CALDERA
OBJETIVOS
GENERAL
Estudiar la caldera como intercambiador de calor, su funcionamiento térmico y su
rendimiento calórico.
ESPECÍFICOS
1. Calcular la cantidad de combustible gastado por ciclo y por unidad de vapor
producido.
2. Calcular el calor cedido por el combustible, en la combustión y en el paso de
los gases por el banco de tubos.
3. Determinar los coeficientes peliculares para los gases de combustión y para el
vapor de agua.
4. Estimar los coeficientes totales de transferencia de calor UC, UD, y Rd.
5. Calcular la eficiencia de la caldera.
6. Graficar temperatura de salida de gases de chimenea y presión de salida del
vapor contra el tiempo. Analizar los periodos de trabajo de la caldera y sus
niveles de estabilización.
7. Comparar el funcionamiento térmico con el de otros equipos.
MATERIALES Y EQUIPO
Caldera pirotubular.
Analizador de gases de chimenea. Orsat.
Cronómetro.
Termómetro.
La caldera funciona automáticamente con un sistema de control complejo y
seguro.
Combustible utilizado: ACPM
Comburente: oxígeno del aire.
Sistema de encendido: Pro chispa producida automáticamente de acuerdo a la
programación del control.
Fluido de proceso: agua de acueducto tratada y adecuada bajo normas
universales. Intercambiador iónico o suavizador y adición de sustancias para
subir el pH .
Los condensados son realimentados y solo se repone parte del agua.
DIAGRAMA DE FLUJO DEL PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
Revisar el nivel de combustible en el tanque de almacenamiento y leer la altura de éste con la ayuda de una vara de medida, además revisar el nivel de
alimentación de a la caldera.
Revisar, y entender las líneas de entrada y salida flujo de: agua, vapor, combustible, aire al quemador
y gases de la chimenea.
Una vez iniciada la ignición de combustible, anotar el tiempo cero de referencia
Tomar cada minuto los datos de temperatura de salida de gases de chimenea y de presión de salida de vapor producido, para cada ciclo hasta completar 3 o más ciclos. Tomar el tiempo que demora cada
ciclo.
Cuando se inicie el segundo encendido se toma una muestra de los gases de chimenea para análisis de
datos por el método Orsat.
Al final del último ciclo, medir el nivel final del combustible con ayuda de la vara de medida.
DESARROLLO DEL ALGORITMO DE CÁLCULO
1. Cálculo de la cantidad de combustible gastado por ciclo y por unidad de vapor
producido.
Volumen de combustible gastado:
o0898.88? = o9102.91ß =
m362.0L4 =
( ) m001668.39102.1Cosm3
LL 51 ==+
m3LL 63 =+ ( )9102.91Cos.L.2.L-LL31244.1 '
32'2
3 +=
( )0898.88Cos.L.2.L-LL884874.2 '6
2'26 +=
m2506945.1L' = m3583106.0L3 = m6416894.2L6 =
m001668.3LL 51 =+ ( ) ( ) ( ) m51775.091.91020.362m.Cos2.0.3583m.-m362.0m3583.0L 22
1J =+= ( ) ( ) ( ) m6921344.088.0898osm.0.362m.C2.2.641684-m362.0m641684.2L 22
2J =+=
m001668.3LL 51 =+ ( )0898.88Cos.L.2.L-LLm51775.0 21
22
21 +=
( )9102.91Cos.L.2.L-LLm654386.2 7527
25 +=
( )+=9102.1Cos1.0
LL 72
m370588.0L1 =
m374128646.0L2 = m6310793456.2L5 =
m274073.0L7 =
21 L-rh = 0.3741m-m625.0h1 =
m2509.0h1 =
21
21 h-r2
D=
21
21 h-r.2D =
( ) ( )221 0.2509m-m625.0D =
m1448566.1D1 = 72 L-rh =
0.274073m-m625.0h2 = m350927.0h2 =
22
22 h-r2
D=
22
22 h-r.2D =
( ) ( )222 0.350927m-m625.0D =
m03436.1D2 = Para el nivel final:
m001668.3LL '5
'1 =+
m5176623.0L'1J =
m65398.2L'2J =
m3709329.0L'1 =
m37366189.0L'2 =
m630735088.2L'5 =
m2736062.0L'7 =
'2
'1 L-rh =
m0.37366189-m625.0h'
1 =
m251338.0h'1 =
'21
2'1 h-r
2D
= 2'
12'
1 h-r.2D = ( ) ( )22'
1 m0.0.251338-m625.0D = m14447.1D'
1 = '7
'2 L-rh =
0.2736062m-m625.0h'2 =
m3513938.0h'2 =
'22
2'2 h-r
2D
= 2'
22'
2 h-r.2D = ( ) ( )22'
2 0.3513938m-m625.0D = m033726.1D '
2 =
2DD
D'11
1
_ +=
2m14447.1m1448566.1
D1
_ +=
m1446633.1D1
_
=
2DD
D'22
2
_ +=
2m033726.1m03436.1
D 2
_ +=
m034043.1D 2
_
=
2m034043.1-m144633.1
Lx =
m05531015.0Lx =
( ) ( )22x m0.05531015-m001667.3h =
m001158.3hx =
( ) ( )m05531015.0*m001158.3m001158.3*m034043.1Area += 2m279321.3Area =
ACPM_del_desplazada_altura*AreaVc =
m004.0*m279321.3V 2c =
L077.13m0130773.0V 3c ==
1.1 Cantidad de combustible gastado por ciclo. El flujo volumétrico de combustible que se gastó fue:
total TiempoV
F CECOMBUSTIBL =
Donde:
:F ECOMBUSTIBL Flujo volumétrico del combustible. :VC Volumen total de combustible.
