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DISEÑO DE UN HORNO ACUOTUBULAR PARA LA REPOTENCIACIÓN DE UNA CALDERA PIROTUBULAR

JUAN CAMILO CARDENAS ARTUNDUAGA

UNIVERSIDAD AUTÓNOMA DE OCCIDENTE FACULTAD DE INGENIERÍA

DEPARTAMENTO DE ENERGÉTICA Y MECÁNICA PROGRAMA INGENIERÍA MECÁNICA

SANTIAGO DE CALI 2017

DISEÑO DE UN HORNO ACUOTUBULAR PARA LA REPOTENCIACIÓN DE

UNA CALDERA PIROTUBULAR

JUAN CAMILO CARDENAS ARTUNDUAGA

Pasantía institucional para optar al título de Ingeniero Mecánico

Director CARLOS EDUARDO CASTANG MONTIEL

M. sc. Ingeniería Mecánica

UNIVERSIDAD AUTÓNOMA DE OCCIDENTE FACULTAD DE INGENIERÍA

DEPARTAMENTO DE ENERGÉTICA Y MECÁNICA PROGRAMA INGENIERÍA MECÁNICA

SANTIAGO DE CALI 2017

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Nota de aceptación:

Aprobado por el Comité de Grado en cumplimiento de los requisitos exigidos por la Universidad Autónoma de Occidente para optar al título de Ingeniero Mecánico

DUCARDO MOLINA Jurado

Santiago de Cali, 30 de Mayo de 2017

4

CONTENIDO

Pág RESUMEN 11 INTRODUCCIÓN 12 1. PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA 13 2. JUSTIFICACIÓN 14 3. OBJETIVOS 15 3.1 OBJETIVO GENERAL 15 3.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS 15 4. ANÁLISIS DE LA CALDERA 16 4.1 CALDERA EN OPERACIÓN 16 5. DESEÑO DEL PROYECTO 23 5.1 GENERACIÓN DE VAPOR ESPERADA 23 5.2 COMBUSTIBLE: CARBÓN 23 53. REACCIÓN QUÍMICA 24 5.4 BALANCE ESTEQUIOMÉTRICO 24 5.5 ENERGÍA REQUERIDA 26 5.6 EFICIECIA DEL HOGAR 26 5.7 GASES DE ESCAPE 31

5

5.8 DISEÑO HORNO ACUOTUBULAR 32 5.9 PARRILA VIAJERA 33 5.10 MULTICICLON AXIAL 37 5.11 FILTRO DE MANGAS 43 5.11.1 Métodos de Limpieza 45 5.11.2 Procesos de Filtración Discontinuo 45 5.11.3 Procesos de filtración continuo 46 5.12 VENTILADORES 58 6. EVALUACIÓN TÉCNICO ECONÓMICA 60 6.1 IMPACTO DE LOS COSTOS DEL PROYECTO 60 6.2 ANÁLISIS ECONÓMICO 62 7. CONCLUSIONES 66 8. RECOMENDACIONES 67 BIBLIOGRAFÍA 68 ANEXOS 70

6

LISTA DE TABLAS.

Pág

Tabla 1. Datos de la Caldera en Operación 19 Tabla 2. Datos de Fabrica de la Caldera 20 Tabla 3. Dimensiones Geométricas de la Caldera Powermaster de 150 BHP

20

Tabla 4 Porcentajes de la Composición del Combustible 25 Tabla 5. Datos Termodinámicos 29 Tabla 6. Valores de H para varias Velocidades del Aire 30 Tabla 7. Datos Multiciclón Separador 41 Tabla 8. Características de los Ciclones Convencionales 41 Tabla 9. Porpiedades de los Materiales Usados en los Filtros Mangas

46

Tabla 10. Velocidades la Filtración para cada Particula 53 Tabla 11. Factor Multiplicador 54 Tabla 12. Estimación del Área Total de la tela para Filtros de manga con Limpieza por Agitación o Aire a contra Flujo

55

Tabla 13. Datos de Operación para los Ventiladores de Tiro Forzado e Inducido

60

Tabla 14. Impacto del Costo de Materiales y Fabricación del Horno Acuotubular

61

Tabla 15. Impacto del Costo de Materiales y Fabricación de la Parilla

62

7

Tabla 16. Impacto del Costo de Materiales y Fabricación del Multiciclón Separador

62

Tabla 17. Impacto del Costo de Materiales y Fabricación del Filtro de Mangas

62

Tabla 18. Análisis Económico del Proyecto 63 Tabla 19. Análisis Económico del Crecimiento de Costos de Operación y Mantenimiento

64

Tabla 20. Análisis Económico del Valor Presente 64 Tabla 21. Valor Presente Neto (VPN) 65 Tabla 22. Relación Beneficio/Costo 65 Tabla 23. TIR 66

8

LISTA DE FIGURAS.

Pág

Figura 1. Plano Frontal y Lateral de la Caldera Powermaster de 150 BHP

21

Figura 2. Visualización en detalle de los componentes de la caldera Powermaster de 150 BHP.

21

Figura 3. Visualización caldera Powermaster de 150 BHP (foto real con modificación de cuello refrigerado).

22

Figura 4. Visualización del horno 23 Figura 5. Variación de la temperatura en el intercambio de calor en el horno acuotubular

28

Figura 6. Variación de la Temperatura en el Intercambio de Color a Contra Flujo

31

Figura 7. Visualización en Perspectiva de una Caldera de Tubos Combinados (Tipo A).

33

Figura 8. Visualización Diseño de Tubos para el Horno Acuotubular 34 Figura 9. Visualización Diseño Eje de Transmisión Parrilla Viajera 35 Figura 10. Vista isométrica diseño horno acuotubular con parrilla viajera.

36

Figura 11. Visualización diseño parrilla viajera. 37 Figura 12. Piezas de fundición ensamblaje de parrilla. (Cierre, engrane, intermedio respectivamente)

37

Figura 13. Vista Seccionada del Multiciclón (13) 38 Figura 14. Dimensionamiento y Flujo en un Ciclón Separador 39 Figura 15. Dimensiones Ciclón 42 Figura 16. Vista Sección Multiciclón 43

9

Figura 17. Vista Diseño Multiciclón 44 Figura 18. Filtración Interior

45

Figura 19. Filtración Exterior 45 Figura 20. Limpieza por Agitado Mecánico 47 Figura 21. Limpieza por Aire a Contra Flujo 48 Figura 22. Limpieza por Aire de Presión 49 Figura 23. Limpieza por Aire a Presión 50 Figura 24. Limpieza por Aire a Contraflujo 50 Figura 25. Vista Diseño Filtro Mangas 56 Figura 26. Vista interna distribución de mangas 57 Figura 27. Visualización de flautas para método de limpieza por aire comprimido.

58

10

LISTA DE ANEXOS.

Pág.

Anexo A. Planos 71

11

RESUMEN En éste documento se analiza una caldera pirotubular con horno de carbón, para ser repotenciada mediante el diseño de un horno acuotubular aprovechando la energía disponible en la superficie interna del horno. Se tienen en cuenta factores como el tipo de combustible el cual es un criterio basado en la ubicación, combustión y costos, la temperatura del agua de alimentación como consecuencia en la eficiencia directa de la caldera, la transferencia de energía en donde interviene seleccionar la mayor área superficial mediante la correcta distribución de la tubería para realizar un óptimo intercambio de calor y por último el control del material particulado donde por normatividad ambiental es estrictamente auditado y causante del paro de procesos. Lo anterior con el objetivo de aumentar la generación de vapor del equipo y suplir la necesidad actual de energía para una empresa manufacturera ubicada en la ciudad de Cali – Colombia. La elección de realizar un diseño que repotencie una caldera pirotubular mostrada en éste documento, abre múltiples posibilidades en la industria Colombiana para suplir nuevas demandas de generación y control ambiental a menores costos que el de recurrir a la compra de una caldera nueva. El uso de carbón, disminuye los costos por combustible del equipo comparados a un gas natural que por su parte, produce menos emisiones al medio ambiente. Por tal motivo, éste documento da solución al problema de la gran cantidad de material particulado tóxico generado luego de la combustión con carbón, implementando un sistema de limpieza constituido por un multiciclón para separar los materiales más pesados de los gases de escape de la caldera y un filtro de mangas para atrapar el excedente más pequeño de material particulado. Luego, mediante un análisis del impacto de costos desde un punto de vista técnico económico, se realiza una proyección de ahorro y retorno de inversión para identificar claramente la viabilidad del proyecto. PALABRAS CLAVE: Acuotubular, pirotubular, tranferencia, eficiencia, combustión.

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INTRODUCCIÓN

La caldera es un dispositivo a presión el cual tiene como finalidad la transformación de una fuente de energía utilizable mediante el transporte de un fluido en fase líquido o vapor. Este proceso se realiza por medio de la transferencia de calor en donde el fluido en estado líquido se calienta produciendo un cambio de fase a vapor saturado. Existen diferentes tipos de calderas las cuales varían respecto a su capacidad, posición, tipo de combustible, etc. La de calentar agua para diferentes industrias del Valle, mediante el alquiler de una caldera pirotubular de 150 BHP con horno de carbón ha sido la solicitud más reciente a la compañía, los servicios prestados adicionalmente son: hidrolavados a alta presión, montajes, aislamientos térmicos, mantenimiento de hornos y calderas, ingeniería de vapor, etc. La demanda de vapor ha aumentado de manera tal que la caldera no tiene la capacidad energética para suplir la demanda. Una posible solución es la de adquirir una nueva caldera pirotubular de 200 BHP con mayor capacidad de generación de vapor, pero esto implica incurrir en el alto costo de su compra. Encontrar otra solución para este problema desde el punto de vista de ingeniería, conlleva al ahorro económico de la empresa al evitar realizar la nueva compra y pensar en la disposición de la actual caldera. En el presente documento se muestra el proyecto de un estudio que pretende diseñar un horno acuotubular para repotenciar la caldera pirotubular, aprovechando la energía disponible en la superficie interna del horno. Para lograr esto se desarrollará un modelo CAD (Computer Aided Design) en el software de diseño SolidWorks para el horno acuotubular y equipos complementarios para ser analizados técnico económicamente y así determinar la viabilidad del proyecto y proponer ésta solución al problema de la compañía.

