dia (m): Dimetro interior del aislamiento. a (W/mK): Conductividad trmica del aislamiento.


Pg. 57

Por otra parte, y teniendo en cuenta la conveccin, se calcula la transferencia de calor que tiene lugar entre la superficie externa y el ambiente (q2):

T Ta Tse Ta W T T = q1 = se ' a = se 1 1 R m he Dea (her + hecv ) DeaDonde: Tse (K): Temperatura de la superficie externa. Ta (K): Temperatura ambiente. R (mK/W): Resistencia trmica. Dea (m): Dimetro exterior del aislamiento. He (W/m2K): Coeficiente superficial de transferencia de calor. Este coeficiente depende de si el conducto es vertical u horizontal as como si est en el interior o exterior de un edificio, y por lo tanto, variar en funcin del tramo del colector. Her (W/m2K): Coeficiente superficial de transferencia de calor debido a la radiacin. Hecv (W/m2K): Coeficiente superficial de transferencia de calor debido a la conveccin. Independientemente del tramo de estudio, se cumple que la transferencia de calor desde el interior del conducto hasta la superficie del aislamiento debe ser igual a la producida desde dicha superficie al ambiente. Esto es:

q1 = q 2 Tsi Tse = Tse Ta 1 (her + hecv ) Dea

1 2

1 D ln e13CrMo 44 D i13CrMo 44 13CrMo 44

1 D + ln ea D a ia

Por lo tanto, imponiendo esta relacin para los diferentes tramos se obtienen los espesores correspondientes a los dos aislantes seleccionados, para una temperatura

Pg. 58

Anexo

superficial de 60 C: Tramo motor

Al tratarse de un tramo del colector ubicado en el interior del edificio y verticalmente, el clculo del coeficiente superficial de transferencia de calor sigue:

a r ( factor de temperatura ) =

4 Tse Ta4 333 4 308 4 = = 31887673 K 3 Tse Ta 333 308

c r (coeficiente de radiacin) = (emisividad ) (cons tan te de Boltzman) = 0,26 5,67 10 8 = = 14,74 10 9 W (emisividad correspondiente a chapa de acero galvanizado) m K4 W her = a r c r = 31887673 14,742 10 9 = 0,47 2 m K2

Para el clculo de hecv es necesario distinguir el rgimen del flujo:

De313CrMo 44 T = 508 10 3 (333 308) = 12,7 m 3 K > 10 m 3 K TurbulentoEntonces se calcula segn:

hecv = 1,74 3 T = 1,74 3 333 308 = 5,09Por lo tanto:

W m2 K

he = her + hecv = 0,47 + 5,09 = 5,56Manta Spintex 342-G-125

W m2 K

Imponiendo la igualdad de transferencia de calor y con los datos tcnicos del aislante se tiene:

Tsi Tse 1 2 1 D ln e13CrMo 44 D i13CrMo 44 13CrMo 44 1 Dea + ln D a ia

=

Tse Ta 1 he Dea


Pg. 59

736 333 1 1 1 0,508 D ln ln ea + 2 34,28 0,500 0,068 0,508

=

333 308 1 5,56 Dea

Resolviendo la ecuacin iterativamente, se encuentra el dimetro exterior del aislamiento:

De = 0,821 m e =Manta Spintex 322-G-70

0,821 0,508 = 0,156 m e70 = 170 mm 2


Tsi Tse

D 1 D 1 1 ln e13CrMo 44 + ln ea D D 2 13CrMo 44 i13CrMo 44 a ia 333 308 736 333 = 1 1 1 1 0,508 D ln ln ea + 2 34,28 0,500 0,086 0,508 5,56 DeaResolviendo la ecuacin iterativamente, se encuentra el dimetro exterior del aislamiento:

