Trabajo aislacion

Estudio y Selecciónde Aislante

Para Cañería con Vapor

Univerdidad Austral de ChileFacultad de Ciencias de la Ingeniería

Programa de Formación de Pregrado

Intercambio de Energía con Fluidos CompresiblesMPTL 104

Integrantes Felipe HarrisJohan MuñozJuan VargasGabriel Zumelzu

Profesores encargados Sr. Rogelio MorenoSr. Marcelo ParedesSr. Juan Rebolledo

Valdivia, Chile23 de abril de 2012

http://www.uach.cl/

http://ingenieria.uach.cl/

Índice General

Índice General . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . i

Índice de Tablas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . iii

Índice de Figuras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . iv

Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . v

1. Problema de Diseño y Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

1.1. Problema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

1.2. Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

1.2.1. Objetivo general . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

1.2.2. Objetivos específicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

2. Marco Teórico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

2.1. Conceptos básicos de transferencia de calor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

2.1.1. Conducción de calor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

2.1.2. Convección de calor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

2.1.3. Coeficiente global de transferencia de calor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

3. Cálculo de Red de Vapor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

4. Cálculos del Aislamiento Térmico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

4.1. Aislamiento térmico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

4.2. Cálculo de pérdidas de calor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

i

§ ÍNDICE GENERAL � ii

5. Cálculo de Consumo de Combustible de la Caldera y Demanda de la Red de

Vapor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

5.1. Cálculo de consumo de combustible de la caldera . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

5.2. Cálculo de combustible en la red de vapor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

5.3. Precio del carbón a la fecha de Enero de 2008 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

6. Análisis Técnico-Económico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

6.1. Ahorro energético en función del espesor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

6.2. Selección del espesor óptimo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

6.3. Selección de la trampa de vapor a utilizar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

7. Conclusión . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

8. Bibliografía . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

Apéndices . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

A. Tablas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

B. Manuales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

Cálculo de aislación en red de vapor Universidad Austral de Chile

Índice de Tablas

2.1.1. Unidades de medida de calor por conducción en los principales sistema de medición. . 3

2.1.2. Unidades de medida de calor en convección en los principales sistema de medición. . . 5

3.0.1. Velocidad máxima recomendable en las redes de vapor. Fuente: Cortesía de Spirax Sarco. 8

3.0.2. Elementos componentes de la red de vapor. Datos de pérdida en longitud equivalente.

Fuente: Información extraída de Spirax Sarco. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

4.1.1. Conductividad Térmica y densidad del material. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

4.1.2. Concentración de elementos tóxicos presentes en el material en relación con la máxima

concentración permisible. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

6.1.1. Ahorro energético a diferentes espesores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

6.1.2. . Rango acotado de espesores. Datos de pérdida y ahorro energético con respecto a la

red sin aislación. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

6.2.1. Estudio del Valor Neto Actual de la inversión (VNA). . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

iii

Índice de Figuras

2.1.1. Conducción en una pared plana. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

2.1.2. Conducción en paredes cilíndricas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

4.1.1. Aislamiento térmico de cañerías AISlAN. Fuente: Catálogos de productos Volcan. . . . . 13

4.1.2. Gráfico de conductividad Térmica v/s densidad. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

4.1.3. Certificación entregada por el fabricante. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

4.2.1. Corte transversal de la cañería aislada. Identificación de parámetros a considerar en

el cálculo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16

4.2.2. Esquema Termo-Eléctrico de una cañería aislada para transporte de vapor saturado. . 16

6.1.1. Gráfico de % de ahorro energético (con respecto a la cañería son aislación)al utilizar

distintos tamaños de espesores. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

6.1.2. . Perdidas de calor v/s espesor. Adicionalmente, se identifica la tendencia de los datos. 24

6.2.1. Aumento de la inversión según espesor. Datos obtenidos de cotización realizada a

empresa Volcán. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

6.3.1. Trampa de Vapor de Valde invertido. Fuente: Spirax Sarco. . . . . . . . . . . . . . . . . 27

A.0.1. Tabla de precios de los combustibles durante el período de Enero de 2005 a Enero de

2008. Fuente: Ministerio de Energía del Gobierno de Chile. . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

A.0.2. Método de selección directa de diámetro de canerías. Fuente: Cortesía Spirax Sarco. . . 32

A.0.3. Gráfico de Moody. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

A.0.4. Cotización de aislante en empresa Volcán. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

B.0.1. Manual de la Trampa de Vapor a usa. Fuente: Spirax Sarco. . . . . . . . . . . . . . . . 34

iv

Introducción

El ahorro energético es un tema que hoy en día posee una importancia relevante en la industria,

hogares, o en cualquier sistema que ocupe, transporte o transforme un tipo de energía.

En el caso de las industrias, el medio más utilizado para transportar grandes cantidades de energía,

es el vapor. Para lograr esto, se debe poseer un eficaz sistema de control, capaz de manejar altas

presiones a temperaturas elevadas.

La teoría de la transferencia de calor establece, que un cuerpo a una temperatura mayor, sede calor

a un medio que posea una temperatura menor. En las plantas generadoras de vapor, es sumamente

importante reducir la transferencia de calor al ambiente, ya sea en las redes de vapor, en calderas,

válvulas, etc., en general, cualquier elemento que posea una temperatura mayor a la ambiental.

Actualmente, existen materiales aislantes que reducen significativamente las pérdidas de calor en

distintas aplicaciones. Si bien es cierto, la compra e instalación de estos materiales añade un aumento

en la inversión, pero, se ha demostrado que en un cierto periodo de tiempo, resultan en un ahorro

sustancial de combustible y en el sistema de retorno de condensado.

Los fabricantes de materiales aislantes, entregan un sin fin de posibles alternativas aplicables a

un mismo problema, siendo responsabilidad del diseñador calcular y seleccionar una aislación que

proporcione un estimado ahorro de energía, contemplando variables de interés como, costo de inver-

sión, limitaciones espaciales, estética o las correspondientes restricciones económicas existentes en el

emprendimiento de un proyecto.