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1. PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA

La empresa actualmente posee una caldera pirotubular de 150 Bhp, que genera 5000 lb/h de vapor utilizado como alquiler para calentar agua de procesos industriales para diferentes compañías. En este momento la capacidad de generación del equipo no satisface la nueva demanda de vapor a causa de la expansión de las industrias a nivel regional, lo cual ha provocado una mayor demanda de agua caliente. La empresa establece que es necesario 1000 lb/h más de vapor para suplir esta demanda y la caldera no tiene esa capacidad. Comprar una caldera nueva con una capacidad de 200 BHP satisface la demanda y resuelve el problema, sin embargo, resulta muy costoso con un valor aproximado de $800.000.000 de pesos. Siendo la necesidad adicional de vapor de tan solo 1000 lb/h, se intentará solucionar el problema diseñando un horno acuotubular el cual utilice la energía térmica perdida sobre la superficie y lograr generar el flujo adicional a bajo costo. El diseño estará restringido por el área con el que cuenta el cuarto de calderas y a su vez por el combustible (carbón). Durante el diseño se debe tener en cuenta las diferentes posibilidades en las que se puede distribuir la tubería dentro del horno, número de tubos, paso, material, dimensiones, cabezales y además la implementación de una parrilla viajera. Será necesario comparar las diferentes soluciones de diseño y seleccionar la que mayor generación de vapor presente para obtener valores aproximados de eficiencia, temperaturas y demás datos necesarios para clasificar como viable o no la alternativa de solución. Luego de analizar los parámetros de operación y eficiencia térmica del equipo, ¿es posible repotenciar la caldera pirotubular mediante el diseño de un horno acuotubular ?.

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2. JUSTIFICACIÓN

Las calderas juegan un papel muy importante en la generación de energía térmica a nivel industrial ya sea en pequeñas o grandes cantidades, de igual manera estos dispositivos son seleccionados de acuerdo a una demanda particular. Durante el crecimiento de la industria la demanda de vapor aumenta quedándose corta la generación entregada por la caldera, por lo que se hace necesario la adquisición de un equipo con mayor capacidad de generación. Ésta necesidad lleva al problema del alto costo en el que actualmente se puede comprar una caldera ya sea pirotubular (pequeñas y medianas demandas de vapor), o aún más acuotubular (grandes demandas de vapor). Por lo tanto, se ha creado un nicho en el mercado donde se analizan los problemas de operación del equipo o se rediseña. En la empresa se tiene una caldera pirotubular con horno de carbón de 150 BHP que genera 5000 lb/h de vapor la cual se alquila para calentar agua de procesos industriales a diferentes compañías. Actualmente la empresa tiene la necesidad de producir 1000 lb/h más de vapor por motivo de constante expansión de la industria a nivel del Valle, lo cual genera el alto costo de adquirir una caldera de mayor capacidad para suplir la nueva demanda. Diseñar un horno acuotubular para la caldera pirotubular de la empresa el cual aproveche la energía perdida en el área de la combustión permitirá: ● Aumentar la generación de vapor de la caldera. ● Suplir la necesidad de calentar las piscinas. ● Reducir costo de compra de una nueva caldera de mayor capacidad. ● Implementar recomendaciones de operación y mantenimiento para el funcionamiento eficiente del nuevo diseño. Utilizando el software de diseño SolidWorks, se construirá toda la geometría del horno acuotubular teniendo en cuenta la construcción por superficies. La ventaja

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de éste método de análisis se debe a la alta precisión del programa para registrar resultados confiables a la hora de examinar la viabilidad de la solución.

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3. OBJETIVOS

3.1 OBJETIVO GENERAL Diseñar un horno acuotubular para la repotenciación de una caldera pirotubular, teniendo en cuenta los diferentes factores térmicos y geométricos que intervienen en el proyecto. 3.2 OBJETIVOS ESPECIFICOS ● Analizar el funcionamiento de la caldera en operación para la obtención de datos termodinámicos. ● Diseñar el horno acuotubular y un sistema continuo de parilla viajera para obtener el máximo aprovechamiento de energía. ● Evaluar técnico económicamente el proyecto.

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4. ANÁLISIS DE LA CALDERA Las calderas de vapor se clasifican, atendiendo a la posición relativa de los gases calientes y del agua, en acuotubulares y pirotubulares; por la posición de los tubos, en verticales, horizontales e inclinados; por la forma de los tubos, de tubos rectos y de tubos curvados; y por la naturaleza del servicio que prestan, en fijas, portátiles, locomóviles y marinas. La elección de una caldera para un servicio determinado depende del combustible de que se disponga, tipo de servicio, capacidad de producción de vapor requerida, duración probable de la instalación, y de otros factores de carácter económico. En las calderas pirotubulares los gases calientes pasan por el interior de los tubos, los cuales se hallan rodeados de agua. Éstas calderas generalmente tienen un hogar integral (denominado caja de fuego) limitado por superficies enfriadas por agua. 4.1 CALDERA EN OPERACIÓN La caldera fabricada por Powermaster cuenta con una potencia de 150 BHP y su diseño contempla un exceso de material como factor de seguridad. Entre esto se tiene que: ● Los espesores de los espejos de la caldera se seleccionan para tener siempre un 30% de exceso de material sobre el requisito del ASME. ● La cantidad de controles siempre excede el mínimo requerido de tal manera que siempre habrá un control redundante para controlar el nivel de agua o la presión de trabajo. ● Los dispositivos de seguridad siempre exceden el mínimo requerido, de tal manera que las calderas horizontales cuentan con compuertas de alivio de gases de combustión a la salida del segundo paso, alivia cualquier tipo de explosión y por lo tanto cualquier tipo de accidente potencial.

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Los usuarios de calderas Norteamericanos exigen al fabricante de calderas que tenga una superficie de transferencia de calor en el cuerpo de presión de la caldera mínima de 5 ft² por cada caballo (condición que se tendrá en cuenta para el diseño del horno). De esta forma aseguran, un mínimo de área de transferencia de calor instalada, que les brinde una larga vida útil, seguridad y confiabilidad en su operación a través de los años, en base a una menor fatiga en el material y con una mayor liberación de flama. A su vez, este requerimiento mínimo de área de transferencia de calor, ayuda en forma automática a una mejor comparación y evaluación de calderas. Claro está, que una caldera con menor área de transferencia de calor tendrá un costo menor, una fatiga de material mayor, podrá ser eficiente, pero no tendrá la misma larga vida útil y la confiabilidad y seguridad. (Los fabricantes europeos, asiáticos y algunos norteamericanos, con una mano de obra sumamente alta y costosa, no pueden competir en este mercado, si instalan los 5 ft²/BHP).1 [1]

Durante una inspección realizada a la caldera, se encontraron que las emisiones de S02 y NOx con valores máximos de 100 mg/m3 están por debajo de la exigida por la resolución 0909 del 2008, la cual nos indica que estos valores en fuentes fijas deben estar por debajo de los 500 mg/m3. Por otro lado, se encontraron altos niveles de oxígeno (superior al 12%) donde su valores deben oscilar entre 8%, y bajos niveles de CO2 (entre 5 y 7%) donde sus valores normales deben estar entre 10 y 12 % evidenciando la falta de mezcla aire combustible. También se identifican cantidades significativas de material particulado (20 kg/día) en los gases de escape del equipo. Por lo tanto se activó una voz de alerta por parte de la compañía ambiental y se establecieron problemas de funcionamiento de la caldera con pronta necesidad de solución. La criticidad del equipo es muy alta, ya que es el único que está supliendo la demanda de vapor de la compañía actualmente. Por lo tanto, al presentarse un problema con la caldera y esta sale de operación incurriría con una serie de sobre

1 PRIETO, Ismael. Circuito de Aire-Humos. Centrales Térmicas, Circuito de Aire-Humos [En Línea]:

Open Course Ware, Universidad de Oviedo [Consultado el 13 de Noviembre de 2016]. Disponible en Internet: http://ocw.uniovi.es/pluginfile.php/1004/mod_resource/content/1/1C_C12757_0910/04_GT06_Circuitos_de_aire_humos.pdf

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costos en el proceso y atraso en las entregas de productos por parte de la compañía a sus clientes. Se debe tener en cuenta la posibilidad de paro de la caldera desde el punto de vista ambiental, ya que las compañías se encuentran auditando desde el punto de vista ambiental para evitar posibles multas. Al analizar el estado actual del equipo donde presenta altos niveles de material particulado en los gases de escape, puede ser sancionado y detener su continua operación. Durante las posibles soluciones para para suplir la nueva demanda de vapor saturado, se tuvo en cuenta una primera alternativa. Ésta consistía en la compra de una caldera de mayor potencia con una compañía especialista en la fabricación de calderas, en donde planteaban la venta del equipo con un sobre costo de 100 millones de pesos sobre la propuesta del diseño del horno acuotubular. Ese diferencial económico, fue un factor importante en la evaluación y selección de las propuestas donde al final, la alternativa de la comprar de una nueva caldera fue desechada. Actualmente la caldera se encuentra modificada por una empresa enfocada en la repotenciación de calderas a nivel nacional, quién se encargó de la conversión del equipo a un consumo de combustible de carbón. Esto con el fin de disminuir costos de combustible, ya que el gas natural que era utilizado anteriormente para el funcionamiento de la caldera, resultaba más costoso pero más limpio en el proceso de combustión que el implementar un sistema de alimentación por carbón. El rediseño realizado por otra compañía, consistió en la adaptación de un horno en material refractario capaz de tolerar temperaturas por encima de los 1000 °C, y mediante un tornillo sin fin se suministraba el carbón que era depositado en una tolva manualmente por un operador. Al analizar el funcionamiento de la caldera en operación se encuentra que el equipo arroja los siguientes parámetros mostrados en la tabla 1.

