INDUSTRIA SUCROALCOLERA
ANALISIS ESTRUCTURAL Y DE DILATACION TERMICA DE UNA
CALDERA BAGACERA
Cesar A. Romero Rodríguez.
TIPO: MONODRUM
CAPACIDAD: 200 ton/hr
CONDICIONES DEL VAPOR: 68 BARG – 485°C.
Parrilla: Basculante.
1. Análisis de deformación en tubería colectora en pared frontal
•
Material: acero ASTM A 355 P12. Densidad del acero: 7850 kg/m3
El tubo soporte está empotrado en ambos extremos, son puntos fijos, con caldera en frío.
8.262 m
pt
9.892 m
1.1. Análisis con carga estática
Temperatura: 30 °C
•
Diámetro exterior del tubo: 10’’ = 0.254 m = 25.4 cm
•
Espesor del tubo: 1.3/4’’ = 4.445 cm
•
Diámetro interior del cabezal: 25.4 – 2*4.445 = 16.51 cm
•
Longitud del tubo: 12.722 m = 1272 cm
•
Longitud del tubo con carga: 9.792 m = 979.2 cm
Cargas:
a) Volumen interior del tubo (cabezal AB)
Vtubo = π ∗
D2int
0.16512
∗ Ltubo = π ∗
∗ 12.722 = 0.272 m3
4
4
Peso del agua en el tubo:
kg
m
Pagua−cabezal (daN) = Vint (m3 ) ∗ ρagua ( 3 ) ∗ g ( 2 ) ∗ 10−1
m
s
kg
m
→ Pagua−cabezal = 0.272(m3 ) ∗ 975 ( 3 ) ∗ 9.81 ( 2 ) ∗ 10−1 = 260.16 daN
m
s
Peso unitario del agua, por unidad de longitud, p1 (daN/*cm):
Punit−agua =
Pagua−cabezal (daN) 260.16(daN)
daN
=
= 0.265
Lcabezal (cm)
979.2(cm)
cm
b) Peso del tubo (cabezal)
PTubo−cabezal
kg
m
PTubo−cabezal (daN) = Vtubo (m3 ) ∗ ρ𝑎𝑐𝑒𝑟𝑜 ( 3 ) ∗ g ( 2 ) ∗ 10−1
m
s
π
kg
m
= ∗ (0.2542 − 0.16512 )𝑚2 ∗ 12.72m ∗ 7850 ( 3 ) ∗ 9.81 ( 2 ) ∗ 10−1 = 2,866 daN
4
m
s
Peso unitario del tubo, por unidad de longitud, p1 (daN/*cm):
Punit−cabezal =
PTubo−cabezal (daN) 2866(daN)
daN
=
= 2.25
Lcabezal (cm)
1272(cm)
cm
2
c) Peso pared vertical convectora = Peso tubos + Peso pared + Peso agua en tubos
•
•
•
•
•
•
Altura: 17.174 m
Nr. tubos: 67
Diámetro exterior de tubo: 3’’ = 0.0762 m
Espesor del tubo: 4.25 mm = 0.00425 m
Diámetro interior del tubo: 0.0762 - 2*0.00425 = 0.0677 m
Material del tubo: Acero ASTM A 178 grado A
PTubos−pared convect (daN) = Nrtubos (Tubos) ∗ Vmat−tubo (
PTubos−pared convect (daN) = 67 ∗
m3
kg
𝑚
) ∗ ρacero ( 3 ) ∗ g ( 2 ) ∗ 10−1
tubo
m
𝑠
π
∗ (0.07622 − 0.06772 ) ∗ 17.174 ∗ 7850 ∗ 9.81 ∗ 0.1 = 8512 daN
4
Peso unitario del tubo, por unidad de longitud, p1 (daN/*cm):
Punit−pared convectora =
d)
Ppared−convect (daN) 8512(daN)
daN
=
= 8.70
Lcabezal (cm)
979.2(cm)
cm
Peso del agua en tubos de pared vertical:
Pagua−pared convect (daN) = Vagua (m3 ) ∗ ρagua (
kg
m
) ∗ g ( 2 ) ∗ 10−1
m3
s
π
∗ (0.06772 ) ∗ 17.174 ∗ 995 ∗ 9.81 ∗ 0.1 = 4043daN
4
agua
(daN)
P
daN
4043(daN)
pared−convect
Punit−agua−pared convect (
)=
=
= 4.13
cm
Lcabezal (cm)
979.2(cm)
→ Pagua−pared convect = 67 tubos ∗
Peso unitario total sobre cabezal AB: Punit-total: 0.265 + 2.25 + 8.70 + 4.13 = 15.345 daN/cm
Determinación de fuerzas cortantes en tubo
Reacciones, son iguales, pues la fuerza principal es simétrica. Con las notaciones de la figura:
V1 = V2 =
p(
daN
) ∗ l(cm) 15.345 ∗ 979.2
cm
=
= 15025.82 daN
2
2
Fuerzas cortantes en tubo:
Tx =
Item
1
2
3
4
5
6
Variación
p
daN/cm
315.345
315.345
315.345
315.345
315.345
315.345
de fuerza
x
cm
0
97.92
195.84
293.76
391.68
489.6
p∗l
x
∗ (1 − 2 )
2
l
cortante en tubo soporte
l
Tx
cm
daN
979.2
154,392.91
979.2
123,514.33
979.2
92,635.75
979.2
61,757.16
979.2
30,878.58
979.2
0.00
3
Tmax
7
8
9
10
11
315.345
315.345
315.345
315.345
315.345
587.52
685.44
783.36
881.28
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
-30,878.58
-61,757.16
-92,635.75
-123,514.33
-154,392.91
Tmin
Momentos flectores en soporte del tubo:
M1 = M2 = −
p(
daN
) ∗ l2 (𝑐𝑚2 )
15.345 ∗ 979.22
cm
= −
= 1′ 839,160.86 daN ∗ cm
8
8
Momento flector en un lugar x del tubo soporte:
Mx =
Item
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
p(
daN
) ∗ l2 (cm2 )
x x2 1
cm
∗ ( − 2 − ) (daN ∗ cm)
2
l l
6
Variación de Momento flector en tubo soporte
p
x
l
Mx
daN/cm
cm
cm
daN*cm
315.345
0
979.2
-25,196,923.24
Tmax
315.345 97.92 979.2
-11,590,584.69
315.345 195.84 979.2
-1,007,876.93
315.345 293.76 979.2
6,551,200.04
315.345 391.68 979.2
11,086,646.22
315.345 489.6 979.2
12,598,461.62
315.345 587.52 979.2
11,086,646.22
315.345 685.44 979.2
6,551,200.04
315.345 783.36 979.2
-1,007,876.93
315.345 881.28 979.2
-11,590,584.69
315.345 979.2 979.2
-25,196,923.24
Tmin
Momento flector máximo en tubo soporte:
Mf−máx
daN
2
2
p ∗ l2 15.345 cm ∗ 979.2 cm
=
=
= 613,053.62 daN ∗ cm
24
24
Verificación al momento flector en tubo soporte
Esfuerzo flector máximo en tubo soporte:
daN
Mflector−máx (daN ∗ cm)
σmáx ( 2 ) =
cm
Wtubo (cm3 )
En la cual:
Iz
π
Wtubo (cm3 ) = Módulo de resistencia de tubo = z =
∗ (D4ext − d4int )(cm4 )
32 ∗ Dext (cm)
2
Diámetro exterior del tubo soporte, Dext = 25.4 cm
Diámetro interior del tubo soporte, dint = 16.51 cm
π
∗ (25.44 − 16.514 ) = 1,321.62
32 ∗ 25.4cm
daN
613,053.62 daN ∗ cm
daN
σmáx ( 2 ) =
= 463.865
3
cm
1,321.62 cm
cm2
→ Wtubo (cm3 ) =
4
Resistencia a la flexión del material del tubo soporte – cabezal: 4500 daN/cm2, a 25°C
A temperatura de operación: 0.32*4500 = 1440 daN/cm 2
Se constanta que: σf−máx (
daN
daN
) = 463.865 < σf−máx = 1,440
2
cm
cm2
Diagrama de esfuerzos en tubo soporte pared posterior
15.345 daN/cm
146.4
cm
146.4
cm
979.2 cm
Fuerzas cortantes, T
+
-
-(p*l^2)/8
-(p*l^2)/8
Momentos flectores, Mf
-
+
+
Mmáx = (p*l^2)/24
Mmáx =613,053.62 daN*cm
Deformación total en cabezal, fmáx: en condiciones estáticas:
fmáx (cm) =
daN
pmax ( cm ) ∗ L4cabezal (cm4 )
daN
384 ∗ E ( 2 ) ∗ I(cm4 )
cm
En la cual. I: Momento de inercia geométrico del cabezal
ICabezal (cm4 ) =
π
π
∗ (D4ext − d4int ) =
∗ (25.44 − 16.514 ) = 16,784.56
64
64
E = 2.1*106 daN/cm2 (a 20°C)
fmáx =
daN
15.345 ( cm ) ∗ 979.24 (cm4 )
daN
384 ∗ 2.1 ∗ 106 ( 2 ) ∗ 16784.56(cm4 )
cm
= 1.043 cm = 10.43 mm
Se observa que esta deformación con carga estática, 10.43 mm.