:totaltiempo Tiempo que requirieron los tres ciclos ( )min22.16min17.14min50.20 ++ s4.3053min89.50 == .
sm
6- e282.4s4.3053m0130773.0
F33
OMBUSTIBLEC ==
El volumen de combustible gastado en cada ciclo será:
1ECOMBUSTIBL1C t*FV =
33
1C m005266.0s1230*s
m6- e282.4V ==
2ECOMBUSTIBL2C t*FV =
33
2C m0036405.0s2.850*s
m6- e282.4V ==
3ECOMBUSTIBL3C t*FV =
33
3C m004167.0s2.973*s
m6- e282.4V ==
1.2 Cantidad de combustible gastado por unidad de vapor producido.
agua
.
vaptotalcomb
.
C m*?PC*mQ ==
agua
.
vaptotalcomb
.
m*?PC*m =
combECOMBUSTIBLcomb
.
?*Fm =
33
comb
.
mKg860*s
m6-e282.4m =
sKg003683.0m comb
.
=
vap
totalcomb
.
agua
.
?PC*m
m =
Donde:
:QC Calor cedido por el combustible sKcal
:PCtotal Potencial calorífico del combustible KgKcal
:?vap Calor latente de vaporización del agua a la temperatura salT
:m agua
.
Flujo másico del agua.
3comb mKg860? =
12400PC = 2D*2100- Donde:
:D Densidad relativa del ACPM a 15 Co 86.0= .
Ecuación tomada del libro " Balance de energía ", de Ben-hur Valencia. Pág. 991.
KgKJ745413,5490Kg
Kcal84.108460.86*2100-12400PC 2 ===
2
TTT
eriorinfpresion_sateriorsuppresion_sat
sal
+=
A la presión superior se calcula la temperatura de saturación del agua
eriorsuppresion_satT , teniendo en cuenta que la presión superior es igual a la atmosférica
más la manométrica. Lo mismo para la temperatura de saturación del agua pero
para la presión inferior eriorinfpresion_satT .
manatmabs PPP +=
Kpa679.622psi312.90psi79psi312.11P
Kpa943.801psi312.116psi105psi312.11P
eriorinf
eriorsup
==+=
==+=
La presión atmosférica en Manizales es 585 mm Hg Kpa993.77psi312.11 == .
A estas dos presiones se buscan las temperaturas de saturación para el agua,
resultando:
C51.170T oeriorsuppresion_sat =
C29.160T oeriorinfpresion_sat =
( )C40.165
2C29.16051.170
T oo
sal =+
=
A esta temperatura se calcula el KgKcal59.4936.2066?vap ==
sKg080935.0
KgKcal59.493
KgKcal84.10846*s
Kg003683.0m
.
agua
.
==
totalcomb
.
C PC*mQ =
W1.167258sKcal9489.39Kg
Kcal84.10846*sKg003683.0QC ===
La relación pedida será:
0455.0
sKg080935.0
sKg003683.0
m
m
agua
.comb
.
==
2. Cálculo del calor cedido por el combustible, en la combustión y en el paso por el
banco de tubos.