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Tabla 1. Datos de la Caldera en Operación

Datos Caldera en Operación

Potencia (BHP) 150

Presión (Psig) 105

Consumo carbón (Kg/h) 120

Poder calorífico carbón Amagan, Antioquia(Btu/lb) 9280

Temperatura agua de alimentación (°C) 60

Tiempo de operación (h) 24

Por otro lado, se registran los datos del equipo suministrados por el fabricante los cuales se pueden identificar en la tabla 2. Tabla 2. Datos de Fabrica de la Caldera

Datos Caldera de Fábrica

Marca Powermaster

Generación Vapor saturado

Modelo WB-A2-3P

Diseño Horizontal Wet-Black

Combustible Gas LP, Gas natural, Diesel, Combustóleo o Biogas.

Tipo Paquete, horizontal, tubos de humno, Escocés Marino.

Capacidades (BHP) 80 – 1500

Presión de diseño estándar (Psig) 150

Presión de diseño especial(Psig) 300, 250, 200

Número de pasos 3

Superficie de calefacción (ft2/BHP) 5

Operación Automática en Modulante/Dos flamas/Una flama

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Tabla 3. Dimensiones Geométricas de la Caldera Powermaster de 150 BHP

Figura 1. Plano Frontal y Lateral de la Caldera Powermaster de 150 BHP

En la tabla 3, se encuentran las dimensiones de fábrica de la caldera Powermaster de 150 BHP. Estas magnitudes son observadas de mejor manera en las vistas forntal y lateral ilustradas en la figura 1.

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Figura 2. Visualización en detalle de los componentes de la caldera Powermaster de 150 BHP.

A continuación se observa una foto real de la caldera pirotubular Powermaster ilustrada en la figura 3, con una modificación en la parte frontal, la cual consiste en un cuello refrigerado por agua con el objetivo de acoplar un nuevo sistema de combustión.

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Figura 3. Visualización caldera Powermaster de 150 BHP (foto real con modificación de cuello refrigerado).

Al momento de la revisión en proceso, se identifica que el tornillo sin fin se encuentra fuera de servicio y la alimentación de carbón se realizaba por el operario de manera manual mediante una pala. Se observa la superficie externa del horno en mal estado y una gran intensidad de radiación a causa del deterioro del aislamiento térmico. La caldera, presenta deficiencia en la combustión y baja generación de vapor, por debajo de lo establecido por el fabricante. Ver figura 4.

24

Figura 4. Visualización del horno Se identifican perdidas de eficiencia en la combustión de la caldera debido a la variabilidad del tipo de carbón utilizado para la combustión. En ocasiones se selecciona carbón con más del 15% de impurezas traído de Úmbita, Boyacá, y no debidamente elegido, ya que según el operario de la caldera, se encuentran restos de piedras de gran tamaño junto con el combustible. Pérdidas de calor asociadas en su mayor parte al mal aislamiento del equipo y la mala operación al momento del ingreso manual del carbón como la correcta distribución del combustible. De acuerdo al 4% aproximado en pérdidas de radiación para una caldera trabajando a

la mitad de la carga, se estima un valor equivalente a: 5000𝑙𝑏

ℎ(1053,7

𝐵𝑡𝑢

𝑙𝑏) ∗ 0.04 =

210740Btu

h.

25

5. DISEÑO DEL PROYECTO Uno de los procesos más importantes que influyen en la eficiencia térmica de la caldera es el proceso de combustión y la eficiencia del intercambio de calor en su horno. Por lo tanto, una gran cantidad de modelos de análisis y la predicción de los procesos de intercambio de calor en los hornos de calderas se han desarrollado. 5.1 GENERACIÓN DE VAPOR ESPERADA El vapor debe ser completamente saturado requerido así por los equipos de los diferentes procesos. Con el rediseño de la caldera, se espera aumentar la generación de vapor sin disminuir su calidad ni llegar a presentar porcentajes de humedad. Para mantener con la calidad de vapor seco en la distribución a procesos, se cuenta con una serie de trampas de vapor y tanques flash recuperadores de condensado, seleccionados específicamente para disminuir las pérdidas de energía del fluido. Se aborda el problema iniciando por el flujo másico de vapor extra que demanda el proceso, por lo tanto todos los cálculos deberán ir en función de suplir esta necesidad.

�̇�𝑣 = 7000 𝑙𝑏/ℎ

La necesidad futura de generación de vapor es de 6000 lb/h, pero el proyecto se diseña con una generación de 1000 lb/h por encima de lo requerido para amortizar pérdidas en factores de mala operación o calidad del combustible. 5.2 COMBUSTIBLE: CARBÓN Como se trata del diseño de una máquina generadora de vapor (caldera), se hablará en términos de energía requerida para la producción de vapor. Pero antes

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de llegar a cuanta energía se necesita tal generación, es necesario tener en cuenta el tipo de combustible, cantidad y poder calorífico de éste. En la industria, la selección del combustible es un factor importante y casi que primordial para el diseño o compra de una caldera, ya que dependerá del transporte, disposición, costo y calidad. La caldera actualmente trabaja con carbón y se continuará con su uso, debido a su bajo costo local y su alto poder calorífico.

𝑃𝐶 = 9280 𝐵𝑡𝑢/𝑙𝑏 ; 𝜇 ≈ 78% ; ℎ𝑓𝑔 = 1053,7 𝐵𝑡𝑢/𝑙𝑏

�̇�𝑐 =�̇�𝑣. ℎ𝑓𝑔

𝜇. 𝑃𝐶= 1019 𝑙𝑏/ℎ

5.3 REACCIÓN QUÍMICA La composición del combustible está dada porcentualmente en: Tabla 4. Porcentajes de la Composición del Combustible

C H N O S H2O ASH

68,5 4,7 1,8 5,4 0,5 10,4 8,7

Se toma como base 100 kg de combustible para realizar los cálculos. Los pesos moleculares para cada elemento son: C=12, H=1, N=14, 0=16, S=32.

[(68,5

12) 𝐶 + (

4,7

1) 𝐻 + (

1,8

14) 𝑁 + (

5,4

16) 𝑂 + (

0,5

32) 𝑆 + (

10,4

18) 𝐻2𝑂] + 𝐴𝑡(0,21 𝑂2 + 0,79 𝑁2)

−−→ 𝑤 𝐶𝑂2 + 𝑥 𝐻2𝑂 + 𝑦 𝑁2 + 𝑧 𝑆𝑂2 (1) 5.4 BALANCE ESTEQUIOMÉTRICO. ● Balance C:

27

(68,5

12) = 𝑤 => 𝑤 = 5,708 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝐶𝑂2 = 251,17

𝑘𝑔 𝐶𝑂2

100 𝑘𝑔 𝑐𝑎𝑟𝑏ó𝑛 (2)

● Balance 𝑯𝟐:

(4,7

2) + (

10,4

18) = 𝑥 => 𝑥 = 2,93 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝐻2𝑂 = 52,74

𝑘𝑔 𝐻2𝑂

100 𝑘𝑔 𝑐𝑎𝑟𝑏ó𝑛 (3)

● Balance S:

(0,5

32) = 𝑧 => 𝑧 = 0,0156 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑆𝑂2 = 1

𝑘𝑔 𝑆𝑂2

100 𝑘𝑔 𝑐𝑎𝑟𝑏ó𝑛 (4)

● Balance 𝑶𝟐:

(5,416 )

2+

(10,418 )

2+ 0,21 𝐴𝑡 = 𝑤 +

𝑥

2+ 𝑧 => 𝐴𝑡 = 32 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒

= 928 𝑘𝑔 𝑎𝑖𝑟𝑒

100 𝑘𝑔 𝑐𝑎𝑟𝑏ó𝑛 (5)

● Balance 𝑵𝟐:

(1,8

14)

2+ 0,79 𝐴𝑡 = 𝑦 => 𝑦 = 25,34 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑁2 = 709,52

𝑘𝑔 𝑁2

100 𝑘𝑔 𝑐𝑎𝑟𝑏ó𝑛 (6)

(𝐴

𝐹)

𝑇= 9,28

𝑘𝑔 𝑎𝑖𝑟𝑒

𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒 (7)

Temperatura del agua de alimentación: 60 °C = 140 °F, se toma como base una temperatura ambiente normal de tubería (20 °C = 68 °F) y no la de alimentación pre calentada de 60 °C para efectos de diseño. Al calcular la energía necesaria

28

para el cambio de fase del agua a vapor, se debe conocer la temperatura de ésta debido a que entre menor temperatura presente el agua de alimentación de caldera, será necesaria una mayor cantidad de energía para la generación de vapor.