5
Esfuerzo máximo en condiciones estáticas en tubo soporte de pared posterior
15.345 daN/cm
fmáx = 10.43 mm
146.4
cm
979.2 cm
146.4
cm
L = L/2 = 636 cm
Determinación de deformación máxima para provocar rotura del tubo soporte
Esfuerzo a la flexión que produciría la falla del tubo:
σf−rot (
daN
Mf−rot daN ∗ cm
daN
)=
= 1,440
2
3
cm
Wf cm
cm2
Despejando, se obtiene el momento flector que produciría el esfuerzo flector de falla:
Mf−rot = Wf ∗ σf−rot = 1,321.62 cm3 ∗ 1,440
daN
= 1′903,132.8 daN ∗ cm
cm2
Fuerza específica unitaria máxima, para la falla del tubo:
Del momento flector máximo de rotura;
daN
2
2
pmáx ∗ l2 pmáx cm ∗ 979.2 cm
Mf−rot =
=
= 1′ 903,132.8 daN ∗ cm
24
24
24 ∗ Mf 24 ∗ 1′ 903,132.8 daN ∗ cm
daN
→ pmáx =
=
= 47.64
2
2
2
l
979.2 cm
cm
Determinación de la deformación máxima del cabezal en condiciones estáticas, hasta la falla:
daN
pmax (
) ∗ L4cabezal (cm4 )
47.64 ∗ 979.24
cm
fmáx (cm) =
=
= 3.23 cm = 32.36mm
6 ∗ 16,784
daN
384
∗
2.1
∗
10
4
)
384 ∗ E ( 2 ) ∗ I(cm
cm
Análisis de resistencia en condiciones de operación
En este caso se toma en cuenta la temperatura de operación del tubo soporte de la pared
convectiva frontal. Temperatura media del tubo soporte: 240 °C
Coeficiente de corrección del módulo de elasticidad longitudinal del acero: Para 240°C: 0.85
Entonces, el valor del módulo de elasticidad del acero al carbono para 240 °C:
6
6
6
Et = 0.85*2.1*10 = 1.785 *10 daN/cm2
T
20 ºC
100 ºC
200 ºC
300 ºC
400 ºC
500 ºC
600 ºC
700 ºC
800 ºC
900 ºC
1000 ºC
1100 ºC
1200 ºC
Ky,T = fy,T / fy Kp,T = fp,T / fy
1,000
1,000
1,000
1,000
1,000
0,780
0,470
0,230
0,110
0,060
0,040
0,020
0,000
KE,T = ET / E
1,000
1,000
0,807
0,613
0,420
0,360
0,180
0,075
0,050
0,0375
0,0250
0,0125
0,0000
1,000
1,000
0,900
0,800
0,700
0,600
0,310
0,130
0,090
0,0675
0,0450
0,0225
0,0000
Análisis de esfuerzos longitudinales por dilatación térmica
Dilatación máxima:
0.0125
mm
∗ 9.79 m ∗ 240 °C = 29.37 mm
°C ∗ m
Esfuerzo unitario de compresión por dilatación impedida:
σc = E (
daN
∆L
2.937 cm
daN
)∗
= 1.785 ∗ 106 ∗
= 5,355
2
cm
Ltubo
979 cm
cm2
Este esfuerzo térmico, por dilatación impedida, supera el esfuerzo admisible de compresión, de
4,100 daN/cm2, por lo tanto, es necesario que el tubo soporte se desplace hasta que se asegure
un esfuerzo de compresión menor al admisible, de otro modo la tubería soporte se romperá.
De la ecuación del esfuerzo admisible a la compresión del acero del tubo soporte:
σc = E (
daN
∆L
daN ∆L (cm)
daN
)∗
= 1.785 ∗ 106 2 ∗
= 4,100 2
2
cm
Ltubo
cm
979 cm
cm
Entonces, la dilatación que debe absorber el tubo soporte, sin romperse, es:
daN
∗ 979 cm
cm2
= 2.24 cm = 22.4 mm
daN
1.785 ∗ 106 2
cm
4,100
∆L =
Es decir, la tubería debería desplazarse 29.37 -22.4 = 6.97 mm.
Actualmente, se observa que la tubería se desplaza entre 8 a 10 mm, se toma 9 mm
7
Entonces el esfuerzo efectivo por dilatación impedida es el que se produce para una dilatación
de 29.37-9 = 20.37 mm = 2.037 cm
σc = E (
daN
∆L
2.037 cm
daN
)∗
= 1.785 ∗ 106 ∗
= 3,714
< 4,100
2
cm
Ltubo
979 cm
cm2
Se recomienda que la tubería se desplace en promedio 12 mm, por medida de seguridad.
fmáx−oper
daN
) ∗ 979.24 (cm4 )
cm
=
= 1.23 cm = 12.30 mm
daN
384 ∗ 1.785 ∗ 106 ( 2 ) ∗ 16,784.56(cm4 )
cm
15.345 (
8
1.2.
Balance de Masa y Energía en Caldera (a condiciones actuales).
1.3.
Análisis de dilatación de pared convectiva frontal en caldera
Dx
L1
650 °C
DL4 = 30.84 mm
PARED FRONTAL
DE AGUA
700 °C
DL3 = 32.53 mm
PARED FRONTAL
DE AGUA
A 30 °C
750 °C
DL2 = 34.25 mm
800 °C
DL1 = 35.94 mm
Domo
superior
L 5.625 mm L 5.625 mm L 5.625 mm L 5.625 mm
Domo
superior
L1
L1
DY = 139.9 mm
DTm4: 477.5 °C
PARED FRONTAL
DE AGUA
A temperaturas
de operación
DTm3: 502.5 °C
DTm2: 540 °C
DTm1: 552.5 °C
850°C
Domo inferior
Domo inferior
Pared convectiva con dilatación térmica
Pared convectiva sin dilatación térmica
Figura 10: Pared convectiva de caldera, sin dilatación y con dilatación térmica
10
Se divide la pared convectiva en cuatro secciones, de 4.256 m cada una, de largo
Con el balance de masa y energía en caldera, de la página anterior, se tiene:
Tramo 1:
Temperatura del líquido saturado: 280°C
Temperatura del gas de combustión inicio del tramo 1: 800 °C
Temperatura del gas de combustión final del tramo 1: 800 °C
850 + 800
+ 280
2
Temperatura media en tramo 1:
= 552.5 °𝐶
2
Dilatación en tramo 1: ∆L1 = 4.256 m ∗ (552.5 − 20)°C ∗ 0.012 = 27.17 mm
Tramo 2:
Temperatura del líquido saturado: 280°C
Temperatura del gas de combustión inicio del tramo 2: 800 °C
Temperatura del gas de combustión final del tramo 2: 750 °C
800 + 750
+ 280
2
Temperatura media en tramo 1:
= 527.5 °𝐶
2
Dilatación en tramo 2: ∆L2 = 4.256m ∗ (527.5 − 20)°C ∗ 0.012 = 25.91 mm
Tramo 3:
Temperatura del líquido saturado: 280°C
Temperatura del gas de combustión inicio del tramo 3: 750 °C
Temperatura del gas de combustión final del tramo 3: 700 °C
750 + 700
+ 280
2
Temperatura media en tramo 1:
= 502.5 °C
2
Dilatación en tramo 3: ∆L3 = 4.256m ∗ (502.5 − 20)°C ∗ 0.012 = 24.61 mm
Tramo 4:
Temperatura del líquido saturado: 280°C
Temperatura del gas de combustión inicio del tramo 4: 700 °C
Temperatura del gas de combustión final del tramo 4: 650 °C
700 + 650
+ 280
2
Temperatura media en tramo 1:
= 477.5 °C
2
Dilatación en tramo 4: ∆L3 = 5.625m ∗ (502.5 − 20)°C ∗ 0.012 = 23.36 mm
Dilatación total de pared convectiva, vertical:
27.17+25.91+24.61+23.36 = 101.05 mm
De acuerdo al diseño e instalación de la pared vertical, esta dilatación es absorbida pues
existe elasticidad suficiente en la pared, tanto en dirección vertical como en la horizontal.
Dx oper
Dy1 oper
Dx oper
Dy1 oper
B
A
12
Dy2 operación
PF
PF
T1 = 25 °C
A
PF
PF
T2 = 265 °C
B
5350 > 4000
Se rompe tubo soporte
C
3250 < 4000
No se rompe tubo soporte
Desplazamiento del tubo vertical, por
dilatación del tubo horizontal: 9 mm
p
daN/cm
30
32
34
36
38
40
42
44
46
47.64
50
52
54
56
L
cm
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
979.2
I
cm4
16784
16784
16784
16784
16784
16784
16784
16784
16784
16784
16784
16784
16784
16784
f
mm
20.38
21.74
23.10
24.45
25.81
27.17
28.53
29.89
31.25
32.36
33.96
35.32
36.68
38.04
Mf
daN*cm
1,198,541
1,278,444
1,358,346
1,438,249
1,518,152
1,598,054
1,677,957
1,757,860
1,837,763
1,903,283
1,997,568
2,077,471
2,157,373
2,237,276
Wf
f
cm3 daN/cm2
1,322
907
1,322
967
1,322 1,028
1,322 1,088
1,322 1,149
1,322 1,209
1,322 1,270
1,322 1,330
1,322 1,391
1,322 1,440
1,322 1,511
1,322 1,572
1,322 1,632
1,322 1,693
13
Fuerza unitaria y deformación de barra soporte pared
posterior
60
50
40
20
10
32
30
30
34
40
38
36
38.04
33.96
29.89
31.25
27.17 28.53
24.45 25.81
21.74 23.10
20.38
50
47.64
46
44
42
56
54
52
35.32 36.68
32.36
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
p daN/cm
10
11
12
13
14
f mm
Fuerza unitaria y momento flector en Barra soporte Posterior
2500000
2,157,373
1,837,763 1,997,568
2,237,276
2000000
1,677,957
2,077,471
1,518,152
1,903,283
1,358,346
1,757,860
1500000
1,198,541
1,598,054
1,438,249
1,278,444
1000000
500000
0
30
32
34
36
38
40
42
44
46
47.64 50
52
54
56
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
12
13
14
p daN/cm
11
Mf daN*cm
MOMENTO FLECTOR Y ESFUERZO DE
FLEXIÓN EN BARRA SOPORTE POSTERIOR
Mf daN*cm
100%
907
967
1,028 1,088 1,149 1,209 1,270 1,330 1,391 1,440 1,511 1,572 1,632 1,693
1,278,444
1,198,541
sf daN/cm2
1,438,249
1,358,346
1,598,054
1,518,152
1,757,860 1,903,283
1,677,957
1,837,763
2,077,471 2,157,373
1,997,568 2,237,276
100%
1
2
3
4
5
6
7
14
8
9
10
11
12
13
14
Análisis de deformación en tubería colectora en pared lateral
Material: acero ASTM A 355 P12. Densidad del acero: 7850 kg/m3
El tubo soporte está empotrado en un extremo, punto fijo, y apoyo simple en el punto 2
1
Punto
Fijo
pt
Pared convectiva lateral
2
Punto
Móvil
Tubo soporte
4100 cm
Punto
fijo
Tubería soporte fuera de servicio.
