cÁlculo para determinar el tamaÑo...

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PRIMERA HOJPAGINA 2

INSTITUTO POLITECNICO NACIONALESCUELA SUPERIOR DE INGENIERIA MECANICA Y ELECTRICA

UNIDAD PROFESIONAL AZCAPOTZALCO

CÁLCULO PARA DETERMINAR EL TAMAÑO DELDRENAJE NORMAL ENTRE LOS CALENTADORES DEAGUA DE ALIMENTACIÓN NOS. 3 Y 2 Y DEEMERGENCIA ENTRE EL CALENTADOR NO. 3 Y ELCONDENSADOR PRINCIPAL A 100% Y 25% DECARGA CON SERVICIOS, PARA EL PROYECTO “RÍOESCONDIDO, UNIDADES 1, 2, 3, Y 4”, DE 300 MWCADA UNIDAD.

TESISQUE PARA OBTENER EL TITULO DE:

INGENIERO MECANICOPRESENTA

ROBERTO MARTÍNEZ MUÑIZ

México, d. f., a 30 de junio de 2008.

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AGRADECIMIENTOS:

AL INSTITUTO POLITECNICO NACIONAL (I.P.N.)PORQUE AL PERMITIRME ACCESAR A LA EDUCACION SUPERIOR ME CONCEDIOPERTENECER A UN GRUPO PRIVILEGIADO DENTRO DE LA EDUCACIONNACIONAL.

A LA ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERIA MECANICA Y ELECTRICA(E.S.I.M.E.)PORQUE ME REVISTIO EN SUS AULAS CON LOS CONOCIMIENTOSINDISPENSABLES PARA HACER FRENTE A, LOS EXIGENTES REQUERIMIENTOS DEUNA SOCIEDAD INDUSTRIAL EN PLENO DESARROLLO.

A LA COMISION FEDRAL DE ELECTRICIDAD (C.F.E.)PORQUE EN ELLA TUVE LA OPORTUNIDAD DE ENFRENTAR LOS RETOS QUE MEPERMITIERON AMPLIAR EL CONOCIMIENTO DE TECNOLOGIAS EXISTENTES ENEL DISEÑO DE CENTRALES TERMOELECTRICAS.

AL SINDICATO UNICO DE TRABAJADORES ELECTRISISTAS DE LA REPUBLICAMEXICANA (S.U.T.E.R.M.)PORQUE ATRAVES DE EL, ME HA PERMITIDO DURANTE 30 AÑOS VIVIR LAEXPERIENCIA LABORAL EN DIFERENTES ACTIVIDADES QUE ME HANPROPORCIONADO EXPERIENCIA.

AL ING. GERARDO IRVING ARJONAPOR SU HUMANISMO, COMPRENSION Y DON DE GENTE, QUIEN CON SUSCOMENTARIOS Y APOYO ME DEVOLVIO LA CONFIANZA EN MI MISMO, PARADEJAR ATRÁS LAS INSEGURIDADES QUE ME HAN AGOBIADO EN EL PASADO.

AL C. ING. ROBERTO AHUMADA TREJOPORQUE SIN SU APOYO ESTA TESIS NO SE HUBIERA CONVERTIDO EN UNAREALIDAD.

A MIS ESTIMADOS AMIGOS Y COMPAÑEROS DE TRABAJOC. LIC. JORGE EDUARDO LICEAGA PEREZ, C. DAVID JESUS CALDERON BASURTO,C. JOSE LUIS MAEDA GONZALEZ, Y AL C. JOSE IVAR GONZALEZ GONZALEZ POREL APOYO MATERIAL EN CUANTO AL DESARROLLO DE ESTA TESIS Y POR SUAMISTAD.

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DEDICO ESTA TESIS:

A MIS PADRESQUIENES ME HAN REGALADO EL SERSIN PRETENDER SUSTITUIR A LA DEIDAD,SIN ESPERAR NADA A CAMBIO Y SOLO DAR.GRACIAS POR SU INCONDICIONALIDAD.

A MI ESPOSA MARIA ELENAQUIEN TIENE MEMORIA DE MUJER;Y ELLA NO OLVIDA NI PERDONA.¡QUIEN CON ESE PERSONAL CARÁCTER!COMO GOTA QUE TALADRA LA ROCAASI HA LOGRADO SU META ALCANZAR.

A MIS QUERIDOS HIJOSGENARO, MIROSLAVA Y ROBERTO DANIELQUIENES CON SU AUTENTICO RESPETO FORTALEZA Y DEDICACIONME HAN HONRADO COMO PADRE POR LO QUE ESTOY MUY ORGULLOSO.

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SALMO 133

¡OH! QUE BUENO HABITAR LOS HERMANOS JUNTOS,COMO UN UNGÜENTO QUE BAJA POR LA CABEZA DEAARONPOR SUS BARBAS HASTA LA ORLA DE SUS VESTIDURASCOMO EL ROCIO DEL HERMONQUE BAJA POR LAS ALTURAS DEL SION.AHÍ, YAHVEH LA BENDICION DISPENSA.

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MEMORIA DE CÁLCULO PARA DETERMINAREL TAMAÑO DE LA LÍNEA DE DRENAJENORMAL ENTRE LOS CALENTADORES DEAGUA DE ALIMENTACIÓN No. 3 Y 2 DE BAJAPRESIÓN A 100% Y 25% DE CARGA CONSERVICIOS Y EL DRENAJE DE EMERGENCIAENTRE EL CALENTADOR No. 3 Y ELCONDENSADOR PRINCIPAL A 100% Y 25% DECARGA CON SERVICIOS, PARA EL PROYECTODE RÍO ESCONDIDO UNIDADES 1, 2, 3, Y 4, DE300 MW CADA UNA.

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INDICE

INCISO DESCRIPCIÓN HOJA No.

UNICO OBJETIVO. 5CAPITULO 1

1.1.0 CRITERIOS BÁSICOS DE DISEÑO. 6

1.2.0 CONSIDERACIONES Y DATOS. 7

1.3.0 CÓDIGOS Y NORMAS APLICABLES. 8

1.4.0 GENERALIDADES 9

CAPITULO 2

2.0.- SOLUCIÓN. 17

2.1.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL, 18ENTRE EL CALENTADOR No. 3 Y LA VÁLVULADE CONTROL A 100% Y 25% DE CARGA CONSERVICIOS.

2.2.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL 38ENTRE LA VÁLVULA DE CONTROL Y LA BOQUILLADE LLEGADA DEL CALENTADOR No. 2, A 100%DE CARGA CON SERVICIOS.

2.3. CÁLCULO DEL TAMAÑO DE LA LÍNEA DE 65DRENAJE DE EMERGENCIA A 100% Y 25% DECARGA CON SERVICIOS, EN EL TRAMOCORRESPONDIENTE DEL CALENTADOR No. 3 A LAVÁLVULA DE CONTROL.

2.4.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE DE 83EMERGENCIA ENTRE LA VÁLVULA DECONTROL Y EL CONDENSADOR A 100%DE CARGA CON SERVICIOS.

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INCISO DESCRIPCIÓN HOJA No.

CAPITULO 3

3.0.- SUMARIO DE RESULTADOS. 99

BIBLIOGRAFÍA. 100

ANEXOS.

A.- FIG. 1 VELOCIDADES RECOMENDADAS. 101

B.- FIG. 2, CHOKING PRESSURE VERSUS FLOW RATE. 102

C.- FIG. 3, GRAPHICAL SOLUTION OF EQUATION. 103

D.- FIG. 4, GRAPHICAL SOLUTION OF EQUATION. 104

E.- FIG. 5, PRESSURE RATIO VERSUS MACH NUMBER. 105

F.- FIG. 6, BALANCE TÉRMICO DE CALOR A V.T.A. 106CON SERVICIOS.

G.- FIG. 7, BALANCE TÉRMICO DE CALOR A 100% 107DE CARGA CON SERVICIOS.

H.- FIG. 8, BALANCE TÉRMICO DE CALOR A 25% 108DE CARGA CON SERVICIOS.

I.- FIG. 9, DIAGRAMA DE FLUJO. 109

J.- NOMENCLATURA 110

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UNICO. OBJETIVO.

EL OBJETIVO DE ESTOS CÁLCULOS ES EL DE OBTENER EL TAMAÑO DE LASLÍNEAS DE DRENAJE NORMAL Y DE EMERGENCIA DEL CALENTADOR DEAGUA DE ALIMENTACIÓN No. 3 DE BAJA PRESIÓN, ASÍ COMO LASCONDICIONES DE PRESIÓN PARA SELECCIONAR LAS VÁLVULAS DECONTROL PARA DICHAS LÍNEAS DE DRENAJE PARA EL PROYECTO RÍOESCONDIDO, UNIDADES 1, 2, 3 Y 4.

LA IMPORTANCIA DE ESTE ESTUDIO A DETALLE ESTRIBA EN LAPOSIBILIDAD DE QUE SE PRESENTEN FLUJOS EN DOS FASES (LIQUIDO-VAPOR) EN LAS LINEAS (TUBERIAS) DE DRENAJES, NORMALES Y DEEMERGENCIA DEL CALENTADOR DE BAJA PRESIÓN No. 3 DESPUES DE LAVALVULA DE CONTROL QUE PROVOCARIAN EVAPORACIONES SUBITAS(FLASHEO) QUE PONDRIAN EN RIESGO LA OPERACIÓN SATISFACTORIA DEDICHA VALVULA DE CONTROL.

ESTE ESTUDIO SE DESARROLLA A PARTIR DE LAS RECOMENDACIONESHECHAS POR LA COMPAÑIA DE INGENIERIA BECHTEL OVERSEASCORPORATION ASESORA DE LA COMISION FEDERAL DE ELECTRICIDAD YEN ESPECIAL, DEL ING. LIAO COAUTOR DEL ARTICULO CITADO EN ELINCISO 1.1.7 Y EN EL PUNTO 2 DE LA BIBLIOGRAFIA.

LOS RESULTADOS DE ESTE ESTUDIO DIERON COMO CONSECUENCIA LACOMPROBACION SATISFACTORIA DE LOS TAMAÑOS DE LAS LINEASINSTALADAS EN LA CENTRAL TERMOELECTRICA DE REFERENCIA.

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CAPITULO 1

CONSIDERACIONES TECNICAS

1.1.0.- CRITERIOS BÁSICOS DE DISEÑO.

1.1.1. LA INFORMACIÓN BÁSICA FUE OBTENIDA DEL BALANCE TÉRMICO A 100%Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS.

1.1.2.- LOS CÁLCULOS SE EFECTUARÁN A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOSPARA CADA DRENAJE.

1.1.3.- LOS FLUJOS DE DISEÑO DE DRENAJE NORMAL SE OBTUVIERON DE LOSBALANCES TÉRMICOS A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS.

1.1.4.- LOS FLUJOS DE DISEÑO DEL DRENAJE DE EMERGENCIA SE OBTENDRÁN DELOS BALANCES TÉRMICOS A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS, DEACUERDO A LA RECOMENDACIÓN DE INGENIERÍA No. 1, INCISO 3°, DEFECHA 3 DE AGOSTO DE 1978 DE LA COMISION FEDERAL DEELECTRICIDAD.

1.1.5. LAS BOQUILLAS DE DESCARGA Y LLEGADA DEL DRENAJE NORMAL SEDETERMINARÁN DE ACUERDO A LO INDICADO EN EL “HEAT EXCHANGEINSTITUTE, STANDARD FOR CLOSED FEEDWATER HEATERS”, COPY RIGHT1974, PÁG. 5, INCISO B-7.

1.1.6.- LA BOQUILLA DEL CONDENSADOR PARA LA LÍNEA DE DRENAJE DEEMERGENCIA SE DETERMINARÁ DE ACUERDO A LA RECOMENDACIÓN DEBECHTEL OVERSEAS CORPORATION, SEGÚN LA CUAL EL DIÁMETRONOMINAL DE LA BOQUILLA DEBE SER COMO MÍNIMO UN TAMAÑO MAYORQUE EL TAMAÑO NOMINAL SELECCIONADO PARA LA LÍNEA AGUASABAJO.

1.1.7. EL MÉTODO DE CÁLCULO APLICADO PARA DETERMINAR EL TAMAÑO DELAS LÍNEAS DE LOS DRENAJES ES SEGÚN RECOMENDACIÓN DE BECHTELOVERSEAS CORPORATION, EN MEMORANDO DEL 12 DE SEPTIEMBRE DE1978, DEL ING. B. ALEY, PARA EL ING. LUIS CARBAJAL M.

1.1.8. LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL SE CALCULA INDEPENDIENTE DE LA DEEMERGENCIA SEGÚN RECOMENDACIÓN DE ASME DE JULIO DE 1972,“RECOMENDED PRATICES FOR THE PREVENTION OF WATER DAMAGE TOSTEAM TURBINES USED FOR ELECTRIC POWER GENERATION” (ASMESTANDARDS No. TWDPS-1, PART-1 FOSSIL FUELED PLANTS, PÁGS. 6, 7 Y8.

1.1.9. LOS CÁLCULOS DE LAS REDUCCIONES Y AMPLIACIONES, SE EFECTUARÁNDE ACUERDO A LO INDICADO EN EL CRANE No. 410, EDICIÓN 1976,PÁGINAS 3-4 (RESISTENCE COEFFICIENT K, FOR SUDDEN AND GRADUAL

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CONTRACTION IN PIPE) Y PÁGINAS 3-5 (CHANGES IN RESISTENCECOEFFICIENT K, REQUIRED TO COMPENSATE FOR DIFFERENT PIPE I.D.) YPÁGINA A-26 (FORMULAS FOR CALCULATING K, FACTOR FOR VALVES AFITTINGS WITH REDUCED PORT).

1.1.10. LAS (L/D) DE LAS VÁLVULAS Y ACCESORIOS SE DETERMINARÁN SEGÚNLOS VALORES INDICADOS EN EL CRANE No. 410, EDICIÓN 1976, PÁGINAS A-27, A-28 Y A-29.

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1.2.0.-CONSIDERACIONES Y DATOS.

1.2.1.- LA CAÍDA DE PRESIÓN POR EL LADO DE LA CARCASA SE OBTUVO DE LAOFERTA DE FOSTER WHEELER, A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.

1.2.2.- LA CAÍDA DE PRESIÓN POR EL LADO DE LA CARCASA SE UTILIZA PARACALCULAR LA PRESIÓN EN LAS BOQUILLAS A LA DESCARGA DELDRENAJE NORMAL A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS.

1.2.3.- LA CAÍDA DE PRESIÓN POR EL LADO DE LA CARCASA A 25% DE CARGACON SERVICIOS PARA EL DRENAJE NORMAL SE CALCULARÁ UTILIZANDOLA INFORMACIÓN DE FOSTER WHEELER A 100% DE CARGA CON SERVICIOSY UNA DE LAS LEYES DE AFINIDAD.

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21

2

1

Q

Q

P

P

1.2.4.- LOS DRENAJES DE EMERGENCIA SE CALCULARÁN TOMANDO COMO BASELA TEMPERATURA DE SATURACIÓN DEL VAPOR INDICADA EN ELBALANCE TÉRMICO CORRESPONDIENTE.

1.2.5.- SE CONSIDERA QUE EL FACTOR DE FRICCIÓN (K) DE UNA REDUCCIÓN OAMPLIACIÓN CONCÉNTRICA ES IGUAL RESPECTIVAMENTE, PARA UNAREDUCCIÓN O AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA PARA LAS MISMASDIMENSIONES FÍSICAS.