2.1 Cálculo del calor cedido por el combustible en la combustión.
Inicialmente se realizaran los balances de materia, para lo cual se plantearan las
siguientes reacciones:
C + 21
O2 → CO
C + O2 → CO2
2 H + 21
O2 → H2O
Sin embargo la composición del ACPM indica que hay azufre presente en la
alimentación y lógicamente se quemara (la presencia de dióxido de azufre se
comprobó en el análisis Orsat), por lo tanto también se tendrá en cuenta la
reacción:
S + O2 → SO2
En el análisis Orsat también arroja la presencia de NOX más exactamente de
NO2, por lo que hay que tener en cuenta la reacción:
21 N2 + O2 → NO2
Para tener en cuenta todas las reacciones posibles en la caldera y aprovechando
que se cuenta con un análisis elemental del combustible, se plantearan balances
elementales y de esta forma se conocerán las definitivas reacciones del sistema,
los flujos y la composición de todas las corrientes. Sin embargo como el análisis
Orsat entrega las composiciones de cada uno de los gases presentes a la salida
de la caldera, y se conoce también los flujos de carbono, hidrogeno y azufre a la
entrada de la caldera, como también las composiciones del aire de entrada, la
realización del problema no se podría realizar puesto que este estaría sobre
especificado (obtenido mediante un análisis de grados de libertad), lo que conlleva
a la eliminación de unas variables conocidas para que así el problema quede
correctamente especificado.
Las variables conocidas a eliminar son:
Aire en exceso, composición del SO2 a la salida, composición del N2 a la salida.
En la siguiente tabla se muestra la composición del ACPM (Información disponible
en las tablas de ECOPETROL para este combustible).
COMPOSICION DEL ACPM
Elemento Composición en peso
del combustible iW
C 0.875 (libre de azufre) 0.870625
H 0.125 (libre de azufre) 0.124375
S 0.005 0.005
La cantidad de carbono, hidrógeno y azufre alimentados a la caldera es:
combCCarbono mWF.
.=
combHHidrógeno mWF.
.=
combSAzufre mWF.
.=
Donde:
CarbonoF , HidrógenoF , AzufreF : Cantidades de carbono, hidrógeno y azufre alimentado a
la caldera.
:iW Fracción másica del elemento i en el ACPM.
:.
combm Masa de combustible gastado.
combCCarbono mWF.
.=
sKmol0002672285.0s
Kg0032065.0sKg003683.0*870625.0FCarbono ===
combHHidrógeno mWF.
.=
sKmol000458106.0s
Kg00045807.0sKg003683.0*124375.0FHidrógeno ===
combSAzufre mWF.
.=
sKmol7-e755.5s
Kg000018415.0sKg003683.0*005.0FAzufre ===
A partir de la composición elemental de cada uno de los compuestos en el
proceso, se construye la matriz atómica con el fin de determinar todas las posibles
reacciones en la caldera:
H C S O2 N2 CO2 H2O SO2 CO NO2
C 0 1 0 0 0 1 0 0 1 0
H 1 0 0 0 0 0 2 0 0 0
O 0 0 0 2 0 2 1 2 1 2
N 0 0 0 0 2 0 0 0 0 1
S 0 0 1 0 0 0 0 1 0 0
Los balances elementales son:
3NO
4OH
33SOSO
3CO
3CO
23O
233NN
azufreS
hidrogenoH
carbonoC
F*5-e16176.4N
FN
F*XN
F*078986.0N
F*00015883.0N
F*0.21-F*046939.0N
F*0.79-F*XN
sKmol7--5.755eF-0N
sKmol06-0.0004581F-0N
sKmol0002672285.0-F-0N
2
2
22
2
2
22
=
=
=
=
=
=
=
==
==
==
Balance de Carbono: 0N*1N*1N*1 C2COCO =++
Balance de Hidrogeno: 0N*2N*1 OHH 2=+
Balance de Oxigeno: 0N*2N*1N*2N*1N*2N*222222 NOOHSOCOCOO =+++++
Balance de Azufre: 0N*1N*12SOS =+
Balance de Nitrógeno: 0N*1N*2 2NON2=+
Los Balances totales son:
Carbono: 0002672285.0F*078986.0F*00015883.0 33 =+
Hidrogeno: 000458106.0F*2 4 =
Oxigeno:
0)F*5-e16176.4(*2
F)F*X(*2F*00015883.0F*078986.0*2)F*0.21-F*046939.0(*23
433SO
33232
=
+++++
Nitrógeno: 0F*5-e16176.4)F*0.79-F*X(*2 3233N2
=+
Azufre: 7-e755.5F*X 33SO2
=
Al resolver el sistema de ecuaciones de 5 variables con 5 incógnitas se tiene:
sKmol000229053.0F 4
OH 2=
sKmol003376449.0F 3
osec_gas =
sKmol0025747.0F 2
aire =
000170445.0X 3SO2
=
81821.0X 3N2
=
2.2 Cálculo del calor en el paso por el banco de tubos
El cálculo del calor cedido por el combustible se hizo en el objetivo anterior, ahora
debemos calcular el calor en el paso por el banco de tubos, para esto primero se
debe calcular la temperatura de llama del combustible así:
productosorxnrxnC H?H?H?Q +==
Debido a que la reacción es exotérmica, la temperatura de los gases de salida
debe ser mayor que la temperatura del combustible. Esto es correcto porque si la
reacción procede con desprendimiento de energía, que no se cede a los a los
alrededores, esta será ganada por los productos y su temperatura será mayor que
la de los reactivos.