El presente documento, entrega las herramientas para abordar un problema de aislación térmica

en una típica planta generadora de vapor. Además, se introducen cálculos correspondientes al dimen-

sionamiento de una red de vapor típica, contemplando los distintos elementos existentes en ella. Otro

aspecto importante al transportar vapor por distancias considerables, suele ser el diseño de la red de

condensados, tema tratado en el siguiente trabajo.

v

§ CAPÍTULO 0. INTRODUCCIÓN � vi


1Problema de Diseño y Objetivos

1.1. Problema

Se tiene que decidir acerca del espesor de aislamiento térmico ideal a utilizar en una red de vapor

ubicada en una instalación industrial. Ésta consta de una caldera de 1000 kgv/hr, que opera a presión

de 10 atm. La distancia a recorrer por la matriz principal es de 150 m, siendo necesario considerar la

condensación existente en el tramo.

1.2. Objetivos

1.2.1. Objetivo general

Diseñar una red de vapor que cumpla con la necesidad del cliente, entregando una solución eficiente

antes aspectos económicos, energéticos y técnicos.

1.2.2. Objetivos específicos

Seleccionar un tipo de aislación aplicable a la necesidad, considerando su disponibilidad en el

mercado.

Calcular mediante los mecanismos de transferencia de calor conocidos, el espesor óptimo de

aislación.

Calcular la capacidad de extracción de condensado de la trampa de vapor.

Analizar la viabilidad del aislamiento seleccionado bajo criterios energéticos y económicos.

1

2Marco Teórico

El estudio y diseño de redes de transporte se vincula directamente con el estudio del gradiente

de temperatura existente entre dos sistemas. Dicha situación es estudiada en detalle por la rama de

la física denominada transferencia de calor, la cual guiará capítulos posteriores del presente informe

correspondiente a la selección óptima de un aislante para una red de vapor que estará enfocada en el

trabajo expuesto por los autores del libro “Principios de transferencia de calor” Frank Kreith, profesor

de la Universidad de Colorado, y Mark S. Bohn vicepresidente ingeniería RENTECH S.A.

2.1. Conceptos básicos de transferencia de calor

La termodinámica es la rama científica que se ocupa de la relación entre el calor y otras formas de

energía, ésta generaliza observaciones en leyes idealmente validas para todos los procesos que ocurren

en la naturaleza. Estas son, principalmente, la primera ley y la segunda ley de la termodinámica. Los

procesos de transferencia de calor deben obedecer a estas dos leyes de la termodinámica.

Como se menciona en el libro principios de transferencia de calor “para estimar el costo, la fac-

tibilidad y el tamaño del equipo necesario para transferir una cantidad determinada de calor en un

tiempo dado, habrá que realizar un detallado análisis de transferencia de calor”, postulado con el que

se reafirma y se da gran importancia proceder con formulaciones de conducción y convección de calor

expuestas más adelante.

2.1.1. Conducción de calor

Es el proceso mediante se transfiere calor a través de un sólido. Viendo el caso unidimensionalmen-

te, al existir un gradiente de temperatura en un medio sólido, el calor fluirá de la región de mayor

temperatura a menor temperatura. Para una razón de transferencia de calor por conducción qk, es

proporcional al gradiente de temperatura dT/dx por el área a través de la cual se transfiere el calor.

La constante de esta proporcionalidad es el término k, la cual es propiedad física del medio por donde

se realiza el flujo. De esta manera para un medio homogéneo, la tasa de transferencia de calor es:

2

§ CAPÍTULO 2. MARCO TEÓRICO � 3

qk = −kA(dT/dx) (2.1.1)

Esta ecuación define la transferencia de calor por conducción, se conoce como la Ley de Fourier.

Las unidades de medida de los componentes de la ecuación de conducción de calor se dan en la siguiente

tabla expresados en el sistema internacional y en el sistema inglés.

TABLA 2.1.1 – Unidades de medida de calor por conducción en los principalessistema de medición.

Medida Sistema Internacional Sistema InglésÁrea (A) Metros cuadrados (m2) Pies cuadrados (ft2)Temperatura (T ) Grados Kelvin (K) Grados Fahrenheit (°F)x Metros (m) Pies ft

Razón de flujo de calor qk Watts (W ) BTU/hr

Conductividad térmica (k) W/mK BTU/hrftF

2.1.1.1. Conducción en paredes planas

Cuando en una pared la transferencia de calor se comporta de manera uniforme y, además, el

gradiente de temperatura y el flujo de calor no varían con el tiempo, se denomina régimen estacionario.

Por lo tanto, las variables de la ecuación (2.1.1) se pueden despejar integrando con límites que se

observan en la figura (2.1.1).

qkL = −Ak(T2 − T1) (2.1.2)

Ordenando se tiene:

qk = (T1 − T2)L/Ak

(2.1.3)

El término L/Ak representa la resistencia térmica que la pared ofrece al flujo de calor por conducción.

Rk = L/Ak (2.1.4)

Para efectos de cálculos, es posible realizar una analogía termo-eléctrica donde el flujo de calor a

través de la pared, será igual al gradiente de temperaturas divido por la sumatoria de las resistencias

térmicas presentes.

2.1.1.2. Conducción de calor en paredes cilíndricas

De acuerdo con la ecuación (2.1.1), y cambiando el valor dx por un dr correspondiente al radio del

cilindro en cuestión, obtenemos:



Fig. 2.1.1: Conducción en una pared plana.

qk = 2πLk(Ti − T0)ln(r0/ri)

(2.1.5)

Fig. 2.1.2: Conducción en paredes cilíndricas.

Al igual que en caso anterior, existe una resistencia térmica expresada en la la ecuación (2.1.5), la

cual está dada por:

Rth = ln(r0/ri)2πLk

(2.1.6)

Aplicando estas ecuaciones en un tubo recubierto con un material aislante o un tubo con distintas

capas de materiales, se obtiene una ecuación generalizada para el cálculo de transferencia de calor.

Haciendo la analogía correspondiente con circuitos en serie se obtiene:



q = ∆T∑Rth

(2.1.7)

2.1.2. Convección de calor

La transferencia de calor por convección está presente al existir contacto entre un fluido y un medio.

Siempre que exista un gradiente de temperatura. Este tipo de transferencia de calor se compone de

dos mecanismos: convección natural y convección forzada.