T≈ 70 °F; Psat = 0.36334 psia

ℎ𝑓𝑔 = 1053,7 𝐵𝑡𝑢/𝑙𝑏

5.5 ENERGÍA REQUERIDA El calor necesario para el hogar es el calor que se suministra al fluido a calentar. De lo anterior es necesario obtener datos como los flujos másicos como también las condiciones de temperatura y presión de entrada y salida, además de las condiciones físicas del fluido. Al calcular la energía requerida para suplir la demanda de producción de vapor, se tiene un punto de partida para el diseño geométrico y termodinámico dentro del hogar que tendrá como objetivo entregar la mínima cantidad de energía para el proceso. 2

T≈ 70 °F; Psat = 0.36334 psia; ℎℎ = 38.08 ℎℎℎ/ℎℎℎ

�̇� = �̇�𝑣. ℎ𝑓 = 266000𝐵𝑡𝑢

ℎ≅ 104,5 𝐶𝑉 (8)

5.6 EFICIENCIA DEL HOGAR La eficiencia del hogar es el porcentaje de calor liberado en la llama que es absorbido por el fluido calentado, por lo tanto es necesario analizar qué tan eficiente será la trasferencia de calor dentro del horno acuotubular.3

2 Powermaster B-A2-3P [en línea]: Powermaster [Consultado el 20 de Noviembre de 2016].

Disponible en Internet: http://www.powermaster.com.mx/producto/p-wb-a2-3p/ 3 Tulsa Heaters. Fired Heaters [en línea]: Universidad de Tulsa, Oklahoma. Cap. 9 [Consultado el

10 de Diciembre de 2016]. Disponible en Internet: https://www.google.com.co/search?q=P.+B.+%26.+all,+FIRED+HEATERS,+Universidad+de+Tulsa.

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𝜇 =�̇�𝑣.ℎ𝑓𝑔

�̇�𝑐.𝑃𝐶= 0.789 (9)

El horno acuotubular se analiza como un intercambiador de calor ya que no presenta más de dos filas de tubería, por lo cual, no puede ser considerado un banco de tubos. Se utiliza el método de la diferencia media logarítmica de la temperatura ((∆𝑇𝑚𝑙). 4 Figura 5. Variación de la temperatura en el intercambio de calor en el horno acuotubular

En el diagrama 1, se puede visualizar comportamiento de la trasferencia de calor para un fluido que está cambiando de fase líquida a gas, donde la línea constante de color negro simboliza que no hay cambio de temperatura mientras se encuentra en estado de latencia. La transición de flujo ya sea laminar o turbulento, depende de la configuración geométrica de la superficie, velocidad de flujo, temperatura, tipo de fluido y

+Oklahoma,+Capitulo+9.&spell=1&sa=X&ved=0ahUKEwjt9ODAw7zVAhUFQiYKHWCIBGAQvwUIIigA&biw=681&bih=618 4 WALAS, Stanley M. Chemical Process Equipment: Selection and Design. Kansas: Butterworth –

Heinemann, 1990. p. 219

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principalmente de la razón de las fuerzas de inercia a las fuerzas viscosas en el fluido. Ésta razón se conoce como el número de Reynolds (𝑅𝑒). 5 Entre mayor sea el número de Reynolds, las fuerzas de inercia que directamente proporcionales a la densidad y a la velocidad de flujo serán mayor con relación a las fuerzas viscosas provocando fluctuaciones rápidas y aleatorias del fluido (flujo turbulento). Por el contrario, para números de Reynolds pequeños las fuerzas viscosas son lo suficientemente grandes para eliminar las fluctuaciones y así mantener “alineado” el fluido (flujo laminar). A continuación se obtienen los datos termodinámicos para el agua y espesor de la tubería: Tabla 5. Datos Termodinámicos

Tm (°C) = 360

Tubo SA-192 Esp. (mm) m (kg/s) VISC. C (m2/s) Densidad (kg/m3)

65 0,8819 1,13572E-07 528,3

Donde Tm =T(aire)+T(agua)

2=

700+20

2= 360 °𝐶

𝑅𝑒 =𝐹𝑢𝑒𝑟𝑧𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑖𝑛𝑒𝑟𝑐𝑖𝑎

𝐹𝑢𝑒𝑟𝑧𝑎𝑠 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑎𝑠=

𝑉𝐿𝑐

𝑣=

𝜌𝑉𝐿𝑐

𝜇 (10)

𝑅𝑒 =4. 𝑚𝑎𝑔𝑢𝑎

𝜋. 𝜌. ∅. 𝜐= 287914,69

Cuando se estudia la convección con el objetivo de reducir variables finales, se utilizan números adimensionales para combinar así el número de variables totales como es el caso del coeficiente de trasferencia de calor h con el número de

Nusselt (𝑁𝑢).6 5 GHAJAR, Afshin J, CENGEL, Yunus A. Transferencia de Calor y Masa: Fundamentos y

Aplicaciones. 4 ed. México: McGraw Hill, 2011. 300 p.

6 CENGEL, Yunus A. Transferencia de Calor y Masa: Un Enfoque Práctico. 3 ed. Reno: McGraw

Hill, 2011, p. 385

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Dentro de la ecuación de Nusselt se encuentra el número de Prandtl (ℎℎ), el cual describe el espesor relativo de la capa límite de térmico y de velocidad de manera adimensional.

𝑃𝑟 =𝐷𝑖𝑓𝑢𝑠𝑖𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑐𝑢𝑙𝑎𝑟 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑛𝑡𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑚𝑜𝑣𝑖𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜

𝐷𝑖𝑓𝑢𝑠𝑖𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑐𝑢𝑙𝑎𝑟 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟=

𝑣

∝=

𝜇𝐶𝑝

𝑘 (11)

𝑁𝑢 = 0.023𝑅𝑒0.8𝑃𝑟

0.4 = 715,62 (12)

Debido a que el fluido se calienta se utiliza el número de Prandtl elevado al exponente 0,4. En caso de que el fluido se enfriase, se utilizaría el exponente 0,3. Luego se procede al cálculo del coeficiente de convección interna.

ℎ0 =𝑁𝑢.𝑘

∅= 4701,12

𝑊

𝑚2 . 𝐾 (13)

Teniendo en cuenta la tabla 4, para el cálculo del coeficiente de convección externo, dado por la velocidad del aire (4,5 m/s) generado por el ventilador de tiro

forzado, ésta es aproximadamente igual a ℎ = 26 ℎ/ℎ2ℎ. Tabla 6. Valores de H para varias Velocidades del Aire

Tabla 4. Valores de h para varias velocidades del aire. [9]

Con el coeficiente de convección interno y externo se halla el coeficiente de calor total, esto con el fin de encontrar el área superficial necesaria para la transferencia de energía.

𝑈 = (1

ℎ0+

1

ℎ)

−1

= 25,85 𝑊

𝑚2 . 𝐾 (14)

32

La diferencia media logarítmica de temperatura es una apropiada diferencia de temperatura entre los dos fluidos (gases de combustión y el agua), ver diagrama 2, que presentan la transferencia de calor usada en el cálculo de intercambiadores. Analizando el hogar o más precisamente la pared de tubos como un sistema semejante, es posible utilizar dicho método.7

∆𝑇𝑚𝑙 =∆𝑇1−∆𝑇2

ln(∆𝑇1∆𝑇2

)= 295,26 °𝐶 (15)

𝐴𝑠 =�̇�𝑣.ℎ𝑓𝑔𝑈

1000.∆𝑇𝑚𝑙

= 281,90 𝑚2 (16)

Se itera el número de tubos con la restricción de espacio en el área de calderas hasta llegar a los valores de 90 y 1,53 m para el número de tubos y longitud de éstos respectivamente, encontrados aceptables para el diseño.

#𝑝𝑎𝑠𝑜𝑠 = 1 ; #𝑡𝑢𝑏𝑜𝑠 = 90

𝐿 =𝐴𝑠

𝜋.∅

100.#𝑡𝑢𝑏𝑜𝑠.#𝑝𝑎𝑠𝑜𝑠

= 1,53 𝑚 (17)

Figura 6. Variación de la Temperatura en el Intercambio de Color a Contra Flujo Fuente: GHAJAR, Afshin J, CENGEL, Yunus A. Transferencia de Calor y Masa: Fundamentos y Aplicaciones. 4 ed. México: McGraw Hill, 2011. 315 p.

7 Ibíd., p. 641.

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Como se puede observar la longitud de los tubos (ℎ) dependerá de la cantidad de los mismos como también de su diámetro y número de pasos que se decida trabajar en el diseño. Al fijar el diámetro de la tubería y tener en cuenta que el horno acuotubular solo presenta paredes de una fila de tubos (un paso), si se requiere disminuir la cantidad de tubos éstos deberán ser más largos y viceversa, para mantener el área de transferencia necesario para suplir la generación de vapor. (Ver anexo B). 5.7 GASES DE ESCAPE Al seleccionar el carbón como combustible de la caldera, se debe tener en cuenta la liberación de contaminantes como lo son el Nitrógeno y óxidos de Azufre (NOx y SOx), entre otros materiales pesados. La generación de emisiones del dióxido de Carbono (CO2) a la atmosfera es otro factor contaminante el cual se debe estar atento ya que es un principal desafío ambiental actual. Existen diferentes tecnologías limpias del carbón (CCT), que su aplicación dependerá del nivel de desarrollo económico de un país. Las emisiones de partículas como la ceniza, es uno de los efectos más analizados visiblemente en la combustión de Carbón. Afectan la visibilidad, problemas de polvo y enfermedades respiratorias. La limpieza del Carbón, reduce las cantidades de Azufre como también hasta un 50% del contenido de ceniza y otros minerales, aumentando la calidad y valor térmico del mismo. Por otro lado, la limpieza o preparación del Carbón en donde se separan los tipos de carbón, se tamiza y se clasifican por tamaño de partícula, continúan a una etapa de trituración para finalizar en un lavado mecánico y un secado, aumenta la eficiencia de la combustión contribuyendo así a la disminución de emisiones de dióxido de carbono. Filtros tejidos y precipitadores electrostáticos ayudan al control de las partículas resultantes de la combustión. Para ambos sistemas, se cuenta con una eliminación de hasta en 99.5% de las emisiones de material particulado. Los filtros tejidos recogen las partículas de los gases de las chimeneas por medio de un tamiz de tejido ligero. Los precipitadores electrostáticos, hacen pasar los gases entre varias bandejas donde por medio de un campo eléctrico crea una carga en las partículas para que de este modo puedan ser atraídas y recogidas por las bandejas.