Punto
móvil
T0 = 25 °C
L0 = 410 cm
Esfuerzo de dilatación térmica: 0 daN/cm2
ANÁLISIS DE ESFUERZOS EN DILATACIÓN HORIZONTAL
Dilatación máxima en estado libre, sin impedimento
∆L = α ∗ Lb ∗ ∆t = 0.0125
Punto
fijo
°C ∗ mm
∗ 4.10m ∗ 240°C = 12.3 mm
m
Tubería soporte en dilatación libre.
Punto
móvil
T0 = 25 °C
L0 = 410 cm
Esfuerzo por dilatación impedida: 0 daN/cm2
L1 = 411.3 cm
Dilatación: 12.3 mm
15
Esfuerzo máximo de dilatación en condición de dilatación impedida
Resistencia admisible a la compresión del material del tubo soporte: 4100 daN/cm2
σc = E (
daN
∆L
1.23 cm
daN
)∗
= 1.785 ∗ 106 ∗
= 5,355
> 4100
2
cm
Ltubo
410 cm
cm2
Tubería soporte en dilatación Impedida
Punto
fijo
DT = 240 °C
Punto
fijo
L0 = 410 cm
Esfuerzo por dilatación impedida: 5,355 daN/cm2> 4,100 daN/cm2 (esfuerzo admisible)
SI HUBIERA DILATACIÓN IMPEDIDA (PUNTOS FIJOS EN EXTREMOS) EL TUBO
SOPORTE SE ROMPE
En el caso de dilatación impedida, el esfuerzo de compresión térmico, es mayor que la resistencia
a la compresión del material del tubo, por lo que es necesario que el tubo se desplace unos
milímetros en sentido horizontal.
Dilatación impedida admisible en tubo soporte
Del esfuerzo admisible a la compresión del acero del tubo soporte:
σc = E (
daN
∆L
daN ∆L (cm)
daN
)∗
= 1.785 ∗ 106 2 ∗
= 4,100 2
2
cm
Ltubo
cm
410 cm
cm
Entonces, la dilatación que debe absorber el tubo soporte, sin romperse, es:
daN
∗ 410 cm
cm2
= 0.94 cm = 9.4 mm
daN
1.785 ∗ 106 2
cm
4,100
∆L =
Es decir, la tubería debería desplazarse 12.3 -9.4 = 2.9 mm.
Actualmente, se observa que la tubería se desplaza entre 3 a 4 mm, se toma 3.5 mm
Entonces el esfuerzo efectivo por dilatación impedida es el que se produce para una dilatación
impedida de 12.3 – 3.5 = 8.8 mm = 0.88 cm
σc = E (
daN
∆L
0.88 cm
daN
)∗
= 1.785 ∗ 106 ∗
= 3,831
< 4,100
2
cm
Ltubo
410 cm
cm2
16
Se recomienda que la tubería soporte lateral se desplace no menos de 4 mm, en dirección
horizontal, medido desde el punto fijo, por medida de seguridad.
Punto fijo
Tubería soporte en dilatación Impedida de 9.5 mm
DT = 240 °C
Punto fijo
L1 = 4103.5 cm
Esfuerzo por dilatación impedida: 3,831 daN/cm2 < 4,100 daN/cm2 (esfuerzo admisible)
CON DILATACIÓN LIBRE PARCIAL DE 3.5 MM (ESTADO ACTUAL) EL TUBO SOPORTE
NO SE ROMPE
ANÁLISIS DE ESFUERZOS EN DILATACIÓN VERTICAL
Se determina el esfuerzo máximo por dilatación térmica, que puede soportar la tubería, sin
romperse.
Dilatación máxima en estado libre, sin impedimento
∆L = α ∗ Lb ∗ ∆t = 0.0125
°C ∗ mm
∗ 17.27 m ∗ 412°C = 88.94mm
m
Fuerza máxima de dilatación:
Superficie de trabajo en barra:
A = LB (cm) ∗ BB (cm) = 410 cm ∗ 0.9 cm = 369 cm2
•
LB: Longitud de barra, cm
•
Bb: Espesor de la plancha de pared vertical, cm
Coeficiente de dilatación térmica para el acero al carbono: 0.0125 °C-1*mm/m
Diferencia de temperatura en operación: 240°C
Fuerza de dilatación vertical, Nv:
Se considera la situación extrema, de máximo esfuerzo en tubo soporte
σefect−max = E ∗ ε = E ∗
∆L
daN
∆L (cm)
daN
= 1.875 ∗ 106 ( 2 ) ∗
= 4100 2
L
cm
1,727 cm
cm
Despejando, resulta la dilatación máxima que soporta el tubo soporte, sin romperse
17
daN
∗ 1727 cm
cm2
→ ∆Ladm =
= 3.5 cm
daN
6
1.875 ∗ 10 ( 2 )
cm
∆L
daN
37.70 mm
→ Nv (daN) = E ∗ A ∗
= 1.875 ∗ 106 ( 2 ) ∗ 369cm2 ∗
= 1′ 510,347
L
cm
17,270 mm
4,100
Peso unitario en soporte:
p = 1’510,347 daN/410 cm = 3683 daN/cm
Las reacciones en 1 y 2, son:
En punto fijo, 1:
V1 (daN) =
3
daN
∗ p(
) ∗ L(cm)
8
cm
V2 (daN) =
5
daN
∗ p(
) ∗ L(cm)
8
cm
Mf (daN ∗ cm) = −p (
18
daN L2 (cm2 )
)∗
cm
8
pt
Pared convectiva lateral
1
2
Punto
Fijo
Punto
Móvil
Tubo soporte
L = 4100 cm
2562.5 cm
3*L/8 = 1537.5 cm
3p*L/8
+
-
T
-3*pL2/128
-pL2/8
Mf
+
+3pL2/128
Diagrama de fuerzas cortantes, T y momentos flectores en barra, Mf.
Cálculo de fuerzas de reacción
Fuerza unitaria sobre barra soporte
Está compuesta
Verificación a la flexión
Esfuerzo unitario máximo de flexión, con dilatación térmica vertical:
σf−máx =
Mmáx (daN ∗ cm) Mmáx (daN ∗ cm)
daN
=
= 4,100
3
3
Wf (cm )
1,321.62 cm
cm2
Resulta el momento flector máximo en barra soporte, Mmáx
Mmáx = 4,100
daN
∗ 1,321.62cm3 = 5′418,642 daN ∗ cm
cm2
De la ecuación de momento flector máximo para la barra respectiva resulta el valor del peso
unitario máximo en barra, p:
19
Mf−máx (daN ∗ cm) = +
9
daN
∗ p(
) ∗ L2 (cm2 )
128
cm
Reemplazando y despejando resulta el peso unitario máximo en barra, p:
p(
daN
5′418,642 daN ∗ cm ∗ 128
)=
= 458.45
cm
9 ∗ 4102 (cm2 )
Punto
Móvil
Punto fijo
Barra soporte deformada por dilatación térmica de pared vertical
2
1
f
x
L1 = 410 cm
Con el valor determinado del peso unitario máximo que puede soportar la barra, se determina la
deformación máxima en barra, fmáx, debido a la dilatación térmica:
fmáx (cm) = 0.0054 ∗
daN
p ( cm ) ∗ L4 (cm4 )
daN
E ( 2 ) ∗ I(cm4 )
cm
Reemplazando y procesando, resulta:
daN
458.45 (
) ∗ 4104 (cm4 )
cm
fmáx (cm) = 0.0054 ∗
= 2.22 = 22.20 mm
daN
1.875 ∗ 106 ( 2 ) ∗ 16,784.56(cm4 )
cm
Es decir, el tubo soporte lateral puede deformarse un máximo de 22.20 mm, de otro modo se
romperá.
La fuerza máxima admisible en el tubo soporte será:
Fmáx = 458.75
daN
∗ 410cm = 188,087.5 daN
cm
Se utilizarían cinco soportes, con tres resortes cada uno.
20
Fuerza de dilatación que debe absorber cada resorte:
Funit−resorte =
Fmáx (daN) 188087.5 daN
=
= 12,539 daN
Nr−resortes
15
Este valor es muy elevado, se necesitaría resortes de construcción muy especial, por lo que se
opta por resortes que absorban una fuerza máxima de dilatación de 5,000 daN cada uno, por lo
que la fuerza total de dilatación que absorberán los soportes elásticos será de:
Ft = 5000 daN/resorte * 15 resortes = 75,000 daN.
Esta fuerza corresponde a la dilatación máxima que puede absorber cada resorte, para un peso
unitario sobre el soporte de: p2 = 75000 daN/410 cm = 183 daN/cm.