=

Tse Ta 1 he Dea

De = 0,8897 m e =

0,8897 0,508 = 0,190 m e70 = 200 mm 2

Tramo silenciador divrter DN500/divrter DN500 colector

En este caso se trata de un tramo de colector situado en el exterior (en la terraza superior de la nave) y ubicado de forma horizontal. En estas condiciones el coeficiente superficial de transferencia de calor se calcula:4 Tse Ta4 333 4 308 4 = = 31887673 K 3 Tse Ta 333 308

a r ( factor de temperatura) =

c r (coeficiente de radiacin) = (emisividad ) (cons tan te de Boltzman) = 0,26 5,67 10 8 =

Pg. 60

Anexo

W (emisividad correspondiente a chapa de acero galvanizado) m K4 W her = a r c r = 31887673 14,742 10 9 = 0,47 2 m K = 14,74 10 92

Para el clculo de hecv es necesario distinguir el rgimen del flujo (se coge velocidad del viento 2 m/s):

vDe 13CrMo 44 = 2 0,508 = 1,016 > 8,55 10Entonces se calcula segn:

3

m2 Turbulento s

h ecv = 8,9 Por lo tanto:

2 0,9 16,61 W v 0,9 = 8,9 0,1 = 0,1 0 Dea,1 Dea Dea m 2 K

he = her + hecv = 0,47 +

16,61 W De0,1 m 2 K

Introduciendo el coeficiente (en funcin del dimetro exterior del aislamiento) en la expresin de transferencia de calor, se calcula el espesor para cada tipo de aislamiento: Manta Spintex 342-G-125 Imponiendo la igualdad de transferencia de calor y con los datos tcnicos del aislante se tiene:

Tsi Tse 1 2

1 D 1 D ln e13CrMo 44 + ln ea D D i13CrMo 44 a ia 13CrMo 44 736 333 333 308 = 1 1 1 1 0,508 D ln ln ea + 16,61 2 34,28 0,500 0,068 0,508 0,47 + 0,1 Dea Dea Resolviendo la ecuacin iterativamente, se encuentra el dimetro exterior del aislamiento:

=

Tse Ta 1 he Dea


Pg. 61


0,619 0,508 = 0,055 m e70 = 60 mm 2


Tsi Tse 1 2

1 D 1 D ln e13CrMo 44 + ln ea D D i13CrMo 44 a ia 13CrMo 44 333 308 736 333 = 1 1 1 1 0,508 D ln ln ea + 16,61 2 34,28 0,500 0,086 0,508 0,47 + 0,1 Dea De Resolviendo la ecuacin iterativamente, se encuentra el dimetro exterior del aislamiento:

=

Tse Ta 1 he Dea

De = 0,646 m e = Tramo colector DN800

0,646 0,508 = 0,069 m e70 = 80 mm 2

Se trata de un tramo de colector situado en el exterior (en la terraza superior de la nave) y ubicado de forma horizontal. En estas condiciones el coeficiente superficial de transferencia de calor se calcula:4 Tse Ta4 333 4 308 4 a r ( factor de temperatura) = = = 31887673 K 3 Tse Ta 333 308

c r (coeficiente de radiacin) = (emisividad ) (cons tan te de Boltzman) = 0,26 5,67 10 8 = = 14,74 10 9 W (emisividad correspondiente a chapa de acero galvanizado) m K4 W her = a r c r = 31887673 14,742 10 9 = 0,47 2 m K2


Pg. 62

Anexo

vDe 13CrMo 44 = 2 0,800 = 1,6 > 8,55 10 3Entonces se calcula segn:

m2 Turbulento s

h ecv = 8,9 Por lo tanto:

2 0,9 16,61 W v 0,9 = 8,9 0,1 = 0,1 0 Dea,1 Dea Dea m 2 K

he = her + hecv = 0,47 +

16,61 W De0,1 m 2 K


Tsi Tse 1 2

1 D 1 Dea ln e13CrMo 44 + D ln D a i13CrMo 44 ia 13CrMo 44 736 333 333 308 = 1 1 1 1 D 0,810 ln ea ln + 16,61 2 34,28 0,800 0,068 0,810 0,47 + 0,1 Dea Dea Resolviendo la ecuacin iterativamente, se encuentra el dimetro exterior del aislamiento:

=

Tse Ta 1 he Dea


0,929 0,810 = 0,059 m e70 = 70 mm 2



Pg. 63

Tsi Tse

D 1 Dea 1 1 ln e13CrMo 44 + D ln D 2 13CrMo 44 a i13CrMo 44 ia 736 333 333 308 = 1 1 1 1 D 0,810 ln ea ln + 16,61 2 34,28 0,800 0,086 0,810 0,47 + 0,1 Dea De Resolviendo la ecuacin iterativamente, se encuentra el dimetro exterior del aislamiento:

=

Tse Ta 1 he Dea

De = 0,959 m e = Tramo colector DN1300

0,959 0,810 = 0,074 m e70 = 80 mm 2

Como en el caso anterior, se trata de un tramo de colector situado en el exterior (en la terraza superior de la nave) y ubicado de forma horizontal. En estas condiciones el coeficiente superficial de transferencia de calor se calcula:

a r ( factor de temperatura ) =

4 Tse Ta4 333 4 308 4 = = 31887673 K 3 Ta 333 308 Tse

c r (coeficiente de radiacin) = (emisividad ) (cons tan te de Boltzman) = 0,26 5,67 10 8 = W (emisividad correspondiente a chapa de acero galvanizado) m K4 W her = a r c r = 31887673 14,742 10 9 = 0,47 2 m K = 14,74 10 92


vDe 13CrMo 44 = 2 1,3 = 2,6 > 8,55 10 3Entonces se calcula segn:

m2 Turbulento s

h ecv = 8,9

v 0,9 2 0,9 16,61 W = 8,9 0,1 = 0,1 0 Dea,1 Dea Dea m 2 K

Pg. 64

Anexo

Por lo tanto:

he = her + hecv = 0,47 +

16,61 W De0,1 m 2 K


Tsi Tse 1 2

1 D 1 Dea ln e13CrMo 44 + D ln D a i13CrMo 44 ia 13CrMo 44 736 333 333 308 = 1 1 1 1 D 1,314 ln ea ln + 16,61 2 34,28 1,300 0,068 1,314 0,47 + 0,1 Dea Dea Resolviendo la ecuacin iterativamente, se encuentra el dimetro exterior del aislamiento:

=

Tse Ta 1 he Dea


1,441 1,314 = 0,063 m e70 = 70 mm 2


Tsi Tse 1 2 1 D ln e13CrMo 44 D i13CrMo 44 13CrMo 44 1 Dea + ln D a ia

=

Tse Ta 1 he Dea


Pg. 65

736 333 1 1 1 D 1,314 ln ea ln + 2 34,28 1,300 0,086 1,314

=

333 308 1 16,61 0,47 + 0,1 Dea De

Resolviendo la ecuacin iterativamente, se encuentra el dimetro exterior del aislamiento:

De = 1,473 m e =

1,473 1,314 = 0,079 m e70 = 90 mm 2

Pg. 66

Anexo

A.7.2

Clculo de la Cada de Temperatura

Habiendo calculado los diferentes espesores de aislamiento para Manta Spintex 342-G125, se calcula la cada de temperatura de los gases de escape, que tiene lugar desde el motor ms alejado de la caldera hasta llegar a sta. Esto se realiza siguiendo la frmula (ENE-EN ISO 12241): Ul l

T fm Ta = Tim Ta eDonde: Tfm (K): Temperatura media final del fluido Tim (K): Temperatura media inicial del fluido Ta (K): Temperatura ambiente

m C p

Cp (J/kgK): Capacidad calorfica del fluido a presin constante. Se calcula la Cp de los gases de escape en funcin de la participacin de cada componente en el flujo msico del conjunto, extrayendo la Cp individual de cada componente de Taules i grfiques de propietats termodinmiques (ver referencia [2] de la bibliografa de la memoria).