34

El uso de estos equipos de control de emisiones de material particulado, tienen un impacto directo al rendimiento medioambiental de las centrales térmicas y eléctricas de combustión de carbón.8 5.8 DISEÑO HORNO ACUOTUBULAR En un artículo de la revista Alexandria Engineering Journal, Brundaban Patro [11], presenta el estudio de las calderas de combinación de tubos, el cual será base para el diseño del horno acuotubular según sea aplicable al uso comercial, junto con las significativas características, limitaciones y aplicabilidad. Presenta un balance de calor para conocer las diversas pérdidas de calor en dos calderas de combinación de tubos de dos pasos diferentes, utilizando el carbón de bajo grado y cáscara de arroz como combustible. Además, la eficiencia de las calderas de tubos de combinación es estudiada por los métodos de pérdida directa y el calor. Se observa que la pérdida de gas de combustión en seco es una pérdida importante en las calderas de combinación de tubos. La pérdida debido al no quemado en las cenizas volantes es muy inferior en las calderas de tubos de combinación, debido a la pared de la membrana rodeada. También se observó que la pérdida debido al no quemado en la ceniza de fondo tiene una cantidad considerable de la pérdida de calor, y no puede ser ignorada. Teniendo en cuenta la configuración geométrica de tubería propia de una caldera tipo A, se inicia el diseño del horno acuotubular observado en la figura 3. Consiste en un cabezal de vapor ubicado en el vértice superior y dos cabezales de lodos en la parte inferior de la caldera, arreglados de forma que asemejan a una A.

8 El Carbón y el Medio Ambiente [en línea]: Carbounión [Consultado el 23 de Enero de 2017].

Disponible en Internet: http://www.carbunion.com/panel/carbon/uploads/carbon_medioambiente_5.pdf

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Figura 7. Visualización en Perspectiva de una Caldera de Tubos Combinados (Tipo A).

Para la generación de 7000 lb/h de vapor, se diseña el cabezal superior con capacidad de alojar 1027,17 lb de vapor saturado teniendo en cuenta que el 48% del domo aproximadamente de 10 a 20 cm por debajo del eje central horizontal se encuentra lleno de agua. Por lo tanto, se selecciona un domo superior de 0,51 m

de diámetro con un volumen de 0,896 𝑚3. La función de los domos inferiores es almacenar los lodos o impurezas del agua para luego ser evacuados, para su diseño se establece un 20% menor al del domo superior distribuidos en 0,20 m de diámetro cada uno. En este diseño ilustrado en la figura 4, se puede observar la misma configuración de tubos que en una caldera tipo A, excepto por una pared trasera adicional ubicada en la entrada del combustible en donde se busca una mayor transferencia de energía. (Ver anexo A).

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Figura 8. Visualización Diseño de Tubos para el Horno Acuotubular

5.9 PARRILLA VIAJERA. La parrilla viajera o también llamada de cadena, es una superficie plana cuya función es de transportar de manera lenta el combustible obteniéndose la alimentación y limpieza automática. Las cadenas que conforman su estructura, están conformadas principalmente por tres piezas en acero fundido las cuales están ensambladas una con otra mediante barrotes que las cruzan perpendicularmente desde los extremos. El movimiento de la parrilla se debe a un eje de transmisión entre tres ruedas dentadas paralelas (ver figura 5), movidas por un moto reductor de 1/2 Hp de potencia a una velocidad de 11 cm/min (aproximadamente 0,0018 m/s).

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Figura 9. Visualización Diseño Eje de Transmisión Parrilla Viajera

Para seleccionar el área superficial de la parrilla, se tuvo en cuenta la geometría del horno con una longitud total de (4,7 m) y se seleccionó una longitud de parrilla de 4 m por 1 m de ancho dejando así un área superficial de 4 m2. La ubicación de la parrilla con respecto a la del horno, se fija 1,4 m de tu extremo con el fin de dar espacio a las cenizas e inquemados, dejando a su vez una superficie de 0,4 m2 en la parte frontal del horno para la recepción del carbón ya sea manualmente o mediante una tolva de alimentación. Ver figura 6.

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Figura 10. Vista isométrica diseño horno acuotubular con parrilla viajera.

Usando el método de liberación térmica por unidad de superficie de la parrilla (LCP), se analiza la energía desprendida por la parrilla con el área superficial seleccionado.

𝐿𝐶𝑃 =𝐶𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑑𝑒𝑠𝑝𝑟𝑒𝑛𝑑𝑖𝑑𝑜 𝑝𝑜𝑟 𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒

𝑆𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑝𝑎𝑟𝑟𝑖𝑙𝑙𝑎=

�̇�𝑐 . 𝑃𝐶

𝑆𝑝𝑎𝑟𝑟𝑖𝑙𝑙𝑎

𝐿𝐶𝑃 =264.55 𝑙𝑏/ℎ (9280 𝐵𝑡𝑢/𝑙𝑏)

43,05 𝑓𝑡2 = 57019,85 𝐵𝑡𝑢/ℎ 𝑓𝑡2

Como resultado se obtiene un valor de 57019,85 ℎℎℎ/ℎ ℎℎ2 el cual indica la cantidad de energía desprendida por la cantidad de combustible que puede

transportar los 43,05 ℎℎ2 de área de parrilla. En la figura 7, se ilustra el ensamble de las 2325 piezas de fundición para conformar finalmente la estructura de la parrilla viajera.

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Figura 11. Visualización diseño parrilla viajera.

Cada línea de cadena, está conformada por 31 piezas o eslabones de los cuales uno está ubicado a los extremos de la cadena llamado eslabón de cierre (Ver anexo 6). Luego se encuentran los eslabones de engrane que al igual como su nombre lo indica son las posicionadas en cada engrane del eje de transmisión (Ver anexo E). Por último se cuenta con el eslabón intermedio que hace de cuerpo o relleno de la cadena (Ver anexo G). En la figura 8, se pueden observar cada eslabón respectivamente. Figura 12. Piezas de fundición ensamblaje de parrilla. (Cierre, engrane, intermedio respectivamente)

Durante el diseño de los eslabones, es importante resaltar la calidad y el acabado de las piezas para evitar múltiples problemas de ensamblaje y transmisión de fuerza. La alineación y nivelación de la base de la parrilla como de la ubicación de

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los elementos debe ser muy precisa, unos pocos milímetros de diferencia pueden llevar al descarrilamiento como también la ruptura de la misma. Los eslabones están fabricados en acero al carbón A387 y al estar sometidos a temperaturas promedio de 600 °C, deben ser refrigerados por medio del ventilador de tiro forzado el cual inyecta aire por debajo de la parrilla de manera constante para evitar fracturas por temperatura en los elementos de parrilla y a su vez contribuir con la combustión dentro del hogar. La parrilla deja un área al descubierto de tubos en el horno ya que es ahí, donde es depositado los residuos de ceniza e inquemados luego de efectuar el proceso de combustión del carbón (ver figura 8). Luego, son extraídos de manera manual por medio de una compuerta ubicada en la parte inferior del horno acuotubular. 5.10 MULTICICLÓN AXIAL. Éste equipo permite la separación de partículas pesadas en los gases de escape, siendo éstos ingresados por la parte superior de los ciclones de forma vertical descendente, por medio de una serie de aletas al interior del ducto se genera un movimiento tangente a la superficie en donde se separan los polvos de los gases por la acción de la fuerza centrífuga y son depositados en la tolva ubicada en la parte inferior del equipo para ser evacuados por una válvula rotativa. Luego, los gases son desviados de manera vertical ascendente dentro de los ciclones saliendo del equipo y finalizando la separación.

41

Figura 13. Vista Seccionada del Multiciclón (13)

Mediante el modelo matemático planteado por A. Avci y I. Karagoz, el cual permite predecir las pérdidas de presión causadas principalmente por la geometría de las paredes del cuerpo del ciclón como también en la salida. Por lo tanto, el total de pérdidas de presión (∆ℎ) es la suma de las pérdidas locales y la fricción. Al tomar la velocidad a la entrada del ciclón (ℎ0) y la densidad inicial del fluido (ℎ0) como

referencia, el coeficiente total de pérdidas de presión (ℎ) es definido como:

𝐾 =∆𝑝

0.5𝜌0𝑉02 (18)

42

Figura 14. Dimensionamiento y Flujo en un Ciclón Separador

Aunque los coeficientes de fricción y pérdida local pueden definirse de forma similar y las pérdidas locales pueden ser asumidas constantes, las pérdidas

locales se incluirán en las pérdidas de fricción a través de un diferencial ℎℎ sobre la trayectoria del flujo, se puede escribir de acuerdo con la ecuación de Darcy como 9

𝑑𝑝1 = 𝜌𝑓

𝐷ℎ

𝑉2

2𝑑𝑙 (19)

En donde el factor de fricción (ℎ), diámetro hidráulico (ℎℎ), y la velocidad (ℎ) son funciones de (ℎ). Una relación entre la velocidad y longitud debería ser conocida para realizar la integración. La fricción o resistencia contra el flujo podría evitar la aceleración libre que conduce a un aumento en las pérdidas de flujo. Por lo tanto, el coeficiente de resistencia de flujo puede ser modelado como:

𝑅𝑛 =𝑓0𝑙0

𝐷30 (20)

9 GUPTA, Ashwani K, LILLEY, David G, SYRED, Nick. Swirl Flows. Tunbridge Wells: Abacus

Press, 1984. 295 p.

43

Si la concentración de partículas aumenta dentro del flujo causará una disminución en la aceleración, lo cual es semejante al efecto de la fricción. La energía necesaria para la aceleración de la segunda etapa es tomada del flujo principal, por lo tanto, produce una disminución en la velocidad y aceleración que a su vez provocan una disminución en las pérdidas de presión. Al usar la definición de la resistencia de concentración.

