c1b-instalaciones de vapor

7/24/2019 c1B-Instalaciones de Vapor

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3. INSTALACIONES DE VAPOR

3.1. COMPONENTES DE UNA INSTALACION DE VAPOR

En el esquema de la figura 3.1 se muestran los componentes esenciales de unainstalaci n de vapor. En este esquema se distinguen los siguientes elementos:

Generadores de vapor (calderas).Sistema de alimentaci n de agua. (Suavizador, tanque de condensado y bombas de

alimentaci n)Sistemas de tratamiento de agua. (Suavizador, conexiones de purga y tanquilla de

purga).

Sistema de almacenamiento y conducci n de combustibles.Sistema de distribuci n de vapor (manifold y tuber a de distribuci n).Sistema de drenaje y retorno de condensado (trampas de fin de l nea, trampas de

aparatos y tuber a de retorno de condensados).Aparatos de consumo.

3.2. PROCEDIMIENTO DE DISE O DE UNA INSTALACION

El dise o de una instalaci n de vapor se puede resumir en las siguientes etapas:

Definici n de requerimientos.

Normalizaci n y totalizaci n de consumos.

Selecci n de los generadores de vapor.

Determinaci n del equipo auxiliar de las salas de calderas.

Diseo de la tuber a de distribuci n de vapor.

Determinaci n del sistema de drenaje de condensado.

Diseo de la tuber a de retorno de condensado.

Especificaci n de accesorios de tuber as.

3-1 Calderas de V apor


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Figura 3.1 Componentes de una instalaci n de vapor



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3.3. DEFINICION DE REQUERIMIENTOS

Para definir el alcance de una instalaci n de vapor es necesario disponer de la si-

guiente informaci n:

Planos de arquitectura de la edificaci n.Objetivos generales del edificio.

Requisitos espec ficos de cada aparato o servicio:

Ubicaci n del puntoConsumo de vapor (lb/hr) (m ximo, promedio)

Presi n o rango de presiones de consumoTemperatura o calidad.Forma y duraci n del consumo.Posibilidades de retorno de condensado y presi n y temperatura probables del

retorno.

No siempre se conocen estos datos y puede ser necesario calcular, estimar odefinir algunos de ellos mediante la aplicaci n de los principios de termodin mica y

trasferencia de calor. Por este motivo, resulta conveniente obtener toda la informaci nposible sobre el aparato que consume vapor y sobre su funcionamiento; como porejemplo, construcci n (materiales, tama o y peso), capacidad de producci n, dimetro delas conexiones, relaciones con el funcionamiento de otros aparatos, etc.

3.4. NORMALIZACION Y TOTALIZACION DE CONSUMOS

Debido a que los diferentes aparatos o servicios de una instalaci n puedenrequerir vapor en diferentes cantidades o caudales y a diferentes condiciones de vapor, yadems puede producir condensado utilizable en diferentes proporciones y a diferentescondiciones de temperatura y presi n, la simple sumatoria de los consumos o caudales noes suficiente para definir la capacidad de generaci n de vapor de las calderas. Por estasrazones, es necesario normalizar los consumos de los aparatos en t rminos energ ticosque luego de totalizados producen la potencia requerida por los generadores de vapor.



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3.4.1. NORMALIZACION DE LOS CONSUMOS

La normalizaci n del consumo de un aparato consiste en traducir su consumo de

vapor y su posible retorno de condensado en t rminos de la potencia calor fica que debesuplir la caldera para prepara dicho caudal de vapor a parir del condensado reutilizable ydel agua que sea necesario reponer al sistema.

Haciendo referencia a la figura 3.2, la evaluaci n de potencia de caldera por cadaaparato puede expresarse termodin micamente en los t rminos siguientes:

Q = m vi (hvi - hai) (4.1)

En donde:

Qi = Potencia de caldera requerida por el aparato "i" (Btu/hr).m vi = Consumo real de vapor del aparato "i" (lb/hr).hvi = hg (Pi) = Entalp a de vapor que requiere el aparato "i" (Btu/lb) 1 hai = Entalp a del agua de alimentaci n segn las condiciones de retorno. Esta energ a

se eval a como se indica a continuaci n:m pi = Caudal del vapor perdido en el proceso del aparato "i"m ci = Caudal de mezcla (V+L) que retorna al tanque de condensado, proveniente del

aparato "i"Xci = Calidad de la mezcla de retorno al tanque de condensado.

=

m li = (1-X ci)m ci = Caudal de retorno l quido reutilizablem ri = m vi - m li = Caudal de agua de reposici n requerida por el aparato.hai = [m ri hf (Ta) + m li hf (Pa)] / m vi + Vf (Pa) Pi - Pa) / nb

La eficiencia de la bomba puede tomarse como 0.6.

1En el anexo 1 se presentan tablas de vapor de agua.



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Caldera

Aparato"i"

Tanque decondensado

Bomba

RespiraderoPa

(consumo del aparato)

Retorno

Trampa

c

ci

vi

mpi

via Pi

Reposicin aPa y Ta

m

ai a

Qmri

li

Va

T

S

c vi

vali ci

ai

a

r

Fig. 3.2. Evaluaci n o normalizaci n del consumo

energ tico de un aparato.

3.4.2. TOTALIZACION DE CONSUMOS

La potencia total que debe suministrar el agua al equipo de generaci n de vapor(calderas) se puede determinar por aplicaci n de uno de los m todos siguientes:

- Curva de carga.- Estudio de simultaneidad.- Combinaci n de los dos m todos anteriores.



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3.4.3. POTENCIA NOMINAL DE LAS CALDERAS

La potencia nominal del conjunto de calderas ser igual a la potencia de consumoenerg tico total de la instalaci n (Qt) aumentada por los siguientes porcentajes para

considerar:

a. Condensaci n en las l neas (transferencia de calor) , de 10 a 20% seg n la

extensi n de la instalaci n, el tama o relativo de las tuber a y la efectividad delaislamiento

b. Fugas de vapor , de 10 a 15% seg n la extensi n de la instalaci n y la calidad de lasconexiones.

c. Posibilidades de ampliaci n del servicio , de 5 a 20% seg n programaci n de la

planta.

De esta manera:

Qn = Qt + % Condensaci n

+ % Fugas+ Ampliaci n

en donde:

Qn = Potencia nominal de las calderas (Btu/hr)Qt = Consumo energ tico total de instalaci n.

Existen otra formas de expresar la capacidad de calderas necesaria para la instala-

cin, una se denomina "producci n normalizada de vapor" y la otra potencia de caballosde caldera (BHP)".

La producci n normalizada de vapor expresa el caudal de vapor saturado a 212 Fque se producir a con la potencia nominal (Btu/hr) a partir del l quido saturado a 212 F,esto es:



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m vn = Qn/hfg(212F) = Qn/970

en donde:

m vn = Producci n normalizada de vapor (lb/hr)

Qn = Potencia nominal de las calderas (Btu/hr)hfg (212F) = Entalp a de evaporaci n a 212 F o 1 atm = 970 Btu/lb.

La potencia de caballos de la caldera (BHP), es una expresi n que se origina en lautilizaci n del vapor en m quinas alternativas, cuyos dise os iniciales utilizaban vapor abaja presi n (casi atmosf rica) y requer a aproximadamente 34.5 lb/hr de vapor para pro-ducir un caballo de potencia. Hoy en d a la producci n de potencia en turbina y m quinasde vapor requieren consumos unitarios de menos de 10 lb/hr por caballo de potencia pro-ducida, pero para efectos de clasificaci n de calderas se sigue misma equivalenciaoriginal, es decir:

1 BHP = 34.5 lb/hr de vapor A & D 212 F= 34.5 lb/hr x 970 Btu/hr = 33475 Btu/hr

Con lo cual la potencia nominal de una caldera en caballos de calderas puedeexpresarse o calcularse como:

BHPn = (3.5)

BHPn = (3.6)

Debe anotarse que aunque ser a conveniente referirse a la potencia nominal decalderas en t rminos de Btu/hr nicamente, contin a imperando la costumbre declasificarlos en caballos de calderas, especialmente en el caso de las calderas de vapor

saturado y agua caliente de capacidad reducida (menos de 300 BHP).Por lo tanto, conviene de todas maneras calcular la potencia de caldera para lainstalaci n, utilizando la ecuaci n (3.5) ya que este es el principal datos de especificaci nde la capacidad de las calderas en los cat logos proveedores.



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3.4.4. PRESION DE OPERACION DE LAS CALDERAS

El dise o de la instalaci n de vapor debe garantizar que la presi n de suministro acada equipo debe ser un 20% superior a la presi n manom trica prevista para el consumo

del aparato. Este 20% se toma en consideraci n al futuro deterioro de los equipos y de latuber a (desarrollo de las incrustaciones, corrosi n y fugas), a incrementos en la ca da depresin por aumento de caudal en las tuber a de distribuci n (ampliaci n de servicios), aprdidas de accesorios de conexi n de los aparatos (filtros, v lvulas) y para darposibilidades de regulaci n del consumo y la presi n del aparato.

Adems, la presi n de la caldera debe compensar la ca da de presi n por fricci nen la tuber a de distribuci n. En principio se puede estimar que la ca da de presi n entrelas calderas y el punto m s distante de servicio, es del orden de un 5% de la presi nmanom trica de consumo.

Por consiguiente:

Pcaldera = 1.25 P mx. de consumo (3.7)

en donde:

Pcaldera = Presi n de las calderas (psig)Pmx de consumo = Presi n mxima de consumo (psig)



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3.5. SELECCION DE LAS UNIDADES DE GENERACION DE VAPOR

(CALDERAS)

Esta secci n se refiere a la determinaci n del n mero y la potencia de cada una delas unidades en las cuales se ha de repartir la potencia total que requiere la instalaci n.