Con esta fuerza unitaria sobre el tubo soporte se calcula la dilatación máxima que puede absorber
cada resorte:
fmáx = 0.0054 ∗
daN
183 ( cm ) ∗ 4104 (cm4 )
daN
1.875 ∗ 106 ( 2 ) ∗ 16,784.56(cm4 )
cm
Se redondea a deformación máxima del resorte: 10 mm.
p
daN/cm
380
385
390
395
400
405
410
415
420
425
430
435
440
458.45
460
465
L
cm
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
410
I
cm4
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
16,784
f
mm
18.43
18.67
18.91
19.15
19.40
19.64
19.88
20.12
20.36
20.61
20.85
21.09
21.33
22.23
22.30
22.55
Mf
daN*cm
4,491,422
4,550,520
4,609,617
4,668,715
4,727,813
4,786,910
4,846,008
4,905,105
4,964,203
5,023,301
5,082,398
5,141,496
5,200,594
5,418,664
5,436,984
5,496,082
Wf
f
cm3 daN/cm2
1,322 3,398
1,322 3,443
1,322 3,488
1,322 3,533
1,322 3,577
1,322 3,622
1,322 3,667
1,322 3,711
1,322 3,756
1,322 3,801
1,322 3,846
1,322 3,890
1,322 3,935
1,322 4,100
1,323 4,111
1,324 4,152
21
= 0.887 = 8.87 mm
FUERZA UNIFORMEMENTE DISTRIBUIDA DE
DILATACIÓN TÉRMICA VS DEFORMACIÓN DE
TUBO SOPORTE LATERAL
p daN/cm
500
400
380
390
385
415
410
405
400
395
f mm
420
425
430
435
440 458.45
460 465
300
200
100
18.43 18.67 18.91 19.15 19.40 19.64 19.88 20.12 20.36 20.61 20.85 21.09 21.33 22.23 22.3022.55
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
FUERZA UNIFORMEMENTE DISTRIBUIDA DE
DILATACIÓN TÉRMICA VS. MOMENTO
FLECTOR EN TUBO SOPORTE LATERAL
p daN/cm
6000000
4,491,422
4000000
4,609,617
4,727,813
Mf daN*cm
4,846,008 4,964,203
4,550,520 4,668,715 4,786,910
4,905,105
5,082,398 5,200,594 5,436,984
5,023,301
5,141,496
5,418,664 5,496,082
2000000
0
380
385
390
1
2
3
395
400
405
410
415
420
425 430 435
440 458.45 460 465
4
5
6
7
8
9
10
13
22
11
12
14
15
16
MOMENTO FLECTOR POR FUERZA DE
DILATACIÓN TÉRMICA VS. ESFUERZO
UNITARIO EN TUBO SOPORTE LATERAL
Mf daN*cm
6,000,000
4,491,422 4,609,617 4,727,813 4,846,008
4,000,000
2,000,000
0
sf daN/cm2
4,550,520
4,668,715 4,786,910
4,964,203 5,082,398
4,905,105
5,200,594 5,436,984
5,023,301 5,141,496
5,418,664 5,496,082
4,1114,152
3,398 3,443 3,488 3,533 3,577 3,622 3,667 3,711 3,756 3,801 3,846 3,890 3,935 4,100
1
2
3
4
5
6
7
8
23
9
10
11
12
13
14
15
16
PROPUESTA DE MODELO SOPORTES GUÍA PARA PAREDES CONVECTIVAS DE CALDERA MITRE 200
Prreparado por: Ing. Raúl Paredes Rosario –
TERMOAUTOMATICA EIRL 2020
Fuerza máxima de
dilatación: 2500 daN
Pared convectiva
Tubo colector de agua
Desplazamiento máximo:
40 mm en dirección vertical
Eje de acero al
carbono AISI
1045 d = 25 mm
20 mm
Placa de acero
al carbono, ¾
Rodillo hiperbólico de
aceto al carbono
Resorte helicoidal con
carrera de 40 mm
Nota: Puede ser
muelle, se verifica
dimensiones y
características
Cojinete de
bronce y
carcasa de
acero
20 mm
Base de
concreto
armado de la
caldera
Cuatro pernos Hilting por soporte,
x
Posición en operación
Posición en fuera de servicio
36 cm
35 cm
Vista lateral
Plano N°1.
VARIANTE DE SOPORTE CON RESORTES HELICOIDALES
• Capacidad de absorción de dilatación térmica: 10 mm
• Fuerza máxima de dilatación térmica: 5000 daN
• Material de resortes: Acero AISI 1045, templados a 45 HRC
• Cantidad de soportes: 4 para soporte lateral
• Cantidad de resortes: seis por cada soporte
• Material de soportes: Planchas acero al carbono ASTM A 36
Preparado por: Ing. Raúl Paredes Rosario
TERMOAUTOMATICA EIRL - 2020
Pared lateral convectiva
Pared lateral
convectiva
Tubo colector
soporte
soporte
Tubo colector soporte soporte
½
VISTA LATERAL SOPORTE CON RESORTES HELICOIDALES
VISTA FRONTAL
SOPORTE CON
RESORTES
HELICOIDALES
10
mm
Soporte guía – de deslizamiento
½
¾
12
cm
¾
750 mm
312 mm
1.¼
120 mm
120 mm
45 mm
262 mm
Vista superior placa de base, acero al carbono ASTM A 36
350 mm
350 mm
Plano N°2
Esta variante se pensó en la eventualidad de absorber las fuerzas de dilatación. Sin embargo, se
presenta un gran inconveniente en el diseño y fabricación de los resortes. Además, el sistema no
tiene una gran frecuencia vibratoria, no se justifica tener absorbedores de dilatación con resortes.
El principal fundamento es la inviabilidad de diseñar y construir resortes helicoidales, es por su
poca deformación, 1 cm; y de alta carga, 5,000 daN cada uno, además de muy pocas espiras, de
solamente 2 y, finalmente, de gran diámetro del alambre de acero, 3 cm, lo cual hace muy
problemático su diseño y construcción.
PLANO NR. 3: SOPORTE – GUIA – CON DELIZAMIENTO PARA PARED
VERTICAL LATERAL DE CALDERA MITRE 200
FUERZA DE DILATACIÓN A SOPORTAR: 5000 daN
Material: Acero ASTM A 36
Número de piezas: 5
Soldadura en arco abierto manual. Electrodo: Supercito 5/32"
½
Autor: Ing. Raúl Paredes Rosario – TERMOAUTOMATICA EIRL – Enero 2020
25 mm
266
mm
1"
166
mm
141 mm
1"
100
mm
1"
25 mm
270 mm
420 mm
1.¼
158.25 mm
270
mm
51.75
mm
1"
1"
25 mm
25
mm
420 mm
270 mm
El plano nr 3, es un modelo adoptado que se usa para el soporte de deslizamiento en tuberías de
transporte de para tuberías de vapor.
El modelo de soporte nr. 3, asegura la absorción de la fuerza de dilatación de 10 mm, adicional a
la dilatación libre de 12 mm, es decir, soportará solamente 75,000 daN, impidiendo que se
deforme más el tubo soporte lateral, de otro modo se rompería, lo cual es absolutamente
inadmisible.
El sistema de soporte de las paredes convectivas del hogar de la caldera monodrum, se determina
que no debe haber dos puntos fijos en los extremos de un soporte tubular, las fuerzas de
dilatación romperían las fijaciones y, si las mismas resisten, romperían los tubos, pues los
esfuerzos térmicos de flexión son mayores a los esfuerzos admisibles del material de los tubos,
los cuales varían entre 3875 a 4100 daN/cm2 en función de la temperatura de operación.
El objetivo es que se debe diseñar un soporte que cumpla la función de absorber las fuerzas de
dilatación vertical y lateral de las paredes del hogar de la caldera, permitiendo que las mismas no
actúen sobre el soporte de concreto de la caldera, y no la dañen.
SOPORTES SELECCIONADOS
-
Se selecciona el modelo de soporte N° 3 y N°1.
La caldera monodrum está sustentada principalmente por 4 downcomers, 2 que
conforman el horno radiante que bajan directamente del monodrum y 2 que conforman
la pared posterior (soportes de los equipos de intercambio de calor, convector y
economizador) y que también se interconectan por un colector inferior con los
downcomers de pared radiante.
El modelo de soporte N°3, nos permite tener un solo punto fijo inicial y definiendo de
esta forma una dirección para que la caldera dilate en los ejes X y Y (mirando la caldera
desde una vista de planta).
Soporte fijo – Ubicación Downcomer lateral izquierdo de pared radiante
El modelo de soporte N°1 (con rodillos + pista de deslizamiento), nos permite tener una
dilatación de avance en los ejes X, Y y también en el Z, dándole un grado de libertad
espacial a la caldera. En tal sentido y considerando que la dilatación máxima vertical es
de 72 mm, la transversal, de 40 mm y la longitudinal, de 20...25 mm, se propone el
modelo ya mencionado.
Eje Y - Sentido de la dilatación
Soporte deslizante – Ubicación Downcomer lateral derecho de pared radiante
28
Eje X - Sentido de la dilatación
Soporte deslizante – Ubicación Downcomer lateral izquierdo de pared posterior
Eje Z - Sentido de la dilatación
Soporte deslizante – Ubicación Downcomer lateral derecho de pared posterior
El juego inicial, con caldera fuera de servicio, deberá ser de máximo 20 mm, luego, al
entrar en servicio la caldera, entrará en contacto con el rodillo hiperbólico,
comprimiendo el resorte helicoidal respectivo, pero ya con un deformación bastante
pequeña, Los rodillos y estructura de los rodillos serán fabricados en acero inoxidable
AISI 304, pasaría a dimensionar y determinar el número adecuado, para eliminar la
29
posibilidad de rotura de los mismos en operación, este modelo lo he conseguido de una
guía para tubos de vapor, adaptado para el presente caso, y con el sentido de la
resultante de desplazamiento, eso facilitado por la geometría del rodillo.
De acuerdo al análisis realizado, se concluye que es necesario asegurar un cierto desplazamiento
de los puntos móviles, sin que sobrepase la deformación admisible, es decir, asegurando que no
se produzca esfuerzo térmico de flexión mayores a los admisibles, para evitar la rotura de
soportes y tubos, que sería catastrófico.