1.2.6.- LA EQUIVALENCIA UTILIZADA ENTRE2cm

kgY psi, ES DE:

21

cm

kg= 14.2234 psi

1.2.7.- LA EQUIVALENCIA UTILIZADA ENTRE °C Y °F, ES DE:

1.8°F = 1 °C

1.2.8.- LA EQUIVALENCIA UTILIZADA ENTREkg

Kcal1Y

lbs

BTU, ES DE:

kg

Kcal1= 1.8

lbs

BTU

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1.3.0.-CÓDIGOS Y NORMAS APLICABLES.

1.3.1.- ASME STANDARD, JULIO 1972, No. TWDSP-1, PART-1, FOSSIL FUELEDPLANTS. “RECOMMENDED PRATICES FOR THE PREVENTION OF WATERDAMAGE TO STEAM TURBINES USED FOR ELECTRIC POWER GENERATION”.

1.3.2.- PUBLICATION ASME 76-WA/PWR-4, “ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS.

1.3.3.- TABLAS DE VAPOR ASME: STEAM TABLES PROPERTIES OF SATURED ANDSUPERHEATED STEAM, 1976.

1.3.4.- HEAT EXCHANGE INSTITUTE, STANDARD FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS, COPYRIGHT, 1974.

1.3.5.- CRANE No. 410, EDICIÓN 1976, “FLOW OF FLUIDS THROUG VALVES,FITTINGS AND PIPE”.

1.3.6.- CATALOGO WFF-69, DE GRINELL “WELDING FITTINGS AND FLANGES”.

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1.4.0.- GENERALIDADES

1.4.1.- LA GENERACIÓN DE ENERGÍA ELÉCTRICA, EN TÉRMINOS GENERALES,CONSISTE EN TRANSFORMAR ALGUNA CLASE DE ENERGÍA NO ELÉCTRICA,SEA ÉSTA QUÍMICA, TÉRMICA, MECÁNICA, LUMINOSA, ETC., EN ENERGÍAELÉCTRICA.

UNA CENTRAL GENERADORA DE ELECTRICIDAD ES UN INGENIOINDUSTRIAL CREADO POR EL HOMBRE DE PROPORCIONESS TALES QUESEA CAPAZ DE EJECUTAR ALGUNAS DE LAS TRANSFORMACIONESCITADAS, GENERANDO ELECTRICIDAD DE FORMA MASIVA,CONSTITUYENDO EL PRIMER ESCALÓN DEL SISTEMA DE SUMINISTROELÉCTRICO PARA SATISFACER LAS NECESIDADES PRIMARIAS Y DECOMFORT DEL SER HUMANO.

1.4.2.- TIPOS DE CENTRALES GENERADORAS.

SEGÚN HA EVOLUCIONADO LA HUMANIDAD, SE HAN DESARROLLADODIVERSAS INSTALACIONES DENOMINADAS CENTRALES ELÉCTRICASHASTA ALCANZAR EL NIVEL TECNOLÓGICO ACTUAL DONDEDEPENDIENDO DE LA FUENTE PRIMARIA DE ENERGÍA UTILIZADA LASCENTRALES GENERADORAS SE CLASIFICAN EN:

1.4.2.1.- HIDROELÉCTRICAS.

EN LAS CENTRALES HIDROELÉCTRICAS EL ELEMENTO GENERADOR ESTÁCONSTITUIDO POR UN ALTERNADOR, MOVIDO MEDIANTE UNA TURBINAHIDRÚLICA QUE APROVECHA LA ENEREGÍA POTENCIAL DEL AGUA DELOS RIOS, ALMACENADA EN PRESAS DISEÑADAS Y CONSTRUIDAS PARATAL FIN.

1.4.2.2.- TERMOELÉCTRICAS.

EN EL PROCESO GENERADOR DE ELECTRICIDAD A PARTIR DE CENTRALESTERMOELÉCTRICAS, EXISTE UNA CLASIFICACIÓN DE TIPOS DEGENERACIÓN, SEGÚN EL COMBUSTIBLE PRIMARIO UTILIZADO PARAGENERAR EL VAPOR O LOS GASES QUE MUEVEN LA TURBINA QUE HACEGIRAR EL GENERADOR ELÉCTRICO COMO SIGUE:

1.4.2.2.1.- CENTRALES TERMOELÉCTRICAS QUE UTILIZAN COMBUSTÓLEO COMOCOMBUSTIBLE PRIMARIO PARA UN GENERADOR DE VAPOR (CALDERA),PARA PRODUCIR EL VAPOR DE AGUA NECESARIO APROVECHANDO SUENERGÍA CINÉTICA AL ATRAVEZAR UNA TURBINA DE VAPOR PARA

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PRODUCIR EL MOVIMIENTO ROTATORIO QUE IMPULSA AL GENERADORELÉCTRICO QUE GENERA LA ELECTRICIDAD.

1.4.2.2.2.- CENTRALES TERMOELÉCTRICAS QUE UTILIZAN COMO COMBUSTIBLEPRIMARIO EL CARBÓN DE PIEDRA QUE AL SER QUEMADO EN EL HOGARDE UN GENERADOR DE VAPOR (CALDERA), PRODUCE EL VAPOR DE AGUAQUE ES USADO PARA MOVER LA TURBINA DE VAPOR COMO MÁQUINAMOTRÍZ QUE A SU VEZ IMPULSA EL GENERADOR ELÉCTRICO ACOPLADO,PRODUCIENDO LA ENERGÍA ELÉCTRICA.

1.4.2.2.3.- CENTRALES TERMOELÉCTRICAS CONVENCIONALES QUE UTILIZANCOMO COMBUSTIBLE PRIMARIO EL GAS NATURAL, QUEMÁNDOLODENTRO DEL HOGAR DEL GENERADOR DE VAPOR (CALDERA), PARATRANSFORMAR EL AGUA DE ALIMENTACIÓN EN VAPOR DE AGUA QUE ALEXPANSIONARSE EN LA TUBINA DE VAPOR, PRODUCE EL IMPULSONECESARIO PARA HACER GIRAR EL GENERADOR ELÉCTRICOPRODUCIÉNDO LA ELECTRICIDAD.

1.4.2.2.4.-LAS CENTRALES DE CICLO COMBINADO, SON AQUELLAS QUE UTILIZANCOMO COMBUSTIBLE PRIMARIO EL GAS NATURAL PARA MOVER UNAPRIMERA TURBINA. APROVECHANDO POSTERIORMENTE LOS GASES DECOMBUSTIÓN PRODUCIDOS EN LA TURBINA DE GAS PARA GENERARVAPOR DE AGUA DENTRO DE UN RECUPERADOR DE CALOR QUEALIMENTA A OTRA TUBINA DE VAPOR.

LA TURBINA DE GAS IMPULSA UN PRIMER GENERADOR ELÉCTRICO Y, LATURBINA DE VAPOR MUEVE UN SEGUNDO GENERADOR ELÉCTRICO QUETAMBIÉN GENERA ELECTRICIDAD

1.4.2.3.- GEOTERMOELÉCTRICAS

LAS CENTRALES GEOTERMOELÉCTICAS PARA PRODUCIR ELECTRICIDAD,UTILIZAN LA ENERGÍA DEL VAPOR DE AGUA QUE SE EXTRAE DELINTERIOR DE LA TIERRA Y QUE DEBIDAMENTE PREPARADO SE UTILIZAPARA EXPANDIRLO EN LA TURBINA DE VAPOR, HACIENDOLA GIRAR YQUE, ACOPLADA AL GENERADOR ELÉCTRICO, PRODUCE LAELECTRICIDAD.

1.4.2.4.- NUCLEAR.

UNA CENTRAL NUCLEOELÉCTRICA PARA PRODUCIR ELECTRICIDADAPROVECHA LA ENERGÍA DEL URANIO ENRIQUECIDO A TRAVÉS DE LA

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FISIÓN DEL ÁTOMO EN EL REACTOR NUCLEAR, EJEMPLO (HIRVIENTE) YUN TURBOGENERADOR. COMO EN LAGUNA VERDE.

1.4.2.5.- COMBUSTIÓN INTERNA.

UNA CENTRAL DE COMBUSTIÓN INTERNA GENERA ELECTRICIDADUTILIZANDO UN MOTOR DE COMBUSTIÓN, GENERALMENTE DIESEL, QUEPRODUCE EL MOVIMIENTO DEL GENERADOR ELÉCTRICO PARA GENERARELECTRICIDAD.

1.4.2.6.- CENTRALES EÓLICAS.

ESTAS CENTRALES GENERADORAS DE ELECTRICIDAD CONVIERTEN LAENERGÍA DEL VIENTO EN ENERGÍA ELÉCTRICA, MEDIANTE UNVENTILADOR DE VIENTO QUE HACE GIRAR UN GENERADOR DE ENERGÍA,EL CUAL ESTÁ BASADA EN EL APROVECHAMIENTO DE UN FLUJODINÁMICO DEL VIENTO CAMBIANTE Y CON DESPLAZAMIENTOHORIZONTAL. LA CANTIDAD DE ENERGÍA OBTENIDA ES PROPORCIONAL ALA VELOCIDAD DEL VIENTO, LO QUE MUESTRA LA IMPORTANCIA DE ESTEFACTOR.

UNA CENTRAL EÓLICA FISICAMENTE ESTÁ CONSTITUIDA POR UN CAMPOABIERTO SEMBRADO DE INUMERABLES ESTRUCTURAS VERTICALESLLAMADAS NACELLE O GONDOLAS ESVELTAS, LAS CUALES CUENTANCON HÉLICES ALINEADAS Y EN EL NÚMERO NECESARIO PARA LACANTIDAD DE ENERGÍA ELÉCTRICA REQUERIDA.

1.4.3.- CENTRAL TERMOELÉCTRICA JOSÉ LÓPEZ PORTILLO.

1.4.3.1.- ESTA CENTRAL TERMOELÉCTRICA, PROPIEDAD DE LA COMISIÓNFEDERAL DE ELECTRICIDAD, INICIALMENTE CONOCIDA DURANTE LAETAPA DE DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN CON EL NOMBRE DE “RÍOESCONDIDO”, ES EN REALIDAD UNA “CARBOELÉCTRICA”, CONSTRUIDA ENEL NORTE DEL ESTADO DE COAHUILA, ESTÁ LOCALIZADA A 27KILÓMETROS AL SUROESTE DE LA CIUDAD DE PIEDRAS NEGRAS,INMEDIATA A LA CARRETERA FEDERAL 57 MÉXICO-PIEDRAS NEGRAS; SUSCOORDENADAS GEOGRÁFICAS SON: LATITUD: 28° 28’; LONGITUD: 100°41’.EL SITIO ES ATRAVEZADO POR LA LINEA TRONCAL DEL FERROCARRILMONTERREY-MONCLOVA-PIEDRAS NEGRAS Y EL AEROPUERTO LOCALMÁS CERCANO SE ENCUENTRA A 26 KILÓMETROS DE LA CENTRALTERMOELÉCTRICA. LA ALTURA SOBRE EL NIVEL DEL MAR ES DE 305METROS.

LA PUESTA EN SERVICIO DE LA CARBOELÉCTRICA CONSTITUYÓ TODO UNHECHO HISTÓRICO PARA EL PAÍS: EL APROVECHAMIENTO DEL CARBÓN

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COMO COMBUSTIBLE PRIMARIO PARA LA GENERACIÓN MASIVA DEENERGÍA ELÉCTRICA.

EL UTILIZAR CARBÓN MINERAL NO COQUIZABLE SE INICIÓ EN EL PAÍS ENEL AÑO DE 1959 CUANDO SE CONSTRUYÓ LA PRIMERA PLANTATERMOELÉCTRICA EN NAVA, COAH., CON CAPACIDAD DE PRODUCCIÓN DE37,500 KW. COMO PLANTA PILOTO.

LA CENTRAL TERMOELÉCTRICA RÍO ESCONDIDO FUE DISEÑADA YCONSTRUIDA PARA UNA CAPACIDAD TOTAL DE 1,200 MW, EN CUATROUNIDADES DE 300 MW CADA UNA, DISEÑÁNDOSE AL MISMO TIEMPO Y PORPRIMERA VEZ EN MÉXICO Y, PARA LA C.F.E., LAS CUATRO UNIDADES.

ADEMÁS DE UTILIZAR COMO COMBUSTIBLE EL CARBÓN RELACIONADOCON LO MISMO, LA CENTRAL FUE DISEÑADA Y CONSTRUÍDA CON UNSISTEMA PARA ALMACENAMIENTO Y MANEJO DE CARBÓN:PRECIPITADORES ELECTROSTÁTICOS, UN GENERADOR DE VAPOR DEGRAN TAMAÑO Y PESO PARA CADA UNIDAD Y, FINALMENTE, EN LUGARDE TORRES DE ENFRIAMIENTO, SE CONSTRUYÓ UN GRAN LAGO(ESTANQUE) DE ENFRIAMIENTO DE 300 HECTÁREAS CON CAPACIDAD DE18 MILLONES DE METROS CÚBICOS.

1.4.4.- SISTEMA DE EXTRACCIÓN, DRENAJES Y VENTEOS DE BAJA PRESIÓN.

1.4.4.1.- FUNCIÓN DEL SISTEMA.

LA FUNCIÓN DEL SISTEMA ES SUMINISTRAR VAPOR DE LA TURBINA DEBAJA PRESIÓN A LOS CALENTADORES DEL SISTEMA DE AGUA DECONDENSADO CON EL FIN DE OBTENER UN CICLO RANKINEREGENERATIVO, USANDOSE ESTE VAPOR COMO MEDIO DECALENTAMIENTO DEL AGUA DE ALIMENTACIÓN DEL GENERADOR DEVAPOR Y DE ESTA MANERA INCREMENTAR LA EFICIENCIA DEL CICLO.

LAS OTRAS DOS FUNCIONES DE ESTE SISTEMA SON:

1.4.4.1.1.- DRENAR EN CASCADA EL VAPOR CONDENSADO EN LOSCALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN HASTAEL CONDENSADOR PRINCIPAL.

1.4.4.1.2.- PROVEER A LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN CONVENTEOS ADECUADOS TANTO PARA ARRANQUE COMO PARA OPERACIÓNNORMAL VENTEANDO INDEPENDIENTEMENTE, AL CONDENSADORPRINCIPAL.

1.4.4.2.- DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA.

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1.4.4.2.1.- EL SISTEMA SE INICIA EN LOS PUNTOS DE EXTRACCIÓN DE LA TURBINADE BAJA PRESIÓN, DE AHÍ VA A LOS CALENTADORES DE AGUA DEALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN NOS. 1, 2, 3 Y 4, DRENANDO LAOPERACIÓN NORMAL EN CASCADA DEL CALENTADOR DE MAYORPRESIÓN HASTA EL CALENTADOR NO. 2, DE AHÍ DRENA AL TANQUE DEVAPORIZACIÓN INSTANTÁNEA, DESPUÉS VA AL ENFRIADOR DE DRENES YPOSTERIORMENTE AL CONDENSADOR PRINCIPAL. EL CALENTADOR NO. 1DRENA AL ENFRIADOR DE DRENES Y DE AHÍ AL CONDENSADORPRINCIPAL. EN ARRANQUE Y EN CARGAS MENORES DEL 25%, ELCALENTADOR NO. 1 NO OPERA (EL GASTO ES CERO). EN OPERACIONES DEEMERGENCIA TODOS LOS CALENTADORES DRENAN INDIVIDUALMENTEAL CONDENSADOR PRINCIPAL, INCLUYENDO EL ENFRIADOR DE DRENES.