m (kg/s): Flujo msico. Se calcula siguiendo la frmula:m = u m GE ACDonde: um (m/s): Velocidad de flujo GE (kg/m3): Densidad de los gases de escape Ac (m2): Seccin transversal de paso del fluido l (m): Longitud del tramo de colector Ul (W/mK): Transmitancia trmica lineal. Debido a la magnitud del coeficiente de


Pg. 67

conveccin interior no se tiene en cuenta el componente de resistencia trmica correspondiente, quedando la frmula de la siguiente manera:

Dej 1 1 1 1 = = + ln D U l he Dea 2 j j ij D 1 1 1 = + ln e13CrMo 44 D he Dea 2 13CrMo 44 i13CrMo 44

Dea 1 + ln D a ia

Para ello se distingue entre los tramos donde se produce alguna variacin de algn parmetro de la expresin de la cada de temperatura. Tramo motor

En este tramo como se ha calculado en el anexo A.7.1, el dimetro del exterior es:

Dea = De13CrMo 44 + 2 ea = 0,508 + 2 0,17 = 0,848 m1) Clculo de Cp Suponiendo el comportamiento de Gas Ideal, se calcula la Cp realizando una media ponderada, utilizando los caudales msicos, de la Cp de los gases que componen los gases de escape a la temperatura de 463 C (mediante Taules i grfiques de propietats Termodinmiques (ver referencia [2] de la bibliografa de lamemoria)):

C p (736 K )H 2O = 34,86 C p (736 K )CO 2

1000 mol J J = 1936,67 18 kg mol K kg K 1000 mol J J = 43,38 = 985,91 44 kg mol K kg K 1000 mol J J = 960 32 kg mol K kg K 1000 mol J J = 1051,71 28 kg mol K kg K

C p (736 K )O 2 = 30,72 C p (736 K ) N 2 = 29,45

C p (736 K )GE = j

Qj QGE

C p (736 K ) j =

QH 2O Q C p (736 K )H 2O + CO 2 C p (736 K )CO 2 + QGE QGE

+

QO 2 Q 5296,2 8687,6 C p (736 K )O 2 + N 2 C p (736 K )N 2 = 1936,67 + 985,91 + QGE QGE 58948,2 58948,2

Pg. 68

Anexo

+

2699,4 42265 J 960 + 1051,71 = 1117,32 58948,2 58948,2 kg K

2) Clculo del flujo msico463 463 m = u m GE ;1,013 Ac = v M GE ;1,013

2 dM

4

= 26,48 0,51

0,5 24

= 2,65

kg s

3) Clculo de Ul (no se tiene en cuenta el coeficiente de resistencia trmica interior)

D 1 Dea 1 1 1 1 1 = + ln e13CrMo 44 + D ln D = 5,56 0,848 + U l he Dea 2 13CrMo 44 a i13CrMo 44 ia 1 1 1 mK W 0,508 0,848 + ln ln U l = 0,789 + = 1,267 2 34,28 0,500 0,068 0,508 W mK

Introduciendo los parmetros calculados a la expresin de cada de temperatura, se tiene:U l l 0 , 789 3,85 2 , 651117 , 32

T fm = (Tim Ta ) e

m C p

+ Ta = (736 308) e

+ 308 = 735,56 K

T = Tim T fm = 736 735,56 = 0,44 K Tramo silenciador divrter DN500/divrter DN500 colector

En este tramo como se ha calculado en el anexo A.7.1, el dimetro del exterior es:

Dea = De13CrMo 44 + 2 ea = 0,508 + 2 0,06 = 0,628 mEl punto 1) y 2), es decir, el clculo de la Cp y del flujo msico, son iguales que en el tramo motor y por tanto solo es necesario el clculo de la transmitancia trmica:



Pg. 69

1 1 1 = + U l he Dea 2

1 D 1 D ln e13CrMo 44 + ln ea = D D a ia 13CrMo 44 i13CrMo 44

1 1 1 1 0,508 0,628 + ln ln + = 2 34,28 0,500 0,068 0,508 16,61 0,47 + 0,628 0,628 0,1 = 0,525 mK W U l = 1,9 W mK

Introduciendo los parmetros calculados a la expresin de cada de temperatura, se tiene:U l l 1, 9 ( 20 , 59 ) 2 , 651117 , 32

T fm = (Tim Ta ) e

m C p

+ Ta = (735,56 308) e

+ 308 = 735,24 K

T = Tim T fm = 735,56 735,24 = 0,32 K Tramo colector 1 (desde la entrada del caudal del primer motor hasta la entrada del segundo) En este tramo como se ha calculado en el anexo A.7.1, el dimetro del exterior es:

Dea = De13CrMo 44 + 2 ea = 0,810 + 2 0,07 = 0,95 mLa Cp se toma la misma que a 736 K y el flujo msico se conserva (aumenta la seccin pero disminuye la velocidad), por lo tanto se debe recalcular la transmitancia trmica:


1 1 1 = + U l he Dea 2

1 1 Dea D ln e13CrMo 44 + ln D = D a ia i13CrMo 44 13CrMo 44 1 1 1 1 0,810 0,950 + ln ln = + 2 34,28 0,800 0,068 0,810 16,61 0,95 0,47 + 0,95 0,1 mK W = 0,39 U l = 2,55 W mK

Pg. 70

Anexo

Introduciendo los parmetros calculados a la expresin de cada de temperatura, se tiene:U l l 2 , 55 4 , 5 2 , 651117 , 32

T fm = (Tim Ta ) e

m C p

+ Ta = (735,24 308) e

+ 308 = 733,59 K

T = Tim T fm = 735,24 733,59 = 1,65 K Tramo colector 2 (desde la entrada del caudal del segundo motor hasta la entrada del tercero) En este caso se coge la Cp(736 K) y la transmitancia trmica es la misma que en el tramo anterior.

2)

Clculo del flujo msico463 463 m = u m GE ;1,013 Ac = vc 2 GE ;1,013

d c214

= 20,69 0,51

0,8 24

= 5,3

kg s

Introduciendo los parmetros calculados a la expresin de cada de temperatura, se tiene:U l l 2 , 55

T fm = (Tim Ta ) e

m C p

+ Ta = (733,59 308) e 5,31117 ,32

4 , 5

+ 308 = 732,77 K

T = Tim T fm = 733,59 732,77 = 0,82 K Tramo colector 3 (desde la entrada del caudal del tercer motor hasta la entrada del cuarto) En este caso se coge la Cp(736 K) y la transmitancia trmica es la misma que en el tramo anterior.

2)

Clculo del flujo msico463 463 m = u m GE ;1,013 Ac = vc 3 GE ;1, 013

d c214

= 31,03 0,51

0,8 24

= 7,95

kg s

Introduciendo los parmetros calculados a la expresin de cada de temperatura, se


Pg. 71

tiene:U l l 2 , 55 4 , 5 7 , 951117 , 32

T fm = (Tim Ta ) e

m C p

+ Ta = (732,77 308) e

+ 308 = 732,22 K

T = Tim T fm = 732,77 732,22 = 0,55 K Tramo colector 4 (desde la entrada del caudal del cuarto motor hasta la entrada del quinto) En este tramo como se ha calculado en el anexo A.7.1, el dimetro del exterior es:

Dea = De13CrMo 44 + 2 ea = 1,314 + 2 0,07 = 1,454 mTomando la Cp de 736 K se calculan de nuevo el flujo msico y la transmitancia trmica.