•
•
•
•
Barras 3-4 y 7-8: deformación permitida máxima horizontal: 10 mm (en dirección a 4)
Barra 3-4 y 7-8: Deformación permitida máxima vertical: 20 mm (hacia abajo)
Barra 6-7 y 5-8: deformación permitida máxima horizontal: 10 mm (en dirección a 4)
Barra 6-4 y 5-8: Deformación permitida máxima vertical: 20 mm (hacia abajo)
Nota: En todos los casos, el juego ‘en frío’ entre el tubo colector y el soporte de deslizamiento
será de 10 mm y habrá una fuerza de 75,000 kg que serán absorbidas por los 5 soportes en el
tubo corto y de 120,000 daN, que serán absorbidas por los 10 soportes del tubo largo.
DISPOSICION DE SOPORTES DE DESLIZAMIENTO EN TUBOS COLECTORES INFERIORES DE
SOPORTE DE PAREDES RADIANTES DE HOGAR DE CALDERA
30
VERIFICACIÓN AL PANDEO DE LOS TUBOS SOPORTE DE DOMO SUPERIOR DE CALDERA
1.20 m
DOMO SUPERIOR
11.2 m
22394 mm
Cálculo del peso de domo superior, con agua
Dimensiones del domo:
L = 11.2 m
Espesor de pared: 30 mm
Diámetro interior: 1.2 m
Material: acero al carbono, con densidad = 7850 kg/m3
Masa del material del domo:
𝑚𝐷𝑜𝑚𝑜 (𝑘𝑔) = 𝐿𝐷𝑜𝑚𝑜 (𝑚) ∗ 𝐵(𝑚) ∗ 𝛿(𝑚) ∗ 𝜌𝑎𝑐𝑒𝑟𝑜 (
𝑘𝑔
)
𝑚3
Siendo B = ancho desarrollado del domo:
𝐵 = 𝜋 ∗ 1.2𝑚 = 3.77 𝑚
Reemplazando:
𝑚𝐷𝑜𝑚𝑜 (𝑘𝑔) = 11.2 𝑚 ∗ 3.77 𝑚 ∗ 30 ∗ 10−3 𝑚 ∗ 7850
𝑘𝑔
= 9443.75 𝑘𝑔
𝑚3
Peso del domo, vacío:
𝑚
𝑃𝐷𝑜𝑚𝑜 (𝑁) = 𝑚𝑑𝑜𝑚𝑜 (𝑘𝑔) ∗ 𝑔 ( 2 )
𝑠
Reemplazando:
𝑃𝐷𝑜𝑚𝑜 (𝑁) = 9443.75 𝑘𝑔 ∗ 9.81
𝑚
= 97548.2 𝑁 = 9754.8 𝑑𝑎𝑁
𝑠2
Peso del líquido saturado en domo:
Se considera el volumen ocupado por el líquido saturado = 75%
Volumen del domo:
𝑉𝐷𝑜𝑚𝑜 = 𝜋 ∗
2
𝑑𝑖𝑛𝑡
1.202
∗ 𝐿𝑑𝑜𝑚𝑜 = 𝜋 ∗
∗ 11.2 = 12.67 𝑚3
4
4
Volumen ocupado por el líquido saturado en el domo:
𝑉𝑙í𝑞 𝑒𝑛 𝐷𝑜𝑚𝑜 = 0.75 ∗ 12.67 𝑚3 = 9.5 𝑚3
Masa del líquido saturado en domo:
′
𝑚𝑙í𝑞 𝑠𝑎𝑡 𝑒𝑛 𝐷𝑜𝑚𝑜 = 𝜌65
∗ 𝑉𝑙í𝑞 𝑒𝑛 𝐷𝑜𝑚𝑜 = 748.75
𝑘𝑔
∗ 9.5 𝑚3 = 7113.125 𝑘𝑔
𝑚3
Peso del líquido saturado en el domo:
𝑚
𝑃𝑙í𝑞 𝑠𝑎𝑡 𝑒𝑛 𝑑𝑜𝑚𝑜 (𝑁) = 𝑚𝑙í𝑞 𝑠𝑎𝑡 𝑒𝑛 𝐷𝑜𝑚𝑜 (𝑘𝑔) ∗ 𝑔 ( 2 )
𝑠
Plíq sat en domo = 7113.125 kg ∗ 9.81
m
= 69779.76 N = 6978 daN
s2
Masa del vapor saturado húmedo en el domo
Se asume que la calidad del vapor saturado en el domo es de 98%
Entonces, la densidad del vapor saturado a 65 bar, con 98% de calidad es: 34.29 kg/m3
Volumen ocupado por el vapor saturado en el domo:
𝑉𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝑠𝑎𝑡 ℎ𝑢𝑚 𝑒𝑛 𝐷𝑜𝑚𝑜 = 0.25 ∗ 12.67 = 3.1675 𝑚3
Masa del vapor saturado húmedo en domo:
𝑚𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝑠𝑎𝑡 𝑒𝑛 𝐷𝑜𝑚𝑜 = 𝜌65,
mvapor sat en Domo = 34.29
𝑥=0.98
∗ 𝑉𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝑠𝑎𝑡 ℎ𝑢𝑚 𝑒𝑛 𝐷𝑜𝑚𝑜
kg
∗ 3.1675 m3 = 108.62 kg
m3
33
Peso del vapor saturado húmedo en domo:
Pvapor sat húmedo en domo = 108.62 kg ∗ 9.81
m
= 1065.56 N = 106.55 daN
s2
Peso total del domo: 9754.8 + 6978 + 1065.5 = 16,839.3 daN
Peso sobre tubos soportes: 1.20*16,839.3 = 20,207.16 daN
Peso sobre cada tubo soporte: 10,103.58 daN
P
l
Radio mínimo de inercia del tubo soporte del domo superior
I(cm4 )
imin (cm) = √
A (cm2 )
Momento de inercia para el tubo, Ix = 16784.56 cm4
Area del tubo, A:
𝐴=
𝜋
𝜋
2
2
∗ (𝑑𝑒𝑥𝑡
− 𝑑𝑖𝑛𝑡
) = ∗ (252 − 16.112 ) = 287𝑐𝑚2
4
4
16,784.56(𝑐𝑚4 )
𝑖𝑚𝑖𝑛 (𝑐𝑚) = √
287 (𝑐𝑚2 )
= 7.65
Coeficiente de esbeltez del perfil cilíndrico:
𝜆=
𝐿𝑝𝑎𝑛𝑑𝑒𝑜 1,119.7
=
= 146.37
𝑖𝑚𝑖𝑛
7.65
En la cual, la longitud de pandeo, para el caso de perfil empotrada en ambos extremos, es igual a
lpandeo = 0.5*l = 0.5*2239.4 = 1,119.7 cm
Para acero al carbono, 0 = 105, entonces se utiliza la ecuación de Euler, para pandeo
34
σfcritico =
π2 ∗ E
λ2
=
π2 ∗ 2.10 ∗ 106
146.372
daN
cm2 = 967.42 daN
cm2
Esfuerzo de compresión del perfil cilíndrico
σc =
P 10,103.58
daN
=
= 35.204 2
A
287
cm
Esfuerzo al pandeo
Se utilizará le ecuación de Tedmayer-Iasisnki
σpandeo = 3285 − 6.10 ∗ λ = 3285 − 6.10 ∗ 146.37 = 2,392.143
daN
cm2
Coeficiente de seguridad al pandeo
Cpandeo =
σpandeo 2,392.143
=
= 67.95
σcomp
35.204
Para elementos de máquinas se recomiendan coeficientes de seguridad al pandeo de c =
4, como mínimo y de C = 28, como máximo, resulta que el perfil cilíndrico que soporta el domo
superior está totalmente sobredimensionado al pandeo, resiste muy bien.