COMPOSICION DEL ACPM
Elemento iW iX
C 0.870625 0.3697
H 0.124375 0.6296
S 0.005 0.00079
Utilizando la composición del ACPM, encontramos una relación de átomos H / C
de 1.703, entonces se obtiene (C1H1.703) n ≈ (CH2) n, y con la masa molecular se
concluye que las propiedades del ACPM son similares a las del metil hexeno
(C7H14)
C7H14 ( )L + 221
O2 → 7 CO2 + 7 H2O
El calor de reacción normal se puede calcular a partir de los calores de formación
de cada uno de los compuestos que participan en la reacción:
oLHCf
oOf
ogOHf
oCOf
orxn HHHHH ))(()())(()( (147222
*2
21*7*7 ∆−∆−∆+∆=∆
El calor de formación para el oxígeno se considera " 0 " por estar en su estado
normal (gas a 1 atm de presión).
( )o
COfH2
∆ = gmol / KJ 393.51 -
ogOHfH ))(( 2
∆ = gmol / KJ 241.89 -
oLHCfH ))(( (147
∆ = gmol / KJ 41.7 -
Información disponible por Yaws, C. L. y Chiang, P. Y.
(Hydrocarbon Procesing Nov. 81 - 1988).
( ) ( ) ( ) 0*221
7.4189.241*751.393*7 −−−−+−=∆ orxnH
El segundo término de la ecuación corresponde a la entalpía total de los productos
de la combustión y de las sustancias que no reaccionaron:
222222 NOSOCONOOHCOproductos HHHHHHHH? ++++++=
Como todos los productos son gases a una temperatura de 25 0C, se puede
evaluar su entalpía utilizando las ecuaciones para las capacidades caloríficas,
obteniéndose una ecuación de cuarto orden en T, que se puede resolver por
tanteo o cualquier método de aproximación:
gmolKJ099.4406H? o
rxn -=
dT)T*dT*cT*ba(*XSHS? 3i
2i
T
Tiiiproductos
LLAMA
ENT
+++= ?
Los valores de las constantes a ,b ,c y d para cada uno de los componentes puros
fueron tomados del libro " The Properties of Gases and Liquids " de Reíd &
Prausnitz, Apéndice A y se muestran a continuación:
Componente a b c d ncomposicio ( iX )
2CO 19.8 7.344e-2 -5.602e-5 1.715e-8 7,39680E-02
CO 30.87 -1.285e-2 2.789e-5 -1.272e-8 1,4800E-04
OH 2 32.24 1.924e-3 1.055e-5 -3.5996e-9 6,35200E-02
2SO 23.8 6.699e-2 -4.961e-5 1.328e-8 1,5961E-04
2N 31.15 -1.357e-2 2.68e-5 -1.168e-8 0,81821
2O 28.11 -3.68e-6 1.746e-5 -1.065e-8 0,043956
2NO 24.23 4.836e-2 -2.081e-5 0.293e-9 3,8970E-05
El calor específico de la mezcla se puede calcular con las siguientes reglas de
mezclado:
iimezcla aXa *∑=
iimezcla bXb *∑=
iimezcla cXc *∑=
iimezcla dXd *∑=
3mezcla
mezcla
2mezcla
mezcla
mezcla
mexcla
mezcla
mezcla
K*KmolKJ09--8,98Ed
10)-2,93E*05-(3,8970E 08)--1,07E*(0,04395608)--1,168E*(0,8182108)-1,33E*04-(1,5961E
09)--3,60E*02-(6,352E08)--1,27E*04-(1,48E08)-1,72E*02-(7,39680Ed
K*KmolKJ0000192.0c
05)--2,08E*05-(3,8970E 05)-1,75E*(0,04395605)-2,68E*(0,8182105)--4,96E*04-(1,5961E
32,24)*02-(6,35200E01)3,09E*04-(1,48E05)--5,60E*02-(7,39680Ec
K*KmolKJ-0,00554b
02)-4,84E*05-(3,8970E 06)--3,68E*(0,04395602)--1,357E*(0,8182102)-6,699E*04-(1,5961E
03)-1,924E*02-(6,352E02)--1,285E*04-(1,48E02)-7,344E*02-(7,39680Eb
KmolKJ30.2446a
01)2,42E*05-(3,8970E28,11)*(0,04395631,15)*(0,8182123,85)*04-(1,5961E
32,24)*02-6,35200E(01)3,09E*04-1,48E(01)1,98E*02-(7,39680Ea
=
+++
+++=
=
+++
++++=
=
+++
+++=
=
++++
+++++=
?
?
?
?