TODOS LOS CALENTADORES CUENTAN CON UNA ZONA INTEGRAL DESUBENFRIAMIENTO, A EXCEPCIÓN DE LOS CALENTADORES NO. 1 Y NO. 2LOS CUALES POR ESTAR EN EL CUELLO DEL CONDENSADOR PRINCIPAL YPOR SU PROXIMIDAD A LA TURBINA DE BAJA PRESIÓN PARA EVITARPOSIBLES DAÑOS POR INTRODUCCIÓN DE AGUA; SU ZONA DESUBENFRIAMIENTO (ENFRIADOR DE DRENES) ESTÁ SEPARADAFÍSICAMENTE, LEJOS DE LA TURBINA.

EL DRENAJE DEL CALENTADOR NO. 2, EN EL TANQUE DE VAPORIZACIÓNINSTANTÁNEA SE DIVIDE EN DOS PARTES: LA FASE DE VAPOR ALCALENTADOR NO. 1 Y LA FASE LÍQUIDA AL ENFRIADOR DE DRENES.

EL SISTEMA ESTÁ COMPUESTO PRINCIPALMENTE POR LAS TUBERIAS DEEXTRACCIÓN DE VAPOR NOS. 1,2,3 Y 4, LAS TUBERIAS DE DRENAJES YVENTEOS, LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJAPRESIÓN, EL ENFRIADOR DE DRENES DEL CALENTADOR DE AGUA DEALIMENTACIÓN NO. 1, EL TANQUE DE VAPORACIÓN INSTANTÁNEA, ELEYECTOR PRINCIPAL (BANCO DE EYECTORES DE SERVICIO), EYECTOR DEARRANQUE, POSTCONDENSADOR E INTERCONDENSADOR,INSTRUMENTACIÓN, VÁLVULAS DE CONTROL, TRAMPAS DE VAPOR YSELLOS EN “U”, ASÍ COMO LAS PREVISIONES NECESARIAS PARA EVITARDAÑOS POR ENTRADA DE AGUA A LA TURBINA DE BAJA PRESIÓN DEACUERDO CON LA NORMA ASME-TOP-1 ÚLTIMA EDICIÓN (RECOMMENDEDPRACTICES FOR THE PREVENTION OF WATER TO STEAM TURBINES USEDPOR ELECTRICAL POWER GENERATION).

LOS CALENTADORE DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN NOS. 3Y 4 SON DE TUBOS EN “U”, TIPO HORIZONTAL. LOS CALENTADORES DEAGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN NOS. 1 Y 2, SON DEL TIPOHORIZONTAL Y TUBOS RECTOS Y VAN COLOCADOS EN EL CUELLO DELCONDENSADOR PRINCIPAL.

LA TUBERÍA DE VAPOR DE EXTRACCIÓN, ES DE TAMAÑO APROPIADOPARA CUMPLIR CON LA CAIDA DE PRESIÓN DE LA MISMA. LA TUBERÍA DELOS DRENAJES DE LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DEBAJA PRESIÓN NOS. 1, 2, 3 Y 4, ES DE TAMAÑO ADECUADO PARA PREVENIREVAPORACIÓN SÚBITA ANTES DE LAS VÁLVULAS DE CONTROL DE LOS

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DRENAJES, DE ACUERDO CON EL MÉTODO DE CÁLCULO INIDCADO EN LANORMA ASME-76-WA/pwr-4 (ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS).

EL SISTEMA DE EXTRACCIONES, DRENAJES Y VENTEOS DE BAJA PRESIÓNESTÁ DISEÑADO TOMANDO COMO BASE EL BALANCE TÉRMICO AL 100%DE CARGA CON SERVICIOS Y LAS RECOMENDACIONES DEL “HEATEXCHANGE INSTITUTE” (HEI), LAS NORMAS ASME-TPD-1, ÚLTIMA EDICIÓNY LA PUBLICACIÓN ASME-76-WA/pwr-4 (ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM FLOW CAPABILITY IN POWER PLANT DRAINSYSTEMS), LOS CRITERIOS DE DISEÑO MECÁNICO Y LAS NORMAS DEL“TUBULAR EXCHANGERS MANUFACTURERS ASSOCIATION (TEMA).

1.4.5.- BASES DE DISEÑO.

LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓNESTÁN DISEÑADOS DE ACUERDO A LAS RECOMENDACIONES DEL HEI YPARA QUE LA DIFERENCIA TERMINAL DE TEMPERATURA SEA DE 2.77°CY LA APROXIMACIÓN DE DRENAJES SEA DE 5.55 °C, A CONDICIONES DEDISEÑO.

CONDICIONES DE DISEÑO.

1.4.5.1.- PRESIÓN LADO CARCASA.

PRESIÓN MÁXIMA DE OPERACIÓN=PRESIÓN ABSOLUTA EN LA BOQUILLADE LA TURBINA CON EL BALANCE TÉRMICO A V.T.A., CON SERVICIOS Y 5%DE SOBREPRESIÓN.

PRESIÓN DE DISEÑO (1.15 X P MÁX. OP – P. ATM X 1.10, REDONDEANDO ALAS PRÓXIMAS SUPERIORES 100 KPA MAN. ESTA PRESIÓN DE DISEÑONUNCA DEBE SER MENOR A 350 KPA MAX.

1.4.5.2.- TEMPERATURA DE DISEÑO LADO CARCASA.

ESTAS TEMPERATURAS SE CALCULAN DE ACUERDO AL HEI ÚLTIMAEDICIÓN.

1.4.5.3.- CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN, NOS. 1,2, 3 Y 4.

LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN SONINTERCAMBIADORES DE CALOR DE SUPERFICIE DE TUBO Y CORASAHORIZONTALES, DONDE LOS CALENTADORES NOS. 1 Y 2 SON DE TUBOS

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RECTOS Y SE LOCALIZAN EN EL CUELLO DEL CONDENSADOR PRINCIPAL.LOS CALENTADORES NOS. 3 Y 4, SON CALENTADORES DE TUBOS EN “U”,DE DOS PASOS.

1.4.5.4.- CARACTERÍSTICAS FÍSICAS Y MATERIALES DE LOS CALENTADORES DEAGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN.

1.4.6.-CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACION.

1.4.6.1.- CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN NO. 1.

Fabricante SWECOMEX. S.A.Tipo Tubo y corasa.Geometría Cilíndrico horizontales, tubos rectos.Tamaño 1.27 m X13.2m X 713 m2

Materiales:Corasa Acero al carbón ASME SA 285Espejo Acero al carbón ASME SA 515Tubos Acero inoxidable ASME SA 249 T304Presión en :TubosCorasa

31.7 Kg/ cm2

3.5 Kg/ cm2 y vacío.

1.4.6.2.- CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN No. 2.

Fabricante SWECOMEX. S.A.Tipo Tubo y carcasa.Geometría Cilíndrico horizontales, tubos rectos.Tamaño 1.12 X13.16 X 670 m2

Materiales:Corasa Acero al carbón ASME SA 285Tubos Acero inoxidable ASME SA 249 T304Espejo Acero inoxidable ASME SA 285Presión en:TubosCorasa

31.7 Kg/ cm2

3.5 Kg/ cm2 y vacío


21

Fabricante FOSTER WHEELER LIMITEDTipo Tubo y corasa.Geometría Cilíndrico horizontales, tubos en “U”.Dimensión de Tubos De 19 mm, calibre 20 BWGTotal de Tubos 485 tubos en “U”Material:Corasa Acero al carbón ASME SA 285Espejo Acero al carbón ASME SA 515Tubos Acero inoxidable ASME SA 688 T304


Fabricante FOSTER WHEELER LIMITEDTipo Tubo y corasa.Geometría Cilíndrico horizontales, tubos en “U”.Dimensión de Tubos D.E. 19 mm, calibre 20 BWGTotal de Tubos 475 tubos en “U”Material:Corasa Acero al carbón ASME SA 285Espejo Acero al carbón ASME SA 515Tubos Acero inoxidable ASME SA 688 T304

22

CAPITULO 2

2.0 DESARROLLO Y SOLUCION.

ESTE CÁLCULO SE DESARROLLA PARA DETERMINAR EL TAMAÑO DE LASLÍNEAS DE DRENAJE NORMAL ENTRE LOS CALENTADORES DE AGUA DEALIMENTACION NO. 3 Y 2 DE BAJA PRESION A 100% Y 25 % DE CARGA CONSERVICIOS Y EL DRENAJE DE EMERGENCIA ENTRE EL CALENTADOR NO. 3 Y ELCONDENSADOR PRINCIPAL A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS.

CALENTADORNo 2

CALENTADORNo 3

DRENAJE DEL CALENTADOR No. 3 AL CALENTADOR No. 2

Co

nd

en

sa

do

rp

rin

cip

al

23

2.1.-CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL ENTRE EL CALENTADOR No. 3Y LA VÁLVULA DE CONTROL A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.

2.1.1.- CONDICIONES TERMODINÁMICAS.

2.1.1.1- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO (

V ).DEL BALANCE TERMICO A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.

DATOS:FLUÍDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA SUBENFRIADO.

ta = 104.5°C = 220.1°F

Pe = 2.082cm

kgabs

∆Pcal = 0.13 2cm

kg(DE OFERTA DE FOSTER WHEELER)

PRESIÓN A LA SALIDA DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3 (Pa)

Pa = Pe - ∆Pcal = 2.08-0.13 = 1.952cm

kgabs.

Pa = 1.952cm

kgabs = 27.735 psi abs

INTERPOLANDO:DE TABLAS DE VAPOR.

V = 0.01677224lbs

ft3

= 0.0010971kg

m3

2.1.1.2.- DENSIDAD ( ) Y ( R )

01677224.0

11

V

= 59.623ft

lbs(a 220.1 °F);

= 62.3713ft

lbs(a 60 °F)

DENSIDAD RELATIVA ( R )

24

DATOS:

= 59.623ft

lbs(a 220.1 °F)

= 62.3713ft

lbs(a 60 °F)

371.62

62.59R

956.0R

2.1.1.3.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD ( ).

DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG. 1-3.

DATOS:

ta = 104.5 °C = 220.1 °F

= 0.25 cp

2.1.1.4.- CÁLCULO DEL FLUJO DE CONDENSADO EN LITROS POR MINUTO (G).

DATOS:

W = 52,260hr

kg= 115,212.396

hr

lbs

V = 0.0010471kg

m3

V

1

302.955

0010471.0

1

m

kg

WV

V

W

WV

V

W

V =6002.955

1000620,52

G

G = 912.023min

lts

25

785.3

23.912G gpm

G = 240.96 gpm

2.1.2.- CÁLCULO DE LAS CONDICIONES NECESARIAS PARA DETERMINAR LACAÍDA DE PRESIÓN EN EL CAL No. 3 Y LA VÁLVULA DE CONTROL A 25% DECARGA CON SERVICIOS.

2.1.2.1.- CÁLCULO DE LA PRESIÓN EN LA BOQUILLA DE DESCARGA DELDRENAJE NORMAL DEL CAL No. 3.

DATOS:

P = 0.6042cm

kgabs (PRESIÓN DEL VAPOR DE EXTRACCIÓN A 25% DE CARGA

CON SERVICIOS)

∆P1 = 0.132cm

kg(CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DEL CAL No. 3 AL 100% DE

CARGA CON SERVICIOS SEGÚN OFERTA DE WHEELER)

W1 = Q1 = 52,260hr

kg(A 100% DE CARGA CON SERVICIOS)

W2 = Q2 = 11,880hr

kg(A 25% DE CARGA CON SERVICIOS)

22

21

2

1

Q

Q

P

P

∆P2 =2

1

221

Q

QP=

2

2

)260,52(

)880,11(13.0

P2 = 0.00672cm

kg

Pa = P - P2 = 0.604 – 0.0067

Pa = 0.59732cm


2.1.2.2.- CÁLCULO DEL VÓLUMEN ESPECÍFICO (

V ) con (ta) DEL BALANCE TÉRMICOA 25% DE CARGA CON SERVICIOS

DATOS:

26

ta = 70.3 °C = 158.54 °F

Pa = 0.59732cm

kgabs = 8.496 psia

INTERPOLANDO

(

V ) = 0.0163862341lbs

ft3

= 0.001022986kg

m3

2.1.2.3.- CÁLCULO DE LA DENSIDAD ( ) Y DENSIDAD RELATIVA ( R )

V = 0.0163862341lbs

ft 3

DENSIDAD ( )

=

V

1=

0163862341.0

1= 61.03

3ft

lbs= 977.53

2m

kg


= 61.033ft

lbs(A 70.3 °C)

= 62.373ft

lbs(A 60° F )

R =371.62

03.61= 0.98

2.1.2.4.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD ( )

DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG. A-3

DATOS:

ta = 158.54 °F

= 0.4 cp

2.1.2.5.- CALCULO DEL FLUJO DE CONDENSADO EN LITROS POR MINUTO (G)

DATOS:

W = 11,880hr

kg= 26,190.65

hr

lbs

27

V = 0.001022986kg

m3

=001022986.0

1= 977.53

3m

kg;

=V

W

V =

W=

6053.977

100011880

= 202.55

min

lts

G =785.3

55.202

G = 53.51 gpm

2.1.3.-SELECCIONAR EL DIAMETRO DE LA BOQUILLA DE DESCARGA DELCALENTADOR No. 3.

DEL HEAT EXCHANGE INSTITUTE STANDARDS FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS, SECOND EDITION, COPYRIGHT 1974, PÁG. 5, INCISO B-7(b).

DATOS:

FLUIDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA SUB-ENFRIADO.

LA VELOCIDAD MÁXIMA CON LA CUAL SE DEBE SELECCIONAR LABOQUILLA PARA LAS CONDICIONES DE 100% DE CARGA CON SERVICIOS ESDE:

V = 4seg

ft(MÁXIMO)

28

SELECCIÓN DEL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA PARA EL CALENTADOR No.3,A 100% DE CARGA SON SERVICIOS

FORMA CFE-DID-020ALTERNATIVAS

DATOS: 4”Ø nom, CED. 80 6”Ø nom, CED. 401 2 3 4

Po = PRESIÓN DE TRABAJO =

P = PRESIÓN DE DISEÑO (Psig) =

T = TEMPERATURA DE DISEÑO (°F) = 220.1 220.1

Q = CAUDAL DE DISEÑO (gpm) = 240.96 240.96

W = CAUDAL DE DISEÑO (lb/hr) = 115,212.396 115,212.396

(°) = DENSIDAD (lb/pie3) = 59.62 59.62

(°)V = VÓLUMEN ESPECÍFICO (pie3/lb) = 0.01677224 0.01677224

(°)u = VISCOSIDAD (centipoises) = 0.25 0.25

v1 = VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg) =

(según criterios de diseño)VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADA

V=4ft/seg

CÁLCULOSI.- TAMAÑO

A1 = ÁREA SECCIÓN =1

04.0

v

W

(pulg2) = 19.32 38.64

A = ÁREA SECCIÓN REAL (pulg2) = 12.73 28.89

d = DIÁMETRO INTERIOR REAL (pulg) = 4.026 6.065

Do = DIÁMETRO EXTERIOR (pulg) = 4.500 6.625

V = VELOCIDAD REAL (pies/seg) = 6.072 2.676

II.- CAÍDA DE PRESIÓN

Re = NUM. DE REYNOLDS =du

W31.6=

(°) f = FACTOR DE FRICCIÓN =

∆P100 = CAÍDA DE PRESIÓN UNITARIA (psi/100)=

2

2

0668.0

)2000(Re.