Fuente: Resistencia de materiales, Gh. Buzdugan
En este caso, C = 6.86 > 4, es razonablemente seguro el sistema, no habrá pandeo
Análisis de dilatación del domo superior
•
Longitud del domo: 11.2 m
•
Temperatura inicial: 20°C
•
Temperatura final: = Temperatura de saturación a 65 bar: 280.85 °C
Coeficiente de dilatación térmica del acero al carbono: 12.5*10-6 mm/°C
Dilatación del domo libre ∶
∆𝐿𝐷𝑜𝑚𝑜 = 11.2 m ∗ (280.85 − 20)°C ∗ 0.012 = 35.06 mm
Es decir, dilataría 17.60 mm por lado
35
1.20 m
DOMO SUPERIOR
DL/2= 17.25 mm
DL/2= 17.25 mm
11.2 m
22394 mm
Esfuerzo de flexión sobre soporte tubular, por esfuerzos térmicos
Fuerza generada por dilatación térmica:
Esfuerzo térmico por dilatación térmica del domo superior:
daN
)
cm2
σt−domo (
→ σt (
mm
)∗
°C∗m
= αacero (
daN
)∗
cm2
E(
FcE−t ∗ ∆t(°C)
daN
1
daN
) = 1.25 ∗ 10−5 ( ) ∗ 2.1 ∗ 106 ( 2 ) ∗ 0.35 ∗ (280 − 25)(°C) = 2342.81
2
cm
°C
cm
Esfuerzo por lado: 2342.81/2 = 1171.405 daN/cm2
Fuerza máxima en de dilatación impedida:
36
Fmáx−dilat (daN) = Sneta−domo (cm2 ) ∗ σt−domo (
daN
)
cm2
En la cual:
Sneta−domo =
π
π
∗ (D2ext − d2int ) ∗ 0.3 = ∗ (302 − 25.482 ) ∗ 0.3 = 196.95 cm2
4
4
→ Fmáx−dilat (daN) = 196.95 cm2 ∗ 1,171.405
daN
= 230,713
cm2
Momento flecto en el punto A:
Distancia desde domo hasta punto A (tubo empotrado): 316 cm
Mf−A = Fflexión (daN) ∗ Lflexión (cm) = 230,713 daN ∗ 316 cm = 72′ 905,308 daN ∗ cm
Momento de inercia para el tubo, Ix = 16784.56 cm4
Area del tubo, A:
A=
π
π
∗ (d2ext − d2int ) = ∗ (252 − 16.112 ) = 287cm2
4
4
Momento flector ocasionado por fuerza de dilatación
2
Ff = daN
4.75 m
1
37
f2
2
Tubo vertical,
soporte del domo
superior
l
+
-
1
Mf (daN*cm)
T (daN)
2: Punto Móvil, de conexión con el domo
1: Punto Fijo, de conexión con tubo de distribución de agua
Ecuación de deformación para el caso de viga vertical empotrada en un extremo:
f2 (cm) =
V2 (daN) ∗ l3 (cm3 )
daN
3 E ( 2 ) ∗ I(cm4 )
cm
Siendo V2: Fuerza de dilatación máxima = Vreacciones en extremos
Despejando, resulta la fuerza de dilatación que hace efectiva la deformación de 1.75 cm del
soporte
E = 2.1*106 daN/cm2: Módulo de elasticidad del acero
L(cm): Longitud de flexión
I (cm4): Momento de inercia del tubo soporte del domo
f2 (cm): deformación del tubo soporte, debido a la dilatación térmica
V2: Fuerza de dilatación que se desarrolla
V2 =
3 E ∗ I ∗ f2 3 ∗ 2.1 ∗ 106 ∗ 0.65 ∗ 16,784.56 ∗ 0.175
=
= 3,811 daN
l3
3163
Momento en punto fijo, 1:
M1 = −
M1 = −
3EI ∗ f2
l2
3 ∗ 2.1 ∗ 106 ∗ 0.65 ∗ 16,784.56 ∗ 0.175
= 120,455.81 daN ∗ cm
3162
Verificación al esfuerzo compuesto del soporte vertical tubular
σcompuesto =
Wtubo (cm3 ) = Wz =
Pt M1
+
St Wz
π
∗ (25.44 − 16.514 ) = 1321.62
32 ∗ 25.4cm
38
σcompuesto =
10,103.58 daN
287
cm2
+
120,455.81 daN ∗ cm
daN
= 35.2 + 91 = 126.2
3
1321.62 𝑐𝑚
cm2
→ σcompuesto ≪ σadm−flexión : 124.914 ≪ 2435 (
daN
)
cm2
Se observa que la estructura soporte del domo superior ha sido correctamente deseñada, resiste
sin problemas los esfuerzos compuestos, incluidos los térmicos
Análisis de resistencia en tubo soporte de pared frontal
El tubo soporte, horizontal; está empotrado en sus extremos, es decir tiene dilatación teórica
impedida.
Dilatación del soporte tubular horizontal: 1-2(ver figura adjunta)
mm
∆Ltubo (mm) = αacero (
) ∗ Ltubo (m) ∗ (t f − t i )(°C)
m ∗ °C
mm
∆Ltubo (mm) = 0.012 (
) ∗ 12.72(m) ∗ (280 − 25)°𝐶 = 38.92 𝑚𝑚
m ∗ °C
Dilatación máxima por lado, del tubo soporte:
∆Llado =
∆Ltubo (mm) 38.92 mm
=
= 19.46 mm
2
2
En este caso hay dilatación impedida, lo que genera un esfuerzo de dilatación impedida
→ σt (
daN
1
daN
) = 1.2 ∗ 10−5 ( ) ∗ 2.1 ∗ 106 ( 2 ) ∗ 0.35 ∗ (280 − 25)(°C) = 2342.81
2
cm
°C
cm
π
π
Sneta−tubo = ∗ (D2ext − d2int ) = ∗ (25.42 − 16.512 ) = 292.63 cm2
4
4
daN
→ Fmáx−dilat (daN) = 292.63 cm2 ∗ 2,342.81
= 685,576.5
cm2
Fuerza máxima que actúa en cada tubo vertical soporte: 342,788 daN
A
B
1272 cm
DL/2 = 19.2 cm
DL/2 = 19.2 cm
39
Verificación de los soportes verticales, a la deformación por fuerzas de dilatación
1. VERIFICACIÓN DE PERNOS DE SUJECIÓN DE VIGAS EN SOPORTES DE CONCRETO
Los tubos soportes verticales están fijados sobre las bases de concreto, con pernos de
acero, cuatro por soporte vertical, apoyados con planchas metálicas, cartelas
Domo superior
Fmáx de dilat = 342,788 daN
46 cm
Fmáx de dilat = 342,788 daN
46 cm
Fmáx total sobre pernos = 342,788
daN
Base de
concreto
Momento de flexión desde fuerza de dilatación hasta los pernos:
Mf = Fdil ∗ Hflex = 342,788 daN ∗ 46 cm = 15′768,248 daN ∗ cm
• Momento flector en cada perno: Mf-unitario = 15’768,248 daN*cm /4 = 3’942,062 daN*cm
• Para pernos grado 8: esfuerzo a la rotura: 150,000 psi = 10,169.50 daN/cm2
• Resistencia a la flexión del material del perno: 10169.5*0.85 = 8,644.075 daN/cm2
Esfuerzo flector máximo, que acciona sobre pernos:
σef =
Mf 3′942,062 daN ∗ cm
daN
daN
=
= 3′ 942,062
≫> σadm−rot = 8,644
3
2
W
0.98 cm
cm
cm2
40
En la cual, el módulo de resistencia del perno es:
Wperno =
π
π
∗ d3 =
∗ 3.1753 = 0.9896 cm3
32
32
Se observa que, si existiera dilatación impedida, el esfuerzo de flexión destrozaría los
pernos, fácilmente. Se recomienda permitir la dilatación del soporte, para evitar esta peligrosa
situación.
Verificación de los pernos en base al esfuerzo al corte
Fuerza de corte unitaria en pernos:
Fcorte−unit =
Fcorte−total
342,788 daN
=
= 85,697 daN
Nr − pernos
4 pernos
Resistencia admisible del material del perno:
τadm−perno = σrot ∗ Ccorte = 11,000
daN
daN
∗ 0.36 = 3960
2
cm
cm2
Sección transversal de cada perno, St-perno:
π
π
St−perno = ∗ d2 = ∗ 3.1752 = 7.92 cm2
4
4
Esfuerzo máximo de corte en pernos, por dilatación impedida
τcorte−pernos =
85,697 daN
daN
daN
= 10,820.33
> τadm−perno = 3960
2
2
7.92 cm
cm
cm2
Se observa que, si existiera dilatación impedida, el esfuerzo de corte rompería los pernos,
siendo 2.7 veces mayor que el esfuerzo admisible al corte, d ellos pernos.
Se recomienda permitir el desplazamiento, de máximo 19.2 mm por lado; como ocurre
en la práctica; del soporte vertical, para evitar esta peligrosa situación.
Los pernos analizados, templados de acero al carbono, grado SAE 8, de dn = 1 pulgada, el cual
tendrá un coeficiente de seguridad de 25.4/14.44 = 1.75, según tabla adjunta
Pernos de acero grado SAE
41
Grado
SAE
Diámetro
[inch]
Carga de
prueba
[kpsi]
Esfuerzo de
ruptura
[kpsi]
Marcado
de la
cabeza
12
¼ - 1½ ¼ - ¾7/8 - 1½
5533
7460
5
¼ - 111/8 - 1½
8574
120105
Acero al C, Templado y
Revenido
5.2
¼-1
85
120
Acero
de
bajo
C
martensítico, Templado y
Revenido
7
¼ - 1½
105
133
Acero al C aleado,
Templado y Revenido
8
¼ - 1½
120
150
Acero al C no aleado,
Templado y Revenido
8.2
¼-1
120
150
Acero
de
bajo
C
martensítico, Templado y
Revenido
Material
Acero de bajo
acero al carbono
C
ó
VERIFICACIÓN DE COSTURAS DE SOLDADURA – EN CONDICIONES DE DILATACIÓN IMPEDIDA
Mf
Verificación de la costura necesaria en tubo soporte y cartela de fijación
42
Para el caso, de utilizar supercito, con resistencia de 5050 daN/cm 2, a 20°C y de 4,400
daN/cm2 a 280 °C se verificará la costura de la soldadura.
En el caso de unión de dos soportes tubulares
Momento flector en costura de la base:
Mf = Fdil ∗ Hflex = 342,788 daN ∗ 46 cm = 15′768,248 daN ∗ cm
Altura de la costura, Hc: 0.9 cm
Ancho de la costura, Bc: 0.8 cm
Longitud de la costura, Lc: 3.1416*25.4 = 79.80 cm
Módulo de resistencia de la costura:
Wcost =
Bc ∗ Hc3 0.8 ∗ 0.93
=
= 0.0972 cm3
6
6
Se asimila la geometría de la costura con un rectángulo
Esfuerzo de flexión en costura de soldadura por dilatación impedida
σf−cost =
15′ 768,248 daN ∗ cm
daN
daN
= 16′ 773.7
≫> σadm−flex = 4,400
3
2
0.0972 cm
cm
cm2
Se observa que la costura de soldadura, en condiciones de dilatación impedida no resistiría al
esfuerzo de flexión que ocasionaría la fuerza de dilatación impedida.