2) Clculo de flujo msico463 463 m = u m GE ;1,013 Ac = vc 4 GE ;1, 013

2 d ec

4

= 15,67 0,51

1,3 24

= 10,61

kg s


D 1 1 1 1 = + ln e13CrMo 44 D U l he Dea 2 13CrMo 44 i13CrMo 44

1 Dea + ln D = a ia

1 1 1 1 1,314 1,454 + ln ln + = 2 34,28 1,300 0,068 1,314 16,61 0,47 + 1,454 1,454 0,1 = 0,25 mK W Ul = 4 W mK

Introduciendo los parmetros calculados a la expresin de cada de temperatura, se tiene:

Pg. 72U l

Anexo

T fm = (Tim Ta ) e

m C p

l

+ Ta = (732,22 308) e 10, 611117 ,32

4

4 , 5

+ 308 = 731,69 K

T = Tim T fm = 732,22 731,69 = 0,53 K Tramo colector 5 (desde la entrada del caudal del quinto motor hasta la entrada del sexto) En este caso se coge la Cp(736 K) y la transmitancia trmica es la misma que en el tramo anterior.

2)

Clculo del flujo msico2 d ec

463 463 m = u m GE ;1,013 Ac = v c 5 GE ;1, 013

4

= 19,59 0,51

1,3 24

= 13,26

kg s

Introduciendo los parmetros calculados a la expresin de cada de temperatura, se tiene:U l l 4 4 , 5 13, 261117 , 32

T fm = (Tim Ta ) e

m C p

+ Ta = (731,69 308) e

+ 308 = 731,17 K

T = Tim T fm = 731,69 731,17 = 0,52 K Tramo colector 6 (desde la entrada del caudal del sexto motor hasta la entrada de la caldera) En este caso se coge la Cp(736 K) y la transmitancia trmica es la misma que en el tramo anterior.

2)

Clculo del flujo msico463 463 m = u m GE ;1,013 Ac = v c 6 GE ;1, 013 2 d ec

4

= 23,5 0,51

1,3 24

= 15,91

kg s

Introduciendo los parmetros calculados a la expresin de cada de temperatura, se tiene:

Diseo del colector de gases de escape de una planta de cogeneracinU l

Pg. 73

T fm = (Tim Ta ) e

m C p

l

+ Ta = (731,17 308) e 15,911117 ,32

4

13, 61

+ 308 = 729,88 K

T = Tim T fm = 731,17 729,88 = 1,29 KPor lo tanto, se tiene que la cada de temperatura total desde el motor ms alejado hasta la entrada de los gases de escape a la caldera es:

Ttot =

tramos

T = 0,44 + 0,32 + 1,65 + 0,82 + 0,55 + 0,53 + 0,52 + 1,29 = 6,12 K

Ha esta cada de temperatura hay que aadirle un 15% de la misma, debido a la mayor transferencia ocurrida en los soportes, como consecuencia del contacto directo con el colector. Esto es:' Ttot = Ttot (1 + 0,15) = 7,03 K

Pg. 74

Anexo

A.8 Clculo de dilatacionesObservando las situaciones de los motores, de los equipos que transmiten vibraciones y del cambio de seccin, se decide situar las juntas tal como se indica en el esquema siguiente, con los correspondientes puntos fijos y puntos guas que permiten el ptimo funcionamiento de las juntas:

Imagen A.10 Esquema de distribucin de las Juntas de Expansin

Para el clculo de las deformaciones absorbidas por cada junta, es necesario el clculo de la dilatacin por metro lineal producida en el conducto. Esto se calcula a partir de la dilatacin trmica del material 13CrMo44 (DIN 17155), mediante la frmula siguiente:

l = T = 13,9 10 6 (463 20 ) = 0,00678

m mm = 6,78 m m

Por lo tanto, la deformacin lineal absorbida por las diferentes juntas es:

LA1 = l LA1 = 6,78 5 = 33,9 mm LB1 = l LB1 = 6,78 4,2 = 28,5 mm


Pg. 75

LC1 = l LC1 = 6,78 1,67 = 11,3 mm LD = l LD = 6,78 9 = 61 mm LE = l LE = 6,78 13,5 = 91,5 mm LF = l LF = 6,78 6,65 = 71,2 mm LI = l LI = 6,78 6,19 = 42 mmEn cuanto a las Juntas de Expansin G, H y J, solo se encargan de absorber las vibraciones producidas por los equipos a los que estn unidas (DIVERTER DN1300 y Caldera).