1294.0

)2000(Re.

d

v

LAMINARREG

d

vf

TURBULENTOREG

LÍQUIDOS

DIÁMETRO SELECCIONADO PARA LABOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3

DB = 6”nom, CED. 40

GAS/VAPOR5

2000336.0

pd

fW

L1 = LONGITUD TUBERÍA RECTA (pies)

L2 = LONGITUD TUBERÍA EQUIV. ACCES (pies)

29

DRENAJE NORMAL DEL CALENTADOR N° 3

PLANO P-606-501

REVISIÓN A

1460

888

19568

3332

5932

5200

3362

2413

501-ø-HBI

EL.14.960

EL. 12.500Calentador No. 3

EL. 7.960

BOQUILLADE CAL N° 2

RED EX

EL. 7.875

EL. 9.360

N

30

2.1.4.-SELECCIONAR EL DIÁMETRO DE LA LÍNEA ENTRE LA BOQUILLA DELCALENTADOR NO. 3 Y LA VÁLVULA DE CONTROL.

DEL MÉTODO DE CÁLCULO RECOMENDADO PARA DETERMINAR ELTAMAÑO DE LAS LÍNEAS EN LOS DRENAJES DE LOS CALENTADORES,SEGÚN MEMORÁNDUM DE BECHTEL OVERSEAS CORPORATION, DEL 12, DESEPT. DE 1978, DEL ING. B. ALEY AL ING. LUIS CARBAJAL M.

EL RANGO DE VELOCIDADES PARA SELECCIONAR EL DIÁMETRO ES DE:

ENTRE 4 Y 7seg

ft(DEL CRANE HOJA 3-6)

EL DIÁMETRO SE DETERMINARÁ USANDO LA FORMA CFE-DID-020

31

FORMA CFE-DID-020

ALTERNATIVAS

100% CON SERVICIOS 25% CONSERVS.

DATOS: 5”Ø nom 4”Ø nom 3 1/2”Ønom

4”Ø nom

1 2 3 4Po = PRESIÓN DE TRABAJO =P = PRESIÓN DE DISEÑO (Psig) =T = TEMPERATURA DE DISEÑO (°F) = 220.1 220.1 220.1 158.54

Q = CAUDAL DE DISEÑO (gpm) = 240.96 240.96 240.96 53.51

W = CAUDAL DE DISEÑO (lb:/hr) = 115,212.396 115,212.396 115,212.396 26,190.65

(°)= DENSIDAD (lb/pie3) = 59.62 59.62 59.62 61.03

(°)V = VOLUMEN ESPECÍFICO (pie3/lb) = 0.0677224 0.0677224 0.01677224 0.016386234

(°)u = VISCOSIDAD (centipoises) = 0.25 0.25 0.25 0.40

v1 = VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg)=

(según criterios de diseño) VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADAV= 7ft/seg

VELOCIDAD MÍNIMA RECOMENDADAV= 4ft/seg



04.0

v

W

(pulg2) = 19.324 12.883 11.0425

A = ÁREA SECCIÓN REAL (pulg2) = 20.01 12.73 9.886 12.73

d = DIÁMETRO INTERIOR REAL (pulg) = 5.047 4.026 3.548 4.026

Do = DIÁMETRO EXTERIOR (pulg) = 5.563 4.500 4.000 4.500

V = VELOCIDAD REAL (pies/seg) = 3.862 6.072 7.818 1.348

II.- CAÍDA DE PRESIÓN00035.0

D00045.0

D0005.0

D00045.0

D


W31.6 =576,176.12 722,295.3 819,605.66 102,622.33

(°) f = FACTOR DE FRICCIÓN = 0.0166 0.0170 0.0172 0.0185


0.3784 1.2010 2.2859 0.06596

2

2

0668.0

)2000(Re.

1294.0

)2000(Re.

d

v

LAMINARREG

d

vf

TURBULENTOREG

LÍQUIDOS

DIÁMETRO SELECCIONADO PARA LA LINEA DELCAL. No. 3

DT = 4”Ø nom, CED. 40

GAS/VAPOR5

2000336.0

pd

fW

L1 = LONGITUD TUBERÍA RECTA (pies)L2 = LONGITUD TUBERÍA EQUIV. ACCES

(pies)

32

2.1.4.1.- SELECCIÓN DEL TAMAÑO DE LA VÁLVULA DE CONTROL.

DETERMINADOS EL TAMAÑO DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3 YEL DIÁMETRO DE LA LÍNEA ENTRE LA BOQUILLA DEL CAL. Y LA VÁLVULADE CONTROL, SELECCIONAR EL TAMAÑO DE LA MISMA.

SE SELECCIONARÁ POR PRINCIPIO, MENOR QUE EL TAMAÑO DE LA LÍNEA.

Dt = 4" nom (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)Dv = 2" nom (DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL)

2.1.4.1.1.- CÁLCULO DE LA LONGITUD EQUIVALENTES DE TUBERIA, VÁLVULA YACCESORIOS EN EL TRAMA CORRESPONDIENTE A LA BOQUILLA DEL CAL.Y LA VÁLVULA DE CONTROL.

2.1.4.1.1.1.- CÁLCULO DE LAD

LDE LA REDUCCIÓN CONCENTRÍCA CONECTADA

EN LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3.

tan="5.3

"0195.1= 0.2913

=2

1

d

d=

"065.6

"026.4= 0.66381 = ARC TAN (0.2913) = 16.24°

= 2 = 2x16.24° = 32.48°2 = 0.4406 < 45°

(1 - 2 ) = 0.5594 sen = 0.2797

4

2

2

)1(2

8.0

sen

K

4”ø nom

5½”

3½”

d2ø int = 6.025”

1.0195”

3 .5”

d1ø int = 4.026”

6” nom

33

5594.0)2797.0(8.02 K

1252.02 K

017.0

1252.0;

ft

K

D

Lft

D

LK

365.7D

L

2.1.4.1.1.2.- CÁLCULO DE LAD

LDE LA REDUCCIÓN DE 4” x 2”, CONECTADA

EN LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL = 2”

48975.0"2

"9795.0tan

= ARC TAN (0.48975) = 26.093°

4

2

22

)1(5.0

sen

K = 2 = 2x26.093° = 52.186°

0695.0

6632.07369.05.02

K > 45°

516.32 K sen = 0.4398

;ftD

LK 5134.0

"026.4

"067.2

2

1 d

d

0.9795”

2”

2”ø n

4”

2”

4”ø n

d2

ø int = 4.026”

d1

ø int = 2.067”

34

017.0

516.3

ft

K

D

L260359.02

0695.04

7369.0)1( 2

6632.02

sen

82.206D

LVER ANEXO PÁG. SIG.

35

2.1.4.1.1.2.BIS.- CÁLCULO DE LAD

LDE LA REDUCCIÓN DE 4” x 3”, CONECTADA EN

LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL = 3” ø

2815.0"2

"563.0tan

ARC TAN 722.15)2815.0( °

= 2 = 2x15.722° = 31.444°

45°

4

2

22

)1(5.0

sen

K sen = 0.2709701

2692.0

52055.04811.05.02

K 72032.0

"026.4

"9.2

2

1 d

d

46515.02 K 5189.02

ft

K

D

Lft

D

LK ; 2692.04

017.0

46515.0

D

L4811.0)1( 2

362.27D

L52055.0

2

sen

3”ø n

4”

2”

4”ø n

d2

ø int = 4.026”

d1

ø int = 2.9”

0.563”

2”

36

III.- LONGUITUD EQUIVALENTE TUBERÍASECCIÓN DE TUBERÍA DE CAL. No. 3 A VÁLVULA DE CONTROLVER ISOMÉTRICO HOJA 16 DE 88

(De acuerdo a lo indicado en el CRANE No. 210 Ed. 1976.)

ACCESORIOS

100% DE CARGA CONSERVICIOS

25% DE CARGA CONSERVICIOS

CASO 1 CASO 2DENOMINACIÓN No. L/D L/D TOT. L/D L/D TOT.1.- VÁLVULA DECOMPUERTA

1 8.0 8.0 8.0 8.0

2.- VÁLVULA DEGLOBO3.- VÁLVULA“CHECK”4.- CODO DE 90°

8 20 160.0 20 160.0

5.- CODO DE 45°

6.- REDUCCIÓN6" A 4"

1 7.365 7.365 7.365 7.365

7.- TEE

8.- ENTRADA ATUBERÍA

1 33.33 33.33 33.33 33.33

9.- SALIDA DETUBERÍA

10.- EXPANSIÓN

11.- REDUCCIÓNDE 4" 2"

1 206.82 206.82 206.82 206.82

SUMA TOTALL/D 415.52 415.52

L1=LONG. TUBERÍA RECTA(PIES)

236.057 134.22 134.22

L2=LONGITUDEQUIVALENTE

L/D x d 12

/ dDL 12

026.452.415

12

4.139

197.79

4.139

LT = LONGITUDEQUIVALENTETOTAL (PIES)

273.62 273.62

37

DE CALENTADOR No. 3 A CALENTADOR No.2CÁLCULOS 100% DE CARGA C/SERVS. 25% DE CARGA C/SERVS.

1 2 3 4L = LONGITUD TOTALEQUIVALENTE (pies)

273.62 273.62

A P=CAÍDA PR. TOTAL=P100 x L (psi)

1003.286 0.1805

III- ESPESOR DE PARED

(°°) S= ESFUERZO MAX. ADM. @ T(psi)(°°) E = EFICIENCIA SOLD.LONGITUDINAL(°°) A = ESPESOR ADICIONAL (pulg)

(°°) y = COEFICIENTE SEGÚNMATERIAL

tm = ESP. MIN. = PySE

DP o

2+A,

(pulg)

t1 = ESP. NECESARIO =875.0

tm,

(pulg)t = ESP. NORMAL MAS PRÓXIMOSUP. (pulg)

RESUMEN TUBERÍA ADOPTADA

DE CALENTADOR No. 3 A CALENTADOR No. 2

100% DE CARGA C/SERVS. 25% DE CARGA C/SERVS.MATERIALDIAM. EXTERIOR, (pulg) = 4.500 4.500ESPESOR, (pulg) ó SCH, No. =VELOCIDAD, (pies/seg) = 6.072 1.348CAÍDA DE PRESIÓN, (psi) = 3.286 0.1805

(°) VALORES SEGÚN “FLOW OF FLUIDS” CRANE TECHNICAL PAPER N° 410

(°°) VALORES SEGÚNANSI B31.10

38

100% DE CARGA CON SERVICIOS

2.1.4.2.- CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL, ASÍ COMO VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASELÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

Pa = 1.952cm


∆P = 3.286 psi

S = 4.057 μ = 13.31 ft

94.0R

ta = 104.5 °C = 220.1 °F

P2 = Pa + S - ∆P

P2 = 27.736 + 286.330662.2

94.031.13

P2 = 29.874 psi abs

CALENTADORN° 3

S

Pa

P2 Pb

CALENTADOR
N° 2

39

P2 = 2.12cm

kgabs

40

2.1.4.3.- VERIFICAR SI EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LAVÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

P2 = 29.874 psi abs

ta = 104.52 °C = 220.1 ° F

CONDICIÓN

P2 > Pva = PRESIÓN DE VAPOR

DETERMINAR LA PRESIÓN DE VAPOR (Pva) A 220.1 ° FDE LAS TABLAS DE VAPOR ASME 1977INTERPOLANDO.

Pva = 17.22 psi abs

COMO P2 = 29.874 psi abs > Pva = 17.22 psi abs

DE LO ANTERIOR SE CONCLUYE QUE A LA ENTRADA DE LA VÁLVULAEXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO), POR LO CUAL, NO EXISTE RIESGO DEEVAPORACIÓN.

A 25% DE CARGA CON SERVICIOS

2.1.4.4.- CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL, Y VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) ALA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

Pa = 0.59732cm


∆P = 0.1805 psi

S = 4.057 m = 13.31 ft

98.0R

ta = 70.3 °C = 158.54 °F

41

P2 = Pa + S - ∆P

P2 = 8.496 + 1805.030662.2

98.031.13

P2 = 13.97 psi abs

P2 = 0.98222cm

kgabs

CALENTADORN° 3

C

Pa

P2 P

S

ALENTADORN° 2

b

42

2.1.4.5.- DEL CALENTADOR No. 3 A LA VÁLVULA DE CONTROL, A 25% DE CARGACON SERVICIOS, VERIFICAR SI EXISTE UNA FASE A LA ENTRADA DE LAVÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

P2 = 13.97 psi abs

ta = 70.3 ° C = 158.54 °F

CONDICIÓN


DETERMINAR LA PRESIÓN DE VAPOR A 15854 ° F(DE LAS TABLAS ASME 1977)

Pva = 4.5796 psi abs

P2 = 13.97 > 4.5796 psi abs

DE LO ANTERIOR SE CONCLUYE QUE A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL, EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO), POR LO CUAL, NO EXISTERIESGO DE EVAPORACIÓN.

43

2.2.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL ENTRE LA VÁLVULA DECONTROL Y LA BOQUILLA DE LLEGADA DEL CALENTADOR No. 2, A 100% DECARGA CON SERVICIOS.

2.2.1.-CÁLCULO DE LA BOQUILLA (DB) DEL CAL. No. 2. A 100% DE CARGA CONSERVICIOS.

2.2.1.1.- CALCULAR LA ENTALPIA Y EL VÓLUMEN ESPECÍFICO LÍQUIDO Y DEL

VAPOR A 1.12cm

kgabs.

P = 1.12cm

kgabs = 15.646 psi abs DE TABLAS DE VAPOR ASME 1974

INTERPOLANDO

P (psi abs) hL

lbs

Btuhv

lbs

Btu

lbs

ftV L

3

lbs

ftV V

3

646.0

0.5

0.15

646.15

0.20

1

'1

06.15

21.181´

27.196

x

x

´

2

'2

4.5

9.1150

3.1156

x

x

3

'3

000108.0

016726.0´

016834.0

x

x

4

'4

203.6

290.26´

087.20

x

x

hL = 183.156lbs

Btu

hv = 1151.598lbs

Btu

VL = 0.016739lbs

ft 3

DEL CALENTADOR N° 3

HL=104.6Kcal/Kg

CALENTADORN° 2

DB=?Pb=1.10Kg/m²abs

hL = ?hV = ?

LV

= ?

VV

= ?

44

Vv = 25.489lbs

ft 3

2.2.1.2.- CALCULAR EL PORCENTAJE DE CONDENSADO QUE SE EVAPORA.

DATOS:

HL= 104.6kg

Kcal= 188.28

lbs

Btu

hL = 183.156lbs

Btu

VL= 0.016739lbs

ft 3

V V = 25.489lbs

ft 3

hv = 1151.598lbs

Btu

HL = hL + χ hvL = hL + χ (hv – hL)

χ = L

LL

hhv

hH

=

156.183598.1151

156.18328.188

= 0.0052909

0.52909 % DE EVAPORACIÓN

CALCULAR EL VOLÚMEN ESPECÍFICO DE LA MEZCLA (

VM)

DATOS:

χ = 0.0052909

VL = 0.016739lbs

ft 3

Vv = 25.489lbs

ft 3

VM =

VL + χ (

Vv -

VL)

VM = 0.016739 + χ (25.489 – 0.016739)

VM = 0.1515102lbs

ft 3

45

DENSIDAD DE LA MEZCLA

DATOS:

VM = 0.1515102lbs

ft 3

M

M

V

1

1515102.0

1M = 6.6

3ft

lbs

3

6.6ft

lbsM

2.2.1.3.- SELECCIONAR EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CAL No. 2

CRITERIO:DEL HEAT EXCHANGE INSTITUTE STANDARD FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS SEGUNDA EDICIÓN, 1974 PÁG. 5, INCISO B-7C.