La convección natural está asociada cuando el movimiento del fluido solo se debe a diferencias de

densidad producidas por gradientes de temperaturas y no es auxiliado por una bomba o ventilador.

Cuando el movimiento del fluido se debe en parte a la acción de una bomba o ventilador será convección

forzada.

La transferencia de calor por convección entre una superficie y un fluido se calcula con la relación:

qc = hcA∆T (2.1.8)

Donde:

TABLA 2.1.2 – Unidades de medida de calor en convección en los principalessistema de medición.

Medida Significado Unidad de medida, sistema interna-cional (inglesa)

qc Transferencia de calor por convección W (Btu/hr)A Área de transferencia m2 (ft2)

∆TDiferencia entre temperatura superficial y tempe-ratura del fluido K (°F)

hcCoeficiente de transferencia de calor por convec-ción promedio a través del área A

W/m2K (Btu/hrft2F )

Al igual que en el caso de la transferencia de calor por conducción, se hace analogía termo-eléctrica

obteniendo como resistencia térmica la siguiente expresión:

Rc = 1hcA

(K

W

)(2.1.9)

2.1.3. Coeficiente global de transferencia de calor

Sintetizando los mecanismos de transferencia de calor ( por conducción y convección), estos se

pueden dar en conjunto, es decir, normalmente los problemas abarcan ambos mecanismos de trans-

ferencia. Para estos casos, utilizar una analogía termo-eléctrica facilita la comprensión y los cálculos

de transferencia de calor, donde sólo interesa la temperatura interior, la temperatura exterior y las



resistencias térmicas (de convección y conducción) individuales de cada material y/o fluido por donde

se transfiere el calor.

q = ∆T∑Ri

(2.1.10)

Esta ecuación es de conveniencia simplificarla, combinando las resistencias individuales del sistema

térmico en una cantidad llamada coeficiente total de transferencia de calor U . Así la ecuación (2.1.10)

queda:

q = UA∆T (2.1.11)

UA = 1∑Ri

(2.1.12)

Velocidad

Se define velocidad de un fluido en una tubería como el avance lineal por unidad de tiempo de una

sección infinitesimal de la vena líquida contenida en la conducción. Se expresa en unidades de longitud

por unidad de tiempo.

Caudal

Se define caudal como la cantidad de fluido que circula en una conducción por unidad de tiempo.

Puede expresarse en unidades másicas por unidad de tiempo o bien en unidades volumétricas por

unidad de tiempo.

Densidad

La densidad es la masa de fluido contenida en la unidad de volumen. En los líquidos depende de la

temperatura, siendo menor cuanto más alta sea la misma. En los gases y en el vapor, las variaciones

de densidad son más importantes que en los líquidos y dependen de la temperatura y de la presión.

Viscosidad

La viscosidad de un fluido (líquido, vapor, gas) representa el valor de los rozamientos internos que

se oponen a su movimiento. Su conocimiento es esencial para determinar el comportamiento de este

fluido cuando está en movimiento, así como la pérdida de carga en las tuberías. Hay que considerar dos

tipos de viscosidad. La viscosidad dinámica que se expresa en poises (P), unidad del sistema CGS o

más habitualmente en centipoises (cP). Se la designa habitualmente por la letra griega µ y la viscosidad

cinemática que se expresa en stokes (St), unidad del sistema CGS o más habitualmente en centistokes

(cSt). Se la designa habitualmente por la letra griega ϑ.



Estas dos magnitudes están relacionadas entre sí por la expresión:

ϑ = µ

ρ(2.1.13)

Donde ρ es la densidad del fluido.

La viscosidad de los líquidos y de los gases varía muy rápidamente con la temperatura. Aumenta

para los gases y disminuye para los líquidos, cuando la temperatura aumenta.

Rugosidad

Es una característica propia de cada tubería; hay dos formas de expresar la rugosidad:

Absoluta (ε): Es la altura media de las asperezas interiores de la tubería.

Relativa (ε/D): Es la relación entre la rugosidad absoluta y el diámetro de la tubería.


3Cálculo de Red de Vapor

En el diseño y dimensionamiento de una red de vapor existen distintas maneras de proceder, todas

con la misma valides. El procedimiento a utilizar en el siguiente calculo, parte con la selección del

diámetro de la cañería a utilizar, entregado por medio de tablas que relacionan parámetros tales como;

Presión, caudal y velocidad del vapor en el interior de la cañería.

El primer paso en el cálculo de redes de vapor, es establecer el rango de velocidades máximas dentro

de cada tubería. Estas son recomendadas y definidas en la tabla (3.0.1).

TABLA 3.0.1 – Velocidad máxima recomendable en las redes de vapor.Fuente: Cortesía de Spirax Sarco.

Presión (bar) Velocidad Máxima recomendable (m/s)Saturado Recalentado

<2 30 352-5 35 455-10 40 5010-25 50 6025-100 60 75

Al considerarse el fluido a transportar como vapor saturado, la tabla (3.0.1) entrega los valores

máximos de velocidad del fluido en función a la presión que se encuentre este. Por lo tanto, se define el

valor máximo de velocidad para una presión de 10 bar, la cual no deberá superar los 40 m/seg. Sabiendo

que el caudal a transportar es 1000 kgv/hr, a una presión de 10 bar y con una velocidad inferior a

40 m/seg, es posible obtener el diámetro de la cañería a seleccionar directamente de la figura (A.0.2).

El diámetro recomendable para la cañería a seleccionar es de 49 mm. Sin embargo, en el mercado no

es posible encontrar una cañería con tales dimensiones, por lo tanto, se escogerá una cañería con un

diámetro cercano al recomendado. La cañería seleccionada es la Sch 40 (equivalente a la ASTM A53)

de 2”. Los datos técnicos de esta cañería se presentan a continuación.

8

§ CAPÍTULO 3. CÁLCULO DE RED DE VAPOR � 9

Información Técnica cañería Sch 40

Diámetro nominal: 2”Diámetro interior: 52,5 mmDiámetro exterior: 60,32 mmEspesor: 3,91 mmRugosidad absoluta: 0,046 mm

Cálculo pérdidas de carga

Para el cálculo de pérdidas de carga en una tubería que transporta vapor se deben considerar las

siguientes variables:

Temperatura del vapor.

Presión del vapor.