32 *** TdTcTbaCp mezclamezclamezclamezclamezcla +++=
Donde:
( )KT :
KKgmolKJCp .:
La temperatura de referencia continua siendo 298.15 K (25 °C). Reemplazando se
obtiene:
( )? +++=LLAMAT
15.298
3mezcla
2mezclamezclamezclaproductos dTT*dT*cT*baHS?
=cQ( ))T*dT*cT*baH?(*)FF(
sa lT
15.298
3mezcla
2mezclamezclamezcla
orxn
43 ? +++++
Donde 3F y 4F son el flujo molar de los gases a la salida de la caldera libre de
agua, y el flujo molar de agua a la salida de la misma respectivamente.
( )
)FF(
*)dTT*9-8.98e-T*0000192.0T*0.00554-2446.30KmolKJ4406099-(Q
43
T
15.298
32C
LLAMA
+
++= ?
( ) )dTT*9-8.98e-T*0000192.0T*0.00554-2446.30
KmolKJ4406099-*)s
Kmol003376449.0sKmol000229053.0(s
KJ167,270086
LLAMAT
15.298
32? +
+(+=
Despejando, se tiene K68.1816C53.1543TLLAMA =°=
Ahora como el valor de la LLAMAT es conocido se puede calcular el calor en el paso
por el banco de tubos así:
( )? ++++=gases_sa l
LLAMA
T
T
3mezcla
2mezclamezclamezcla
43tubos dTT*dT*cT*ba*)FF(Q
La temperatura de salida del os gases fue calculada como un promedio de los
valores de temperatura de salida de los gases en los tres ciclos K25.559C1.286 =°
( ) )dTT*9-8.98e-T*0000192.0T*0.00554-2446.30
*)sKmol003376449.0s
Kmol000229053.0(Q25.559
68.1816
32
tubos
? +
+=
sKJ-153,9Qtubos =
El valor del calor por el banco de tubos es negativo debido al direccionamiento del
flujo de calor (el calor perdido por los gases lo esta ganando el banco de tubos).
3. Determinación de los Coeficientes peliculares para los gases de combustión y
para el vapor de agua.
3.1 Para los gases de combustión :
Un artículo de la revista " Chemical Engineering " del 13 de Abril de 1987 Pág. 81
permite calcular el coeficiente pelicular para gases de combustión:
8.1
8.0 **44.2
i
iii D
fwh =
Donde:
:iw Flujo másico de gas por los tubos hlb
:if Factor de proporcionalidad y según el artículo es posible calcularlo así:
6.0
4.0
* mezclamezcla
mezclai K
Cpf
=
µ
:iD Diámetro interior de los tubos pies
:mezclaCp Calor específico de los gases de combustión FlbBtu
*
:mezclaK Conductividad térmica de los gases de combustión FpiehBtu
**
:mezclaµ Viscosidad de los gases de combustión hpielb
*
Las propiedades requeridas para cada gas se calculan a la temperatura de salida
de los gases de combustión
El calor específico, la conductividad térmica y la viscosidad de la mezcla fue
calculado a la temperatura promedio de los gases, es decir, entre la temperatura
de llama y la temperatura promedio de salida de los gases:
C815.9142
C1.286C53.1543T gases_prom °=
°+°=
32 *** TdTcTbaCp mezclamezclamezclamezclamezcla +++=
El valor del Cp en KKgmolKJ
*
Las constantes a ,b , cy d para la mezcla se calculan de la misma manera
anteriormente mencionada en el punto 2 del algoritmo a partir de las constantes
para cada compuesto, obteniendo los siguientes resultados.
013,02446Eamezcla +=
03--5,54Ebmezcla =
05-1,92Ecmezcla =
09--8,98Edmezcla =
32 *** TdTcTbaCp mezclamezclamezclamezclamezcla +++=
F*lbmBtu50,29698000K*Kg
J81243,32246Cpmezcla °==
La masa molecular media de la mezcla M es:
?= ii M*XM KmolKg
28.7306M = KmolKg
Donde:
iM : Masa molecular de cada uno de las sustancias puras KmolKg
.
La conductividad térmica para cada componente puro se evaluará a partir de una
expansión polinomial de tercer orden en T , tomada del capitulo 10 del libro " The
Properties of Gases and Liquids " de Reíd & Prausnitz:
32 *** TDTCTBAK +++= Donde:
K : Conductividad térmica para gases a bajas presiones KmW
*
:T Temperatura K
Las constantes A , B ,C y D para cada compuesto puro son:
Compuesto A B C D
2CO -7.215e-3 8.015e-5 5.477e-9 -1.053e-11
OH 2 7.341e-3 -1.013e-5 1.801e-7 -9.100e-11
2O -3.273e-4 9.966e-5 -3.743e-8 9.732e-12
2N 3.919e-4 9.816e-5 -5.067e-8 1.504e-11
2SO -8.086e-3 6.344e-5 -1.382e-8 2.303e-12
CO 5.067e-4 9.125e-5 -3.524e-8 8.199e-12
2NO -1.404e-2 1.108e-4 -3.162e-8 4.485e-12
La conductividad térmica se calculara de la misma manera que el calor específico
utilizando la aproximación de la sumatoria de las propiedades puras por su
respectiva composición.