CONDICIÓN

M

G

2

= 4000; G = MASA VELOCIDAD (2ftseg

lbs

)

M = DENSIDAD DE LA MEZCLA

DONDE G ≤ 250; G =A

W

DATOS:

W = 115,212.4hr

lbs= 32

seg

lbs

M = 6.63ft

lbs

PROBANDO CON DIÁMETROS DE 4", 6" Y 8", CED. 80

DIÁMETRO(ø nom, M )

ÁREAINTERNA

(ft2)

G =A

W

M

G

2

M

G

2

- 4000

4" 0.07986 400.7 24,327.35 + 20,327.35

6" 0.181 176.79 4,735.56 + 735.56

8" 0.3171 100.91 1,542.85 (-) 2,457.14

46

COMO LA MENOR DIFERENCIA DEM

G

2

- 4000, RESULTÓ DE 735.56, SE

CONCLUYE QUE EL DIÁMETRO PARA LA BOQUILLA DEL CAL. No. 2, DEBESER:

DB = 6 "Ø nom, CED.80

2.2.2- CÁLCULO DE LA LÍNEA ENTRE LA VÁLVULA DE CONTROL Y LA BOQUILLAEN EL CALENTADOR No. 2

DATOS:

Pa = 1.952cm

kgabs = 27.736 psia

ta = 104.5 °C = 220.1 °F

W = 52,260hr

kg= 115,212.4

hr

lbs= 32

seg

lbs

Pb = 1.12cm


Pva = 17.22 psi abs

2.2.2.1.- CALCULAR LA PRESIÓN CRÍTICA (Pcv) EN EL ORIFICIO DE LA VÁLVULADE CONTROL.

DONDE Pcv = Ff (Pva) y Ff = 0.96 – 0.28Pc

Pva

Pc = 3,206.22pul

lbsabs (PARA AGUA)

Ff = 0.96 – 0.282.206,,3

22.17= 0.9395

Pcv = Ff (Pva) = 0.9395 x 17.22

Pcv = 16.178 psi abs

2.2.2.2.- DETERMINAR LOS COEFICIENTES DE FRICCIÓN (f) PARA EL DIÁMETRO DELA LÍNEA DE 4" Ø nom Y EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CAL. No.2, DE6" Ø nom.

DATOS:

DT = 4" Ø nom, CED 80 (DIÁMETRO DE LÍNEA)

47

DB = 6" Ø nom, CED 80 (DIÁMETRO DE BOQUILLA)

DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG. A-2 E (A TURBULENCIA TOTAL)

ft = 0.0164fB = 0.0152

2.2.2.3.- CALCULAR (A

W) ( 2ftseg

lbs

), PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL

CAL. No. 2

DATOS:

DB = 6" Ø nom, CED 80A

W=

181.0

32

A = 0.181 ft2

W = 32seg

lbs

A

W= 176.795 2ftseg

lbs

2.2.2.4.- DETERMINAR ( *4P )

DATOS:

A

W= 176.795 2ftseg

lbs

Pva = 17.22 psi abs

[ DE LA PUBLICACIÓN ASME “ANALYTICAL APROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS” HOJA 4, FIG. 2]

*4P = 6.4 psi abs

CONDICIONES:

SI *4P ≥ Pb (RESOLVER MÉTODO 1)

SI *4P < Pb (RESOLVER MÉTODO 2)

(6.4 psi abs < 15.65 psi abs)

COMO *4P < Pb, RESOLVER POR MÉTODO 2.

2.2.2.5.- SOLUCIÓN POR EL METODO 2:

2.2.2.5.1.- DETERMINAR EL VALOR DE ()

48

DATOS:

*4P = 6.4 psi abs DE LA FIG. No. 3, PAG. 4, DE LA PUBLICACIÓN (ASME)*

Pva = 17.22 psi abs

= 0.552.2.2.5.2.- CALCULAR (M4)

DATOS:

= 0.55

*4P = 6.4 psia

Pb = 15.65 psia

M4 =

1

111

2*42

Pb

P

M4 =

155.0

165.15

4.6155.01

22

M4 = 0.37

2.2.2.5.3.- CALCULAR K4

DATOS:

M4 = 0.37

= 0.55

24

24

24

24

4

2

112

1

2

11

M

MLn

M

MK

2

2

2

2

4

37.02

45.012

37.055.1

55.02

55.1

37.055.0

37.01LnK

K4 = 8.34852

49

2.2.2.5.4.- DETERMINAR LAS CONDICIONES BÁSICAS, SELECCIONANDO UNTAMAÑO DE LÍNEA.

CONSIDERANDO UN TAMAÑO DE 4”Ø nom, CED. 80:

DATOS:

D = 4”Ø nom, CED. 80

Di = 3.826”

A = 0.07986 ft2

2.2.2.5.5.- CALCULAR (K3), PARA VÁLVULA Y ACCESORIOS.

1.- AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA DE 2" A 4"

tan = 9435.02

887.1

= ARCTANG 0.9435 = 43.3348°

= <45°

2” nom

int = 1.939”

4”

2”

4” nom

d2

int= 5.761”

1.887”

2”

d1

6”

CALENTADOR No.2

4” 2”K 4” 4” n

DEL CALENTADOR No. 3

50

sen 3692.02

4

22

2

)1(2

6.2

sen

K 50679.0826.3

939.1

2

1

d

d

06596.0

5523.03692.06.22

K 25638.02

03759.82 K Ver 2.2.2.5.5 BIS. 06596.04

5523.0)1( 22

TRANSPORTANDO 2K A 6K ” (QUE ES EL COEFICIENTE DE PÉRDIDAS

REFERIDO AL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DE LLEGADA)

DATOS:

03759.82 K

"826.3"4 di

"761.5"6 di4

6

4

26

)"

"(

"

di

di

KK

4

12

KK

)761.5

826.3(

03759.8"6 K

32.41"6 K Ver 5.2.2.5.5.2 BIS.

2.2.2.5.5. BIS.- CALCULAR (K3), PARA VÁLVULA Y ACCESORIOS.

1.- AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA DE 4" x 3"

tan = 463.02

926.1

= ARCTANG 0.9435

3” nom

int = 2.9”

4” nom

d1 d2

int =3.826”

2”

0.926”

2”

4”

51

= 24.844° = <45°

Sen 2151.02

4

22

2

)1(2

6.2

sen

K 758.0826.3

9.2

2

1 d

d

33.0

181.02151.06.22

K 5745.02

3067.02 K 33.04

181.0)1( 22

TRANSPORTANDO A 2K A 6K ” (QUE ES EL COEFICIENTE DE PÉRDIDAS

REFERIDO AL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DE LLEGADA)

DATOS:

3067.02 K

"826.3"4 di

"761.5"6 di

4

6

4

26

)"

"(

"

di

di

KK

)761.5

826.3(

3067.0"6 K

577.1"6 K

2.- VÁLVULA DE COMPUERTA DE 4”

DATOS:

8D

L

fT = 0.0164

di4” = 3.826”

di6” = 5.761”

52

446

761.7

826.3

0164.08

"6

"4"

di

di

fD

L

KT

K6” = 0.6744

3.- TEE DE 4” Ø nom

DATOS:

60D

L

fT = 0.0164

di4” = 3.826”

di6” = 5.761

446

761.7

826.3

0164.060

"6

"4"

di

di

fD

L

KT

K6” = 5.0

4.- AMPLIACIÓN DE 4” A 6” (C0NCÉNTRICA)

tan = 27642.0"

213

9675.0

= ARCTANG (0.27642)

195.0

26644.03125.06.2)1(

26.2

4

22

2

senK =15.45232°

2x =30.90464

0.9675 ”0.9675 ”0.9675”

3.5”

5½”

4” nom

int = 3.826”

d1

3½”

6” nom

d2

int = 5.761”

53

Sen = 0.26644

66412.0761.5

"826.3

2

1 d

d

K2 = 1.1102 441.02

195.04

3125.0)1( 22

5.- TRAMO RECTO DE TUBERÍA DE 4” Ø nom

DATOS:

fT = 0.0164

L = 914 mm = 3 ft

D = 4” Ø nom

di4” = 3.826”

di6” = 5.761”

41.9

"12

"826.3

3

D

L

46

"6

"4"

di

di

fD

L

KT

46

761.5

826.3

0164.041.9"

K

K6 = 0.7933

2.2.2.5.6.- DETERMINAR 3K

1102.10.56744.032.41"63 KK

1.483 K

2.2.2.5.7.- CALCULAR (K)

54

1.483 K

34852.84 K

349.81.4843 KKK

449.56K

2.2.2.5.8.- DETERMINAR ( 3M )

DATOS: DE LA FIGURA No. 4, PÁG. 6, DE LA PUBLICACIÓN ASME

= 0.55

K=56.449

169.03 M

2.2.2.5.9.- DETERMINAR

*4

3

PP

DATOS:

169.03 M

= 0.55

23

3*4

3

2

112

11

MMP

P

2

*4

3

169.02

45.012

55.1

169.0

1

P

P

2259.5*4

3 P

P

2.2.2.5.10.- CALCULAR ( 3P )

DATOS:

2259.5*4

3 P

P2259.543 PP

P3 = 5.2259 x 6.4 = 33.4458 psi abs

P3= 33.4458 psi abs

CONDICIONES:

55

1- SI P3 < Pva y Pcv > P3, EL TAMAÑO ESCOGIDO ES CORRECTO;

2.- SI P3 > Pva, RECALCULAR POR MÉTODO 3;

COMO P3 = 33.4458 > Pva = 17.22 psia

POR LO TANTO: RESOLVER POR MÉTODO 3.

2.2.2.5.11.- MÉTODO 3

2.2.2.5.11.1.- CALCULAR CAÍDA DE PRESIÓN DESPUÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL Y P3.

2.2.2.5.11.1.1.- CALCULAR (Mx)

DATOS:

Pva = 17.22 psi abs

*4P = 6.4.psi abs

= 0.55

Mx =

1

11 42

Pva

P

Mx =

155.0

122.17

4.655.01

2

2

Mx = 0.33

2.2.2.5.11.1.2.- CALCULAR (Kx)

DATOS:

Mx = 0.33

= 0.55

56

2

2

2

2

2

112

1

2

11

Mx

MxLn

Mx

MxK X

2

2

2

2

33.02

45.012

33.055.1

55.02

55.1

33.055.0

33.1Ln

OK X

Kx = 11.4288

2.2.2.5.11.1.3.- CALCULAR (Kf)

DATOS:Kf = K3 + K4 - Kx

K3 = 48.1

K4 = 8.34852

Kx = 11.4288

Kf = 48.1 + 8.34852 - 11.4288

Kf = 45.0

2.2.2.5.11.1.4.- CALCULAR LA VELOCIDAD (Vf)

DATOS:

D = 6” nom

A = 0.181 ft2 ff VA

WV

2795.176

ftseg

lbs

A

W

fV = 0.01677lbs

ft 3

Vf = 176.795 x 0.016777

Vf = 2.96485seg

ft

2.2.2.5.11.1.5.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN LA ZONA DEL LÍQUIDO (Pf)

DATOS:

57

Kf = 45144

11

2

2

f

fff

Vg

VKP

Vf = 2.96485seg

ft

fV = 0.01677lbs

ft 3

14401677.02.322

96485.245 2

fP

Pf =2.54352 psi

3.2.2.5.11.2 CALCULAR LA PRESIÓN (P3)

DATOS:P3 = Pva +Pf

Pf =2.54352 psi

Pva = 17.22 psi abs

P3 =17.22 + 2.54356

P3 = 19.763 psi abs PRESIÓN A LA SALIDA DE LA VÁLVULA DE CONTROL

2.2.2.5.11.3CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL (ΔPcv)

DATOS:

P2 = 29.874 psi abs

P3 = 19.763 psi abs

ΔPcv = P2 – P3 =29.874-19.763

ΔPcv = 10.11 psi abs

P2

4” nom 4” nom

P3

Pcv

58

CAÍDA DE PRESIÓN EN LA VÁLVULA DE CONTROL

2.2.2.5.11.4.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL SISTEMA (∆PT)

DATOS:

Pa = 27. 736 psi abs

Pb = P4 = 15.65 psi abs

S = 13.31 ft

956.0R

430662.2P

SPaP R

T

65.1530662.2

956.031.13736.27

TP = 17.6024

∆PT = 17. 6024 psi CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA

CALCULAR EL 30% DE (∆PT) Y COMPROBAR

∆PT x 0.30 =17. 6024 x 0.3

∆PT x 0.3 = 5.2872 psi abs 30% DE LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL SISTEMA

COMPROBAR:

CONDICIÓN: ∆Pcv ≥ ∆PT x 0.3

∆Pcv = 10.11 psi abs > ∆PT x 0.3 = 5.2872 psi abs

COMO LA CONDICIÓN ANTERIOR SE CUMPLE, SE CONCLUYE QUE EL DIÁMETROSUPUESTO DE 4”Ø nom, ES EL CORRECTO.

CALENTADOR N° 3

Pa

CALENTADOR N° 2

4” nom 4” nom

6”

6”

S=13.31 ft

Pb= P4 = 15.65 psi abs

59

2.2.3.-CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL TRAMO ENTRE LA VÁLVULA DECONTROL Y EL CALENTADOR No.2 A 25% DE CARGA CON SERVICIOS.

DATOS:

Pa = 0.59732cm


ta = 70.3°C = 158.54°F

W = 11,880hr

kg= 26,190.6 lbs/hr = 7.2752

seg

lbs

Pb = 0.3112cm

kga = 4.4235 psi abs

Pva = 4.5796 psi abs (DE HOJA 27-89, DE ESTE CÁLCULO)

2.2.3.1.- CALCULAR LA PRESIÓN CRÍTICA (Pcv), EN EL ORIFICIO DE LA VÁLVULADE CONTROL.

DONDE:

Pcv = FF x Pva y,

FF = 0.96 – 0.28Pc

Pva

Pc = 3,206.22pul

lbsabs (para agua)

FF = 0.96 – 0.28 94942.02.206,3

5796.4

Pcv = FF x Pva = 0.94942 x 4.5796

Pcv = 4.348 psi abs

2.2.3.2.- DETERMINAR LOS COEFICIENTES DE FRICCIÓN (f) PARA EL DIÁMETRODE LA LÍNEA DE 4” nom Y EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CAL. No. 2, DE 6” nom

DATOS:

DT = 4” nom, CED. 80 (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)

DB = 6” nom, CED. 80 (DIÁMETRO DE LA BOQUILLA)

DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG A-25 (A TURBULENCIA TOTAL)

fT = 0.0164

fB = 0.0152

60


W) ( 2ftseg

lbs

), PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL

CALENTADOR No. 2.

DATOS:

D = 6” nom, CED. 80

A = 0.181 ft2

181.0

2752.7

A

W

W = 7.2752seg

lbs

181.0

2752.7

A

W

21944.40

ftseg

lbs

A

W

2.2.3.4.- DETERMINAR (*4P )

DATOS:

21944.40

ftseg

lbs

A

W


(*DE LA PUBLICACIÓN ASME “ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS” HOJA 4, FIG. 2).