No hay reglas generales que produzcan la soluci n ptima. La selecci n adecuadadepende de las caracter sticas de cada instalaci n y del estudio particular de los siguientesfactores:

Magnitud de la potencia requerida

Presi n de trabajo de las calderasPotencias nominales disponiblesPosibilidades de servicio, mantenimiento, repuestos y supervisi nConfiabilidad requerida en el servicio u operaci nForma de la curva de carga de la instalaci nEspacio disponible para la sala de calderaRegulaciones de trabajo (legislaci n)Tipo(s) de combustible(s) disponible(s)Programaci n de ampliaciones de la planta.

En general, se puede decir que un n mero reducido de unidades representamenores costos iniciales, pero un n mero grande de unidades ofrece mayor confiabilidady funcionalidad y puede reducir los costos de operaci n. En todos los casos serecomienda dividir la carga total en por lo menos dos unidades.

Una vez definidas las unidades que han de emplearse, debe completarse suespecificaci n con ayuda de varios cat logos y, de ser posible, con la asesor a deproveedores de este tipo de equipos. La especificaci n de una caldera debe incluir los

siguientes datos:

Tipo de caldera (acuatubular, compacta, autom tica)Nmero de pasos de humosPotencia nominal (Btu/hr, BHP o lb/hr de vapor a & D 212 F)Presi n normal de operaci n

3-10 Calderas d e Vapor


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Presi n mxima de operaci nTipo(s) de combustible(s) utilizados(s)Sistema de combusti n (tipo(s) de quemador(es), bombas y reguladores)Sistema de tiro (ventiladores, chimenea, term metro de salida)

Sistema de control de combusti n (tipo control, ciclo de encendido, tipo deelectricidad disponible)

Sistema de control de agua de alimentaci n indicadores de n quel, v lvulas deprueba, control de nivel y arranque autom tico o manual de bomba dealimentaci n)

Sistema de seguridad (v lvulas de seguridad, interruptor de bajo nivel, detectores dellama, ciclos de barrido)

Estructura de base y fundacionesInyector de aguaVlvula de retenci n en la conexi n de alimentaci nVlvula de cierre y retenci n en la conexi n de salida de vapor,

Esta informaci n debe completarse con un esquema de las conexiones de lascalderas en los planos de las salas de calderas. Este esquema puede copiarse de los que semuestran en los cat logos de las calderas. De otra parte, debe incluirse en laespecificaci n de las calderas y su equipo auxiliar todo aquello que realice el contratistaque suministra las unidades y que garantice el funcionamiento adecuado y confiable del

servicio (montaje, pruebas, arranque, supervisi n, asesor a tcnica, suministro derepuestos, etc.).

3.6. EQUIPO AUXILIAR DE LA SALA DE CALDERAS

Con referencia al esquema de la figura 1., adem s de las calderas, la sala de cal-deras debe contener los siguientes elementos:

Equipo suavizadorTanque de condensadoBomba(s) de alimentaci nTanquilla de purgaDep sito de combustible



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Manifold o distribuidor de vapor.

3.6.1. EQUIPO SUAVIZADOR

El agua se alimenta a las calderas para reponer la que se haya perdido por fugasde vapor o condensado no retornable, debe recibir un tratamiento previo ya quenormalmente contiene impurezas (carbonatos de calcio y magnesio y sales minerales) quepueden resultar corrosivas o que puedan producir dep sitos o incrustaciones que seadhieren a la superficie de calefacci n reduciendo la eficiencia de la transferencia decalor.

Se dispone comercialmente de una gama muy amplia de equipos de tratamientode agua desde los filtros sencillos hasta plantas completamente autom ticas. El tipo y lacapacidad del equipo de tratamiento de agua que m s conviene a una instalaci n debedeterminarse con la asesor a de un especialista (consulta a proveedores) con base en elanlisis qu mico del agua de reposici n, el caudal requerido y el tipo de caldera y susistema de purga.

Uno de los sistemas de mayor utilizaci n en las instalaciones de vapor de tipo in-

dustrial es el denominado "suavizador de intercambio i nico", a base de zeolita; en lafigura 3.4.1 se ilustra el sistema operativo y un modelo de este tipo de suavizador. Elprincipio de operaci n consiste fundamentalmente en que al pasar el agua por el tanque,la empacadura de zeolita cambia los carbonatos de calcio en carbonatos de sodio quetiene menor adherencia a los metales y pueden purgarse f cilmente en la caldera. Cuandola Zeolita agota su sodio para intercambio, se dispone de un proceso de retrolavado yenjuague con salmuera para regenerar la Zeolita y reiniciar el proceso de suavizaci n delagua de reposici n. Los suavizadores modernos tienen completamente automatizados los

ciclos de suavizaci n, retrolavado y enjuague.

La especificaci n del equipo de tratamiento de agua debe incluir la siguienteinformaci n:

- Tipo de equipo- Anlisis qu mico del agua de reposici n



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- Caudal de agua tratada- Caracter sticas del agua tratada

Tanque de sal muerade regeneracin

Agua dereposicin

Aguadesmineralizada

Purga

Conjunto automatico devlvulas

Eyector

Fig. 3.4. Equipo suavizador de intercambio ionico

3.4.1. Esquema operativo del suavizador



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3.6.2. TANQUE DE CONDENSADO

El tanque de condensado de una instalaci n de vapor cumple las siguientesfunciones:

Recolectar los condensados producidos en las tuber as de vapor y en algunosequipos de consumo.

Mezclar y calentar el agua de reposici n del agua y vapor perdidos en la instalaci n

(purga, fugas y condensados no retornables).

Garantizar el suministro temporal de agua de alimentaci n a la caldera para el casode falla en el suministro normal de agua en la planta.

Proveer un lugar para la adici n de compuestos qu micos (anticorrosivos ysedimentadores) y purga de algunas impurezas.

En la figura 3.5 se muestran dos vistas de un tanque de condensado con sus co-

nexiones y accesorios.

P

Motor

Termmetro

Rebose

Chapa de 3/16"Respiradero

Flotante Control de nivel

Entrada d e a gua

tratada de reposicin

Purga y r ebose

Indicador de n ivel

Retorno de condensado

Bomba



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Fig. 3.5. Tanque de condensado.

El nivel de agua regula la mitad del tanque para dar posibilidad a la evaporaci nespont nea del condensado que retorna. El nivel se controla normalmente por medio deun sistema de flotante o de electrodos sumergidos y una v lvula solenoide, como semuestra en la figura 3.5. El tanque debe tener tambi n un tubo de rebose para evitarniveles demasiado altos aunque no funcione el sistema de control.

En algunos dise os se incluyen alarmas sonoras o luminosas que act an cuando sepresentan niveles muy altos o muy bajos.

La capacidad del tanque de condensado se calcula de tal manera tal que puedacontener el suministro normal del agua a las calderas conectadas durante un per odo de 5a 10 minutos dependiendo del caudal de retorno de condensado y de la confiabilidad delsuministro de agua de reposici n; en total se estima para una capacidad de agua igual alconsumo de vapor de las calderas conectadas en media hora. El espesor de placa deltanque debe ser dise ado para resistir presiones hasta 30 psig, pero en ning n caso debeser menor de 3/16" por consideraciones de corrosi n; debe adem s tener un revestimientoanticorrosivo tanto interno como externo.

El dimetro y la longitud del tanque pueden variar seg n la disponibilidad deespacio en la sala de calderas. Sin embargo existe disponibilidad comercial de tama osestandarizados de acuerdo a la potencia de las calderas.

La estructura de soporte del tanque puede ser de perfiles angulares o tubulares detal manera que el nivel de agua quede a una altura ligeramente superior al nivel normal deagua en la caldera.

En la parte inferior del tanque se encuentran las conexiones de purga (1" normalmente) y de succi n de la(s) bomba(s).

3.6.3. BOMBAS DE ALIMENTACION



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En el esquema de la figura 3.5 se observa la posici n, las conexiones y los acceso-rios de una bomba de alimentaci n de una caldera.

Cada caldera debe tener su propia bomba de alimentaci n. Solo se debe usar unabomba para alimentar varias calderas en situaciones de emergencia y para ello se dispone

de vlvulas y conexiones de derivaci n.El motor de la bomba arranca seg n un control de nivel en la caldera respectiva.La bomba de alimentaci n se especifica para un caudal igual al doble del

consumo normal de la caldera y para un incremento de presi n de 1.1 veces la diferenciade presi n que tiene que vencer el agua para entrar a la caldera, es decir:

m b = 2 m c (3.8)

Pb = 1.1 (P c + Pf ) = 1.1 P c (3.9)

yHP = mb Pb/( ) (3.10)

en donde:

m b = Caudal de dise o de la bomba (lb/hr)m c = Consumo normal de la caldera (producci n normal de vapor) (lb/hr)Pb = Incremento de presi n de dise o) (psig)Pc = Presi n manom trica de la caldera (psig)

Pf = Ca da de presi n por fricci n en la tuber a de alimentaci n (psig)HP = Potencia de la bomba (HP) (deben usarse las conversiones adecuadas) = Densidad del agua de alimentaci n (lb/pie 3) = Eficiencia de la bomba (0.6 a 0.7)

El motor se selecciona con un 80% de eficiencia y un 15% de sobre carga dearranque.

El conjunto motor-bomba debe especificarse con control electromagn tico dearranque y parada, filtro de succi n y man metro de descarga. El tama o (dimetro) delas tuber as de succi n y descarga de la bomba debe especificarse seg n el caudal de



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diseo (



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b) y los siguientes criterios de velocidad:

Succin: 4 a 7 pies/sDescarga: 8 a 15 pies/s

3.6.4. TANQUILLA DE PURGA

Esta tanquilla o dep sito temporal tiene por funci n alojar el agua de purga de lascalderas, el tanque de condensado, y el equipo de tratamiento de agua durante un per odode tiempo suficiente para que el agua de purga se enfr e y pueda descargarse a la red decloacas a una temperatura segura parar estas tuber as. En algunos casos es necesariodisponer de un tubo de inyecci n de agua fr a para garantizar el enfriamiento.

La capacidad (volumen) til de la tanquilla se establece entre un 10 y 20% del vo-lumen total de agua contenido normalmente en la caldera m s grande de la instalaci n.