?= iimezcla K*XK
Los valores de las conductividades térmicas para las sustancias puras
involucradas después de resolver el polinomio para cada una de ellas y halladas a
la temperatura promedio son:
K*mW 20,08041251K
K*mW 0,08094648K
K*mW 80,07842804K
K*mW 20,05158486K
K*mW 60,09686955 K
K*mW0.072868K
K*mW 90,07801451K
2
2
2
2
2
2
NO
O
N
SO
OH
CO
CO
=
=
=
=
=
=
=
F*pie*hBtu02-4,60379eK*m
W02-7,96751eKmezcla °==
La viscosidad de cada una de las sustancias puras se calculará de manera
análoga a las otras dos propiedades
?= iimezcla µ*Xµ
Las viscosidades de cada una de las sustancias puras a la temperatura promedio
del gas son:
s*mKg09-2,29923eµ
s*mKg06-2,32290eµ
s*mKg05-3,61453eµ
s*mKg09-7,49958eµ
s*mKg06-2,98544e µ
s*mKg09-7,40000eµ
s*mKg 06-3,92030eµ
2
2
2
2
2
2
NO
O
N
SO
OH
CO
CO
=
=
=
=
=
=
=
h*pielbm01-1,09806es*m
Kg05-4,53911eµmezcla ==
Según la información sobre la caldera, esta consta de 24 tubos y tiene 2 pasos por
los tubos, de acuerdo a esto el flujo másico será.
η*NW
w totali =
hlbm17,12786s
Kg002158.02*24
KmolKg628,7305756*s
Kmol20,00360550wi ===
Donde:
:iw Flujo másico por tubo
:totalW Flujo másico total.
:N Numero de tubos = 24 :η Numero de pasos por tubo = 2
A demás se conocen los valores de iD y de oD
iD = 0.125 pies Diámetro interno de los tubos
oD = 0.158 pies Diámetro externo de los tubos
)F*pie*Btu/h0,2348065( 02-4,60379e*)01-1,09806e50,29698000
(f 0.60.20.26.04.0i ==
8.1
0.60.20.28.0
i )pies125.0(
)F*pie*(Btu/h 0,2348065 *)hlbm17,12786(*44.2
h =
F*pie*hBtu8234,760261h 2i °=
Así, el coeficiente pelicular para los gases de combustión con corrección de las
áreas es:
=
o
iiio D
Dhh *
°=o
2io pies158.0pies125.0
*F*pie*hBtu8234,760261h
F*pie*hBtu2185,728055h 2io °=
3.2 Para el vapor de agua:
25.0
eiv
evfgvlv3v
ó )T?*D*µ
)T?*Cp*8.0h(*g*)?-?(*?*k((*62.0h
+=
Donde:
:k v Conductividad térmica del agua como gas K*mW
, calculado a la temperatura
de película (temperatura promedio entre la temperatura de saturación del agua y la
temperatura de la superficie de los tubos)
:?v Densidad del agua como gas 3m
Kg, calculado a la temperatura de película
(temperatura promedio entre la temperatura de saturación del agua y la
temperatura de la superficie de los tubos)
:?l Densidad del agua liquida 3m
Kg,. Calculado a la temperatura de saturación
del agua.
:h fg Calor latente de condensación KgJ
, calculado a la temperatura de
saturación del agua, a una presión promedio entre la máxima y la mínima
:Cpv Calor especifico del agua como gas K*KgJ
, calculado a la temperatura de
película (temperatura promedio entre la temperatura de saturación del agua y la
temperatura de la superficie de los tubos)
:T? e Exceso de temperatura en °C
:µv Viscosidad del agua como gas s*mKg
, calculado a la temperatura de película
(temperatura promedio entre la temperatura de saturación del agua y la
temperatura de la superficie de los tubos)
Psi31.112
PPP
eriorinferiorsuppromedio +
+=
psi31.103Psi31.112
psi)79105(Ppromedio =+
+=
La temperatura de saturación del agua a esta presión es de: 165.4°C calculado en
el punto 1.