Longitud del tramo de la tubería recta.

Número y tipos de accesorios existente en la tubería.

Tipo de tubería y rugosidad absoluta asociada.

Diámetro de la tubería.

Caudal de trabajo.

Elementos componentes de la red de vapor

Otro aspecto importante en el cálculo de pérdidas de carga en una red de vapor, son las pérdidas

singulares provocadas por los diferentes elementos que la componen. Estas pérdidas serán tratadas

como una longitud equivalente, es decir, como una prolongación de la red de vapor.

Por ejemplo, al instalar una válvula de globo en la línea de transporte, se producirá una perdida

equivalente a agregar 15,7 mts adicionales a la red de vapor. Los distintos elementos existentes en la red

de vapor se presentan en la tabla (3.0.2), identificando la cantidad de estos y su longitud equivalente

aportada como pérdida.

TABLA 3.0.2 – Elementos componentes de la red de vapor. Datos de pérdida enlongitud equivalente.Fuente: Información extraída de Spirax Sarco.

Elemento Le/D Cantidad Longitud equivalenteVálvula de Globo 300 1 15,7506Codo 90°Radio grande 20 2 2,10008Trampa de vapor 320 1 16,80064

Total 34,65132



Datos para el cálculo

Caudal: 1000 kgv/hrPresión trabajo: 10,13 barViscosidad dinámica vapor: 0,01507 cPTemperatura de saturación: 180°CDensidad del vapor: 5,203 kg/m3

Largo de línea: 150 mtsLa viscosidad cinemática se puede calcular en función de la viscosidad dinámica y la densidad del

vapor.

ϑ = µ

ρ= 0, 01507 · 103

5, 203= 2, 896 (cSt)

El caudal volumétrico se obtiene relacionando el caudal de trabajo y la densidad del vapor,

Q = Qm

ρ= 1000(kg/h)

5, 203(kg/m3)= 192, 19(m3/h)

La velocidad del vapor dentro de la cañería se obtiene en relación con el caudal volumétrico, de la

siguiente manera:

V = 4Q

πD2 = 4 · 192, 18 · 106

π · 52, 52 · 3600= 24, 67(m/s)

Nótese que la velocidad obtenida se encuentra dentro del rango recomendable señalado en la tabla

(3.0.1).

El número de Reynolds se calcula en función del caudal volumétrico y la geometría de la cañería.

Este parámetro entrega información sobre el comportamiento del fluido dentro de la red.

N° Reynolds = 4 · 106Q

3, 6πDϑ= 4 · 106 · 192, 19

3, 6π52, 5 · 2, 896= 447238

El valor obtenido indica que el fluido es de carácter turbulento.

Para obtener el factor de fricción, se debe entrar al diagrama de Moody (ver anexo A.0.3) con los

valores de la rugosidad relativa y el número de Reynolds calculado previamente. La rugosidad relativa

es la relación entre la rugosidad absoluta de la cañería dividido por el diámetro de la misma. Esto es:

RugosidadRelativa = ε

D= 0, 046

52, 5= 0, 000876

Una vez obtenido el valor de la rugosidad relativa y calculado el N° de Reynolds, es posible obtener

el factor de fricción directamente del diagrama de Moody.

f = 0, 026

Para obtener la perdida de carga en el tramo consideramos el largo de la red, añadiendo a esta el

largo equivalente producto de las perdidas singulares. La red posee un largo de 150 mts, sumando al



largo equivalente aportado por cada elemento instalado en la red, se obtiene un largo de 184,65 mts.

Por lo tanto, la perdida de carga en metros columna de vapor será:

hf = fl

D

V 2

2g= 0, 0026 · (150 + 34, 65) · 103

52, 5· 24, 672

2 · 9, 81= 2837, 23 (m.c.v.)

Transformando los m.c.v. a bar es obtiene:

hf = 2837, 23 · 9, 81 · 5, 203 · 10−5 = 1, 44 (bar)

Por lo tanto, la caída de presión en la red de vapor es de 1,44 bar. Este resultado entrega el vapor

la presión en el punto final de la red de vapor la cual sería de 8,69 bar.


4Cálculos del Aislamiento Térmico

4.1. Aislamiento térmico

La necesidad de aislamiento térmico en la industria obedece una serie de factores, cuyo control está

directamente relacionado con la buena especificación e instalación de materiales aislantes térmicos.

Estos factores serán determinantes para la correcta elección del tipo de material y espesor que se debe

utilizar. Entre los factores más comunes se puede señalar:

Económicos: Evitar la disipación de calor o de frío. Optimizando el uso de la energía en procesos

productivos

Seguridad: protección contra eventuales quemaduras que pueda sufrir el personal que circula

en zonas donde existen ductos, equipos o estanques a altas temperaturas.

Físicos: Mantener la viscosidad de un cuerpo tal como los aceites pesados, betunes, etc. Durante

los procesos de fabricación o durante su posterior transporte

Climáticos: Evitar la condensación del aire atmosférico sobre paredes o tuberías de los equipos,

o que se congelen fluidos que circulan por cañerías o que sean almacenados en estanques.

Confort: mantener el ambiente agradable para las personas que laboran dentro de una instala-

ción industrial.

El aislante térmico seleccionado por el equipo de diseño es el AISLAN caños premoldeados, los

cuales son fabricados por Volcan, una empresa Chilena experta en soluciones en aislamiento térmico y

acústico. En la figura (4.1.1). Se presenta el aislamiento seleccionado.

12

§ CAPÍTULO 4. CÁLCULOS DEL AISLAMIENTO TÉRMICO � 13

Fig. 4.1.1: Aislamiento térmico de cañerías AISlAN.Fuente: Catálogos de productos Volcan.

En la tabla (4.1.1). Se presentan la conductividad termina del material la cual varia con la densidad

del mismo. Los valores presentados fueron obtenidos a una temperatura ambiente de 20°C.

TABLA 4.1.1 – Conductividad Térmica y densidad del material.

Densidad Aparente (kg/m3) Conductividad Térmica (W/m°C)40 0,04280 0,038100 0,039120 0,043

En la figura (4.1.2). Están graficados los valores de conductividad térmica del material en función

de la densidad. Los valores entregados fueron obtenidos mediante ensayos en laboratorio del CESMEC

y obedecen a lo acordado en la norma Nch 850 equivalente a la ASTM C-177.