En la figura 3.6 se ilustran las vistas de planta y elevaci n de una tanquilla depurga construida en concreto en el piso de la sala de calderas o adyacente a ella. Lasparedes y fondo de la tanquilla son de concreto fundido en el lugar y la tapa es deconcreto armado o reforzado con cabillas de 1/4' con marco de ngulo de 2" y

contramarco de 2 1/2".

Las conexiones tienen las siguientes caracter sticas:

El respiradero es de acero galvanizado y debe subir sobre el techo de la sala de lascalderas. Su di metro debe ser tal que el agua de flujo sea equivalente a las de lastuber as de purga.

La(s) tuber a(s) de descarga de la(s) purga(s) debe(n) ser de acero negro y deltamao adecuado al caudal de purga (1" m nimo). La tuber a debe llegar al fondode la tanquilla como se indica en la figura 3.6 y debe poseer agujeros que permitanla inyecci n y mezcla progresiva del agua caliente. La tuber a de purga debe teneruna pendiente mayor del 2% en la direcci n de la tanquilla.



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El sif n de drenaje debe ser de fundici n de acero y debe tener un tama o m nimode 3" . La conexi n de agua fr a y la v lvula correspondiente debe tener un di metroacorde con el caudal necesario.

Entradade purgas

Alimentacinde agua fra

Concreto de 1 5 cms de espe sor

Respiradero

Drenaje a la redde cloacas

TapaRespiradero

Nivel

Entradade purgas

Fig. 3.6. Tanquilla de purga

3.6.5. DEPOSITO DE COMBUSTIBLE

Aunque estos dep sitos no pueden ubicarse dentro de la sala de calderas por razo-nes de espacio y seguridad, se incluyen en esta secci n por ser equipo accesorio de lascalderas.



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Las calderas autom ticas de uso industrial consumen aceites combustibles o gases(GLP o Gas Natural). En esta secci n se hace referencia nicamente a tanques de almace-namiento de combustibles l quidos (aceites). El gas natural es de suministro directo y lostanques de GLP est n disponibles comercialmente con tama os y accesorios

normalizados.

En la figura 3.7 se ilustran dos vistas de un dep sito enterrado de aceite combusti-ble. Estos tanques tienen las siguientes caracter sticas:

Tanque: Presi n de prueba de 5 a 10 psigEspesor de pared (calibre USG)

Capacidad (galones) Acero negro Acero galvanizado< 285 14 16

286 a 560 12 14

561 a 1100 10 12

1101 a 4000 7 -

4001 a 12000 3 -

Boca de tuber a de llenado. Su di metro var a con el tipo de combustible y m todo dellenado.

Combustible Dimetro mnimo

Aceites No. 1 a 4 2"

Aceites No. 5 (llenado con bomba) 2"




Respiradero (ventilaci n). La tuber a del respiradero debe tener un di metro m nimoacorde con el tama o de la boca de llenado seg n el cuadro siguiente:

Boca de llenado Respiradero



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2" 1 1/4"

3" 2"

4" 2"

6" 2 1/2"

Tuber a de suministro y retorno. La tuber a de retorno debe ser del mismo di metro de latuber a de suministro. Esta tuber a se calcula para una capacidad igual al consumonominal de la caldera servida (ver datos de cat logos de calderas) aumentando en un10%. En ning n caso este di metro podr se inferior a 3/8". La tuber a puede ser de cobreo acero galvanizado.

Caja de concreto. El tanque est ubicado dentro de una caja de concreto de 15 cm de

espesor de las dimensiones indicadas en la figura 3.7. El espacio entre el tanque y la cajase rellena con arena lavada.

Boca de visita. Para efectos de inspecci n y mantenimiento, el tanque deber estarprovisto de un boca o tapa de visita de di metro mayor e 60 cm.

Calentadores. Los aceites livianos (No. 1 a 4) no requieren calentamiento para asegurarsu fluidez y buen atomizaci n en los quemadores. Los aceites pesados (Nos. 5 y 6)requieren calentamiento tanto en el tanque (serpentines de vapor) como antes del

quemador (calentadores de carcaza y tubo).



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Tapa de visita

Tub. retorno

Boca d e m edicin

Boca de llenado

Tub. suministro

Respiradero

Concreto de 0 .15 m de espe sor

Relleno dearena lavada

.3m

.3m

.5m .5m

.6m

.3m

Fig. 3.7. Dep sito de aceite combustible

3.6.6. MANIFOLD O DISTRIBUIDOR DE VAPOR

En la figura 3.1 se puede observar la posici n del Manifold con respecto a lascalderas y tuber as de distribuci n de vapor. En la figura 3.8 se muestra en detalle unmanifold con sus v lvulas de entrada y salida y con las conexiones de drenaje decondensado.

El Manifold tiene las siguientes caracter sticas:

- Material. Igual que las tuber as de vapor (acero negro).

- Calibre. Al manifold se le asigna normalmente un calibre o n mero de lista superior alde la tuber a de vapor con el fin de conseguir buena rigidez estructural para reforzar las

conexiones. Como se observa en la figura 3.8, el Manifold est construido de trozos detuber as y bridas unidos por soldadura el ctrica y tapas atornilladas.

- Dimetro. El di metro del Manifold se selecciona de tal manera que su rea interna deflujo sea equivalente a la suma de las reas de entradas de las tuber as provenientes de lascalderas (est informaci n est contenida en los cat logos de las calderas). Tambi n se



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busca que la velocidad de flujo de vapor sea relativamente baja para favorecer laseparaci n de humedad y para minimizar las p rdidas de presi n por fricci n.

- Longitud. La longitud del Manifold debe ser suficiente para disponer el n mero de

entradas y salidas de vapor que se requieran para uso inmediato o que se prevean para elfuturo (nuevas calderas o nuevas l neas de distribuci n de vapor). Debe tener en cuentaque las conexiones de las v lvulas son de brida para dejar el espaciamiento adecuado.

- Aislamiento. Lo mismo que el resto de la tuber a, el Manifold debe recubrirse con unacapa de material aislante de espesor adecuado a su di metro (ver anexo No. 2). Este aisla-miento tiene por funci n reducir p rdidas de calor y formaci n de humedad excesivos yadems evitar riesgos de accidentes para el personal que opera las v lvulas.

- Drenaje. El Manifold debe estar ligeramente inclinado hacia alguno de sus extremos(preferiblemente en direcci n del flujo de vapor) y debe poseer su propio sistema dedrenaje de humedad por medio de una trampa con sus conexiones de derivaci n y suretorno al tanque de condensado, tal como se indica en la figura 3.8.

- Vlvulas. Todas las conexiones de vapor, tanto de entrada como de salida, deben reali-zarse por la parte superior con la finalidad de mantener en el Manifold la m ximacantidad de condensado. Por lo tanto, sobre el manifold van instaladas las v lvulas de

cierre de las calderas (v lvulas de compuerta) y las v lvulas de regulaci n de las salidas(vlvulas de globo o de control autom tico). Todas las v lvulas deben ser de brida, locual facilita su inspecci n o reemplazo.

- Soporte. El Manifold puede apoyarse sobre estructuras de concreto o met licas, sobre elpiso de la sala de calderas, o puede colgarse de la estructura del techo mediante tensores.

-Ubicaci n del Manifold. El Manifold puede localizarse en cualquier parte de la sala de

calderas que resulte conveniente para la operaci n de las v lvulas y para la conexi n delas tuber as de entrada y salida del vapor. Estas tuber as est n sometidas a grandescambios de temperaturas y por lo tanto, debe d rseles suficiente elasticidad para absorberlos movimientos de dilataci n y contracci n.



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Conexin de trampacon derivacin

Condensadoretornable

Salidas a las l neasde distribucin

Entradas de lascalderas

Tapa de reserva

Fig. 3.8. Manifold o distribuidor de vapor

3.6.7. GENERALIDADES SOBRE LA SALA DE CALDERAS

Adems de contener las unidades mencionadas anteriormente, la sala de calderasdebe ser un ambiente da trabajo que re na las siguientes condiciones:

- Buena ventilaci n e iluminaci n tanto natural como artificial.- Facilidad de limpieza. Normalmente se dispone un sistema de canales de desag e que

tambin pueden servir para conducir algunas tuber as (purga, alimentaci n de agua ycombustible).

- Techo liviano sobre estructura met lica. El techo liviano provee una posible v a deescape de ondas explosivas y la estructura met lica facilita el soporte de tuber as.

- Suministro adecuado de agua y electricidad.

3.7. DISE O DE LA TUBERIA DE DISTRIBUCION DE VAPOR

A manera de gu a de dise o se recomiendan las etapas siguientes:

Determinaci n de criterios de dise oTrazado de la red de distribuci n Asignaci n de caudales probables a cada tramo



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Estimaci n de di metros tentativosClculo de longitudes equivalentes por fricci n en accesoriosClculo de ca da de presi n unitariaClculo de ca das de presi n y definici n del di metro de cada tramo.