Verificación de la costura de soldadura en base al esfuerzo al corte
Fuerza de corte unitaria en pernos:
Fcorte−unit = 342,788 daN
Resistencia admisible al corte, del supercito:
τadm−perno = σrot ∗ Ccorte = 5,050
daN
daN
∗ 0.36 = 1,818
2
cm
cm2
Sección transversal de la costura de soldadura:
•
Altura de la costura, Hc: 0.9 cm
•
Ancho de la costura, Bc: 0.8 cm
Longitud total de la costura, Lc: 3.1416*25.4 + 2*30 = 139.8 cm
St−perno = 0.9 ∗ 139.8 = 125.82 cm2
Esfuerzo máximo de corte en costura de soldadura, por dilatación impedida
τcorte−cost =
342,788 daN
daN
daN
= 2724.43
> τadm−supercito = 1818
2
2
125.82 cm
cm
cm2
Se observa que, en condiciones de dilatación impedida, el esfuerzo de corte es mayor al
esfuerzo admisible al corte del supercito, en 906.43 daN/cm2 = 49.86 % del esfuerzo admisible al
corte del supercito, a 280°C
43
Estructura soporte de Domo superior Caldera Mitre 200. Puntos fijos y puntos móviles
Preparado por: Ing. Raúl Paredes R.
Octubre 2019
TERMOAUTOMATICA EIRL
Punto Móvil 1
Fdilat
B
Punto Móvil
Punto
Móvil 6
Mf
Punto
Móvil
Mf
A
376 cm
Mf
A
Punto fijo
Punto fijo
Mf
Punto
fijo
Mf
Punto fijo
Punto fijo
Punto fijo
Punto
Móvil 5
Punto fijo
Mf
Punto Móvil 2
Mf
Punto
Móvil 4
Puntos A y B: soportes de domo superior
Mf
Punto
Móvil 3
En puntos móviles nr. 2, 3,4 y 5: deben tener posibilidad para el desplazamiento máximo debido
a la dilatación térmica:
•
Punto fijo nr.2: 19.5 mm, hacia afuera
•
Punto fijo nr. 3: 19.5, hacia afuera
•
Punto fijo nr. 4: 16.5 mm, Hacia afuera
•
Punto fijo nr. 5: 16.5, hacia afuera
No debe, de ninguna manera, existir dilatación impedida, pues se generarían esfuerzos enormes
que vencen la resistencia a la flexión, al corte de los elementos de soporte del domo superior
44
CENTROS DE GRAVEDAD EN ELEMENTOS Y EN ESTRUCTURA DE CALDERA
- EN SOLID WORKS -
Ubicación de Centro de diseño (Coordenadas Iniciales)
Ubicación de centro de masa (Coordenadas de ubicación de centro de masa)
45
Colector Frontal
Convector
Domo superior
47
Downcomers I
48
Downcomers II
49
Economizador
50
Pared Lateral derecha
51
Pared lateral izquierda
52
Pared posterior
53
SOBRECALENTADOR
54
Ensamble de Caldera
55
Corte transversal de caldera
56
Vista isométrica posterior de caldera
57
58
Conclusiones
Se realizó un análisis estructural de la caldera monodrum, en principal por esfuerzos térmicos
debido a dilatación impedida, es decir, a máximo esfuerzo, para pronosticar la vida de operación
de los tubos de calderas, acentuado por otros fenómenos de desgaste que debilitan los tubos,
como son la elevada temperatura permanente, atmósferas erosivas y corrosivas.
Fallas presentadas en serpentín sobrecalentador
El fenómeno de creep es inevitable a elevadas temperaturas, para los aceros esta se produce a T
> 380 °K, o sea, en el tiempo ocurrirá en los tubos un fenómeno de deformación plástica que
implica el incremento del diámetro y consecuentemente la reducción del espesor de la pared que
conduce finalmente a la rotura; estas consecuencias de la fluencia lenta a elevadas temperaturas
son más rápidas o más lentas según el tipo de acero, de la tensión σ y la temperatura T.
Los cálculos realizados para los tubos la caldera demuestra que para los parámetros de
explotación de estas unidades la temperatura de la pared tiene una enorme incidencia. Así, por
ejemplo, si la temperatura de la pared del tubo es de 650 °K (377 °C), la vida útil por fractura bajo
Creep es casi de 7 millones de horas. Sin embargo, para una temperatura de 725 °K (452 °C) la
vida útil se reduce a menos de 60 000 horas, para ∆t=0 °C. Si la diferencia de temperatura entre
la superficie interior y exterior de los tubos se incrementa solo a ∆t =-4 °C las vidas útiles
mencionadas se reducen a 6,5 millones y 36,000 horas aproximadamente. Se debe determinar
con exactitud la temperatura de trabajo de la pared y la necesidad de precisar la diferencia de
temperatura ∆t.
El combustible usado en la caldera, bagazo de caña; y los depósitos formados producen elevadas
temperaturas llevando a la termofluencia en los tubos del sobrecalentador, evidenciado por:
•
fisuración longitudinal,
•
globulización de la cementita, de acuerdo a las temperaturas de operación
•
propagación de fisuras intergranulares a partir de la pared exterior del tubo.
Las altas temperaturas de operación en la caldera producen excesiva oxidación en los tubos,
presentando un efecto de cuña que facilita el avance de las grietas, la capa de óxido impide la
transferencia de calor, aumentando la temperatura de los tubos.
El tubo tiene probabilidad de rotura de labio grueso con poca deformación plástica debido al
calentamiento de larga duración y temperatura de operación mayor que la admisible de diseño.
Los productos de oxidación tienen un efecto de cuña que facilita el avance de la grieta, como se
observa en la Figura h), donde se muestra una fisura que crece de la pared externa hacia el
interior del tubo. Microestructural mente la termofluencia causa micro vacíos, agrietamiento
intergranular y penetración de óxido en los límites de grano (Hernández y Espejo, 2002, pp. 213237).
Los depósitos formados desde el lado de la combustión reducen la transferencia de calor y
producen elevadas temperaturas, llevando a la termofluencia a los tubos del sobrecalentador.
Se aprecia en casi todos los tubos que tuvieron fallas, es que a simple vista se puede observar que
se ha tenido una oxidación externa, la capa de óxido de color blanco-rojizo, esto normalmente
ocurre cuando hay una pobre recirculación de vapor por el interior de los serpentines del
sobrecalentador y una elevada exposición a altas temperaturas.
Pero también es una indicación de oxidación por agentes corrosivos, por los componentes físico
– químicos que presente el bagazo (húmeda, carbono, hidrógeno, oxígeno y ceniza). La presencia
de oxígeno en el bagazo y la suciedad del tubo por los productos de la combustión llevan a un
aumento de temperatura del tubo de acero, de tal forma que la oxidación puede ocurrir.
En un ambiente húmedo la oxidación de la superficie del tubo es mayor, se debe asegurar un
correcto manejo del tiro del horno, por lo cual es importante mantener la operatividad de los
ventiladores inducido y forzado.
Si no se tiene una adecuada extracción de gases va a traer consigo que las partículas finas del
bagazo se terminen de quemar en el sobrecalentador, por lo cual si o si la deposición de cenizas
e inquemados incandescentes en los anillos del sobrecalentador se va a dar.
Cuando existen deposiciones de ceniza e inquemados en los anillos del sobrecalentador lo
primero que se sucede es que aumenta la erosión externa de las tuberías, debido a que se reduce
el área de pase del gas, aumentando la velocidad de la misma.
Lo segundo que ocurre por acumulación de solidos incandescentes en los anillos del serpentín es
que impide el normal intercambio de calor, por disminución del coeficiente de trasferencia de
61
calor; lo cual exige a la caldera mayor demanda carga térmica (bagazo y aire) y por ende mayores
pérdidas por calor sensible.
Este escenario genera mayor exposición de focos calientes con los tubos del serpentín.
Recordar que el material del serpentín es SA 213 Gr T11 o ASTM A335 P11, los cuales son aceros
sin costura de baja aleación con composición 1.25Cr + 0.5Mo + Si, los cuales soportan una
temperatura máxima a una temperatura de 649 °C, su oxidación es igual a 10 mg/cm2 en 1.000
horas, es decir, que la oxidación térmica a exposición a estas temperaturas se vuelve excesiva.
Por lo cual al haber tenido una exposición a temperaturas mayores a 649ºC, debido a la
exposición de cenizas e inquemados, la falla inicia por sobretensión equivalente en la tubería, que
da pase a una termofluencia (paso el límite de su fluencia) del acero, perdiendo sus propiedades
mecánicas y facilitando su ruptura.
Fallas presentadas en horno radiante (zona inferior) y colectores de downcomers
Desde el punto de vista de la resistencia a los esfuerzos por dilatación térmica impedida, ningún
elemento de caldera resiste a tales esfuerzos, pues son enormes, siendo mucho mayores que las
resistencias admisibles de los aceros con se construyen los tubos de caldera. En algunos casos
son mayores en el orden de 20 a 1000 veces.
Debido a lo anterior mencionado, es necesario que los puntos que tienen dilatación impedida y
se están desplazando, deben realizar todo su recorrido por dilatación, es decir, deben salir de la
zona de dilatación impedida, para reducir los grandes esfuerzos de flexión y corte,
principalmente.
Se determina que la caldera no esta dilatando correctamente pues actualmente tiene 2 puntos
fijos, lo cual no permite que la caldera direccione su dilatación para una sola dirección, ya que el
otro punto fijo la retrae.
Se debe tener un solo punto fijo en el sistema de soporte de las paredes convectivas del hogar
de la caldera monodrum, por lo cual se deben instalar tal cual la recomendación del presente
informe.
62
Propuesta de mejoras
1.
Color nuevos soportes fijos y móviles para una correcta dilatación de la caldera
Soporte N° 3
El modelo de soporte N°3, nos permite tener un solo punto fijo inicial y definiendo de esta forma
una dirección para que la caldera dilate en los ejes X y Y (mirando la caldera desde una vista de
planta).
Soporte N° 1
El modelo de soporte N°1, con rodillos deslizantes y pista de acero inoxidable permite que la
caldera se desplace en los ejes X, Y y Z, de acuerdo a la dirección definida por el punto fijo
seleccionado (modelo de soporte N°1).