Pg. 76

Anexo

A.9 Clculo de los soportesA.9.1 Soportes del tramo motor

Teniendo en cuenta la situacin del silenciador, la chimenea, el divrter y la ubicacin de las juntas de expansin, se decide una distribucin de los soportes gua y los soportes fijos y se comprueba las solicitaciones producidas tanto en el propio conducto como en los soportes seleccionados. Para ello, se muestra en la imagen A.11 la distribucin de los soportes en el tramo, as como las fuerzas que actan:

Imagen A.11 Distribucin soportes motor

Cogiendo datos de la especificacin de los equipos correspondientes, y de los calculados en anexos anteriores se calculan las solicitaciones por metro lineal del tramo motor:

ps = pd =

Ps 1230 kg = = 273,3 (calorifugado) Ld m 4,5 Pd kg 70 = = 37,8 (calorifugado) Ld 1,85 m

0,5 2 ) 7860 + 4 (0,508 + 2 0,06)2 0,508 2 125 = 49,78 + 13,38 = 63,16 kg + m 4 pt = p13CrMo 44 + p a = A13CrMo 44 13CrMo 44 + Aa a = 2

(0,508

(

)


Pg. 77

p ch = Ach Lch 13CrMo 44 = Donde:

(0,508

2

0,5 2 ) 6 7860 = 298,7 kg 4

ps (kg/m): peso por metro lineal del silenciador. pd (kg/m): peso por metro lineal del divrter. pt (kg/m): peso por metro lineal del tramo silenciador divrter DN500/divrter DN500 colector. p13CrMo44 (kg/m): peso por metro lineal del 13CrMo44 correspondiente al tramo silenciador divrter DN500/divrter DN500 colector. pa (kg/m): peso por metro lineal del aislamiento 342-G-125 correspondiente al tramo silenciador divrter DN500/divrter DN500 colector. pch (kg/m): peso de la chimenea individual de cada motor. Debido a la presencia de las juntas de expansin y a la rotura de la continuidad que stas producen, se pueden plantear las ecuaciones de equilibrio para los tres tramos diferenciados en la imagen A.11: Tramo 1

Fi i

iy

= 0 RG RF pt 9,8 0,59 = 02 t

RG = 63,16 9,8 0,59 + R F = 182,6 N

M (G ) p 9,8 i

0,59 0,59 RF 0,59 = 0 R F = 63,16 9,8 2 2

El signo negativo de la fuerza RF implica que en realidad acta en sentido contrario al que se indica en la imagen A.11. Tramo 2

Fi

iy

= 0 RF + R E p d 9,8 1,85 p ch 9,8 RD = 0

1,85 2 1,85 1,85 M i (F ) = 0 p d 9,8 2 pch 9,8 2 + RE 2 RD 1,85 = 0 i

Pg. 78

Anexo

R E = 182,6 + 37,8 9,8 1,85 + 298,7 9,8 + R D = 3795,2 + R D = 3977,8 N 37,8 9,8

1,85 2 1,85 1,85 298,7 9,8 + (3795,2 + RD ) R D 1,85 = 0 2 2 2 1,85 3341,6 + 3795,2 2 = 182,6 N RD = 1,85 2

Tramo 3

Fi

iy

= 0 R D p t 9,8 0,59 RC = 0

RC = 63,16 9,8 0,59 + 182,6 = 182,6 N

El signo negativo de la fuerza RF implica que en realidad acta en sentido contrario al que se indica en la imagen A.11. Tramo 4