3.7.1. CRITERIOS DE DISE O

Estos criterios se refieren al tipo y calibre de las tuber as y a las velocidades yca das de presi n permisibles.

a) Material de tuber a. Para la instalaci n se exige que la tuber a sea de acero negroASTM A-53 Grado A sin costura. Las uniones pueden ser roscadas nicamente entamaos menores (DN menor de 3"). Para di metros mayores de 3" las uniones deben serde tipo brida o soldadas (soldadura el ctrica). En aplicaciones de alta temperatura seutilizar acero ASTM A-106 o acero aleado de acuerdo a estudios econ micos de espesorde material resultante.

b) Calibre o "lista" de la tuber a. El espesor m nimo admisible en una tuber a, porcondiciones de resistencia de materiales, puede expresarse como sigue:

tm = M [PD/(2S) + C] (3.12)

en donde:

tm = Espesor m nimo (pulgadas)

M = Tolerancia de fabricaci n = 1.125P = Presi n de dise o (Psig). Normalmente se toma un 10% sobre la m xima prevista.S = Fatiga m xima admisible (psig), seg n la temperatura de trabajo. Anexo 3.D = Di metro exterior de la tuber aC = Tolerancia de corrosi n y rosca (pulgadas)

Para tuber a de extremos lisos:

D 1" C = 0,065"

Para tuber a de extremos roscados:



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D = 1/4 a 3/8" C = 0,04444 + 0,05"D = 1/2 a 3/4" C = 0,05714 + 0,05"D = 1" C = 0,06957 + 0,05"

D = 1 1/4" a 2" C = 0,06957 + 0,065"D > 2" C = 0,10000 + 0,065"

Con la ecuaci n 3.12 se elabora una tabla de espesores m nimos para cada tama o(DN) previsto en la instalaci n y se eligen los calibres comerciales (40,80, 160).

c) Criterios de velocidad. Aunque existen diversas opiniones, los criterios m s aceptadospara la velocidad de flujo de vapor en tuber as son lo siguientes 1:

Tabla 3.1. Criterios de velocidad para t uberas de vapor.

Condicin del vapor

Presin

(psig)

Velocidad razonable

(pies/minutos)

Saturado 0 a 25 4000 a 6000

Saturado ms de 25 6000 a 10000

Sobrecalentado ms de 200 7000 a 20000

En tramos cortos con gran congesti n de accesorios se recomienda limitar la

velocidad al rango de 100 a 1200 pies/min por cada pulgada de di metro interno detuber a, es decir:

V(pie/min) = (1000 a 1200) x d(pulgadas)

Debe mencionarse que algunas autoridades (ASHRAE Handbook of Fundamentals) recomiendan dar importancia a los l mites de velocidad nicamentecuando el vapor y el condensado precipitado viajan en direcciones opuestas; en el caso

contrario solo se da importancia a la ca da de presi n por fricci n como efectodeterminante de la velocidad.

d) Criterios de ca da de presi n. El conjunto de los criterios de velocidad con los criteriosde presi n tienen como finalidad optimizar econ micamente tanto la generaci n del

1Crane Co., Flow of Fluids, Technical Paper No. 410, N.Y., 1976.



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vapor como los costos de la tuber a y sus accesorios (aislantes soportes conexiones,vlvulas).

Las normas existentes del Ministerio de Obras P blicas (1962) establecen que laca da de presi n total en una instalaci n de vapor no debe sobrepasar el 50% de la

presin manom trica inicial. Este es un criterio demasiado amplio.Un criterio razonable, apoyado por Potter 1, indica que la ca da de presi n entre el

punto inicial de la instalaci n (calderas) y el punto m s distante y/o de mayor presi n deconsumo debe ser del orden del 5% de la presi n manom trica inicial, es decir:

Pmx = 5% P i (3.13)

en donde:

Pmx = Ca da de presi n mxima (psig)Pi = Presi n manom trica inicial (psig)

De otra parte, Rase y Barrow 2, recomiendan un criterio de dise o en t rminos deca da de presi n unitaria de la forma:

P' = 0,5% P i (3.14)

en donde:

P' = Ca da de presi n "unitaria" (psig/100')

Pi = presi n manom trica inicial (psig)

El criterio 3.13 tiene la ventaja de limitar la ca da de presi n total independiente-mente de la extensi n de la instalaci n.

El criterio 3.14 es m s f cil de aplicar pero puede resultar en tuber as muygrandes en instalaciones cortas (menos de 1000') o en ca das de presi n muy grandes eninstalaciones extensas.

3.7.2. TRAZADO DE LA RED DE DISTRIBUCION DE VAPOR

En el estudio de alternativas el trazado de las l neas de distribuci n de vapor sedeben evaluar los siguientes factores:

1Potter, P., Theory and Design of Power Plants, Wiley, N.Y., 1962.2Rase, H.F. y Barrow, M.H., Ingenier a de Proyectos para Plantas de Proceso, C a Ed. Continental,Mxico, 1977.



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- Ubicaci n de los puntos de servicio (zonificaci n de presiones y consumos)- Ubicaci n de la sala de calderas- Tama o de la tuber a (con aislamiento)

- Drenaje de condensado de la tuber a de vapor:- Pendiente 0,5% para flujo paralelo- Pendiente 2% para contraflujo- Cambios de elevaci n en tramos largos y esquinas- Instalaci n de trampas y accesorios para puntos bajos de la l nea

- Movimientos de expansi n y contracci n trmica de la tuber a (liras y juntas dedilataci n, soportes de rodillo, anclajes)- Posibilidad de ubicaci n de los soportes y anclajes de la tuber a- Posibilidad de trazado de la tuber a de retorno de condensado en forma paralela a latuber a de vapor.- Posibilidad de coordinaci n o aprovechamiento de otras tuber as e instalaciones- Requisitos arquitect nicos o funcionales- Regulaci n de trabajo (aislamiento, altura m xima de 2,30 m)- Posibilidades de mantenimiento, control y ampliaci n de servicio- Econom a de tuber a y accesorios.Esta es la etapa de mayor importancia en el dise o de la instalaci n y como tal merecetoda la dedicaci n y cuidado que sean necesarios para garantizar su funcionalidad. Todas

las dem s etapas pueden considerarse rutinarias cuando se las compara con esta.

3.7.3. ASIGNACION DE LOS CAUDALES MAXIMOS PROBABLES DE CADA

TRAMO

Una vez conseguido un trazado satisfactorio de la red de distribuci n, debe asig-narse una nomenclatura que permita identificar cada tramo de tuber a.

A cada uno de estos tramos se le asigna el caudal de dise o o caudal m ximo pro-bable, teniendo en cuanta la simultaneidad de consumo de todos los aparatos servidos porel tramo en cuesti n, adicion ndoles porcentajes similares a los previstos en la secci n3.4.3 para efectos de condensaci n (10 a 20%) y fugas de vapor (10 a 15%) y para posi-bles ampliaciones (5 a 20%) en los tramos principales de distribuci n. Estos caudalesasignados se anotan en la columna 4 de la tabla de ca da de presi n (tabla 3.4).



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3.7.4. ESTIMACION DE LOS DIAMETROS PROBABLES O TENTATIVOS

Esta estimaci n se basa en la elaboraci n de una tabla de capacidades calculadacon los criterios de velocidad y el volumen espec fico de vapor.

A manera de ejemplo se presenta a continuaci n una tabla de capacidades detuber a elaborada para la instalaci n en la cual el vapor se distribuye a una presi naproximada de 125 psig, en el lugar donde la presi n atmosf rica es de 13 psig.

Ecuaci n utilizada:m v = VA/vg (3.15)

en donde:

m

v = Caudal de vapor (lb/hr)V = Velocidad de flujo (pies/hr)A = Area interna del tubo (pies 2)vg = Volumen espec fico del vapor (pie 3 /lb)1

Para este ejemplo:vg = vg(138 psia) = 3.2635 pies 3 /lb

para la presi n indicada (125 psig) la tabla 1 de criterios de velocidad se ala:

VM n. = 6000 pies/min = 3,6x10 5 pies/hr

VMx. = 10000 pies/min = 6x10 5 pies/hr

para una tuber a de DN = 1/2" 2 (calibre 40)

A = 0,00211 pies 2

m M n

. = 3,6x105 x 0,00211 / 3,2635 = 232,8 lb/hr

m Mx. = 6x10 5 x 0,0211 / 3,2635 = 387,9 lb/hr

1Consultar anexo No. 1.2DN = 1/2" es el tama o m nimo recomendado para tuber as de distribuci n de vapor.



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Procediendo de manera an loga para los siguientes tama os de tuber as seconforma la tabla siguiente (ejemplo):

Tabla 3.2. Capacidad de t ubera p ara va por de 1 25 p sig.DN (pulg.) m Mn. m Mx.

1/2 232,8 387,9

3/4 409,3 682,1

1 661,8 1108,1

1 1/4 1187,2 1912,1

1 1/2 1559,8 2600,0

2 2570,2 4283,7

La tabla 3.2 sirve para elegir los di metros tentativos de cada tramo de tuber a, se-gn el caudal que le haya sido asignado.

As , para el ejemplo anterior, un tramo que tenga asignado un caudal de 1700lb/hr podr tener un di metro nominal tentativo de 1 1/4" o de 1 1/2", se puede tomarcualquiera de ellos, esperando mayores velocidad y ca das de presi n en el primer caso (1

1/4").

3.7.5. LONGITUDES EQUIVALENTES POR FRICCION EN ACCESORIOS

Los longitudes equivalentes por fricci n en accesorios se tabulan y contabilizanempleando los datos del anexo 3 y una tabla como la siguiente:

Tabla 3 .3. Longitudes equivalentes p or friccin en accesorios.

Tramo DN Codos Tees Vlvulas Otros LongitudLEA LTR LTE

5 - 8 3/4" 2 x 90 1 recta 1 compuerta 1 entrada1 derivac. 1 reductor 12,8 70,2 83,0



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en donde:

DN = Di metro nominal del tramo (pulgadas)

LEA

= Longitud equivalente de accesorios (pies)

LTR = Longitud del tubo recto (pies)

LTE = LEA + L TR = Longitud total equivalente (pies). Este dato se lleva a la columna 3

de la tabla 3.4.

3.7.6. CAIDA DE PRESION UNITARIA

Antes de aplicar alg n criterio de ca da de presi n conviene definir el puntocr tico de la instalaci n, como el punto de consumo que debe recibir vapor a mayorpresin y/o se encuentre m s alejado del equipo de generaci n de vapor.

Con los datos tentativos (DN tentativos) de la tabla 3.3 de longitudes totalesequivalentes de cada tramo se puede calcular la longitud total del recorrido del vapordesde las calderas hasta el punto cr tico (esta longitud tambi n se puede estimar como eldoble de la longitud de tubo recto correspondiente).