Las dilataciones en los tubos de líquido saturado, no son muy elevadas, siendo del orden de 18 a
20 mm por extremo, lo que facilita la guía de dilatación, es decir, la dilatación impedida debe ser
libre, pues la deformación es pequeña, estando en los límites de elasticidad de la tubería
2.
Mejorar la eficiencia de combustión de la caldera
La caldera no puede seguir operándose con una eficiencia térmica al PCI de 58% Se recomienda
adquirir un analizador de gases de la MARCA: Bacharach que puede emitir resultados de O2, CO2,
CO, NOX y particulado.
Colocar tomas de ½ o ¾” desde la salida de gases del banco de convección (convector ubicado
antes del economizador), hasta el ingreso al lavador de gases, de esta manera usando el
analizador de gases poder ver la eficiencia de combustión y pérdidas en los conductos de aire y
gases.
Esto con el fin de poder controlar la oxidación externa que presentan las tuberías del
sobrecalentador, ya que según esta evidencia parte del bagazo está terminando de quemarse el
sobrecalentador.
63
Cuando existe estos tipos de inconvenientes normalmente la formación de CO se presenta por
encima del 30 a 40% de la altura del horno y esto se puede apreciar claramente cerca al nivel de
sobrecalentador.
Por ejemplo, cuando se aprecia en los resultados que los niveles de NOX son aceptables, sin
embargo, son muy bajos; esto es una indicación de temperaturas de llamas muy bajas.
Normalmente la temperatura de ignición de llama está por encima de 1165°C, la temperatura
adiabática de combustión (temperatura de horno parte inferior del hogar en 985°C y C, si no
llegamos a estos parámetros no se puede tener transferencia eficiente teniendo que quemar más
combustible.
El analizador de gases es importante ya que también les va a permitir a realizar curvas de %
apertura dámper del forzado vs presión de caldera, % de alimentación de bagazo vs presión de
caldera.
3.
Mejorar la operación de la presión del horno y manejo del aire comburente.
Se debe mejorar el manejo del tiro del horno, físicamente se comprobó que existe a la altura de
los visores del horno cerca a la parrilla, una aspiración y soplado; pero en los visores secundarios
que están por encima de los alimentadores de bagazo existe también una aspiración y soplado a
esa altura solo debe existir presión negativa y no positiva. Este ejercicio lo pueden repetir usando
un pedazo de papel o tela y colocando en los puntos donde se puede inspección.
El tiro del horno es el manejo de la inercia térmica del caldero, por lo cual siempre debe ser
equilibrado. El tiempo promedio de retención de gases en el horno es de 2.6 segundos, pero al
trabajar con valores tan altos de presión del horno, el tiempo promedio de retención de gases va
a disminuir provocando que la combustión termine la misma en la zona de sobrecalentador;
provocando la oxidación externa en las tuberías de serpentín por presencia de oxígeno y ceniza
en la composición del bagazo.
Se encontró la presión de aire primario bajo parrilla en 23 a 25 m.c.a, con una temperatura de
200ºC; esta presión está muy bien ya que está en el orden de -0.8 a 1.2” inH20, con estos
parámetros el aire primario se presuriza bajo parrilla garantizando la remoción de ceniza
formadas sobre la capa de bagazo, refrigerar la parrilla y ayudar a la quema en suspensión.
64
Pero la temperatura del aire primario bajo parrilla está muy bajo, para quemar humedades del
orden de 50%, la temperatura del aire primario debe estar 250 a 260ºC.Para quemar humedades
en el orden de 52%, la temperatura del aire caliente debe estar en 300ºC.
Se encontró trabajando la presión de aire secundario en 200 a 220 m.c.a, con una temperatura
de 280 ºC.
4.
Incrementar la presión de aire secundario.
La temperatura del aire secundario a 280ºC, es una muy buena temperatura, pero la presión es
muy baja no garantiza generar un sello turbulento en el centro del hogar y aumentar el tiempo
de residencia de los gases.
Además, para poder contrarrestar los retarnos de ignición y combustión incompleta, por altas
humedades en el bagazo y contenido de ceniza, es necesario tratar de convertir la mayor parte
de monóxido de carbón en bióxido de carbono, y esto se va a lograr si el sistema de aire
secundario trabaja a sus condiciones de diseño.
Para que el aire secundario se insufla directamente en la cámara de combustión a cierta altura
del lecho en combustión se debe inyectar a una presión como mínimo de entre 15 a 18” inH2O
(381 a 458 m.c.a) a través de toberas distribuidas en las esquinas del caldero, de modo que
proporciona la turbulencia (tipo remolino) dentro de la cámara y aporta a las distintas partes del
flujo gaseoso el oxígeno y velocidad necesaria para la mezcla.
Deben buscar llegar a una temperatura como mínimo de 252ºC para que puedan quemar bagazo
en un orden de 50% de humedad sin ningún inconveniente.
El aire secundario trabajaría muy bien con temperaturas de 240 o 230ºC, pero con presiones de
inyección en el horno mayores a 15”inH20.
5.
Asegurar la medición de temperatura del horno
El sobrecalentador es el componente más vulnerable del generador de vapor, por lo tanto,
requiere un cuidado especial, sobre todo durante el arranque de la caldera; en funcionamiento
normal, su enfriamiento se mantiene por el flujo de vapor.
65
Por lo cual es vital tener el control de la temperatura de los gases en el horno; la ubicación del
transmisor de temperatura de gases antes del sobrecalentador, debe estar en paralelo al inicio
del recorrido del gas por el serpentín, se debe asegurar que la profundidad del termoposo sea
como mínimo de 1.5 m, para garantizar una adecuada toma de temperatura.
De la misma forma el transmisor de temperatura adiabática de los gases parte superior del horno,
debe estar ubicado en la misma posición del transmisor de presión del horno; si es posible
colocarlo en el mismo termposo de presión del horno, adicionando una conexión tipo T.
6.
Cambio del material del tubo que conforman el horno de la caldera.
Material actual: ASTM A 178 grado A
Material propuesto para el tubo: ASTM A 178 grado D (Acero al manganeso)
Justificación: EL acero ASTM A 210 grado D tiene mayor límite de elasticidad, que el ASTM A
178grado A: 2750 kg/cm2 contra 1800 kg/cm2 y soporta más temperatura
7.
Cambio de electrodos de soldadura de aplicación en tubos del hogar
Electrodo de soldadura utilizado actualmente: supercito 4/32’’
Electrodo de soldadura propuesto: tenacito 5/32’’
Justificación: la soldadura tenacito tiene más resistencia a la del supercito
8.
Usar reducción cónica laminada en fábrica
Actual: reducción cónica con costura de soldadura
Propuesta: reducción cónica sin costura de soldadura, laminada
Justificación: el cono laminado tiene más resistencia que el cono soldado
*reducción conica se debe usar en los tubos que conforman el horno radiante y se interconectan
con los colectores frontal, laterales y posterior.
9.
Mejora del tratamiento de agua
Eliminar el oxígeno residual en el agua de alimentación a caldera, realizar análisis en desaireador,
y regulando la válvula de escape de vapor flash.
Realizar un análisis de los sólidos disueltos que ingresan a la caldera en el agua de alimentación,
tanto en cantidad (no deben ser más de 120 ppm) y en el tipo, definiendo si hay hidróxido de
66
sodio, para evitar la corrosión cáustica. Si los resultados son negativos, se debe pensar en instalar
un sistema de ósmosis inversa, con el cual se obtendrían valores de sólidos disueltos de 6…10
ppm.
A mayor concentración de sólidos en la cadera, se corre el peligro de tener una bajo circulación
del agua dentro de los tubos, esto debido a que los sólidos en suspensión no adherentes, se
focalizan en las curvas y en tuberías con inclinación horizontal
Este fenómeno también constituye una causa común de rotura de tubos en las calderas
bagaceras, ya que limita la tasa de trasferencia de calor.
Lodos acumulados en curvas
10.
Mejora de limpieza de caña
El contenido de impurezas en caña no debe ser mayor de 5 % en peso, y el ingenio azucarero
debe contar con un sistema de limpieza en caña efectivo. Con este trabajo se logrará reducir en
gran medida el efecto erosivo y abrasivo del bagazo, aumentando la vida útil de los tubos.
67
440
~
~
10 kv
13,8 kv
16,000.00
kw
Torre
de
Enfriamiento
ANALISIS TURBOGENERADOR DE EE AGROAURORA
Potencia eléctrica a generar
kw
16,000
16,000
Vapor ingreso a Turbina
Presión absoluta
bar
65
60
Temperatura
°C
480
470
Rendimiento mecánico
%
95.00%
95.00%
Rendimiento del alternador
%
98.00%
98.00%
Vapor escape de turbina
Presión absoluta
bar
2.5
2.5
Temperatura
°C
120
120
Vapor al condensador
bar
0.26
0.26
Cargas
Línea de extracción
%
80.00%
80.00%
Línea de condensación
%
20.00%
20.00%
Potencia eléctrica generada en extracción
kw
12,800
12,800
Potencia eléctrica generada en condensación
kw
3,200
3,200
Entalpías
Vapor de ingreso a Turbina
Vapor escape de Turbina
Vapor al condensador
Flujos de vapor
Línea de extracción
Línea de condensación
Total
Diferencia
16,000
55
460
95.00%
98.00%
2.5
120
0.26
80.00%
20.00%
12,800
3,200
kJ/kg 3,369.00 3,351.35 3,334.00
kJ/kg 2,715.52 2,715.52 2,715.52
kJ/kg 2,619.00 2,619.00 2,619.00
kg/h 75,740.90 77,843.40 80,027.11
kg/h 16,498.39 16,896.01 17,306.00
kg/h 92,239.29 94,739.40 97,333.11
5,093.82
kg/h 2,500.11
68