𝑅𝑐 = 100𝑎

𝐷3𝐶𝑐 (21)

Se tiene que la resistencia total será igual a:

𝑅 = 𝑅𝑛 + 𝑅𝑐 (22) Si la concentración es muy alta, el régimen de flujo será destruido produciendo la separación y aumenta las pérdidas de presión. 10 A continuación se registran los datos para el cálculo del multiciclón separador suministrados luego de la inspección ambiental suministrados por la compañía. Tabla 7. Datos Multiciclón Separador

Densidad Partículas (kg/m3)

Concentración de partículas

(g/m3)

Temperatura gases (°C)

Caudal (m3/s)

Presión (kPa)

Eficiencia de separación

(%)

1750 2,8 205 3,47 86,7 80

10 KARAGOZ, Bunyamin. Theoretical Investigation of Pressure Loses in Cyclone Separators. New

York: Elsevier Science Ltd, 2001, vol 28, no. 1, p. 107-117

44

Teniendo en cuenta que la velocidad de los gases de escape varía de 12 a 13 m/s, se toma un valor promedio para calcular el área con el cual se diseñara el ciclón separador.

𝐴 =𝑄

𝑉=

3,47 𝑚3/𝑠

12,5 𝑚/𝑠= 0,28 𝑚2

Tabla 8. Características de los Ciclones

Cómo el tamaño de las partículas varía de 10 a 70 µm, no es necesario un ciclón de alta eficiencia, por lo cual se selecciona un ciclón convencional tipo Lapple ilustrado en la tabla 8.

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Figura 15. Dimensiones Ciclón Fuente: KARAGOZ, Bunyamin. Theoretical Investigation of Pressure Loses in Cyclone Separators. New York: Elsevier Science Ltd, 2001, vol 28, no. 1, p. 107-117 De acuerdo a las dimensiones mostradas en la figura 15 se tiene que:

Á𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜 = 𝑎𝑥𝑏

𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 𝑎𝑙 𝑐𝑖𝑐𝑙ó𝑛: 𝑎 = 0,5𝐷𝑐

𝐴𝑛𝑐ℎ𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 𝑎𝑙 𝑐𝑖𝑐𝑙ó𝑛: 𝑏 = 0,25𝐷𝑐

𝐴 = 0,28 𝑚2 = 𝑎𝑥𝑏 = 0,5𝐷𝑐 𝑥 0,25𝐷𝑐

𝐷𝑐 = √0,28 𝑚2

0,5(0,25)= 1,5 𝑚

46

Como 𝐷𝑐 > 1,0 𝑚, se requiere más de un ciclón para trabajar en paralelo. Se decide diseñar un multiciclón separador, bajo el criterio de la amplia distribución de tamaños de partículas encontradas en los gases de escape de la combustión en la caldera. Por lo tanto, se perdería eficiencia en la separación de partículas con un ciclón de alta eficiencia para partículas solamente finas o un ciclón de alta capacidad que descuidaría esta porción de material particulado. Se divide el diámetro requerido por nueve ciclones que serán los seleccionados para la separación de una amplia distribución de partículas.

𝐷𝑐 =1,5 𝑚

9= 0,17 𝑚

Por lo tanto, el nuevo 𝐷𝑐 será igual a 0,17 m para cada ciclón. Figura 16. Vista Sección Multiciclón

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Figura 17. Vista Diseño Multiciclón

En la figura 17, se puede observar el diseño del multiciclón separador mostrado más claramente en una vista seccionada isométrica en la figura 16, donde se pueden apreciar los nueve ciclones encargados del efectos de remolino para los gases de escape. (Ver anexos 6 al 9).

48

5.11 FILTRO DE MANGAS. El equipo conduce los gases de escape a través de un canal de diseño aerodinámico hacia la tolva que captura el polvo que al mismo tiempo funciona como cámara de decantación repartiendo de manera uniforme los gases hacia las mangas para la filtración. Existen dos modos para efectuar la filtración. Cuando las partículas son colectadas en la parte interna de las mangas y el caudal del gas entra por la parte inferior del sistema saliendo luego ya filtrado en la parte superior, es llamado filtración interior [16]. Por otro lado, cuando la distribución del flujo de gas se distribuye alrededor de las mangas recibe el nombre de filtración exterior [17], mostradas en las figuras 14 y 15 respectivamente. Para éste modo, las mangas son soportadas por una estructura interna de alambre. Figura 18. Filtración Interior

Fuente: COOPER, David C, ALLEY, F.C. Air Pollution Control: A Design Approach. 4 ed. Estados Unidos: Waveland Press, Inc, 2002, p. 550

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Figura 19. Filtración Exterior

Fuente: COOPER, David C, ALLEY, F.C. Air Pollution Control: A Design Approach. 4 ed. Estados Unidos: Waveland Press, Inc, 2002, p. 550 Las mangas poseen un tejido resistente a temperaturas promedio de 150° C, y esta característica variara dependiendo del material utilizado para su fabricación, ver tabla 9.

Tabla 9. Propiedades de los Materiales Usados en los Filtros Mangas

Fuente: COOPER, David C, ALLEY, F.C. Air Pollution Control: A Design Approach. 4 ed. Estados Unidos: Waveland Press, Inc, 2002, p. 550

50

5.11.1 Métodos de limpieza. Existen varios mecanismos de limpieza por los cuales se diferencias los filtros de mangas en donde se condiciona a tu vez, dependiendo si es proceso de filtración es continuo o discontinuo.

Durante el proceso de filtrado, las partículas o polvos son capturados por los hilos del medio filtrante de cada manga siendo depositados en los poros de las telas. Esto a su vez, ayuda a aumentar la eficiencia de filtración hasta el punto en que la caída de presión es lo suficientemente grande para acudir inmediatamente a la limpieza. Se tienen tres tipos principales de filtro de mangas donde la limpieza se puede realizar intermitentemente por medios mecánicos o neumáticos. 5.11.2 Proceso de filtración discontinuo. Se explica en el siguiente punto:

Limpieza por agitado mecánico: Éste método es realizado cuando es posible parar el servicio de filtrado por un breve periodo de tiempo en donde es necesario un ciclo de filtración y otro de limpieza. En la limpieza por agitación mecánica con filtración interior, se hace vibrar la manga sostenida de un gancho el cual es accionado por un motor. Éste movimiento se puede realizar de manera vertical u horizontal por medio de resortes con el fin de crear una onda sinusoidal a lo largo de la manga. Cada vez que la manga es agitada, las partículas acumuladas sobre la tela son movidas progresivamente en conjunto con la onda producida por la vibración hasta llegar a la parte inferior de la manga y así desprenderse y depositarse en la tolva, ver figura 20.

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Figura 20. Limpieza por Agitado Mecánico

5.11.3 Proceso de filtración continuo. Se explica en los siguientes puntos:

Limpieza con aire a contraflujo: En éste método, se ingresa un flujo de aire en dirección opuesta al flujo del gas hacia las mangas con el fin de plegarlas suavemente en dirección a su eje central. Esto con el fin de que las partículas se desprendan de la tela debido a las fuerzas cortantes desarrolladas en la superficie de las mangas, ver figura 21. [20]

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Figura 21. Limpieza por Aire a Contra Flujo

Fuente: Crystalline Silica Quartz and Cristobalite [en línea]: Occupational Safety and Health Administration [Consultado el 10 Marzo de 2017]. Disponible en Internet: https://www.osha.gov/dts/sltc/methods/inorganic/id142/id142.pdf

Limpieza por aire a presión: La limpieza bajo éste método consiente en que por chorros de aire a alta presión, previamente programado por un sistema de control de variación regulable de tiempo y pausa, genera una onda que interrumpe el flujo de gas dentro de la manga. Ésta onda desciende rápidamente causando una expansión de la tela y fracturando la capa de polvo o partículas depositada en las paredes de la manga. Es el método más usado actualmente y el más eficaz, ver figura 22.

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Figura 22. Limpieza por Aire de Presión

Fuente: Crystalline Silica Quartz and Cristobalite [en línea]: Occupational Safety and Health Administration [Consultado el 10 Marzo de 2017]. Disponible en Internet: https://www.osha.gov/dts/sltc/methods/inorganic/id142/id142.pdf ● Ventajas: Recolección en amplio intervalo de partículas. Alta eficiencia de remoción de partículas. Adaptable a caídas de presión normales. Posibilidad en la recuperación del aire filtrado. Flexibilidad de diseño.

Desventajas: Limitaciones de espacio Peligro de explosión Costo de mantenimiento elevado Limitado para altas temperaturas.11 11 Generación y Aplicación del Calor [en línea]: INNERGY Heavy Industries [Consultado el 12 de

Marzo de 2017]. Disponible en Internet: http://innergy-global.com/es/divisiones/innergy-heavy-industries

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Figura 23. Limpieza por Aire a Presión

Figura 24. Limpieza por Aire a Contraflujo

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En la figura 23, se puede observar de mejor manera el método de limpieza por aire a presión de manera perpendicular a las mangas realizado por las válvulas solenoides instaladas en la parte superior del equipo. Por otro lado, en la figura 24 se ilustra el proceso de limpieza por aire a contra flujo, donde a diferencia del anterior, usa el flujo de aire en sentido paralelo a las mangas oponiéndose a la dirección de los gases de escape.

Recomendaciones de diseño. En el diseño de las mangas, se recomienda desde un punto de vista práctico diámetros de 0,15 a 0,30 m y longitudes de 1,5 a 12 m. El filtro al igual que el sistema de ductos deben aislarse y tal vez ser calentados si se presentase condensación de la humedad. Para evitar la condensación en los filtros de manga, la temperatura del gas debe estar a una temperatura de 10 a 20°C por encima del punto de rocío. Se debe tener en cuenta el tamaño y adhesividad de las partículas al momento del diseño, ya que las partículas más pequeñas tienden a formar capas de partículas más densas llevando a una caída de presión y de este modo, disminuyendo la velocidad de filtración.