Con esta longitud y el criterio de ca da de presi n (3.13) se puede calcular la ca dade presi n unitaria de la instalaci n en la forma:

P* = Pmx/ Li - c =0.05Pc/ Li - c (3.16)en donde:

P* = Ca da de presi n unitaria (psig/pie)Pmx = Criterio de ca da de presi n (psig)

Pc = Presi n manom trica de trabajo de las calderas (psig)Li - c = Longitud total de las calderas al punto cr tico (pies)

Ejemplo: En una instalaci n de vapor el punto "cr tico" est ubicado en una longitud totalde 358 pies de la caldera y debe consumir vapor a 80 psig.



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Segn la ecuaci n (3.7), la presi n de trabajo de la caldera ser :

Pc = 1,25 x 80 psig = 100 psig

y segn la ecuaci n 3.16 la ca da de presi n ser:

P* = 0,013966 psig/pie

Alternativamente se puede emplear directamente el criterio de ca da de presi nunitaria dado por la expresi n (3.14), en la cual para efectos comparativos, se puedeescribir:

P* = 5 x10-5 Pcen donde:

P* = ca da de presi n unitaria (psig/pie)Pc = Presi n manom trica de trabajo de la caldera (psig)

Para el ejemplo anterior este criterio producir a una ca da de presi n unitaria igual a:

P* = 5 x10-5x100 = 5 x10-3 psig/pie

Con el valor de la ca da de presi n unitaria (expresiones 3.16 o 3.17), se puededeterminar la ca da de presi n que debe ocurrir en cada tramo si se selecciona el di metroadecuado de tuber a. Esta ca da de presi n esperada de cada tramo estar dada por laecuaci n:

PE = P* x L TE (3.18)

en donde:

PE = ca da de presi n esperada en el tramo (psig)

P* = ca da de presi n unitaria (psig/pie)LTE = longitud total equivalente del tramo (pie), tomada de la ltima columna (tabla

3.3).

Esta ca da de presi n se anota en la columna 6 de la tabla 3.4.



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3.7.7 . CALCULO DE CAIDAS DE PRESION Y DEFINICION DE DIAMETROS DE CADA

TRAMO DE LA RED DE DISTRIBUCION DE VAPOR

En esta parte se calculan las velocidades y ca das de presi n reales en cada tramoy se compara con los criterios de velocidad y con la ca da de presi n esperada (3.18). encaso de ser satisfactorias las comparaciones el di metro asignado es adecuado, de otramanera debe reemplazarse por otro hasta conseguir la mejor aproximaci n.Ecuaciones utilizadas:

V = mvvg/A (3.19)

Pf = (f/v g)(LTE /d)(V 2 /2g) (3.20)

Re = Vd/(v g g) (3.21)

r = e/d (3.22)

Pf = Pi - Pf (3.23)

en donde:

V = velocidad de vapor (pies/s). En la tabla 3.4 se anota en pies/min.m v = caudal de vapor (lb/s). En la tabla 3.4 se anota en lb/hr

vg = Volumen espec fico saturado (pie3 /lb). (Anexo 1) a la presi n promedio del tramo.

A = Area de flujo de la tuber a (pie 2)Pf = Ca da de presi n por fricci n (lbf/pie 2). En la tabla 3.4 se anota en psigLTE = Longitud total equivalente del tramo tomada de la ltima columna de la tabla 3.3

d = Di metro interior de la tuber a (pies)g = Aceleraci n de la gravedad = 32.17 pies/s 2

Re = Nmero de Reynolds (adimensional) g = Viscosidad din mica de vapor saturado (lb/pie.s), evaluada a la presi n del vapor

de la tabla del anexo No. 5.r = Rugosidad relativa de la tuber a (adimensional)e = Rugosidad interior de la tuber ae = 0.0002 pies para acero negroPi = Presi n inicial del tramo (psig)Pf = Presi n final del tramo (psig)



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f = Factor de fricci n (adimensional). Este factor es funci n del n mero de Reynolds yde la rugosidad relativa y puede determinarse del diagrama de Moody o mediante laf rmula siguiente:

f = 0,0055 [1 + (20000r + 10 6 /Re)1/3] (3.24)

Los clculos de ca da de presi n se presentan en la tabla 3.4 (ejemplo):

Tabla 3 .4. Cadas de p resin de t ubera d e va por.

Tramo DN

(pulg)

LTE

(pies)

v(lb/hr)

Vg

(pies 3 /lb)

V

(pies/min)

PE

(psig)

P f

(psig)

P i

(psig)

P f

(psig)

5,8 3/4 83 110 99.30

5,8 3/4 83 110 39699 1961 1.159 0.933 99.30 98.37

5,8 1/2 80,5 110 39699 3449 1.124 3.735 99.30

En la tabla 3.4 se muestran los resultados de un ejemplo num rico en el cual sehan utilizado los siguientes datos:

Tuber a calibre 40Presin atmosf rica = 13 psiaCa da de presi n unitaria = 0,01396 psi/pie

En el primer rengl n aparecen los datos iniciales del tramo:

DN = 3/4", Valor estimado seg n el procedimiento de la secci n 3.7.4.LTE = 83 pies, valor calculado en la tabla 3.3.



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v = 110 lb/hr, valor asignado seg n procedimiento de la secci n 3.7.3.Pi = P5 = 99.30 psig, valor resultante de los c lculos de un tramo anterior.

En el segundo rengl n aparecen los resultados obtenidos de la aplicaci n de las

ecuaciones (3.18) a (3.23). En este rengl n puede observarse que la ca da de presi nresultante ( Pf) es menor que la ca da de presi n esperada para el tramo ( PE); sinembargo, la aproximaci n puede considerarse satisfactoria. Por otra parte, la velocidad(v) resulta muy baja comparada con el criterio correspondiente (6000 a 10000 pies/min);por tanto, vale la pena ensayar con un tama o ms peque o (1/2").

En el tercer rengl n se indican los resultados para el nuevo di metro de 1/2",donde se observa en primer lugar que la longitud total equivalente y la ca da de presi nesperada han cambiado por el cambio de di metro. En segundo t rmino se observa queaunque la velocidad ha aumentado, todav a es relativamente baja, y la ca da de presi n(Pf ) es superior y bastante alejada de la ca da de presi n esperada ( PE). No vale la pena

intentar nuevos ensayos ya que las alternativas restantes ofrecen resultados peores; unDN de 1" dar a velocidades y ca das de presi n peores que el DN de 3/4", el DN de 3/8"no es recomendable porque es muy d bil y presentan riesgos de obstrucci n, y aunquepudiera utilizarse producir a ca das de presi n muy altas.

Ante esta situaci n el caso m s favorable es el DN=3/4".

En caso de repetirse la situaci n de este ejemplo (velocidades muy bajas) en unnmero importante de tramos de la instalaci n, vale la pena revisar el criterio de ca da depresin (Pfmx). En el caso aqu descrito convendr a aumentar dicho valor al dobleaproximadamente.

El procedimiento de c lculo y an lisis se repite consecutivamente, partiendo dela(s) caldera(s) o del manifold, hasta llegar a todos los puntos del consumo, en todos loscaudales debe comprobarse que se obtiene una presi n satisfactoria de suministro.

En la tabla de c lculos nicamente se anotan los resultados definitivos y para finesde interpretaci n se anexa una muestra de c lculos para uno cualquiera de los tramos.

Para acelerar el proceso iterativo de c lculo para cada tramo y para predecir losresultados de un criterio de ca da de presi n, se puede utilizar como gu a las tablas de ca-pacidades de tuber a y ca das de presi n unitarias que se presentan en el anexo No.6 paravarias presiones de vapor.



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Los clculos de ca das de presi n de la ecuaci n 3.20 pueden simplificarse utili-zando la siguiente f rmula emp rica.

Pf = 0.000132(1 + 3.6/d)(v gLTE /d5)mv2

en donde:

Pf = Ca da de presi n (psig)

d = dimetro interno de la tuber a (pulgadas)LTE = longitud total equivalente (pies)



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v = caudal de vapor (lb/min)

vg = volumen espec fico de vapor saturado (pies3/lb)

Finalmente los resultados obtenidos en la tabla 3.4 (di metros definidos) pueden

modificarse por consideraciones pr cticas tales como eliminaci n de tama os "nocomerciales" (1 1/4" y 3 1/2") o uniformizaci n de los ramales principales de la red dedistribuci n.

3.8. SISTEMA DE DRENAJE DE CONDENSADO

Esta secci n trata lo relativo a la especificaci n de las trampas y las conexiones

que se emplean para drenar el condensado que se forma en las tuber as de distribuci n devapor y el condensado que descargan los aparatos que consumen vapor para efectos decalefacci n. El tema se tratar en el siguiente orden:

- Tipos de trampas de vapor- Conexiones de trampas- Especificaci n de trampas

3.8.1. TIPOS DE TRAMPAS DE VAPOR

A continuaci n se mencionan los principales tipos de trampas y caracter sticas:

Trampas de cubeta invertida: En la figura 3.9 se ilustra el esquema de funcionamiento yla construcci n varias modalidades de este tipo de trampa que es el de m s ampliautilizaci n.

Se emplean para drenar aire y condensado de sistemas de presi n media alta (m sde 60 psig). Su operaci n es intermitente.



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Fig. 3.9. Trampa de cubeta invertida

Trampas de flotante y termostato: En la figura 3.10 se ilustran un esquema simplificado y

dos dise os reales de las trampas "F y T", como se les conoce abreviadamente.

Estas trampas se emplean para drenar grandes cantidades de condensado y aire enaplicaciones de presi n variable en rango amplio. Se emplean especialmente en el drenajede aparatos de gran consumo y se caracterizan por su volumen y peso relativamentegrandes.

Fig. 3.10. Trampas de flotante y termostato.



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Trampas de disco: Tambi n conocidas como trampas de impulso o termodin micas, seilustran en la figura 3.11. Estas trampas permiten el drenaje de condensado y aire con unapeque a fuga de vapor, tiene operaci n eficiente en un rango muy amplio de presiones (5a 600 psig) y capacidades, no requieren v lvulas de retenci n y tienen la gran ventaja de

su tama o y peso reducidos.