2
TTT
erficiesupsat
f
+=
22
)2
)TT(
2
)TT((
TT
min_p_satmax_p_satgases_salLLAMA
sat
f
++
+
+=
352,43752
2
)2
C29.160C55.1702
)C1.286C5.1543((
C4.165T f =
°+°+
°+°
+°=
A esta temperatura de película se calculan las siguientes propiedades
:k v K*mW01-1,21E
:?v3m
Kg3116,959064
:Cpv K*KgJ041,83E +
:µv s*mKg05-2,70E
A la temperatura de saturación a 165.4°C, se calculan las siguientes propiedades
:?l3m
Kg900,90
:h fg KgJ2059000
C374.075C165.4-C539,475T-TT? saterficiesupe °=°°==
25.0
3
ó )374*04815.0*05-2,70E
)374*1,83e4*8.02.05e6(*8.9*)116,959-900,9(*116,959*01-1,21E((*62.0h
+=
F*pie*hBtu2,47e2K*m
W1,38e3h 22o °==
Sin embargo hay que tener en cuenta el calor transferido por radiación.
saterficiesup
4sat
4erficiesup
rad T-T
)T-T(*d*eh =
El valor de la emisividad para el acero parcialmente oxidado, tomado del libro de
Incropera a la temperatura de superficie ( 33.0e = )
La constante de Steffan Boltzman es )K*mW 8-e67.5d( 42=
165,4)+(273,15-539,475)+(273,15
)165,4)+(273,15-539,475)+(273,15(*8-e67.5*33.0h
44
rad =
Teniendo los valores de radh y oh , se calcula el valor del coeficiente convectivo
externo )h( o , utilizando la ecuación 10.10ª de Incropera, la cual se debe resolver
por método de ensayo y error
3/1orad
3/4o
3/4o h*hhh +=
3/1
o3/43/4
o h*96.1964.1381h +=
F*pie*hBtu2,49e2K*m
W64.1396h 22o °==
F*pie*hBtu3,51570K*m
W96.19h 22rad °==
El área de transferencia de calor se calcula así:
LDNA o **1416.3**η=
Donde:
158.0=oD pies
piesL 75.5= 24=N
2=η
piespiesA 75.5*158.0*1416.3*2*24= 20.137 piesA =
4. Estimación de los coeficientes totales de transferencia de calor CU , DU , y dR ..
4.1 Cálculo del Coeficiente limpio de transferencia de calor: CU Se tiene que:
oioC hhU111
+=
oio
C
hh
U11
1
+=
F*pie*hBtu106
249185,728249*185,728
U 2C °=+
=
4.2 Cálculo del coeficiente de diseño de transferencia de calor: DU
( )
∆∆
∆−∆=∆
1
2
12
TT
Ln
TTTML
C10.26C160.25)-51.170(T? 2 °=°=
F*pie*hBtu13,4549C*m
W39.76C172.028*12,7275m
W167270.086U 222D °=°=
°=
4.3 Factor de obstrucción: dR
CDd UU
R11
−=
Btuh*F*pie6490.0W
C*m0142.086.601
1-
76.3967421
R22
d°=°==
ML
cD T?*A
QU =
C03.374C)47.539-55.913(T? 1 °=°=
C172,028T? ML °=
ANALISIS DE RESULTADOS
Se demostró que el cálculo del volumen es posible realizarlo por métodos
geométricos apoyados en la trigonometría utilizando las diferentes leyes de las
funciones trigonométricas. El valor real obtenido tendrá un error pequeño en
comparación con el volumen de combustible que realmente se gasta.
El poder calorífico del ACPM es bastante alto, por tanto el uso de éste combustible
es más rentable si se compara con otro tipo de combustible líquido, esto se
observa en que para generarse 7KJ45413,5490 se necesita un kilogramo de
combustible (ACPM).
Para realizar los balances de materia fue necesario omitir unos valores de
composiciones conocidas entregadas por el análisis Orsat ya que el problema
como se mencionó en el segundo objetivo se encuentra sobre especificado; para
la comprobación de los datos entregados por el análisis Orsat, es necesario que al
resolver el problema (omitiendo valores del análisis) se obtengan los mismos
valores omitidos y así poder realizar una comprobación; como esto no ocurrió
podemos decir que se presentó un error en el momento de tomar el análisis, como
puede ser el caso de no tomar el mencionado análisis en el momento en que se
está quemando el combustible o que se presente alguna otra falla técnica, lo que
conllevó a trabajar con los datos obtenidos por balances.
Para el cálculo del calor a través del banco de tubos fue necesario calcular la
temperatura de llama, que su valor obtenido se encuentra dentro del rango
especificado para dicho combustible )C1600_C900( °° .
Cuando se realizó el cálculo del coeficiente convectivo de los gases )h( io se
calculo las propiedades termofísicas para la mezcla aunque hubiera sido una
buena aproximación encontrar dichas propiedades para el nitrógeno que es el
componente que en mayor proporción esta. No se utilizó reglas de mezclado para
el cálculo de dichas propiedades puesto que para presiones bajas o moderadas el
cambio de las mismas no es muy significativo.