Se recomienda el uso de filtro de mangas para servicio de presiones positivas y en intervalos de presión negativa de 635 mm H2O debido a la construcción de la lámina metálica.12

12 Hornos Industriales [en línea]: Emison [Consultado el 18 de Abril de 2017]. Disponible en

Internet: http://www.emison.com/201.htm

56

Tabla 10. Velocidades de filtración para cada partícula.

57

Tabla 10. (Continuación).

Fuente: COOPER, David C, ALLEY, F.C. Air Pollution Control: A Design Approach. 4 ed. Estados Unidos: Waveland Press, Inc, 2002, p. 245 En la tabla 7, se pueden encontrar las diferentes velocidades de filtración dependiendo del tipo de partícula dentro del fluido.

Diseño filtro de mangas. El área de filtración es calculado por:

𝐴 =𝑄

𝑉=

3,47 𝑚3/s

0.0158m/s = 219 𝑚2 (23)

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En donde:

𝐴 = Área de filtración, m2.

𝑄 = Caudal de la corriente gaseosa, m3/s.

𝑉 = Velocidad de filtración, m/s.

ℎ = Velocidad de filtración, m/s. El área total que contempla la zona de limpiado, es calculado mediante el factor multiplicador de la siguiente tabla. Se debe tener en cuenta que solo es aplicada cuando la limpieza se efectúa por agitación o por aire a contraflujo. Tabla 11. Factor Multiplicador

Fuente: COOPER, David C, ALLEY, F.C. Air Pollution Control: A Design Approach. 4 ed. Estados Unidos: Waveland Press, Inc, 2002, p. 248 El factor multiplicador necesario para realizar la corrección den área total de filtración solo es aplicado en métodos de limpieza por aire a contraflujo o a

59

presión. En éste caso se utiliza por seleccionar un diseño con aire a presión como método de limpieza de las mangas y el factor es seleccionado de la tabla 24. Entonces el área total es

𝐴𝑡 = 𝐴𝐹 = 219𝑚2(2) = 438 𝑚2 (24)

En donde

𝐴𝑡 = Área total de filtración, m2.

A = Área de filtración, m2. F = Factor multiplicador de la anterior tabla. Se procede con el cálculo de compartimientos para el diseño del filtro de mangas de acuerdo a la tabla 12. Tabla 12. Estimación del área total de tela para filtros de manga con limpieza por agitación o aire a contra flujo.

El área para cada manga es calculada de acuerdo a su tamaño y el número de mangas por compartimiento.

60

Para calcular el área de la manga se tiene que:

𝐴𝑏 = 𝜋𝐷𝐿 + 𝜋 (𝐷

2)

2

= 𝜋(0.2𝑚)(2𝑚) + 𝜋 (2𝑚

2)

2

= 4.4 𝑚2 (25)

En donde:

𝐴𝑏 = Área de filtración de una manga, m2.

𝐷 = Diámetro de la manga, m.

𝐿 = Longitud de la manga, m. El número total de mangas se calcula con la relación del área total de filtración y el área de filtración por manga.

𝑁 =𝐴𝑡

𝐴𝑏=

438

4.4= 100 (26)

En donde:

𝑁 = Número total de mangas.

61

Figura 25. Vista Diseño Filtro Mangas

Figura 26. Vista interna distribución de mangas.

62

En la figura 25, se puede observar la entrada de gases en la parte lateral inferior y luego de ascender por las mangas (ver figura 26), se encuentra la salida del fluido por la parte superior del filtro. Nótese también el orificio inferior del equipo, por el cual se evacua y recolecta las partículas de mayor tamaño por gravedad. (Ver anexos 10 al 12). Sobre las mangas (Ver anexo N), se encuentran una serie de tubos (Ver anexo M). Con pequeños orificios distribuidos por todo el cuerpo los cuales cumplen la función de expulsar el aire a presión como se observa en la figura 22. El aire es enviado por una serie de válvulas de control de manera independiente y automática de forma secuencial, esto con el fin de realizar el proceso de limpieza. Figura 27. Visualización de flautas para método de limpieza por aire comprimido.

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Es necesario acoplar un tanque pulmón para el aire comprimido, debido al alto flujo necesario para la correcta limpieza de las mangas o bien, recurrir a un compresor de mayor capacidad generando a su vez un aumento de costos de operación. La limpieza de las mangas es primordial para el proceso de filtrado del material particulado contenido en los gases de escape luego de la combustión en la caldera. Si la superficie de la manga esta obstruida, puede presentar perdida de eficiencia en la limpieza del fluido además de un aumento en el diferencial de presión de los gases. El aire utilizado para el mantenimiento del filtro de mangas, debe ser totalmente seco. La presencia de humedad en el aire junto con el material particulado, forman una capa gruesa y sólida sobre la superficie de la tela impidiendo el paso de los gases.

Multiciclón + Filtro de mangas: El conjunto de ambos sistemas de limpieza cumplen la extracción del casi 99% del material particulado producto de los gases de combustión de la caldera debido a que las impurezas y sólidos más grandes son capturados por el multiciclón, pero éste deja pasar el material particulado más pequeño. Por lo tanto, es aquí donde el filtro de mangas atrapa por medio de las telas, el restante de sólidos menores a 5µm y asegura una remoción mucho más eficiente de impurezas.13 5.12 VENTILADORES. Anteriormente las calderas funcionaban con el tiro natural creado por la chimenea. Esto se utiliza actualmente solo en unidades de baja potencia, sin embargo para sistemas donde son equipados sobrecalentadores, economizadores, ciclones, filtro de mangas u otros complementos, necesitan ventiladores para completar el tiro inducido por la chimenea.14

13 COOPER, David C, ALLEY, F.C. Air Pollution Control: A Design Approach. 4 ed. Estados Unidos:

Waveland Press, Inc, 2002, p. 550 14 Convección en Cerramientos [en línea]: Editorial.dCA [Consultado el 20 de Marzo de 2017].

Disponible en Internet: http://editorial.dca.ulpgc.es/ftp/ambiente/antesol/TESIS/Cap4.pdf

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A continuación se muestra en la tabla 10, los datos de los ventiladores para la caldera de acuerdo a: ● La caída de presión entre la caldera y el multiciclón es de 3 inH2O. ● La caída de presión en el multiciclón es de 4 inH2O. ● La caída de presión en el filtro de mangas es de 5 inH2O. ● La succión del VTI a la salida de la chimenea es de -11 inH2O. Nota: Los datos fueron registrados por la compañía mediante un dispositivo medidor de emisiones BACHARACH.

Tabla 13. Datos de operación para los ventiladores de tiro forzado e inducido.

VENTILADOR POTENCIA

(Hp) FRECUENCIA

(Hz) PRESIÓN REQ.

(inH2O) FLUJO REQ.

(CFM) RPM

TIRO FORZADO (VTF)

5 40 8 3777 833

TIRO INDUCIDO (VTI)

20 60 12 5495 1450

De acuerdo a los requerimientos de presión y flujo para todo el conjunto en operación, se selecciona el VTI para extraer correctamente los productos gaseosos de la combustión.

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6. EVALUACIÓN TÉCNICO ECONÓMICA. En el momento de diseño se tienen en cuenta muchos factores de ingeniería que al momento del desarrollo del proyecto son la base de soporte y funcionalidad. Pero por otro lado, la principal razón de viabilidad se presenta en la identificación de los costos, inversión inicial, ahorros y tiempo de retorno del capital mediante el análisis económico del mismo. Mediante un análisis técnico económico, se busca establecer que tan viable y factible puede ser la implementación de la repotenciación de la caldera pirotubular por medio del diseño de un horno acuotubular como alternativa de solución para una compañía ubicada en la ciudad de Cali – Colombia. 6.1 IMPACTO DE LOS COSTOS DEL PROYECTO. A continuación, se muestra el impacto de los costos en dólares por materiales y fabricación presentes en el diseño del horno acuotubular, la parrilla viajera, el multiciclón separador y el filtro de mangas mediante la herramienta coasting del software de diseño SolidWorks, lilustrados en las tablas 9, 10, 11 y 12 respectivamente. Tabla 14. Impacto del Costo de Materiales y Fabricación del Horno Acuotubular

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Tabla 15. Impacto del costo de materiales y fabricación de la parrilla.

Tabla 16. Impacto del Costo de Materiales y Fabricación del Multiciclón Separador

Tabla 17. Impacto del Costo de Materiales y Fabricación del Filtro de Mangas

La inversión total del proyecto está alrededor de los 111.203,17 USD equivalentes a $ 331.474.409,14 pesos, en donde el equipo más costoso resulta ser el horno

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acuotubular seguido del multiciclón separador con una diferencia de casi 13.000 USD. 6.2 ANÁLISIS ECONÓMICO. Para el análisis económico del proyecto se tienen en cuenta factores como, la inversión inicial es el presupuesto que debe asumir la compañía en el año 0 la cual comprende los costos de materiales, ingeniería y mano de obra. Por otro lado, se tiene el horizonte de planeación en el cual se va a evaluar la viabilidad financiera del proyecto. También se encuentra la tasa interna de oportunidad (TIO), la cual se utiliza para determinar el valor actual neto de los flujos de caja del proyecto y es la rentabilidad mínima que se le debe exigir para tomar la decisión de invertir o no en un uso alternativo de los recursos o en otra solución. Se realiza el análisis de los ahorros (ganancias), donde se contempla los ingresos o beneficios anuales que se tendrán al invertir en el proyecto. Se debe tener en cuenta también los costos de operación y mantenimiento (O&M), ya que éstos afectarán las ganancias de manera negativa pero obligatoria al momento de ser puesto en marcha. Por último, se tiene el índice de precio del producto (IPP), el cual es un indicador que muestra la evolución de los precios de venta anuales del proyecto. Éste análisis se puede observar en la tabla 18. Tabla 18. Análisis Económico del Proyecto

Los ahorros son una aproximación del cálculo del costo del carbón ($22/kg) por la cantidad de vapor generada (3175,15 kg/h), y éste resultado es llevado a pesos-año ($/año).