Fig. 3.11. Trampas de disco o termodin micas.

Trampas termost ticas: En la figura 3.12 se ilustran varios tipos de trampas termost ticas.Su funcionamiento se basa en los cambios de temperatura del condensado o del aireacumulados en la trampa, los cuales al enfriarse producen su apertura y descarga.

Se recomiendan especialmente para eliminar aire acumulado y para descargarpeque as cantidades de condensado, especialmente en l neas de suministro de vapor.

Se requiere que sus conexiones no est n aisladas con el fin de acelerar el enfria-miento del aire o condensado.

Fig. 3.12. Trampas termost ticas.



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Trampas de cubeta abierta: Este tipo de trampas trabaja seg n el principio de llenado einmersi n alternativos de la cubeta, la cual en sus movimientos descendentes yascendentes abren y cierran respectivamente la v lvula de descarga de condensado. Estastrampas requieren de un sistema accesorio (mec nico o termost tico) para descargar el

aire que se puede acumular en el recipiente.

Estas trampas que tienen el mismo rango de aplicaci n de las trampas de cubetainvertida pero su empleo es menos frecuente debido a las desventajas de su mayorvolumen y peso.

Trampas de bombeo: Este es un tipo especial de trampas para drenar condensado apresiones iguales o inferiores a la presi n atmosf rica (vac o) y descargarlo a presionesmayores. Este tipo de trampas es tambi n conocido como trampas de elevaci n o vac o.

Estas trampas pueden ser modificaciones de los dise os de flotante o cubetaabierta con la adici n de mecanismos que permitan la entrada alternativa de vapor (o airecomprimido), el cual es el agente encargado de equilibrar la presi n de condensado con ladescarga.

En la tabla 3.5 se presenta una comparaci n de las caracter sticas de losprincipales tipos de trampas (cubeta invertida, flotante y termost tica, disco ytermost tica).

En resumen, las trampas son v lvulas que permiten autom ticamente descargarcondensado y aire sin dejar escapar el vapor. Esta funci n es muy importante en lastuber as de distribuci n de vapor ya que elimina la acumulaci n de l quido se reduce suaccin corrosiva y de transporte de part culas s lidas y la tendencia de "golpe de ariete"que se produce cuando el l quido trata de circular a la misma velocidad del vapor y chocacontra los obst culos que le ofrece la tuber a (codos, t s, vlvulas) produciendo ruidosmolestos y fatiga mental.

De otra parte, en los aparatos (tanques, serpentines, calentadores, etc.) es muy im-portante que el condensado se descargue r pidamente para evitar que inunde parcial o to-talmente las superficies de transferencia de calor ya que aunque este l quido est a lamisma temperatura del vapor, su coeficiente de transferencia de calor es nfimocomparado con el que se produce en el fen meno de condensaci n, es decir, el l quidoacta prcticamente como aislante.



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Tabla 3 .5. Comportamiento relativo de las p rincipales trampas d e va porCaracterstica

Cubetainvert.

Flotante&Termos.

DiscooTermod. Termos.

Mtodo de Operacin Intermit. Continuo Intermit. Intermit.Prdidas de vapor Ninguna Ninguna Algo NingunaResistencia al desgaste Excelente Buena Regular BuenaResistencia a la corrosin Excelente Buena Excelente ExcelenteResistencia a los impactos hidrulicos Excelente Deciente Excelente DecienteExpulsin de aire y CO 2 a la temperatura del

vapor

Si No No No

Habilidad para expulsar aire a baj as presiones Deciente Excelente No ExcelenteHabilidad para expulsar aire durante el

arranque

Regular Excelente Regular Excelente

Operacin con altas contrapresiones Excelente Excelente Regular ExcelenteResistencia a daos por congelamiento Deciente Deciente Excelente ExcelenteHabilidad para purgar el sistema Excelente Regular Excelente BuenaHabilidad para operar con cargas muy bajas Buena Excelente Buena ExcelenteRespuesta ante cargas intermitentes Inmediata Inmediata Demorad

aDemorada

Habilidad para menejar suciedad Excelente Deciente Deciente RegularTamao relativo Grande M. grande Pequea Pequea

3.8.2. CONEXIONES DE TRAMPAS

En principio, las funciones de las trampas s lo requieren que stas estnconectadas entre la l nea de vapor o el aparato que drena y la l nea de retorno decondensado, por medio de las tuber as adecuadas. Sin embargo, dada la importancia de suobjetivo es conveniente garantizar no solo su funcionamiento eficiente sino sumantenimiento f cil y oportuno. Por estas razones, las conexiones de las trampasincluyen los siguientes accesorios:

Filtro: (separado o integral). Es conveniente filtrar el condensado antes de la trampa paraevitar la acci n abrasiva o de obstrucci n de las impurezas que arrastra.

Vlvula de retenci n: Sirve para evitar el riesgo de devoluci n de condensado cuando poralguna causa la trampa queda completamente abierta (falla) o para evitar que los



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condensados de mayor presi n de otros aparatos o tuber as afecten la capacidad dedescarga de la trampa espec fica.

Conexiones de derivaci n: Consisten en un ramal de derivaci n dotado con una v lvula

de globo y en la instalaci n de vlvulas de cierre (compuerta) a ambos lados de la trampa.Cuando la trampa funciona normalmente, las v lvulas de cierre est n completamenteabiertas y la v lvula de globo cerrada. Si se prev un exceso de condensado que la trampano puede manejar se puede regular la v lvula de globo para dar capacidad adicional dedescarga. Cuando falla la trampa, se pueden cerrar las v lvulas de compuerta y controlarmanualmente la descarga de condensado con la v lvula de globo e incluso, se puederetirar y reemplazar la trampa con el equipo en funcionamiento.

Uniones universales. Para ofrecer facilidades de reemplazo de la trampa o de las v lvulas,es conveniente prever uniones universales en los lugares adecuados de las conexiones.

Previsiones de expansi n trmica. En las conexiones de una trampa, lo mismo que en lasderivaciones de las tuber as de vapor, es necesario disponer las tuber as en forma de lazoo lira de manera que se obtenga cierta elasticidad en el conjunto para absorber losmovimientos de dilataci n y contracci n de la tuber a sin que se produzca granconcentraci n de esfuerzos en la tuber a o en sus conexiones.

En la figura 3.15 se muestran la isometr a de una conexi n de "trampa de fin de l -nea" para el drenaje de una l nea de vapor. Este tipo de conexi n debe realizarse en todoslos puntos bajos de la red de distribuci n de vapor, hacia donde se dirige el condensadopor la pendiente de dise o.



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Fig. 3.15. Conexi n t pica de una trampa de fin de l nea

En la figura 3.16 se muestran las conexiones de trampas para un aparato t pico. Laconexi n la trampa de la derecha tiene por finalidad drenar el condensado que pueda

arrastrar el vapor que se va a alimentar al equipo para garantizar la m xima sequedad delsuministro y con esto buscar la m xima eficiencia de calefacci n; esta trampa es de bajacapacidad. Por otra parte, en la parte inferior del aparato se muestra la conexi n de latrampa de drenaje del condensado producido por el equipo como resultado de lautilizaci n del vapor.

En la figura 3.16 tambi n se aprovecha la oportunidad para mostrar en laconexi n de suministro de vapor al aparato, los accesorios de una "estaci n reguladora depresin". Esta estaci n emplea una v lvula de control autom tico con retroalimentaci nde presi n y un sistema de derivaci n eventual tal como el de las trampas.

En la figura 3.17 se ilustran las conexiones de trampas de diversos tipos deaparatos de vapor.



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Fig. 3.16. Conexiones de entrada y descarga de un aparato

Finalmente, debe mencionarse que aunque las trampas contin an siendo el meca-nismo m s utilizado de drenaje de condensado, sus costos (inicial y de mantenimiento)representan una carga importante para la econom a de la planta. Por esta raz n existe latendencia, especialmente en instalaciones muy extensas (refiner as por ejemplo), dereemplazar las trampas por placas de orificio calibrado, las cuales tienen costos deinstalaci n y mantenimiento muy bajos; su nica desventaja consiste en las dificultadesde calibraci n inicial.



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Fig. 3.17. Diversas instalaciones.



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3.8.3. EVALUACION DE LAS CARGAS DE CONDENSADO DE UNA TRAMPA

Para efectos de esta evaluaci n se estudian primero las trampas de drenaje de losaparatos y despu s las trampas de drenaje de las tuber as de vapor.

3.8.3.1. Trampa de drenaje de aparatos.

La carga de condensado que deben descargar estas trampas corresponden al con-sumo de vapor del aparato respectivo; salvo en el caso en el cual el vapor se utilizaparcialmente para calefacci n y parcialmente para otros fines (lavado, atomizaci n).

Por otro lado:



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t =



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v (3.26)



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s = Fs.



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t (3.27)

en donde:



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t = Carga o caudal de la trampa (lb/hr)



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v = Consumo normal del aparato (lb/hr)



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s = Caudal de selecci n de la trampa (lb/hr)Fs = Factor de seguridad; contempla las descargas extraordinarias de condensado du-

rante el calentamiento del equipo. Su valor puede variar de 3 a 5 seg n la masa delaparato.

3.8.3.2. Trampas de drenaje de tuber a

La carga de estas trampas se puede discriminar en dos partes, el caudal delcondensado que se forma por el calentamiento de la tuber a de vapor y sus accesorios(aislamiento, v lvulas, soportes, etc) y el caudal de condensado se forma por p rdidas decalor al ambiente a trav s del aislamiento y los soportes.

Carga por calentamiento de la tuber a de vapor. Esta carga se puede calcular por mediode la ecuaci n:



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c = WCp T/(h fgtc) +



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c (3.28)

en donde:



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c = Caudal de condensado por calentamiento de tuber a (lb/hr)

W = Peso de los tramos de tuber a servidos por la trampa (lb). Debe adicionarse elpeso de las v lvulas y bridas incluidas.