Fig. 4.1.2: Gráfico de conductividad Térmica v/s densidad.

En la tabla (4.1.2). Se comparan las concentraciones de los distintos elementos tóxicos que componen

el material en relación a la máxima concentración permisible según el método EPA 1311.

TABLA 4.1.2 – Concentración de elementos tóxicos presentes en el material enrelación con la máxima concentración permisible.

Elementos de Toxicidad Característicos (Test TCLP)Elemento mg/l Concentración Máxima Permisible EPA 1311 (mg/l)Plomo <0,2 5,0Cadmio <0,05 1,0Mercurio <0,01 0,2Cromo <0,1 5,0Bario <5 100,0Selenio <0,05 1,0Arsénico <0,2 5,0Plata 0,7 —Fenol <0,1 —Formaldehido 0,8 —

Ensayos de combustibilidad desarrollados al material, demuestran que este no es combustible,

poseyendo un punto de fusión de 1090°C.



Fig. 4.1.3: Certificación entregada por el fabricante.

4.2. Cálculo de pérdidas de calor

La cañería a utilizar corresponde a la ASTM A53 de 2”.

Datos para el cálculo:

Tipo de aislante: AISLAN caño premoldeadoConductividad térmica: 0.038 W/m°CDiámetro nominal cañería: 60.2 mmDiámetro interior cañería: 52.5 mmEspesor de aislante de prueba: 80 mmTemperatura exterior (ambiente): 20°CTemperatura interior (cañería): 180°CConductividad térmica cañería: 47 W/mKCoeficiente convectivo exterior: 30 W/m2KCoeficiente convectivo interior: 15000 W/m2K

Los parámetros convectivos utilizados en el siguiente análisis, fueron obtenidos de l tabla 1.4 del

libro ”Transferencia de Calor”, Kreith/Bonh. Los parámetros conductivos de los materiales utilizados

fueron extraídos directamente de los catálogos de proveedores.

Las pérdidas de calor a lo largo de la cañería serán tomadas como constantes, es decir, se descon-

siderará la caída de temperatura por conceptos de pérdidas de presión. Por lo tanto, se calculará la

transferencia de calor por unidad de longitud, la cual viene dada por la siguiente expresión:

q

L= T1 − T2

1h12πr1

+ ln(r2/r1)2πk1

+ ln(r3/r2)2πk2

+ 1h22πr3

= T1 − T2

R1 + R2 + R3 + R4(4.2.1)

La ecuación (4.2.1). Presenta la transferencia de calor radial en una cañería aislada. En la figura

(4.2.1). se presenta un corte transversal de la red de vapor, identificando las distintas variables que

intervienen en el cálculo.

En la figura (4.2.2). se presenta un esquema termo-eléctrico del caso a estudiar, donde las resisten-

cias térmicas asociadas son:



Fig. 4.2.1: Corte transversal de la cañería aislada. Identificación de pará-metros a considerar en el cálculo.

Fig. 4.2.2: Esquema Termo-Eléctrico de una cañería aislada para transpor-te de vapor saturado.

Descripción de las resistencias térmicas:

Resistencia térmica 1: Corresponde a la oposición que ejerce el vapor saturado existente en

el interior de la cañería al flujo de calor. esta resistencia térmica es de tipo convectiva.

Resistencia térmica 2: Es la oposición que ejerce el espesor de la cañería al paso del flujo de

calor, siendo esta resistencia del tipo conductiva.

Resistencia térmica 3: Es la oposición que presenta el aislante térmico al flujo de calor, siendo

esta del tipo conductiva.

Resistencia térmica 4: Es la oposición que ejerce el aire a temperatura ambiente al flujo de

calor, considerándose esta de tipo convectiva.

Se calculará la pérdida de calor por unidad de longitud de la cañería sin aislación y con aislación.

Para calcular el calor transferido sin aislación solo se debe eliminar la resistencia térmica provocada

por el aislante, considerando el cambio del radio exterior, esto es:



q

L= T1 − T2

1h12πr1

+ ln(r2/r1)2πk1

+ 1h22πr2

= T1 − T2

R1 + R2 + R3(4.2.2)

Ingresando los valores se obtiene:

q

L= 180 − 20

115000 · 2π · 0, 0262

+ ln(0, 0301/0, 00262)2π · 47

+ 130 · 2π · 0, 0301

= 902, 85 (W/m)

Por lo tanto, la transferencia de calor lineal, o en este caso, el calor perdido por unidad de longitud

es de 902,85 W/m.

La influencia del coeficiente convectivo en el interior de la cañería, hace prácticamente despreciable

su resistencia térmica. Lo mismo sucede con los materiales sólidos, mientras más alto sea su coeficiente

de conducción térmica, menor resistencia ofrecerán al flujo de calor.

Se repite el procedimiento utilizando la ecuación (4.2.1). Para este cálculo se considerará el aislante

seleccionada con un espesor de prueba de 8 cm.

q

L= 180 − 2

115000 · 2π · 0, 0262

+ ln(0, 0301/0, 0262)2π · 47

+ ln(0, 11/0, 0301)2π · 0, 038

+ 130 · 2π0, 11

= 29, 17 (W/m)

Se puede apreciar que bajo las mismas condiciones y haciendo uso del aislante con un espesor de

8cm, se obtiene una pérdida de calor por unidad de longitud de 29,17 W/m.

% ahorro = 100 ·ql (Sin aislación) − q

l Con aislaciónql (Sin aislación)

= 100 · 902, 85 − 29, 17902, 85

= 96, 76 %

Por lo tanto, al utilizar el aislante seleccionado con un espesor de 8cm se obtiene un ahorro energético

de 96.76 %. Si bien es cierto, al aumentar el espesor del aislante se reducen las pérdidas de calor,

encontrar un espesor óptimo requerirá de un análisis distinto. En la sección siguiente, se ofrece un

análisis técnico-económico donde se desarrolla este tema.