*4P = 1.3 psi abs

Pb = 4.4235 psi abs

CONDICIONES:

SI *4P > Pb (RESOLVER MÉTODO 1)


COMO *4P < Pb, ENTONCES RESOLVER CON MÉTODO 2,

2.2.3.5.- SOLUCIÓN:


DATOS:

61

*4P = 1.3 psi abs DE LA FIGURA No. 3 PÁG. 4 DE LA PUBLICACIÓN (ASME)


= 0.62

2.2.3.5.2.- CALCULAR (M4)

DATOS:

= 0.62

1

111

2*42

4

Pb

P

M

*4P = 1.3 psi abs

Pb = 4.4235 psi abs

162.0

14235.4

3.1162.01

2

2

4

M

M4 = 0.26656

2.2.3.5.3.- CALCULAR (K4)

DATOS:

M4 = 0.26656

= 0.62

24

24

24

24

4

2

112

1

2

11

M

MLn

M

MK

2

2

2

2

4

26656.02

38.012

26656.062.1

62.02

62.1

26656.062.0

26656.01LnK

K4 = 17.3762

2.2.3.6.- DETERMINAR LAS CONDICIONES BÁSICAS, CONSIDERANDO ELDIÁMETRO DETERMINADO A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.

DATOS:

D = 4” nom Céd. 80

62

Di = 3.826”

A = 0.7986 ft2

6”

CALENTADOR No.2

4” 2”K 4” 4” nom

DEL CALENTADOR No. 3

63

2.2.3.6.1.- CALCULAR (K)

DATOS:

K3 = 48.1 (DE CAL. A 100% DE CARGA CON SERVICIOS, PÁG. 41 DE 89)

K4 = 17.3762

K = K3 + K4 = 48.1 + 17.3762

K = 65.4762

2.2.3.6.2.-. DETERMINAR (M3)

DATOS:

= 0.62

K = 65.4762

DE LA FIG. No. 4, PÁG. 6 DE LA PUBLICACIÓN (ASME)

M3 = 0.1494

2.2.3.6.3.- DETERMINAR

*

4

3

P

P

DATOS:

M3 = 0.1494

= 0.62

23

3*4

3

2

112

11

MMP

P

2

*4

3

1494.02

38.012

62.1

1494.0

1

P

P

037.6*

4

3 P

P

2.2.3.6.4.- CALCULAR (P3)

64

DATOS:

037.6*

4

3 P

P

*4P = 1.3

P3 =*4P (6.037)

P3 = 1.3 x 6.037

P3 = 7.8481 psi abs

CONDICIONES:

1.- SI P3 < Pva y Pcv > P3 EL TAMAÑO ESCOGIDO ES CORRECTO

2.- SI P3 > Pva, RECALCULAR POR MÉTODO 3.

COMO P3 = 7.8781 > Pva = 4.5796 psi abs

RECALCULAR POR MÉTODO 3.

2.2.3.7.- MÉTODO 3.

2.2.3.7.1.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN DESPUÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL Y P3

2.2.3.7.1.1.- CALCULAR (Mx)

DATOS:

Pva = 4.5796 psia

P4 = 1.3 psia

= 0.62

1

111

242

Pva

P

Mx

162.0

15796.4

3.1162.01

22

Mx

Mx = 0.2573

65

2.2.3.7.1.2.- CALCULAR (Kx)

DATOS:

Mx = 0.2573

= 0.62

2

2

2

2

2

112

1

2

11

Mx

MxLn

Mx

MxKx

2

2

2

2

2573.02

38.012

2573.062.1

62.02

62.1

2573.062.0

2573.01LnKx

Kx = 18.9439

2.2.3.7.1.3.- CALCULAR (Kf)

DATOS:

K3 = 48.1

K4 = 17.3762

Kx = 18.9439

Kf = K3 + K4 – Kx

Kf = 48.1+17.3762– 8.9439

Kf = 46.5323

2.2.3.7.1.4.- CALCULAR LA VELOCIDAD (Vf)

DATOS:

D = 6”Ø nom

A = 0.181 ft2

21944.40 ftseg

lbs

A

W

lbs

ftfV

3

016386.0

66

Vf = fVA

W

Vf = 40.1944 x 0.016386

Vf = 0.6584seg

ft

2.2.3.7.1.5.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN LA ZONA DEL LÍQUIDO ( Pf )

DATOS:

Kf = 46.5323

Vf = 0.6584seg

ft

016386.0fV

144

11

2

2

fVg

VfKfPf

1440163862341.02.322

6584.05323.46

2

Pf

13274.0Pf psi abs

2.2.3.7.2.- CALCULAR LA PRESIÓN (P3)

DATOS:

∆Pf = 0.013274 psi

Pva = 4. 5796 psi abs

P3 = Pva + ∆Pf

P3 = 4. 5796 + 0.013274

P3 = 4.71234 psi abs

2.2.3.7.3.- CALCULAR LA CAÍDA A TRAVÉS DE LA VÁLVULA DE CONTROL (∆Pcv)

DATOS:

67

P2 = 13.97 psi abs

P3 = 4.71234 psi abs

∆Pcv = P2 - P3

∆Pcv = 13.97 – 4.71234

∆Pcv = 9.258 psi abs

2.2.3.7.4.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL SISTEMA Pt

DATOS:

Pa = 8.496 psi abs

Pb = P4 = 4.4235 psi abs

S = 13.54 ft

R = 0.98

430662.2

PS

PaP RT

4235.430662.2

98.054.13496.8

TP

8251.9 TP psi abs CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA

CALCULAR EL 30 % DE ( TP ) Y COMPROBAR

TP x 0.3 = 9.8251x0.3

TP x0.3 = 2.94753 psi abs 30% DE LA CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL

SISTEMACOMPROBAR

CONDICIÓN:

P2

4” nom 4” nom

P3

Pcv

CALENTADOR N° 3

Pa = 8.691 psi abs

CALENTADOR N° 2

4” nom 4” nom

6”

6”

S=13.31 ft

Pb= P4 = 4.4235 psi abs

68

Pcv TP x0.3

Pcv = 9.258> TP x0.3 = 2.94753 psi abs

COMO LA CONDICIÓN ANTERIOR SE CUMPLE, SE CONCLUYE QUE ELDIÁMETRO 4”Ø nom, ES TAMBIÉN ADECUADO PARA 25% DE CARGA CONSERVICIOS.

2.3.- CÁLCULO DEL TAMAÑO DE LA LÍNEA DE DRENAJE DE EMERGENCIA A 100%Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS, EN EL TRAMO CORRESPONDIENTE DELCALENTADOR No. 3 A LA VÁLVULA DE CONTROL.

Co

nd

en

sa

do

rp

rin

cip

al

Calentador No. 3

Drenaje de emergencia entre el calentadorNo. 3 y el Condensador

69

2.3.1.- CONDICIONES TERMODINÁMICAS.

2.3.1.1.- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO, DENSIDAD, DENSIDADRELATIVA, VISCOSIDAD Y FLUJO A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.

2.3.1.1.1.- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO V

DATOS:

FLUÍDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA (SATURADO)

ta = 120.9 °C = 249.62 °F

Pa = 2.082cm

kgabs. = 29.585 psi abs

DE TABLAS DE VAPOR ASME 1967

INTERPOLANDO

62.1

0.4

0.248

62.249

0.252

F

X

X

000032.0

016990.0

017022.0

X =0.4

62.1000032.0

X = 0.00001296

V = 0.017002lbs

ft3

2.3.1.1.2.- DENSIDAD ( ) y ( R )

DATOS:

V = 0.017002lbs

ft3

017002.0

11

V

381661.58

ft

lbs

70


DATOS:

381661.58

ft

lbs (A 249.62 °F)

3371.62

ft

lbs (60 °F)

371.62

8166.58R

R = 0.943012

2.3.1.1.3.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD (µ)

DATOS:

FLUÍDO = CONDENSADO SATURADO

ta = 120.9 °C = 249.62 °F

µ = 0.21 cp

2.3.1.1.4.- FLUJO DE CONDENSADO EN LITROS POR MINUTO (G)

DATOS:

W = 52,260hr

kg= 115,212.4

hr

lbs

= 58.816613ft

lbs

60313.358166.58

2046.21000260,52

G

G = 924.514min

lts

785.3

514.924G

G = 249.26 gpm

71

2.3.1.2.- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO, DENSIDAD, DENSIDADRELATIVA, VISCOSIDAD Y FLUJO DE CONDENSADO A 25% DE CARGA CONSERVICIOS.

2.3.1.2.1.- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO (V )

DATOS:

FLUÍDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA (SATURADO)

Ta = 85.6 °C = 186.08 °F

Pa = 0.6042cm

kg= 8.590934 psi abs

DE TABLAS DE VAPOR ASME 1962

INTERPOLANDO

(t) (V )188.0 0.016559186.08 X186.0 0.165472.0 0.0000120.08 X

0.2

08.0000012.0 X

X = 0.00000048

V = 0.016547lbs

ft3

2.3.1.2.2.- DENSIDAD ( ) y ( R )

DATOS:

V = 0.016547lbs

ft3

016547.0

1

3434.60

ft

lbs


72

DATOS:

3434.60

ft

lbs (A 186.08 °F)

3371.62

ft

lbs (60 °F)

371.62

434.60R

R = 0.9689

2.3.1.1.3.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD (μ)

DATOS:

FLUÍDO = CONDENSADO SATURADO

ta = 85.6 °C = 186.08 °F

μ = 0.3 cp

2.3.1.1.4.- FLUJO DE CONDENSADO EN LITROS POR MINUTO (G)

DATOS:

W = 11,880hr

kg= 26,190.65

hr

lbs

lbs

ft 3

434.60

60313.35434.60

2046.21000880,11

G

G = 204.54min

lts

785.3

54.204G

G = 54.04 gpm

2.3.2.- SELECCIONAR EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3

73

DEL HEAT EXCHANGE INSTITUTE, STANDARD FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS, SECOND EDITION, COPYRIGHT 1974, PÁG. 5, INCISO B-7 (b)

DATOS:

FLUÍDO: LÍQUIDO SATURADO.

LA VELOCIDAD MÁXIMA CON LA CUAL SE DEBE SELECCIONAR LABOQUILLA PARA LAS CONDICIONES DE 100% DE CARGA CON SERVICIOS ESDE:

MÁXIMOseg

ftV 2

EL DIÁMETRO SE DETERMINARÁ USANDO LA FORMA CFE-DID-020

74

FORMA CFE-DID-020

ALTERNATIVAS

100% DE CARGA CON SERVICIOSDATOS: 4”Ø nom 6”Ø nom 8”Ø nom

1 2 3 4Po = PRESIÓN DE TRABAJO =


T = TEMPERATURA DE DISEÑO (°F) = 249.62 249.62 249.62Q = CAUDAL DE DISEÑO (gpm) = 244.26 244.26 244.26W = CAUDAL DE DISEÑO (lb:/hr) = 115,212.4 115,212.4 115,212.4(°)P = DENSIDAD (lb/pie3) = 58.81661 58.81661 58.81661(°)V = VOLUMEN ESPECÍFICO (pie3/lb) = 0.017002 0.017002 0.017002(°)u = VISCOSIDAD (centipoises) = 0.21 0.21 0.21v1 = VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg) =

(según. 4M – 1300) VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADAV= 2ft/seg



04.0

pv

W(pulg2) =

A = ÁREA SECCIÓN REAL (pulg2) = 12.73 28.89 50.03d = DIÁMETRO INTERIOR REAL (pulg) = 4.026 6.065 7.981Do = DIÁMETRO EXTERIOR (pulg) = 4.500 6.625 8.625V = VELOCIDAD REAL (pies/seg) = 6.155 2.712 1.566II.- CAÍDA DE PRESIÓN


W31.6 =

(°) f = FACTOR DE FRICCIÓN =


2

2

0668.0

)2000(Re.

1294.0

)2000(Re.

d

v

LAMINARREG

d

vf

TURBULENTOREG

LÍQUIDOS

DIÁMETRO SELECCIONADO PARA LABOQUILLA DEL CAL. No. 3

DB = 8”Ø nom, CED. 40

GAS/VAPOR5

2000336.0

pd

fW



75

11000

EL71.645

70

7

1000

707

7360

1900

331810038 12000

152

43164

864

5290

EL

1.473

BOQUILLA DEL

CALENTADOR NO. 3467

502--H

BI

1850

CO

ND

EN

SA

DO

R

45

°

84

9

600600

EL

16.0

29

2777

EL4791

45

°PH

11000

EL71.645

70

7

1000

707

7360

1900

331810038 12000

152

43164

864

5290

EL

1.473

BOQUILLA DEL

CALENTADOR NO. 3467

502--H

BI

1850

CO

ND

EN

SA

DO

R

45

°

84

9

600600

EL

16.0

29

2777

EL4791

45

°PH

76

2.3.3.-SELECCIONAR EL DIÁMETRO DE LA LÍNEA DE DRENAJE DE EMERGENCIA,ENTRE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3 Y LA VÁLVULA DE CONTROL.

EL MÉTODO DE CÁLCULO RECOMENDADO PARA DETERMINAR ELTAMAÑO EN LAS LÍNEAS DE LOS DRENAJES DE LOS CALENTADORES,SEGÚN MEMORANDUM DE BECHTEL OVERSEAS CORPORATION DEL 12 DESEPTIEMBRE DE 1978, DEL ING. B. ALEY AL ING. LUIS CARBAJAL M.

EL RANGO DE VELOCIDADES PARA SELECCIONAR EL DIÁMETRO ES DE:

ENTRE 4 Y 7seg

ft

77

FORMA CFE-DID-020

ALTERNATIVAS

100% C/SERVICIOS 25%C/SERVS

DATOS: 5”Ø nom 4”Ø nom 3 1/2”Ønom

4”Ø nom

1 2 3 4Po = PRESIÓN DE TRABAJO =


T = TEMPERATURA DE DISEÑO (°F) = 249.62 249.62 249.62 186.08Q = CAUDAL DE DISEÑO (gpm) = 244.26 244.26 244.26 54.04W = CAUDAL DE DISEÑO (lb:/hr) = 115,212.4 115,212.4 115,212.4 26,190.65(°)P = DENSIDAD (lb/pie3) = 58.81661 58.81661 58.81661 60.434(°)V = VOLUMEN ESPECÍFICO (pie3/lb) = 0.017002 0.017002 0.017002 0.016542(°)u = VISCOSIDAD (centipoises) = 0.21 0.21 0.21 0.3v1 = VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg) =

(según. 4M – 1300) VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADAV= 7ft/seg

VELOCIDAD MÍNIMA RECOMENDADAV= 4ft/seg



04.0

pv

W(pulg2) =

A = ÁREA SECCIÓN REAL (pulg2) = 20.01 12.73 9.886 12.73d = DIÁMETRO INTERIOR REAL (pulg) = 5.047 4.026 3.548 4.026Do = DIÁMETRO EXTERIOR (pulg) = 5.563 4.500 4.000 4.500V = VELOCIDAD REAL (pies/seg) = 3.916 6.155 7.926 1.362

II.- CAÍDA DE PRESIÓN00035.0

D00045.0

D0005.0

D00045.0

D


W31.6= 685,924 859,875 975,721.06 136,830

(°) f = FACTOR DE FRICCIÓN = 0.0170 0.0172 0.019∆P100 = CAÍDA DE PRESIÓN UNITARIA (psi/100)= 1.2175 2.3178602 0.0685

2

2

0668.0

)2000(Re.