Cp = Calor espec fico de la tuber a = 0.114 Btu/lb F para acero.

T = Incremento de la temperatura de la tuber a (F) = Temperatura de vapor - temperatura ambiente m nimahfg = Calor latente de condensaci n a la presi n de la caldera (Btu/lb) 1

tc = Per odo de calentamiento (hr). Este per odo debe comprobarse de manera que la

sumatoria de estas cargas sea aproximadamente igual a la capacidad de las calderas.

1Ver anexo No. 1.



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c = Incremento del 50% por calentamiento de aislantes y soportes.

Carga de condensado por p rdidas de calor al ambiente. Esta carga se calcula medianteecuaciones:

m p = (qiLi)/hfg+ m p (3.29)

q1 = T/R (3.30)

R= 1/(h De)+ [ ln(De/Di)]/(2 k) (3.31)en donde:

m p = caudal de condensado por p rdidas de calor (lb/hr)hfg = calor latente de condensaci n a la presi n de la caldera (Btu/lb)q1 = calor perdido en cada tramo servido, por unidad de tiempo y longitud

(Btu/pies.hr). Ver anexo 2.Li = longitud de cada tramo servido (pies). Para tomar en cuenta las p rdidas de

vlvulas y bridas, la longitud anterior se incrementa en:3 pies por cada brida aislada15 pies por cada v lvula aisladao el triple de los valores anteriores por bridas o v lvulas sin aislantes.



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p = Incremento del 15% por p rdidas a trav s de soport

T = Diferencia de temperatura entre el vapor y el ambiente. ( F)R = Resistencia del aislante al flujo de vapor (Btu/hr.pies. F)-1

h = Coeficiente de transferencia de calor por convecci n y radiaci n desde la

superficie externa del aislante (pies)De = Dimetro externo del aislante (pies)Di = Dimetro interno del aislante o externo del tubo (pies)

K = Conductividad t rmica del aislante (Btu/hr.pie. F)

En la ecuaci n 3.31 se han depreciado los t rminos de convecci n interna y con-ducci n en la pared met lica del tubo.

Para evaluar q 1 con las ecuaciones 3.30 y 3.31 se requiere conocer el espesor de

aislamiento, el tipo de aislante y el coeficiente de transferencia de calor. El espesorptimo de aislamiento se puede consultar en las normas para instalaciones de vapor delMOP (pg. 117) o en los cat logos de los proveedores (ver anexo 2). El tipo deaislamiento est definido por cuestiones de disponibilidad, costo y facilidades deaplicaci n; por lo tanto, puede referirse a consulta con los fabricantes o proveedorescomerciales. El coeficiente de transferencia de calor puede calcularse con las ecuacionesde convecci n libre de cualquier tratado sobre la materia o puede estimarse seg n lascondiciones de temperatura ambiente y ventilaci n, entre los valores de 5 a 10

Btu/hr.pie 2.F).El clculo anterior puede simplificarse si se dispone de informaci n experimental

de los fabricantes de materiales y productos aislantes. En el anexo 2 se presenta unamuestra de un cat logo de aislamiento "Sonolana 1300", en el cual se consigueinformaci n sobre espesores recomendados, p rdidas de calor por unidad de longitud ytemperatura superficial para diversas aplicaciones, diferencias de temperatura y tama ode tuber a.

Carga total de las trampas para drenaje de tuber as de vapor. Aunque las cargas decalentamiento y p rdidas de calor al ambiente no son exactamente simult neas, se vasobreseguro si se especifica la carga total como la suma de las dos anteriores, esto es:



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t =



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86/144

c +



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88/144

p (3.32)

y



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s = Fs +



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t (3.33)

en donde:



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t = Caudal m ximo de condensado de las trampas de drenaje de tuber as (lb/hr)



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c = Caudal de condensado por calentamiento (lb/hr)



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p = Caudal de condensado por p rdidas de calor al ambiente (lb/hr)



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3-100 Calderas de Vapor


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s = Caudal de selecci n de la trampa (lb/hr)

Fs = Factor de seguridad para excesos de carga. Normalmente se toma un valor de 3.

Cuando la instalaci n dispone de suficiente personal de supervisi n, las trampas

pueden seleccionarse tomando en cuenta nicamente el caudal de p rdidas de calor al am-biente, pues si las trampas tienen conexiones de derivaci n, se puede garantizar sudrenaje manual durante el per odo de calentamiento de la instalaci n.

3.8.4. EVALUACION DEL DIFERENCIAL DE PRESION A TRAVES DE LAS

TRAMPAS

La diferencia entre la presi n de entrada y la presi n de descarga del condensadoes un par metro importante en las especificaci n de las trampas, ya que este diferencial

junto con el caudal definen el tama o del orificio de estrangulaci n (vlvula) que debesuministrar el fabricante para garantizar la operaci n eficiente de la trampa.

La presi n de entrada (Pe) es igual a la presi n de vapor que consume el aparato

o que circula por la tuber a que se drena con la trampa en cuesti n. Sin embargo duranteel per odo de calentamiento de dichos equipos o tuber as, este presi n puede ser inferiordebido al proceso de condensaci n acelerado.

La presi n de descarga (Pd) depende del destino que se d al condensado. Si el

condensado se expulsa directamente a la red de cloacas, la presi n de descarga ser iguala la presi n atmosf rica.

S , por otra parte, el condensado es reutilizable y se conduce por una red deretorno de condensado, se pueden tener las dos situaciones indicadas en la figura 3.18. Enel primer caso (l nea llena), la descarga de la trampa est a un nivel superior al del tanquede condensado y en el segundo (l nea de trazos), la descarga de la trampa se encuentra aun nivel inferior al nivel del tanque de condensado.

La diferencia de presi n disponible para hacer fluir el condensado desde elaparato hasta el tanque de condensado, el cual se encuentra a presi n atmosf rica, esigual a la presi n manom trica de funcionamiento del aparato o de flujo si es una tuber a,es decir:



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Pe - Pa = Pv (3.34)

Fig. 3.18. Niveles de descarga de condensado de una trampa

De esta diferencia de presi n debe consumirse una parte para estrangular elcondensado a trav s de la trampa y el resto para hacer fluir el condensado hasta el tanque

de condensado.

Para garantizar el funcionamiento de las trampas es deseable que su diferencia depresin (P e - Pd) sea lo m s alta que se pueda, normalmente se trata de dise ar la tuber a

de retorno de tal manera que:

Pe - Pd 75% (P e - Pa) = 0,75P v (3.34')

en donde:

(Pe - Pd) = diferencia de presi n de la trampa (psi)Pv = presi n manom trica del aparato o tuber a drenada (psig)

Para efectos de especificaci n de las trampas, basta expresar el diferencial de pre-sin por el valor l mite de la expresi n (3.34).



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De las expresiones 3.34 y 3.34' se puede deducir que la diferencia de presi n quequeda disponible para hacer fluir el condensado desde la descarga de la trampa hasta eltanque de condensado debe ser:

(Pd - Pa) 25% (P e - Pa) = 0.25 P v (3.34")

en donde:(Pe - Pa) = potencial de circulaci n de la tuber a de retorno (psig)Pv = Presi n manom trica del vapor aparato o tuber a drenada (psig)

Volviendo al gr fico de la figura 3.18 se deduce que para el primer caso (l neacontinua):

(Pd - Pa) = Pf - h1 0.25 P vy

Pf 0.25 P v + h1 (3.35)

mientras que para el segundo caso (l nea de trazos):

(Pd - Pa) = Pf + h2 0.25 P vy

Pf 0.25 P v - h2 (3.36)

en donde:

Pf = ca da de presi n disponible para fricci n en el retorno (psi)

= Peso espec fico promedio del condensado (lb/pie3)Pv = presi n manom trica del vapor consumido por el aparato o por la tuber a

(psig)h1 y h2 = diferencia de nivel entre la descarga de la trampa y el nivel del tanque del

condensado (pies)

El producto de h debe convertirse a psig.

En el primer caso (ecuaci n 3.35) no hay problema para dise ar la l nea deretorno pues hay suficiente ca da de presi n para vencer la fricci n.



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En el segundo caso (ecuaci n 3.36) cabe la posibilidad de que Pf resulte muy pe-queo o incluso negativo si el t rmino de elevaci n hidrost tica ( h2) resulta muy grande.En estos casos deben modificarse los porcentajes asignados a (P e - Pd) y (P d - Pa), redu-

ciendo al primero y aumentando el segundo acordemente.

Todo esto ha sido discutido para aclarar que el diferencial de presi n de lastrampas no siempre puede definirse con el criterio de la ecuaci n 3.34. En la secci n3.9.5. se volver a tratar este tema.

3.8.5. ESPECIFICACIONES DE LAS TRAMPAS

Para especificar una trampa son necesarios los siguientes datos:

- Tipo de trampa- Capacidad (lb/hr) o caudal de selecci n- Presi n mxima de operaci n (resistencia) (psig)- Diferencial de presi n de trabajo (psig)- Tama o (DN) de las conexiones- Forma o direcci n de las conexiones- Informaci n opcional (di metro de orificio, filtro incorporado, visor de descarga,

vlvula de prueba, v lvula de retenci n, respiradero, etc)

En los c lculos de evaluaci n de capacidades y presiones, as como los datos deselecci n o especificaci n de las trampas de una instalaci n pueden condensarse en tablastales como las que se presenta a continuaci n:

Tabla 3 .6. Trampa d e drenaje de a paratos



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Trampa Aparato t(lb/hr)

Pe(psi)

P Tipo



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A1 Marmita 154 770 75 60 F y TA2 Secadora 350 1050 50 40 F y TA3 Esterilizador 100 300 50 50 Cub. Inv

F y T: Flotador y termostato.