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Nota: La caldera mantiene en operación durante todo el año, por lo cual las paradas de mantenimiento o emergencia no son tenidas en cuenta. Dentro del análisis económico se debe examinar el crecimiento de los costos de operación y mantenimiento, ya que estos incrementaran debido al IPP anualmente. Por otro lado, el flujo de caja nos indica la acumulación neta de los activos líquidos para el mismo periodo de tiempo, determinado por la resta de los costos de O&M a los beneficios o ganancias del proyecto ilustrados en la tabla 19. Tabla 19. Análisis Económico del Crecimiento de Costos de Operación y Mantenimiento.

Para poder analizar la suma que se recibirá en la actualidad de un determinado valor con proyección a futuro, es necesario conocer el valor presente (VP) el cual trae esa cantidad a futuro al tiempo 0 de la inversión. Éste valor está basado en las sumas del flujo de caja futuras para el periodo de 5 años traídas al presente, la cual puede ser observada en la tabla 17, con un total de $2.014.998.906 pesos. Tabla 20. Análisis Económico del Valor Presente.

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Al realizar la sumatoria del valor presente (VP) de una serie temporal de flujos de efectivo, se obtiene el valor presente neto (VPN) que es igual a $254.639.925 pesos. Éste valor, es primordial en el descuento de flujos de caja empleado en el análisis fundamental para valorar y seleccionar entre los diferentes proyectos de inversión disponibles a largo plazo. Tabla 21. Valor Presente Neto (VPN)

La relación beneficio costo (B/C), se define como el cociente del valor presente total de los ingresos sobre el valor presente del egreso inicial o desembolso económico en el año cero del proyecto. Ésta relación al ser mayor a 1 presentará rentabilidad, pero solo para el caso de ser tomada como viable con opción potencial de éxito, deberá ser mayor a 1,5. De lo contrario, los beneficios serán indiferentes o menores a la inversión inicial y por lo tanto no será una propuesta positiva ni viable. Para éste proyecto la relación beneficio costo es igual a 2,8, indicando que las ganancias superan un 180% a los sacrificios, mostrando a su vez que la propuesta es totalmente viable. Tabla 22. Relación Beneficio/Costo

Para medir y comparar la rentabilidad del proyecto, es necesario analizar la tasa interna de retorno (TIR). La cual se identifica como la tasa de interés a la que el valor presente neto de los costos de la inversión, es igual al valor presente neto de los beneficios de la misma. Cuanto mayor sea la TIR, más deseable será realizar el proyecto. Es importante tener en cuenta que la TIR deberá ser mayor al TIO, de lo contrario el proyecto será totalmente inviable.

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Con un valor del 60% para la propuesta planteada en éste documento, comparado con el TIO igual a 45%, se analiza un alto potencial de oportunidad para la implementación del mismo. Tabla 23. TIR

7. CONCLUSIONES

● La cantidad de tubos, como su longitud, se seleccionan de acuerdo a la necesidad de área de transferencia requerida para la generación de 7000 lb/h deseada mediante una iteración de los mismos, restringida en tamaño por la ubicación final del equipo. ● La configuración del horno acuotubular semejante a una caldera tipo A, se selecciona debido a la simplicidad en su geometría, fácil mantenimiento y su alta capacidad de transferencia de energía. ● Con una relación de beneficio costo de 2,8 observada en el análisis económico del proyecto, se identifica la alta viabilidad de éste y se destaca su potencial efectividad y rendimiento para ser implementado. ● Con un costo global total de $720.000.000 de pesos, el proyecto presenta una tasa interna de retorno del 60% para la compañía, siendo altamente rentable y confiable. ● La repotenciación de calderas pirotubulares y conversión de combustible a hornos de carbón, abre nuevas posibilidades en la industria Colombiana para las pequeñas y medianas empresas desde un punto de vista económico y ambiental.

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8. RECOMENDACIONES ● El horno acuotubular no se asume como un banco de tubos sino que se analiza como un intercambiador de calor, ya que no presenta más de dos filas de tubería, por lo cual, se descarta este posible análisis. ● La selección del carbón como combustible contribuye a la contaminación ambiental debido a las impurezas enviadas a la atmosfera. Es por eso, que las emisiones de material particulado se deben controlar casi en su totalidad mediante el sistema de limpieza por multiciclón separador y el filtro de mangas.

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BIBLIOGRAFÍA CENGEL, Yunus A. Transferencia de Calor y Masa: Un Enfoque Práctico. 3 ed. Reno: McGraw Hill, 2011, 930p Convección en Cerramientos [en línea]: Editorial.dCA [Consultado el 20 de Marzo de 2017]. Disponible en Internet: http://editorial.dca.ulpgc.es/ftp/ambiente/antesol/TESIS/Cap4.pdf COOPER, David C, ALLEY, F.C. Air Pollution Control: A Design Approach. 4 ed. Estados Unidos: Waveland Press, Inc, 2002, 839p Crystalline Silica Quartz and Cristobalite [en línea]: Occupational Safety and Health Administration [Consultado el 10 Marzo de 2017]. Disponible en Internet: https://www.osha.gov/dts/sltc/methods/inorganic/id142/id142.pdf Desaireación Térmica v/s Química [en línea]: Thermal Engineering [Consultado el 20 de Noviembre de 2016]. Disponible en Internet: http://www.thermal.cl/prontus_thermal/site/artic/20110602/asocfile/20110602102250/articulo___desaireacio__n_te__rmica_vs_qui__mica_modif.pdf El Carbón y el Medio Ambiente [en línea]: Carbounión [Consultado el 23 de Enero de 2017]. Disponible en Internet: http://www.carbunion.com/panel/carbon/uploads/carbon_medioambiente_5.pdf Generación y Aplicación del Calor [en línea]: INNERGY Heavy Industries [Consultado el 12 de Marzo de 2017]. Disponible en Internet: http://innergy-global.com/es/divisiones/innergy-heavy-industries GHAJAR, Afshin J, CENGEL, Yunus A. Transferencia de Calor y Masa: Fundamentos y Aplicaciones. 4 ed. México: McGraw Hill, 2011. 945 p. GUPTA, Ashwani K, LILLEY, David G, SYRED, Nick. Swirl Flows. Tunbridge Wells: Abacus Press, 1984. 475 p.

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Hornos Industriales [en línea]: Emison [Consultado el 18 de Abril de 2017]. Disponible en Internet: http://www.emison.com/201.htm KARAGOZ, Bunyamin. Theoretical Investigation of Pressure Loses in Cyclone Separators. New York: Elsevier Science Ltd, 2001, vol 28, no. 1, p. 107-117 Multiciclón Axial [en línea]: Calderas JCT [Consultado el 8 de Febrero de 2017]. Disponible en Internet: http://www.calderasjct.com/new/productos/equipos-para-control-ambiental/ciclon PATRO, Brundaban. Efficiency Studies of Combination Tube Boilers. En: Alexandria Engineering Journal. Diciembre, 2015, vol. 55, no. 1, p. 193-202. Powermaster B-A2-3P [en línea]: Powermaster [Consultado el 20 de Noviembre de 2016]. Disponible en Internet: http://www.powermaster.com.mx/producto/p-wb-a2-3p/ --------. Superficie de transferencia de calor: Diseño y Evaluación Calderas Estado de México, 2015. 230 p. PRIETO, Ismael. Circuito de Aire-Humos. Centrales Térmicas, Circuito de Aire-Humos [En Línea]: Open Course Ware, Universidad de Oviedo [Consultado el 13 de Noviembre de 2016]. Disponible en Internet: http://ocw.uniovi.es/pluginfile.php/1004/mod_resource/content/1/1C_C12757_0910/04_GT06_Circuitos_de_aire_humos.pdf

Tulsa Heaters. Fired Heaters [en línea]: Universidad de Tulsa, Oklahoma. Cap. 9 [Consultado el 10 de Diciembre de 2016]. Disponible en Internet: https://www.google.com.co/search?q=P.+B.+%26.+all,+FIRED+HEATERS,+Universidad+de+Tulsa.+Oklahoma,+Capitulo+9.&spell=1&sa=X&ved=0ahUKEwjt9ODAw7zVAhUFQiYKHWCIBGAQvwUIIigA&biw=681&bih=618 WALAS, Stanley M. Chemical Process Equipment: Selection and Design. Kansas: Butterworth – Heinemann, 1990. 774 p.

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ANEXOS

ANEXO A. PLANOS

Propósito: Este documento muestra detalladamente los planos, con las diferentes vistas de los tubos. Figura 1. Plano vista general horno acuotubular y parrilla viajera.

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Figura 2. Plano tubería lateral horno acuotubular.

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Figura 3. Plano Cabezal superior Horno Acuotubular

Figura 4. Plano Cabezal inferior Horno Acuotubular

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Figura 5. Plano eslabón de engranaje parrilla viajera.

Figura 6. Plano eslabón lateral parrilla viajera.

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Figura 7. Plano eslabón intermedio parrilla viajera.

Figura 8. Plano caja inferior multiciclón separador.

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Figura 9. Plano caja intermedia multiciclón separador.

Figura 10. Plano caja superior multiciclón separador.

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Figura 11. Plano separador ciclónico.

Figura 12. Plano caja inferior filtro de mangas.

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Figura 13. Plano caja intermedia filtro de mangas.

Figura 14. Plano caja superior filtro de mangas.

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Figura 15. Plano flauta de aire a presión filtro de mangas.

Figura 16. Plano de manga filtro de mangas.