5Cálculo de Consumo de Combustible de la Caldera y

Demanda de la Red de Vapor

5.1. Cálculo de consumo de combustible de la caldera

El consumo de combustible que demandará el funcionamiento de una caldera a una presión de 10

atm y con un flujo másico de 1000 kgv/hr está dada por la siguiente expresión:

Cc = Q

ηPcalor inferior(5.1.1)

donde:

Cc : Consumo de combustible (kg/hr)

Q : Calor (kJ/hr)

η : Eficiencia de la cadera

Pcalor inferior : Poder calorífico inferior (kJ/kg)

Se asumirá una eficiencia de 70 % por parte de la caldera que funcionará con carbón, cuyo poder

calorífico inferior es de 27007, 7 (kJ/kg) aproximadamente.

Para el cálculo del calor que necesitará la caldera para cumplir con lo anterior estará regido por la

siguiente expresión:

Q = m∆h (5.1.2)

Donde:

18

§ CAPÍTULO 5. CÁLCULO DE CONSUMO DE COMBUSTIBLE DE LA CALDERA Y DEMANDA DE LA RED DEVAPOR � 19

m : Flujo másico

∆h : Diferencia de entalpía

Q = m · (hs − he)

he : Entalpía de entrada

hs : Entalpía de salida

hs = ff + x · hfg

El estado del agua de alimentación procedente de algún tanque de condesado se asumirá que va a

tener una temperatura de 60°a presión atmosférica. Por lo tanto su valor de entalpía es de:

he = hf = 251, 4 (kJ/kg)

El estado de la sustancia de trabajo en la salida de la caldera tendrá un título de vapor del 95 % y

una presión de 10 atm. Por consiguiente, su entalpía es de:

hfg = 2015, 3 (kJ/kg)

hf = 762, 81 (kJ/kg)

=⇒ hs = 762, 81 + 0, 95 · 2015, 3 = 2677, 345 (kJ/kg)

Con todo lo anterior, el valor del calor necesario para producir este cambio de estado del agua será

de:

Q = 1000kg

h· (2677, 345 − 251, 4)kJ

kg= 2425945kJ

h

Finalmente, el consumo de combustible será de:

Cc =2425945kJ

h

0, 7 · 27007, 7kJ

kg

= 128, 32kg

h

5.2. Cálculo de combustible en la red de vapor

Una vez calculado el combustible a utilizar en la caldera, es necesario conocer la cantidad de carbón

adicional que se debe usar por tema de pérdida de calor en la red de vapor.

Para determinar ésta variable se usará la siguiente expresión:



Cc(kg/h) = kgV/h · Tit · ∆h

Pinf · η(5.2.1)

donde:

kg/h : Toneladas de combustible por hora de uso.

kgV/h : Toneladas de vapor hora que genera la caldera.

Tit(x) : Título del vapor.

∆h : Diferencias de entalpías.

Pinf : Poder calorífico inferior del combustible.

η : Eficiencia de la caldera con respecto al combustible.

El primer cálculo se realizará con la linea de cañería sin aislante. Para ello se calculará lo siguiente:

Calor cedido por metro lineal(Q) = 902, 85 (W/m)

Longitud de la línea = 150 (m)

Flujo másico m = 1000 (kgv/h)

Entalpías a la presión de 8,69 bar

hf = 757, 156 (kJ/kg)

hfg = 2019, 44 (kJ/kg)

hg = 2776, 6 (kJ/kg)

Como Q = m∆h

=⇒ ∆h = Q

m

∆h = 902, 85 · 1501000/3600

= 487, 539 (kJ/kg)

Por lo tanto, la calidad es:

hs = hg − ∆h = hf + x · hfg =⇒ x = hs − hf

hfg= 0, 75

Ingresando los valores en la ecuación (5.2.1)

Cc(sin aislante)(kg/h) =1000kg

h· 0, 75 · 487, 5kJ

kg

27207, 7kJ

kg· 0, 7

= 19, 19kg

h



Los datos de ∆h y la calidad (x) para los demás consumos en las líneas se obtendrán de las planillas

Excel adjuntadas en el informe.

Usando un aislante con un espesor de 4 cm:

Cc(aislante 4 cm)(kg/h) =1000kg

h· 0, 881 · 23, 818kJ

kg

27207, 7kJ

kg· 0, 7

= 1, 2357kg

h

Usando un aislante de 5 cm:


h· 0, 9897 · 20, 72kJ

kg

27207, 7kJ

kg· 0, 7

= 1, 0767kg

h

Disponiendo de un aislante de 6 cm:


h· 0, 9908 · 18, 56kJ

kg

27207, 7kJ

kg· 0, 7

= 0, 9655kg

h

Con un aislante de 7 cm:


h· 0, 9916 · 16, 97kJ

kg

27207, 7kJ

kg· 0, 7

= 0, 8835kg

h

Emplear un aislante de 8 cm de espesor:


h· 0, 9922 · 1575kJ

kg

27207, 7kJ

kg· 0, 7

= 0, 8205kg

h

5.3. Precio del carbón a la fecha de Enero de 2008

El precio del carbón en la fecha de Enero del 2008, según el Ministerio de Energía de Chile, es de

148,77 dolares por tonelada de combustible. (178,44 US$/Ton)

Con lo anterior, el precio de carbón por kilogramo es de1 71,78 $/kg.

1Valor del dolar observado: $485 chilenos en el día 22 de Abril de 2012.


6Análisis Técnico-Económico

6.1. Ahorro energético en función del espesor

Según los cálculos desarrollados en la sección anterior, se demostró que utilizando el aislante selec-

cionado con un espesor de 8 cm, se reduce drásticamente la pérdida de calor, obteniendo un ahorro

energético superior al 96 %.

En este estudio se le dará una visión distinta al cálculo, donde se determinará el espesor óptimo

para la necesidad. Los criterios a utilizar en este análisis serán:

Mayor ahorro energético

Menor espesor posible de utilizar

Estética y uso del espacio

Al aumentar el espesor se logra disminuir las pérdidas energéticas, pero, se añade un mayor costo

de inversión.

Siguiendo el mismo procedimiento desarrollado en la sección previa, se presenta el valor de calor

perdido por unidad de longitud, y el porcentaje de ahorro energético al utilizar distintos tamaños de

espesores. Ver tabla (6.1.1).

Estos valores son graficados en la figura (6.1.1).