Tabla 3 .7. Trampas de d renaje d e t uberas



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Tubera servida Caudales (lb/hr) Presiones Tipo



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DN (") Li(') W(lb) qi Pe(psig)

P(psig)



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T1 2 55 200 123FdL 1 1/2 28 76 122FdL 1 13 22 117 347 22 369 1107 120 95 disco

FdL : Fin de l nea

3.9. DISENO DE LAS LINEAS DE RETORNO DE CONDENSADO

El dise o de la tuber a de retorno de condensado se puede atacar en la siguientesecuencia:

- Estudio de retornabilidad de condensado- Trazado de las l neas de retorno de condensado- Especificaciones preliminares- Asignaci n de caudales a cada tramo- Determinaci n de la ca da de presi n unitaria por fricci n- Asignaci n de di metros- Determinaci n de longitudes equivalentes por fricci n en accesorios- Clculo de presiones en los puntos terminales de cada tramo.

3.9.1. RETORNABILIDAD DEL CONDENSADO

En el primer paso del dise o del sistema de retorno consiste en determinar cualesde los aparatos, por las condiciones de limpieza, producen o descargan condensadoreutilizable por las calderas.



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El segundo paso consiste en definir cuales de las trampas anteriores producencondensado que vale la pena devolver hacia las calderas, teniendo en cuenta lossiguientes factores:

Caudal relativo (% de la alimentaci n de las calderas)

Distancia a la sala de calderasPresi n de la tuber a o aparato drenadoTemperatura de descarga del condensadoCalidad del agua de reposici nPosibilidades de drenaje directo (disponibilidad de agua fr a y cloacas)Grupos de trampas en el sector.

Con estos dos pasos debe quedar definido el n mero y localizaci n de las trampasque han de conectarse al tanque de condensado de la sala de calderas mediante tuber asde retorno de condensado.

3.9.2. TRAZADO DE LAS LINEAS DE RETORNO

El trazado de las l neas de retorno de condensado debe seguir patrones de dise osimilares a los de tuber a de vapor y depende de:

Ubicaci n de los puntos de recolecci n(trampas)Ubicaci n de las sala de calderasPosibilidades de soporte y anclajeTama o de la tuber a ( con aislamiento)Posibilidades de retorno paralelo a las l neas de vapor o a otras instalacionesPendiente de la l nea de vaporCaudales y presiones relativas de las diferentes trampasMovimiento de dilataci n y contracci n (soportes m viles, anclajes, juntas y liras

de expansi n)Regulaciones de trabajo (riesgos de accidentes)

Posibilidades de mantenimiento y ampliaci n de serviciosRequisitos arquitect nicos y funcionalesEconom a de tuber a y accesorios.

Esta instalaci n debe preverse en conjunto con el dise o o trazado de l nea de va-por y merece la misma dedicaci n y cuidado de sta.



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3.9.3. ESPECIFICACIONES PRELIMINARES

En esta secci n se presentan las especificaciones de materiales, calibre detuber as, aislamiento y di metro m nimo. Al final se hacen algunas aclaraciones sobrevelocidades y ca das de presi n.

Materiales. La tuber a de retorno de condensado debe ser de acero negro ASTM A-53Grado A, sin costura, extremos lisos o roscados seg n el tama o.

Calibre o espesor de la tuber a. La tuber a de retorno de condensado debe dise arse paralas mismas condiciones de presi n y temperatura de la l nea de vapor en previsi n depaso directo de algunas de las trampas. De otra parte, la tuber a de retorno lo mismo quela de agua caliente, est sometida a condiciones severas de corrosi n por lo quenormalmente se especifican espesores de tuber as correspondientes a la lista o calibre 80.Dimetro m nimo. Por las condiciones de corrosi n mencionadas en el p rrafo anterior ypor la posibilidad de obstrucci n de la tuber as de tama os muy peque os, las tuber as deretorno de condensado no deben tener di metros nominales menores de 3/4". Seexcept an de este criterio las conexiones cortas de trampas peque as por condiciones depeso y econom a de accesorios.

Criterio de velocidad. En esta secci n no se establecer ningn criterio de velocidad yaque los disponibles dependen de la hip tesis de dise o. El principal problema con eldiseo de las tuber as de retorno consiste en que el flujo es de dos fases (vapor y l quido)ya que al estrangularse el l quido en la trampa o al reducirse la presi n en la tuber aocurre el fen meno de evaporaci n instant nea, como puede observarse en el diagramaT-S de la figura 3.19 para las condiciones de entrada y descarga de la trampa.



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Fig. 3.19. Estrangulaci n (a entalp a constante) del condensadoa trav s de una trampa.



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El problema anterior trae como consecuencia que el flujo de condensado no puedetratarse ni como vapor ni como l quido y el flujo de dos fases puede tener diferentes

formas seg n las proporciones de las dos fases y sus velocidades (flujo separado, ensuspensi n, anular, intermitente, etc.) y cada una de esas formas presenta una correlaci nexperimental de c lculo, normalmente muy dif cil de aplicar 1. Ante esto, los dise adoresde l neas de retorno han experimentado con la utilizaci n de correlacione usuales(f rmulas del tipo 3.20 o 3.25) suponiendo el flujo todo l quido y utilizando velocidadesmuy bajas o multiplicando el caudal por un factor de expansi n o suponiendo el flujotodo vapor y utilizando velocidades muy altas o dividiendo el caudal por un factor decondensado.

Criterio y c lculo de presi n. Como se anticip en la secci n 3.8.4., la ca da de presi npor fricci n est relacionada con el diferencial de presi n de las trampas y la diferenciade elevaci n entre ellas y el tanque de condensado (expresiones 3.35 y 3.36).

Como se indic al final de la secci n anterior, los c lculos de ca das de presi npor fricci n pueden realizarse utilizando las suposiciones de "todo l quido" o de "todovapor".

En el primer caso se puede utilizar una expresi n generalizada para el c lculo dela ca da de presi n tal como la f rmula de Darcy (3.20) en la cual la velocidad se calcula(ecuaci n 3.19) con un caudal igual al real multiplicado por un factor de expansi n2 de laforma:

Fe = 1 + (Te - Td)/25 (3.37)y

1Croeker, K., Piping Handbook, 5a Ed., Mc Graw-Hill, N.Y., 1973.- Rase, H., Dise o de Tuber as para Plantas de Proceso, Ed. Blume, Barcelona, 1973.2Adaptado de EUA, Purgadores de vapor, Ed. Labor, Barcelona, 1974, pg 15 y 16.



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e = Fe.



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(3.38)en donde:

Fe = Factor de expansi n o evaporaci nTe = Temperatura de saturaci n a la presi n de entrada a la trampa ( F)Td = Temperatura de saturaci n a la presi n de descarga de la trampa ( F)



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= Caudal real del tramo (lb/hr)



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e = Caudal equivalente de "todo l quido" (lb/hr) para ser utilizado en las

ecuaciones 3.19 y 3.20.

En el segundo caso conviene utilizar una f rmula de f cil aplicaci n tal como la

f rmula de Babcock para vapor (3.25) en la cual se utiliza un caudal igual al caudal realdividido por un factor experimental (f) que depende de la presi n del vapor que impulsael flujo del condensado, tal que:

f = 11 + 0.04 Pv 1(3.39)y

1Adaptado a ASHRAE, Handbook of fundamentals, American society of heating, refrigeration and airconditioning engineering, N.Y., 1974.



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e = m/f (3.40)

en donde:

f = Factor experimental de correcci n

Pv = Presi n de vapor (psig)



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= Caudal real en el tramo (lb/min o lb/hr)



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e = Caudal corregido equivalente (lb/min o lb/hr). Para ser utilizado en la ecuaci n

3.25.

El primer m todo ("todo l quido") produce normalmente tuber as de condensado

de tama os muy grandes comparados con la pr ctica industrial, y en algunos casos se pre-sentan tuber as de condensado de mayor di metro que los de la l nea de distribuci n devapor.

El segundo m todo ("todo vapor") produce tama os menores, de funcionalidadcomprobada con la consiguiente econom a de dise o. Por esta raz n se recomienda usareste m todo y para facilitar los c lculos se incluye en esta gu a el anexo No. 7. Este anexoes el resultado de la f rmula de Babcock (3.25) con los caudales corregidos por las expre-siones 3.39 y 3.40 para instalaciones en las cuales la presi n de vapor est entre 25 y 250psig; el volumen espec fico de la f rmula de Babcock se toma como volumen espec ficode vapor saturado a la presi n media de la tuber a de retorno. Cada una de las tablas delanexo No. 7 relaciona Di metro Nominal (tuber a calibre 80), Caudal Real (lb/hr) yCa da de Presi n Unitaria (psi/100 pies). En consecuencia, conocida la presi n de vapor yla ca da de presi n unitaria de fricci n se puede utilizar la tabla correspondiente a uncaudal determinado de condensado.

3.9.4. ASIGNACION DE CAUDALES DE CADA TRAMO

Definidos el trazado de la tuber a de retorno y una nomenclatura de identificaci nadecuados procede ahora la determinaci n del caudal del condensado que circula porcada tramo.

Para efectos de este secci n conviene distinguir tres per odos de operaci n de unainstalaci n de vapor:

1.- El periodo de calentamiento de las calderas. Su conexi n de salida est cerrada y no

hay nada circulando por las tuber as de vapor o condensado.

2.- El per odo de calentamiento de las tuber as. Los aparatos no han comenzado atrabajar. Unicamente las trampas de drenaje de las tuber as de distribuci n de vapor,estn trabajando a plena carga.



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3.- El per odo de operaci n normal de instalaci n. Trabajan los aparatos pero la tuber aya ha sido calentada. En este per odo, trabajan a plena carga las trampas de drenaje delos aparatos, pero las trampas de drenaje de tuber a solamente trabajan con la carga decondensado correspondientes a las p rdidas de calor de ambiente.

Esta distribuci n es conveniente para definir la simultaneidad en la descarga delcondensado de las diferentes trampas conectadas a la red de retorno de condensado, biensea durante el per odo de calentamiento de tuber a (32) o durante el per odo de operaci nde la instalaci n (3).



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El caudal de dise o d

c1b-instalaciones de vapor

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