1294.0

)2000(Re.

d

v

LAMINARREG

d

vf

TURBULENTOREG

LÍQUIDOS

DIÁMETRO SELECCIONADO ES:

DT = 4”Ø nom, CED. 40

GAS/VAPOR5

2000336.0

pd

fW



78

2.3.4.- SELECCIÓN DEL TAMAÑO DE LA VÁLVULA DE CONTROL.

DETERMINANDO EL TAMAÑO DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3 YEL DIÁMETRO DE LA LÍNEA ENTRE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR Y LAVÁLVULA DE CONTROL, SELECCIONAR EL TAMAÑO DE LA MISMA.

SE SELECCIONARÁ POR PRINCIPIO, MENOR QUE EL TAMAÑO DE LA LÍNEA.

DT = 4”Ø nom (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)

DV = 3”Ø (DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL)

2.3.4.1.- CÁLCULO DE LA LONGITUD EQUIVALENTE DE LA TUBERÍA, VÁLVULA, YACCESORIOS EN EL TRAMO CORRESPONDIENTE A LA BOQUILLA DELCALENTADOR No. 3 Y LA VÁLVULA DE CONTROL.

2.3.4.1.1.- CÁLCULO DE LA (L/D) DE LA REDUCCIÓN CONCÉNTRICA CONECTADAEN LA BOQUILA DEL CALENTADOR No. 3.

494375.0"4

"9775.1tan

306.26)494375.0( ARCTANG °

Ø 61.522

Ø > 45°

sen 4432.0

50445.0"981.7

"026.4

2

1 d

d

665714.0sen

2545.02

7455.01

6”

4” nom

4”

8” nom

d2

int 7.981"

1.9775”

4”

1.9775”

4”

d1

int = 4.026”

79

4

2

22

15.0

sen

K

665714.07455.05.02 K

K2 = 0.2482

TfD

LK ;

017.0

2482.0

Tf

K

D

L

6.14D

L

2.3.4.1.2.- CÁLCULO DE LA (L/D) DE LA REDUCCIÓN DE 4”x3”, CONECTADA ENLA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL = 3”Ø nom

2395.0"2

"479.0tan

47.13)2395.0( ARCTANG

Ø 94.2647.132

Ø < 45°

sen 233.0

762.0"026.4

"068.3

2

1 d

d

5806.02

4”

3” nom

2”

4” nom

d2

int 4.026"

0.479”

2”

d1

int = 3.068”

80

3371.04

4194.01 2

4

2

2

12

8.0

sen

K

3371.0

4194.0233.08.02

K

K2 = 0.2319

TfD

LK ;

017.0

2319.0

Tf

K

D

L

64.13D

L

81

III.- LONGUITUD EQUIVALENTE TUBERÍA

SECCIÓN DE TUBERÍA DE CAL. No. 3 A VÁLVULA DE CONTROLVER ISOMÉTRICO HOJA DE

ACCESORIOS

CASO 1 CASO 2DENOMINACIÓN No. L/D L/D TOT. L/D L/D TOT.1.- VÁLVULA DECOMPUERTA

1 8.0 8.0 8.0 8.0

2.- VÁLVULA DEGLOBO3.- VÁLVULA“CHECK”4.- CODO DE 90° 10 20 200.0 20 200.0

5.- CODO DE 45° 1 16 16.0 16 16.0

6.- REDUCCIÓN8" A 4"

1 14.6 14.6 14.6 14.6

7.- TEE

8.- ENTRADA ATUBERÍA

1 35.72 35.72 35.72 35.72

9.- SALIDA DETUBERÍA10.- EXPANSIÓN

11.- REDUCCIÓNDE 4" 3"

1 13.64 13.64 13.64 13.64

SUMA TOTALL/D

287.96 287.96

L1=LONG. TUBERÍA RECTA(PIES)

154.97 154.97

L2=LONG. EQ. PORACC. ; L/D x d 12

/ dDL =

12

"026.496.287 = 96.61 96.61

LT=

LONG. EQUIVALENTETOTAL (PIES)

251.58 251.58

82

CÁLCULOS100% DE CARGA C/SERVS. 25% DE CARGA C/SERVS.

1 2 3 4L = LONGITUD TOTALEQUIVALENTE (pies)

251.58 251.58

A P=CAÍDA PR. TOTAL= 3.06 0.172

III- ESPESOR DE PARED

(°°) S= ESFUERZO MAX. ADM. @T (psi)(°°) E = EFICIENCIA SOLD.LONGITUDINAL(°°) A = ESPESOR ADICIONAL(pulg)(°°) y = COEFICIENTE SEGÚNMATERIAL

tm = ESP. MIN. = PySE

DP o

2+A,

(pulg)

t1 = ESP. NECESARIO =875.0

tm,

(pulg)t = ESP. NORMAL MÁS PRÓXIMOSUP. (pulg)

RESUMEN TUBERÍA ADOPTADA

100% DE CARGA C/SERVS. 25% DE CARGA C/SERVS.

MATERIAL

DIAM. EXTERIOR, (pulg) = 4.500 4.500ESPESOR, (pulg) ó SCH, No. =

VELOCIDAD, (pies/seg) = 6.155 1.362CAÍDA DE PRESIÓN, (psi) = 3.06 0.172

(°) VALORES SEGÚN “FLOW OF FLUIDS” CRANE TECHNICAL PAPER N° 410

(°°) VALORES SEGÚNANSI B 31.10

83

100% CARGA CON SERVICIOS

2.3.5.-CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROLASÍ COMO VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LAENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

Pa = 2.082cm

kgabs = 29.585 psia

ta = 120.9 °C = 249.62 °F

R = 0.943

S = 10.639 m = 34.9 ft

∆P = 3.06 psi abs

P2 = Pa + S - ∆P

06.330662.2

943.09.34585.292

P

79.402 P psi abs PRESIÓN A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL

abscm

kgP

22 868.2

CO

ND

EN

SA

DO

RP

RIN

CIP

ALCALENTADOR No. 3

Pa = 29.585 psi abs

S

P2

8”

84


2.3.6.-VERIFICAR SI EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LAVÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

P2 = 40.79 psi abs

ta = 120.9 °C = 249.62 °F

Pva = 2.082cm

kgabs = 29.585 psia

CONDICIÓN:


P2 = 40.79 psi abs > Pva = 29.585 psi abs

DE LO ANTERIOR SE CONCLUYE QUE A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDA) POR LO CUAL NO EXISTERIESGO DE EVAPORACIÓN.


2.3.7.- CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROLASÍ COMO VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LAENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

Pa = 0.6042cm


Ta = 85.6 °C = 186.08 °F

R = 0.9689

S = 10.639 M = 34.9 ft

∆P = 0.172 psi abs

85

P2 = Pa + S - ∆P

172.030662.2

9689.09.34590934.82

P

078.232 P psi abs

abscm

kgP

22 623.1


2.3.8.-VERIFICAR SI EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LAVÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

P2 = 23.081 psi abs

ta = 85.6 °C = 186.08 °F

Pva = 0.6042cm


CONDICIÓN:


P2 = 23.078 psi abs > Pva = 8.590934 psi abs

CO

ND

EN

SA

DO

RP

RIN

CIP

ALCALENTADOR No. 3

Pa = 8.590934 psi abs

S

P2

8”

86

DE LO ANTERIOR SE CONCLUYE QUE A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DECONTROL EXISTE UNA FASE (FASE LÍQUIDA) POR LO CUAL NO EXISTERIESGO DE EVAPORACIÓN.

2.4.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE DE EMERGENCIA ENTRE LA VÁLVULADE CONTROL Y EL CONDENSADOR A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.

2.4.1.- CÁLCULO DE LA LÍNEA ENTRE LA SALIDA DE LA VÁLVULA DE CONTROL YEL CONDENSADOR.

DATOS:

Pa= 2.082cm


ta = 120.9 °C = 249.62 °F


W = 52,260hr

kg= 115,212.4

hr

lbs= 32.0

seg

lbs

Pb = 0.0952cm


2.4.1.1.- CALCULAR LA PRESIÓN CRÍTICA (Pcv) EN EL ORIFICIO DE LA VÁLVULADE CONTROL.

DONDE Pcv = FF Pva y,

FF = 0.96-0.23Pc

Pva

Pc = 3,206.2 psi abs (PARA AGUA)

FF = 0.96 – 0.282.206,3

535.29

FF = 0.9331

Pcv = FF Pva = 0.9331 x 29.585

Pcv = 27.606 psi abs

2.4.1.2.- SELECCIÓN DEL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CONDENSADOR.CONOCIDO EL TAMAÑO DE LA LÍNEA ANTES DE LA VÁLVULA DE

CONTROL.

87

DT = 4 "Ø nom, CED.40

ESCOGER EL MISMO DIÁMETRO POR PRINCIPIO PARA LA LÍNEA ENTRE LAVÁLVULA DE CONTROL Y EL CONDENSADOR.

DT = 4 "Ø nom, CED.80.

EN BASE A LO ANTERIOR, EL DIÁMETRO, DE LA BOQUILLA DELCONDENSADOR, DEBE SER SEGÚN SOLUCIÓN DE BECHTEL, COMO MÍNIMO,UN TAMAÑO MAYOR QUE EL TAMAÑO ESCOGIDO PARA LA LÍNEA ENTRELA VÁLVULA DE CONTROL Y EL CONDENSADOR.

POR TANTO DB = 6 "Ø nom, CED.80

2.4.1.3.- DETERMINAR, LOS COEFICIENTES DE FRICCIÓN (f) PARA EL DIÁMETRODE LA LÍNEA DE 4 "Ø nom Y EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DELCONDENSADOR PRINCIPAL.

DATOS:

DT = 4 "Ø nom, CED.80 (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)

DB = 6 "Ø nom, CED.80 (DIÁMETRO DE LA BOQUILLA)

DEL CRANE No. 410, Ed. 1976, PÁG. A-25 (A TURBULENCIA TOTAL)

fT = 0.0164;

fB = 0.015


W) ( 2ftseg

lbs

) PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL

CONDENSADOR.

DATOS:

DB = 6 "Ø nom , CED.80

A = 0.181 ft2

W = 320.0seg

lbs

A

W=

181.0

32

88

A

W= 176.8

segft

lbs

2

2.4.1.5.- DETERMINAR (*4P )

DATOS:

W/A= 176.8segft

lbs

2


*[ DE LA PUBLICACIÓN ASME ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS, HOJA 4, FIG. 2].

*4P = 7.4 psi abs

CONDICIONES:

SI*4P ≥ Pb (RESOLVER MÉTODO 1)

SI*4P < Pb (RESOLVER MÉTODO 2)

COMO *4P > Pb, ENTONCES RESOLVER POR MÉTODO 1.

2.4.1.6.- SOLUCIÓN


DATOS:

*4P = 7.4 psi abs


= 0.655

2.4.1.6.2.- DETERMINADAS LAS CONDICIONES BÁSICAS, CALCULANDO CON ELTAMAÑO DE LÍNEA SELECCIONADO.

CONSIDERANDO UN TAMAÑO DE 4 "Ø nom, CED.80.

DATOS:

89

D = 4 "Ø nom, CED.80

Di = 3.826"

A = 0.07986 ft2

TAMAÑO DE BOQUILLA DEL CONDENSADOR

DATOS:


Di = 5.761"

A = 0.181 ft2

4” nom

0.959

CO

ND

EN

SA

DO

RP

RIN

CIP

AL

6” nom

4” nom

5½”

2.791

1.8501.900

0.941

LT = 2.499 m = 8.2

90

2.4.1.6.3.- CALCULAR K3 PARA VÁLVULAS, ACCESORIOS Y TUBERÍA RECTA.

1.- AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA DE 3 " A 4 " Ønom

DATOS:

K2 = 0.321 (DEL CÁLCULO ENTRE CAL. No. 3 A CONDENSADOR HOJA No.68)

fT = 0.0164 (DEL CRANE 410, ED. 1976, CON DIÁMETRO DE 4 " Ø)

K2 =D

LfT

D

L=

Tf

K2 =0164.0

321.0

D

L= 19.573

2.- VÁLVULA DE COMPUERTA DE 4 " Ønom

DATOS:

D

L= 8 (DEL CRANE 410, ED. 1976)

3.- TUBERÍA RECTA

DATOS:

L = 8.2 ft

Di = 3.826 " = 0.31883 ft

D

L=

31883.0

2.8

D

L= 25.72

4.- CODOS A 45°

DATOS:

D

L= 16 (DEL CRANE 410, ED. 1976)

91

DOS CODOS

D

L= 16 x 2

D

L= 32

5.- AMPLIACIÓN CONCÉNTRICA DE 4 " A 6 "

DATOS:

K2 = 1.11 (DEL CÁLCULO DE DRENAJES ENTRE CAL. No. 3 y CAL. No. 2 HOJA36 DE 90)

K2 = K3

K3 = 1.11

2.4.1.6.4.- CALCULAR (D

L)

D

L= 19.573 + 8 +25.72+32

D

L= 85.293

2.4.1.6.5.- TRANSPORTAR A (K3)

DATOS:

D

L= 85.293

K3 = 1.11

fT = 0.0164

dT = 3.826 "

dB = 5.761"

K3 = K3’ + K3”

92

K3"=

4)(

)(

B

T

T

d

dD

Lf

K3" =

4)"761.5

"826.3(

293.8590164.0

K3" = 7.19

K3 = K3+ K3"

K3 = 1.11 + 7.19

K3 = 8.3

2.4.1.6.6.- DETERMINAR (M3) DE LA FIG. No.4, PÁG 6, DE LA PUBLICACIÓN ASME.

DATOS:

= 0.655

K3 = 8.3

M3 = 0.3465

2.4.1.6.7.- CALCULAR ( *4

3

P

P)

DATOS:

M3 = 0.3465

= 0.655

653.2*

4

3 P

P

33

*4

3

)2

1(12

11

MMP

P

2

*4

3

)3465.0)(2

345.0(12

655.1

3465.0

1

P

P

93

2.4.1.6.8.- CALCULAR (P3)

DATOS:

653.2*

4

3 P

P

P3 = 2.653 x *4P = 2.653 x 7.4

*4P = 7.4 psi abs

P3 = 19.6322 psi abs

CONDICIÓN:

SI Pcv > P3, EL DIMENSIONAMIENTO DE LA LÍNEA ES CORRECTO.

Pcv = 27.606 psi abs > P3 = 19.6322 psi abs

POR LO ANTERIOR E INICIALMENTE, EL TAMAÑO SELECCIONADO PARA LALÍNEA ES CORRECTO.

2.4.1.6.9.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL (Δ Pcv)

DATOS:

P2 = 40.79 psi abs

P3 = 19.6322 psi abs

Δ Pcv = P2 - P3

Δ Pcv = 40.79-19.6322

Δ Pcv = 21.158 psi abs

P2 P3

Pcv

94

2.4.1.6.10.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN (Δ PT) EN EL SISTEMA

DATOS:

Pa = 2.082cm


P4 = *4P = 7.4 psi abs

S = 10.639 m = 34.9ft

R = 0.943

ΔPT = Pa + S – P4

ΔPT = 29.585 + 4.730662.2

943.09.34

ΔPT = 36.453 psi abs CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA

CALCULAR EL 30% DE (ΔPT)

DATOS:

ΔPT = 36.453 psi abs

(30%) ΔPT = 36.453 3.0

(30%) ΔPT = 10.936 psi abs

POR CIENTO DE LA (Δ Pcv)

CO

ND

EN

SA

DO

RP

RIN

CIP

ALCALENTADOR No. 3

Pa = 29.585 psi abs

S

3

8”

4” nom 4” nom

6” boquilla

95

%04.58100453.36

58.21100

TP

Pcv

CONDICIÓN

3.0 TPPcv

psiaPPcv T 936.103.0158.21

COMO LA CONDICIÓN ANTERIOR SE CUMPLE, SE CONCLUYE QUE ELDIÁMETRO SUPUESTO DE 4" ES ADECUADO.