La gráfica de los valores demuestra que al aumentar el espesor del aislante se incrementa el ahorro

energético, pero al superar cierto espesor, tiende a mantenerse considerablemente constante.

La figura (6.1.2), demuestra lo planteado anteriormente. Al aumentar el espesor del aislante consi-

derablemente, las pérdidas energéticas tienden a mantenerse constantes.

Además, en la figura (6.1.2) se presenta la tendencia de los distintos valores graficados. La recta de

tendencia posee una pendiente casi nula, demostrando que al aumentar el espesor de la aislación a un

valor considerablemente alto, las pérdidas energéticas se pueden considerar como constantes.

22

§ CAPÍTULO 6. ANÁLISIS TÉCNICO-ECONÓMICO � 23

TABLA 6.1.1 – Ahorro energético a diferentes espesores.

Espesor (mts) Pérdida (W/m) % ahorro energético0,01 119,8 86,730949330,02 71,37 92,095057210,04 44,2 95,104407010,06 34,37 96,193178030,08 29,17 96,769130150,1 25,9 97,131315420,2 18,71 97,927679980,3 15,91 98,237808040,4 14,34 98,411701280,5 13,29 98,52799930,6 12,54 98,611069320,7 11,96 98,675310130,8 11,5 98,726259740,9 11,12 98,768348551 10,8 98,803791762 9,06 98,99651423 8,27 99,084014624 7,79 99,137179435 7,45 99,174837836 7,2 99,202527847 7 99,224679848 6,83 99,243509059 6,69 99,2590154510 6,57 99,27230665

Analizando un rango de espesores más razonable, es posible notar que los valores destacados en la

tabla (6.1.2), demuestran un ahorro energético considerable sin un aumento desproporcionado de sus

espesores.

TABLA 6.1.2 – . Rango acotado de espesores. Datos de pérdida y ahorroenergético con respecto a la red sin aislación.

Espesor (mts) Pérdida (W/m) % ahorro energético0,01 119,8 86,730949330,02 71,37 92,095057210,04 44,2 95,104407010,06 34,37 96,193178030,08 29,17 96,769130150,1 25,9 97,131315420,2 18,71 97,927679980,3 15,91 98,237808040,4 14,34 98,41170128



Fig. 6.1.1: Gráfico de % de ahorro energético (con respecto a la cañería sonaislación)al utilizar distintos tamaños de espesores.

Fig. 6.1.2: . Perdidas de calor v/s espesor. Adicionalmente, se identifica latendencia de los datos.

6.2. Selección del espesor óptimo

El costo de la aislación por aumento de espesor es considerablemente alto. Además, la estética de

la instalación y el correcto uso del espacio son aspectos importantes de evaluar.

El resultado de la cotización presente en el anexo (A.0.4), se puede interpretar del siguiente gráfico

(figura 6.2.1).



Fig. 6.2.1: Aumento de la inversión según espesor. Datos obtenidos de co-tización realizada a empresa Volcán.

Periodo para la recuperación de la inversión

El estudio del VNA, conocido como el valor neto actual, es uno de los métodos más usados para

decidir si una inversión es recuperada o viable en un cierto periodo de tiempo.

TABLA 6.2.1 – Estudio del Valor Neto Actual de la inversión (VNA).Espesoraislante

(cm)Longitud Precio

($)x0,9 m Descuento % Inversión ($)Combustibleahorrado(kg/h)

1erAño 2doAño VNA

4 150 3.694 5 584.833,33 24,25 584.833,33 15.039.345,60 13.087.249,035 150 5.066 5 802.116,67 24,61 802.116,67 15.262.610,11 13.072.983,446 150 6.606 5 1.045.950,00 24,74 1.045.950 15.343.233,41 12.902.444,017 150 10.300 5 1.630.833,33 24,86 1.630.833,33 15.417.654,91 12.385.216,59

Consumo permanente de combustible (kg/h): 128,01Consumo gastado sin aislación (kg/h): 154,01

Precio combustible ($xkg): 71,78

En la tabla (6.2.1), se aprecian los correspondientes valores de la inversión, según el espesor del

aislante. Los cálculos previos, relacionados con el consumo de combustible, sugieren una evidente

disminución al aumentar el espesor de la aislación. A raíz de este análisis, se puede determinar un

ahorro de combustible según espesor, con respecto a la cañería sin aislación. Por ejemplo, sabemos que

la caldera consume constantemente 128,32 kg/hr de combustible. Sin el uso de aislación, se consumirá

un total de 25,69 kg/hr de combustible adicional para lograr producir el vapor, transportándolo al su

correspondiente consumo. Al utilizar una aislación de 4 cm de espesor, solo se consumirán 1,23 kg/hr

adicionales. Entonces el ahorro de combustible, respecto a la cañería sin aislación es:



Combustible (ahorrado) = (128, 32 + 25, 69) − (128, 32 + 1, 23) = 24, 25 (kg/h)

Si calculamos la cantidad de combustible que se ahorra utilizando una aislación de 4 cm de espesor,

en un periodo de 1 año, se obtiene:

24, 25kg

h· 24 h

día30 día

mes· 12meses

año= 209520 kg

año

Según estudios del ministerio de energía, el precio del carbón mineral por cada kilogramo es de

$71,78. Por lo tanto, al año se ahorraría una suma superior a $15.000.000.

209520 (kg) · $72, 78 = $15,039,345

El VNA es un parámetro que indica la viabilidad económica de cierta inversión. Si el estudio entrega

un VNA negativo, indicará que la inversión no es económicamente viable. De lo contrario, mientras

mayor sea el VNA, más factible será la inversión.

Viendo la tabla (6.2.1), es posible identificar que utilizando cualquiera de los espesores señalados,

se recuperará la inversión en un plazo inferior a un año, pudiéndose aprobar la inversión en todos los

casos. Sin embargo, se obtiene el mayor VNA con un espesor de 4cm. A raíz del análisis realizado, se

selecciona el aislante de 4cm de espesor, ya que, es considerado la mejor inversión.



6.3. Selección de la trampa de vapor a utilizar

La trampa de vapor de valde invertido ofrece una excelente relación entre costo y versatilidad.

Posee la particularidad de poder trabajar en tuberías verticales y, además, que el vapor tenga flujo

ascendente.