Teniendo en cuenta que por las temperaturas altas que trabaja el gas y su efecto
sobre la superficie hace que sea necesario que se tenga en cuenta además del
calor por convección externo )h( o , el calor por radiación que se presenta;
utilizando la ecuación 10.10a del libro Transferencia de calor de Incropera para el
cálculo de los coeficientes convectivos se observó que las perdidas por radiación
son apreciables.
La eficiencia de la caldera no fue posible calcularla porque los calores del agua y
del poder calorífico del combustible provienen del mismo balance de energía por
tanto el valor de la eficiencia daría uno en todos los casos y no es razonable en
una máquina térmica como la se trabajó.
En las gráficas de Temperatura de salida de los gases vs. Tiempo y Presión de
vapor vs. Tiempo , se observa que los ciclos siempre tienden a comportarse de
manera similar, es decir en un trayectoria cíclica periódica; sin embargo el tiempo
de duración de cada ciclo es ligeramente diferente pero no afecta el
comportamiento que desempeña ésta máquina según los resultados obtenidos.
La comparación de la caldera como máquina térmica con otros equipos, no posible
realizarla por lo ya expuesto anteriormente, sin embargo se esperaría que
trabajando con la caldera en la que se realiza un calentamiento directo que
convierte la energía del combustible en calor latente de vaporización; ésta caldera
se utiliza para demanda de baja capacidad, generalmente de 15000 a
20000 hlb de vapor para uso industrial, doméstico o de proceso; mientras que las
calderas llamadas de tubo de agua tienen capacidades mayores a 450000 hlb de
vapor a altas presiones que son ideales para plantas de fuerza, por esto creemos
que dependiendo de la utilidad que se le dé en el proceso que se quiere realizar
se limita escoger de acuerdo a su funcionamiento en ese caso.
CONCLUSIONES
• El volumen total de combustible gastado durante los tres ciclos fue de
L077.13m0130773.0V 3c ==
• El volumen de combustible gastado por cada ciclo fueron.
31C m005266.0V =
32C m0036405.0V =
33C m004167.0V =
• La cantidad de combustible gastado por unidad de vapor fue de 0455.0m
m
agua
.
comb
.
= .
• El poder calorífico del combustible es de : KgKJ745413,5490PC = .
• El calor cedido por el combustible en la reacción es de aproximadamente igual
a : W1.167258QC =
• La temperatura de llama del combustible fue de: K68.1816C53.1543TLLAMA =°= .
• El calor por el paso en el banco de tubos fue de : sKJ-153,9Qtubos = .
• Los coeficientes convectivos por parte de los gases de combustión y por parte
del agua (teniendo en cuenta para este último las pérdidas por radiación)
fueron de : F*pie*hBtu2185,728055h 2io °= y F*pie*h
Btu2,49e2h 2o °= .
• Los valores de CU , DU , y dR para la practica fueron:
F*pie*hBtu106U 2C °= ,
F*pie*hBtu13,4549U 2D °=
Btuh*F*pie6490.0R
2
d°=
DATOS DEL ANÁLISIS ORSAT
2CO (Porcentaje) 11.8
CO (ppm) 151
2SO (ppm) 14
2O (Porcentaje) 5.1
Exceso de aire (Porcentaje) 29
2NO (ppm) 65
Eficiencia 83.8
Porcentaje de pérdidas 16.2
Temperatura de gases de
chimenea
500°F
BIBLIOGRAFÍA
• KERN, Donald Q. Procesos de transferencia de calor. Editorial Cecsa. México
1997.
• PERRY, Robert H. Manual del Ingeniero Químico. Cuarta edición. Tomo III
Editorial Mc Graw Hill. México 1985.
• SMITH, VAN NESS. Introducción a la Termodinámica en Ingeniería química.
Editorial McGraw-Hill. Cuarta Edición. 1996.
• VALENCIA, BEN-HUR. Balances de Energía en procesos de combustión.
• VALENCIA, BEN-HUR. Balances de Energía. Vol 1 y 2.
• VALENCIA, BEN-HUR. Solucionario de Balance de materia. Balances
elementales. Capítulo IV.
• INCROPERA, Frank P. Fundamentos de Transferencia de calor. Cuarta
edición. Editorial Prentice Hall. México 1996.
• REID, R. C. PRAUSNITZ J. M. POLING B. E. Propiedades de Gases y
Líquidos. Editorial McGraw-Hill. Cuarta Edición.1.987.
• YAWS, C. L. CHIANG, P. Y. Hidrocarbon Procesing. Nov. 81 - 1.988.
Top Related