2.4.2.-CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL TRAMO ENTRE LA VÁLVULA DECONTROL Y EL CONDENSADOR, A 25% DE CARGA CON SERVICIOS.

DATOS:

Pa = 0.6042cm


ta = 85.6 °C = 186.08 °F

W = 11,880hr

kg= 26,190.65 28.7

hr

lbs

seg

lbs

Pb = 0.0952cm


Pva = 0.6042cm


2.4.2.1.- CALCULAR LA PRESIÓN CRÍTICA (Pcv), EN EL ORIFICIO DE LA VÁLVULADE CONTROL.

DONDE Pcv = FF Pva y,

Pc

PvaFF 28.096.0

apul

lbsPc

22.206,3 bs (PARA AGUA)

9455.02.206,3

5909.828.096.0 FF

5909.89455.0 PvaFPcv F

96

psiPcv 123.8 abs

2.4.2.2.- DETERMINAR LOS COEFICIENTES DE FRICCIÓN (f) PARA EL DIÁMETRO DELA LÍNEA DE 4"Ø nom Y EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DELCONDENSADOR PRINCIPAL.

DATOS:

(DEL CRANE No.410, Ed.1976, PÁG. A-25)

DT = 4 "Ø nom, CED.80 (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)

DB = 6 "Ø nom, CED.80 (DIÁMETRO DE LA BOQUILLA (A TURBULENCIA TOTAL)

0164.0Tf 015.0Bf

CALCULAR (A

W) (

2ftseg

lbs

) PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL

CONDENSADOR.

DATOS:


Di = 5.761"

A = 0.181 ft2

W = 7.28seg

lbs

181.0

28.7

A

W

2221.40

ftseg

lbs

A

W

2.4.2.3.- DETERMINAR (P4*)

DATOS:

221.40A

W2ftseg

lbs


97

* [ DE LA PUBLICACIÓN ASME ANALYTICAL APRROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANTDRAIN SYSTEMS, HOJA 4, FIG. 2].

*4P = 1.8 psi abs

CONDICIÓN:

SI *4P ≥ Pb (RESOLVER MÉTODO 1)


COMO *4P > Pb, ENTONCES RESOLVER POR MÉTODO 1.

2.4.2.4.- SOLUCIÓN


DATOS:DE LA FIG. No. 3 DE PUBLICACIÓN ASME

*4P = 1.8 psi abs


= 0.7

2.4.2.4.2.- DETERMINAR LAS CONDICIONES BÁSICAS Y CON EL TAMAÑO DELÍNEA, CALCULAR P3 Pcv, Y TP .

DATOS:

DT = 4 "Ø nom, CED.80 (TAMAÑO DE LÍNEA DE CÁLCULO A 100%)

Di = 3.826"

A= 0.07986 ft2

TAMAÑO DE LA BOQUILLA DEL CONDENSADOR.

DATOS:

DB = 6 "Ø nom, CED.80 (DE CÁLCULO A 100%)

Di = 5.761"

98

A= 0.181 ft2

4” nom

CO

ND

EN

SA

DO

RP

RIN

CIP

AL

6” nom

4” nom

2.79

LT = 2.499 m = 8.2 ft

3” 4”

4”

99

2.4.2.4.2.1.- DETERMINAR K3 PARA LA VÁLVULA, ACCESORIOS Y TUBERÍA RECTA.

(DEL CÁLCULO A 100% DE CARGA CON SERVICIOS)HOJA 77 DE 97 DE LA FIG. 4, DE PUBLICACIÓN ASME

K3 = 8.3

2.4.2.4.2.2.- DETERMINAR (M3)

(DE LA FIGURA 4 DE PUBLICACIÓN ASME)

DATOS:

= 0.7

K3 = 8.3

M3 = 0.3374

2.4.2.4.2.3.- CALCULAR

*

4

3

P

P

DATOS:

= 0.7

M3 = 0.3374

23

3*4

3

2

112

11

MMP

P

7562.2*

4

3 P

P

2.4.2.4.2.4.- CALCULAR (P3)

DATOS:

7562.2*

4

3 P

P

*43 7562.2 PP

2

*4

3

)3374.0)(2

3.0(12

7.1

3374.0

1

P

P

100

psiP 8.1*4 abs

8.17562.23 P

psiP 96.43 abs

SI Pcv > P3, EL DIMENSIONAMIENTO DE LA LÍNEA ES CORRECTO

Pcv = 8.123 psi abs > P3 = 4.96 psi abs

POR LO ANTERIOR E INICIALMENTE, EL TAMAÑO SELECCIONADOPARA LA LÍNEA ES CORRECTO.

2.4.2.4.2.5.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DE LA VÁLVULA DECONTROL (Δ Pcv)

DATOS:

P2 = 23.078 psi abs

P3 = 4.96 psi abs

Δ Pcv = P2 - P3

Δ Pcv = 23.078 – 4.96

Δ Pcv = 18.118 psi abs

2.4.2.4.2.6.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN (Δ PT) EN EL SISTEMA

DATOS:

Pa = 8.5909 psi abs

P4 = *4P = 1.8 psi abs

P2 P3

Pcv

101

S = 34.9 ft

R = 0.9689

Δ PT = Pa + S – *4P

8.130662.2

9689.09.345909.8

TP

psiPT 451.21 abs CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA.

CALCULAR EL 30% DE TP

DATOS:

TP = 21.451 psi abs

(30%) TP = 21.451 3.0

(30%) TP = 6.4353 psi abs

CALCULAR EL PORCIENTO DE LA CAÍDA DE PRESIÓN EN LA VÁLVULA DECONTROL CON RESPECTO A LA CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA( TP )

%46.84451.21

100118.18100

TP

Pcv

CO

ND

EN

SA

DO

RP

RIN

CIP

ALCALENTADOR No. 3

Pa = 8.590934 psi abs

S

8”

4” nom 4” nom

6” nom

102

CONDICIÓN:

3.0 TPPcv

psiPcv 118.18 abs psiPT 4353.63.0 abs

COMO LA CONDICIÓN ANTERIOR SE CUMPLE, SE CONCLUYE QUE ELDIÁMETRO, ES TAMBIÉN ADECUADO PARA 25% DE CARGA CON SERVICIOS

103

CAPITULO 33.0 SUMARIO DE RESULTADOS

25

%D

EC

AR

GA

26

190

.65

18

6.0

8

8.5

909

8.5

909

23

.078

6 4 1.8

1.8

4.9

6

18

.118

21

.451

LÍN

EA

DE

DR

EN

AJE

EN

TR

EV

ÁL

VU

LA

DE

CO

NT

RO

LY

EL

CO

ND

EN

SA

DO

R

DR

EN

AJE

DE

EM

ER

GE

NC

IA

10

0%

DE

CA

RG

A

11

521

2.3

9

24

9.6

2

29

.585

29

.585

40

.79

6 4 7.4

7.4

19

.632

2

21

.158

36

.453

25

%D

EC

AR

GA

26

190

.65

15

8.5

4

8.4

96

4.5

796

13

.97

6 4 1.3

4.4

235

4.7

123

4

9.2

58

9.8

251

LÍN

EA

DE

DR

EN

AJE

EN

TR

EL

AV

ÁL

VU

LA

DE

CO

NT

RO

LY

EL

CA

LE

NT

AD

OR

No

.2

DR

EN

AJE

NO

RM

AL

10

0%

DE

CA

RG

A

11

521

2.3

9

22

0.1

27

.736

17

.22

29

.874

6 4 6.4

15

.65

19

.763

10

.11

17

.602

4

25

%D

EC

AR

GA

26

190

.65

18

6.0

8

8.5

909

8.5

909

23

.078

8 4

DR

EN

AJE

DE

EM

ER

GE

NC

IA

10

0%

DE

CA

RG

A

11

521

2.3

9

24

9.6

2

29

.585

29

.585

40

.79

8 4

25

%D

EC

AR

GA

26

190

.65

15

8.5

4

8.4

96

4.5

796

13

.97

6 4

LÍN

EA

SD

ED

RE

NA

JE

LÍN

EA

SD

ED

RE

NA

JES

EN

TR

EE

LC

AL

EN

TA

DO

RN

o.

3Y

LA

VÁ

LV

UL

AD

EC

ON

TR

OL

DR

EN

AJE

NO

RM

AL

10

0%

DE

CA

RG

A

11

521

2.3

9

22

0.1

27

.734

17

.22

29

.874

6 4

UNIDADES

lbs/

hr

°F

Psi

abs

Psi

abs

Psi

abs

n

om

pu

lg

n

om

pu

lg

Psi

abs

Psi

abs

Psi

abs

Psi

Psi

6.0

SU

MA

RIO

DE

RE

SU

LT

AD

OS

CO

NC

EP

TO

FL

UJO

ta Pa

Pva

P2

Diá

met

rod

ela

bo

qu

illa

Diá

met

rod

ela

lín

ea

P4*

Pb

P3

P

cv

P

T

104

BIBLIOGRAFÍA

1. ASME STANDARD, JULIO 1972, No. TWDSP-1, PART-1, FOSSIL FUELEDPLANTS. “RECOMMENDED PRATICES FOR THE PREVENTION OFWATER DAMAGE TO STEAM TURBINES USED FOR ELECTRIC POWERGENERATION”.

2. PUBLICATION ASME 76-WA/PWR-4, “ANALYTICAL APPROACH FORDETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWERPLANT DRAIN SYSTEMS.

3. TABLAS DE VAPOR ASME: STEAM TABLES PROPERTIES OF SATUREDAND SUPERHEATED STEAM, 1976.

4. HEAT EXCHANGE INSTITUTE, STANDARD FOR CLOSED FEEDWATERHEATERS, COPYRIGHT, 1974.

5. CRANE No. 410, EDICIÓN 1976, “FLOW OF FLUIDS THROUG VALVES,FITTINGS AND PIPE”.

6. CATALOGO WFF-69, DE GRINELL “WELDING FITTINGS AND FLANGES”.

105

ANEXO A

VELOCIDADES RECOMENDADAS

DIAMETRO INTERIOR DE LA TUBERIA - MM

2.5 50 76 10125

4228

203

178

127 152 508 1016 1270762 1524

75

60

45

30

20

15

109

6

5

4

3

2.0

1.5

1.0

0.5

1 2 8

9

1074 5 63 20 30 40 50 60

DIAMETRO INTERIOR DE LA TUBERIA - PULGADAS

VE

LO

CID

AD

–P

IES

/S

EG

UN

DO

VE

LO

CID

AD

–M

ET

RO

S/S

EG

UN

DO

300

250

200

150

10090807060

50

40

30

20

15

109876

5

4

3

2

1

VAPOR SOBRECALENTADO

VAPOR SATURADO > 175 Kpa (25 PSIG)

VAPOR HUMEDO > 175 Kpa (25 PSIG)(CON TUBERIA DE ACERO DE ALEACIONVER PARRAFO 4, F)

VAPOR SATURADO > 175 Kpa (25 PSIG)

VAPOR HUMEDO > 175 Kpa (25 PSIG)(CON TUBERIA DE ACERO AL CARBONVER PARRAFO 4, F)

AIRE COMPRIMIDO

DESCARGA BOMBA DE ALIMENTACION

DESCARGA BOMBA DE CONDENSADO

DESCARGA DE AGUA PARA SERVICIOS GENERALES

DESCARGAACEIT

ECOMBUSTIB

LENo 2

SUCCION DE AGUA PARA SERVICIOS GENERALES

SUCCION

ACEIT

ECO

MBUSTIB

LENo

2

DESCARGA DE AGUADE CIRCULACION

ANEXO A

106

ANEXO_B

ANEXO B

107

ANEXO_C

)2...()( 2 bcbva

a PPPPPV

SP

ANEXO C

108

ANEXO_D

)13....(

2

11(

)1(

2

11

23

2

23

23

23

M

MLn

M

M

D

fLKg

ANEXO D

109

ANEXO_E

ANEXO E

110

ANEXO FANEXO FANEXO F

111

ANEXO GANEXO G

112

ANEXO_H

ANEXO H

113

ANEXO I

AN

EX

OI

DIA

GR

AM

AD

EF

LU

JO

AN

EX

OI

DIA

GR

AM

AD

EF

LU

JO

114

ANEXO J

NOMENCLATURA

A . ÁREA DE SECCIÓN TRANSVERSAL, ft2 (m2).D. DIÁMETRO INTERIOR, ft (m).f. FACTOR DE FRICCIÓN.FF FACTOR DE LA RELACIÓN DE LA PRESIÓN CRÍTICA DEL LÍQUIDO.g CONSTANTE GRAVITACIONAL.h. ENTALPIA BTU/lbm (j/g).S. PRESIÓN ESTÁTICA, ft (m).J. EQUIVALENTE MECÁNICO DE CALOR.K. PARÁMETRO DE FRICCIÓN = fL/D.L. LONGITUD EQUIVALENTE, ft (m).M. NÚMERO DE MACH.P. PRESIÓN, lbf/ft2 abs (Kpa abs).p. PRESIÓN, lbf/in2 abs (Kpa abs).Pb. PRESIÓN EN EL SISTEMA B, lbf/in2 abs (Kpa abs).Pc. PRESIÓN CRÍTICA, 3206 lbf/in2 abs (22,105 KPa abs) PARA AGUAPcv. PRESIÓN EN LA VENA CONTRACTA DE LA VÁLVULA DE PRESIÓN.

*P PRESIÓN DE SOFOCACIÓN (CHOKING PRESSURE), lbf/in2 (Kpa).Pc. PRESIÓN DIFERENCIAL ENTRE TUBERÍA PRESIÓN CRÍTICA Y PRESIÓN EN

SISTEMA B, lbf/ft2 (Kpa).Pi. PÉRDIDAS DE PRESIÓN EN LA LÍNEA HASTA LA VÁLVULA DE CONTROL,

lbf/ft2 (Kpa).Pv. CAÍDA DE PRESIÓN EN LA VÁLVULA DE CONTROL, lbf/ft2 (Kpa).Po. CAÍDA DE PRESIÓN EN LA LÍNEA DESPUÉS DE LA VÁLVULA, INCLUYENDO

VARACIÓN EN LA CARGA POR VELOCIDAD, lbf/ft2 (Kpa).t. TEMPERATURA, GRADOS F (K).s. ENTROPÍA, BTU/lbm-°F (J/g-k).W. FLUJO MÁSICO, lbm/sec (kg/sec).x. CALIDAD.. EXPONENTE PSEUDO-ISENTRÓPICO. . DENSIDAD, lbm/ft3 (kg/m3).

V VÓLUMEN ESPECÍFICO ft3/kg (m3/kg) =

1.

DIFERENCIA.

SUBÍNDICES.

a. CONDICIÓN EN SISTEMA A.f. PROPIEDADES DEL LÍQUIDO SATURADO.R. RELATIVO.2. CONDICIÓN DE ESTADO 2.3. CONDICIÓN DE ESTADO 3.4. CONDICIÓN DE ESTADO 4.

cÁlculo para determinar el tamaÑo...

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