Debido a que la red tiene una pendiente, debido al condesado, al final de la red debe cambiar de

dirección con un ángulo de 90°, por lo que el vapor en este tramo se desplazará de forma vertical.

Por ello, esta trampa de vapor cubre esta necesidad por completo. Además, como las presiones y

temperaturas en la red están por debajo de las permisibles, la trampa de vapor no tendría dificultades

en este ámbito.

(a) Trampa de Vapor. (b) Límites de trabajo.

Fig. 6.3.1: Trampa de Vapor de Valde invertido.Fuente: Spirax Sarco.


7Conclusión

En el caso estudiado, se abordó un tema donde la transferencia de calor hacia el ambiente era

perjudicial del punto de vista técnico-económico, ya que, al transportar vapor por grandes distancias,

utilizando una cañería sin aislación térmica, se cede una gran cantidad de energía al ambiente, produ-

ciéndose una disminución de la temperatura y un aumento de la cantidad de condensado. Sin embargo,

este efecto no siempre es negativo. Algunos sistemas de ingeniería, requieren de la transferencia de

calor hacia el ambiente. Un caso clave corresponde la placa disipadora de calor de un computador, en

este caso, mientras más calor sea cedido al ambiente, mejor será para el sistema. Esto da una visión

amplia de la importancia y las múltiples aplicaciones de la transferencia de calor.

Existen diferentes tipos de aislación térmica, cada uno para una correspondiente aplicación. El

aislamiento térmico utilizado, posee una alta disponibilidad en el mercado, cumple con los estándares

de calidad y seguridad entregados por la norma NCh 850 y corroborado por el CESMEC.

La teoría sobre los mecanismos de transferencia de calor, formo la base solida para el cálculo de la

aislación térmica, entregando cifras que comparaban el ahorro energético con respecto a una cañería

sin aislación.

Otro tema abordado, fue el cálculo de la cantidad de condensado presente en la red de vapor,

para la cual se seleccionó un dispositivo de purga de condensado que cumpliera con las condiciones de

trabajo, y posea una alta disponibilidad en el mercado.

El análisis técnico-económico demostró que al invertir en una aislación con un espesor dentro del

rango disponible en el mercado, se obtendrá una recuperación de la inversión en un periodo menor a un

año. El pago de la inversión se verá reflejado en el ahorro del combustible necesario para la producción

y transporte del vapor. El método VNA sirvió para decidir qué aislación representa la mejor inversión,

siendo esta, una aislación con 4 cm de espesor.

28

8Bibliografía

Hütte (1962). Manual del Ingeniero de Taller. Editorial Gustavo Gill, 5 edition.

Kreith, F. (2001). Principios de Transferencia de Calor. Thomson International, 6 edition.

S.A., V. I. (2004). Fabricación de Calderas de Vapor en Chile., 1 edition.

Sarco, S. (2000). Manual de Calderas, 1 edition.

29

Apéndices

30

ATablas

Fig. A.0.1: Tabla de precios de los combustibles durante el período deEnero de 2005 a Enero de 2008.Fuente: Ministerio de Energía del Gobierno de Chile.

31

§ APÉNDICE A. TABLAS � 32

Fig. A.0.2: Método de selección directa de diámetro de canerías.Fuente: Cortesía Spirax Sarco.


§ APÉNDICE A. TABLAS � 33

Fig. A.0.3: Gráfico de Moody.

Fig. A.0.4: Cotización de aislante en empresa Volcán.


BManuales

1IM-S03-08 ST Issue 1

Purgador de cubeta invertida para vapor Serie 200Instrucciones de Instalación y Mantenimiento

IM-S03-08ST Issue 1

Printed in the UK © Copyright 1997

DescripciónEl purgador de cubeta invertida para vaporSpirax Sarco Serie 200 está diseñado parainstalar entre bridas en una tubería vertical conel flujo ascendiente. Ofrecen un amplio rangode capacidades y aplicaciones hasta 17 bar r(246 psi r).

Condiciones límite (ISO 6552)Cond. de trabajo máximas superiores a PN16PMA - Presión máxima admisible

22 bar r (319 psi r)TMA - Temperatura máxima admisible

210°C (410°F)Prueba hidráulica

34 bar r (493 psi r)El límite de presión de la brida deberá sersuperior al límite de presión del mecanismointerno (∆PMX) seleccionado.Para más detalles ver TI-S03-03.

InstalaciónEl purgador debe instalarse con el cuerpo hacia

arriba de manera que la cubeta suba y baje

verticalmente. La entrada estará en la parte

inferior con el purgador instalado por debajo del

punto de drenaje para que el sello de agua pueda

ser mantenido alrededor del extremo abierto de

la cubeta.

Los purgadores de cubeta invertida no permiten

una eliminación rápida del aire. En aplicaciones

de procesos, en especial, esto puede producir

un calentamiento lento y anegación del espacio

vapor. Se requerirá un eliminador de aire externo

en paralelo para ventear eficientemente. Los

bypass deberán colocarse por encima del

purgador. Si está por debajo, y fuga o se deja

abierto, puede que desaparezca el sello de

agua haciendo que se desperdicie vapor. Si se

instala en el exterior, debe calorifugarse para

evitar el efecto de las heladas.

En algunos tamaños los bridas de entrada y

salida forman parte del cuerpo y tienen los

orificios ciegos roscados preparados para recibir

espárragos. Los orificios están roscados según

norma UNC para las bridas ASA y métrica para

las bridas DIN.

MantenimientoAntes de efectuar cualquier mantenimiento en

el purgador debe aislarse tanto de la entrada

como de la línea de retorno y permitir que la

presión se normalice a la atmosférica. Dejar

enfriar. Al volver a montar, asegurar que las

superficies de unión están limpias y que siempre

se usan juntas nuevas. Asegúrese de tener las

herramientas y consumibles necesarios antesde comenzar el mantenimiento. Solo usarrecambios originales Spirax Sarco.

Nota: Se muestra un purgador con conexionesroscadas. Los purgadores con bridas tienencuerpos y tapas que pueden variar del que semuestra en esta figura.

Fig. B.0.1: Manual de la Trampa de Vapor a usa.Fuente: Spirax Sarco.

34

§ APÉNDICE B. MANUALES � 35


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