Fi

iy

= 0 RC + RB + R A p s 9,8 4,5 = 0

4,5 2 M i (C ) = 0 p s 9,8 2 + RB 0,83 + R A 2,98 = 0 i

R B = 182,6 + 273,3 9,8 4,5 R A = 12221,9 R A = 4327 N 4,5 2 + (12221,9 R A ) 0,83 + R A 2,98 = 0 2 27118,2 + 12221,9 0,83 RA = = 7894,9 N 2,98 0,83 273,3 9,8 Por lo tanto los resultados de las fuerzas de reaccin en los soportes y en las uniones son los que muestra la tabla A.10:TRAMO 1 RG (N) 182,6 RF (N) -182,6 RF (N) -182,6 TRAMO 2 RE (N) 3977,8 RD (N) 182,6 TRANO 3 RD (N) 182,6 RC (N) -182,6 RC (N) -182,6 TRAMO 4 RB (N) 4327,0 RA (N) 7894,9

Tabla A.10 Fuerzas de reaccin tramo motor


Pg. 79

Una vez calculadas las fuerzas de reaccin en los enlaces se analiza la resistencia mecnica del ms solicitado, que como se puede observar en la tabla A.10 es el soporte del punto A que tiene una fuerza normal (compresin) de valor 7894,9 N. Con las especificaciones de los soportes detalladas en el plano MNE-CGE-16 se calcula la seccin transversal a la direccin de la fuerza de reaccin RA:

0,2 0,01 H F 2 Ac = F A + 6 F = 0,01 0,7 + 6 0,01 = 0,0127 m 2 2 Por lo tanto:

compr =

R A 7894,9 = = 0,622 MPa As 0,0127

Como el material de los soportes es 13CrMo44, segn DIN 17155, para obtener un 1% de deformacin despus de 100000 h (11,4 aos) de trabajo a una temperatura de 470 C se toma como lmite elstico e = 151,9 MPa. Cogiendo entonces como tensin admisible:

adm = 0,7 e = 106,33 MPaCon esto y teniendo en cuenta que la disposicin de los nervios de los soportes evita el pandeo, se observa que no hay ningn problema de resistencia en los soportes del tramo de motor.

Pg. 80

Anexo

A.9.2

Soportes del tramo colector general

Teniendo en cuenta la situacin de la entrada de motores, el cambio de seccin y la ubicacin de las juntas de expansin, se decide una distribucin de los soportes gua y los soportes fijos y se comprueba las solicitaciones producidas tanto en el propio conducto como en los soportes seleccionados. Para ello, se muestra en la imagen A.12 la distribucin de los soportes en el tramo, as como las fuerzas que actan:

Imagen A.12 Distribucin soportes colector general

Cogiendo datos de los calculados en anexos anteriores se calculan las solicitaciones por metro lineal del tramo motor:

p c1 = p13CrMo 44 + p a = A13CrMo 44 13CrMo 44 + Aa a =

(0,81

2

((0,81 + 2 0,07) 0,8 ) = 99 + 24,19 = 123,19 kg + 2 2

0,8 2 + 4

)

4

m

p c 2 = p13CrMo 44 + p a = A13CrMo 44 13CrMo 44 + Aa a = + Donde:

((1,3141 + 2 0,07) 1,314 )2 2

4

1,3 2 + 4 kg = 225,58 + 38,04 = 263,62 h2

(1,314

)

pc1 (kg/m): peso por metro lineal del tramo colector DN800 pc2 (kg/m): peso por metro lineal del tramo colector DN1300 Debido a la presencia de las juntas de expansin y a la rotura de la continuidad que stas producen, se pueden plantear las ecuaciones de equilibrio para los tres tramos

Diseo del colector de gases de escape de una planta de coge

calculo diseño colector escape

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