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Proyecto Fin de Carrera Ingeniería Industrial ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA Autor David Garralaga Marquesán Director y ponente Ricardo Alegre Sanchez Carlos Monné Bailo Escuela de Ingeniería y Arquitectura Zaragoza, Abril de 2012 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 1 Analisis y optimizacion de una caldera de biomasa Autor David Garralaga Marquesán Resumen El presente trabajo se ha llevado a cabo para evaluar las hipótesis asumidas en temas de combustión, de intercambio de calor y en definitiva en el campo de la energía por la empresa “Componentes para calefacción, S.L.” a la hora de desarrollar sus productos. Calderas de biomasa. Para ello se han estudiado los fenómenos de combustión en la cámara de combustión, y de intercambio de calor en la misma y en un intercambiador de calor de tipo carcasa y tubos con el apoyo de la teoría existente en la bibliografía y la implementación de las ecuaciones que rigen dichos procesos en el programa ingenieril EES. Tras la evaluación de estos fenómenos se han realizado varios estudios con la finalidad de introducir mejoras en el aparato y optimizar así su trabajo y rendimiento. Por último, debido a que el producto objeto del proyecto está sometido a presiones internas y externas en la realización de la función para la que fue diseñado, se ha aplicado la normativa requerida para la salida al mercado de este tipo de productos. La norma UNE-EN 12953. Calderas pirotubulares. Parte 3: Diseño y cálculo de partes a presión. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 2 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 3 Tabla de contenidos 1.- OBJETIVOS ............................................................................................................................. 9 2.- INTRODUCCIÓN .................................................................................................................. 10 2.1.- ORGANIZACIÓN DE LA MEMORIA ................................................................................... 10 2.2.- ESTADO DEL ARTE ........................................................................................................... 11 2.3.- ENERGÍA DE LA BIOMASA ............................................................................................... 12 2.3.1.- LOS PROCESOS TERMOQUÍMICOS ........................................................................... 12 2.3.2.- LOS PROCESOS BIOQUÍMICOS .................................................................................. 13 2.4.- MARCO DEL PROYECTO................................................................................................... 13 2.5.- SOFTWARE DE APOYO..................................................................................................... 15 2.5.1.- SOFTWARE EES ......................................................................................................... 15 2.5.2.- SOFTWARE MICROSOFT EXCEL ................................................................................ 16 3.- GENERALIDADES DE LA CALDERA .................................................................................... 17 3.1.- PARTES DE LA CALDERA .................................................................................................. 17 3.2.- MODO DE FUNCIONAMIENTO DE LA CALDERA .............................................................. 19 3.3.- COMBUSTIBLES ............................................................................................................... 21 4.- CÁLCULOS JUSTIFICATIVOS. DESARROLLO Y RESULTADOS ........................................ 24 4.1.- CONSUMO DE COMBUSTIBLE, COMBURENTE Y GENERACIÓN DE GASES DE COMBUSTIÓN .......................................................................................................................... 24 4.1.1.- APORTE DE COMBUSTIBLE ....................................................................................... 24 4.1.2.- CONSUMO DE COMBURENTE .................................................................................. 24 4.1.3.- GENERACIÓN DE GASES DE COMBUSTIÓN .............................................................. 25 4.1.4.- SELECCIÓN DE UN MOTOREDUCTOR PARA LA ALIMENTACIÓN DEL COMBUSTIBLE. ............................................................................................................................................. 27 4.1.5.- SELECCIÓN DE UN VENTILADOR PARA EL APORTE DE COMBURENTE ..................... 29 4.2.- ESTUDIO DE LA COMBUSTIÓN EN EL TUBO DE COMBUSTIÓN ....................................... 29 4.3.- ESTUDIO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR ................................................................... 31 4.4.- ESTUDIO DE LA EVOLUCIÓN DE LOS GASES DE COMBUSTIÓN ....................................... 34 4.5.- ESTUDIO DE LA EVOLUCIÓN DEL FLUIDO DE TRABAJO ................................................... 37 4.6.- COMPARACIÓN ENTRE LA CALDERA LIMPIA Y LA CALDERA SUCIA. ............................... 39 4.7.- ESTUDIO DE LA VARIACIÓN DE LA POTENCIA Y LA TEMPERATURA DE SALIDA DEL COMBUSTIBLE CON EL ÁREA DE INTERCAMBIO EN EL IDQ Y LA CANTIDAD DE COMBUSTIBLE. ................................................................................................................................................. 45 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 4 5.- APLICACIÓN DE LA NORMA UNE-EN 12953. CALDERAS PIROTUBULARES ............... 50 5.1.- CAPÍTULO 5.6. DETERMINACIÓN DE LAS PRESIONES. .................................................... 51 5.2.- CAPÍTULO 5.7. SOBREESPESORES. .................................................................................. 52 5.3.- CAPÍTULO 6. TEMPERATURA DE CÁLCULO Y PRESIÓN NOMINAL DE DISEÑO. ............... 52 5.4.- CAPÍTULO 7. CARCASAS CILÍNDRICAS SOMETIDAS A PRESIÓN INTERIOR. ..................... 54 5.5.- CAPÍTULO 10. PLACAS PLANAS CON TUBOS Y RIGIDIZADORES. ..................................... 54 5.6.- CAPÍTULO 12. TUBOS Y PLACAS TUBULARES SIN AGUJEROS. ......................................... 55 5.7.- CAPÍTULO 13. TUBOS DE COMBUSTIÓN, COMPONENTES Y CÁMARAS DE INVERSIÓN DE FORMA CILÍNDRICA SOMETIDAS A PRESIÓN EXTERIOR .......................................................... 57 6.- CONCLUSIONES ................................................................................................................... 59 7.- BIBLIOGRAFÍA ..................................................................................................................... 61 8.- ANEXOS ................................................................................................................................ 62 8.1.-PLANOS DE LA CALDERA. ................................................................................................. 62 8.2.- CÁLCULO DEL CALOR CEDIDO POR RADIACIÓN EN EL TC ............................................... 64 8.2.1.- PARÁMETROS DE ABSORTIVIDAD Y EMISIVIDAD ..................................................... 64 8.2.2.- TEMPERATURA DE LLAMA ....................................................................................... 67 8.3.- MÉTODO Ε-NTU PARA EL ESTUDIO DEL IDQ ................................................................... 68 8.3.1.- ESTUDIO DEL FLUJO EXTERIOR ................................................................................. 69 8.3.2.- ESTUDIO DEL FLUJO INTERIOR ................................................................................. 72 8.4.- IMPLEMENTACIÓN DE LAS ECUACIONES EN EL SOFTWARE EES. ................................... 74 8.5.- RESULTADOS OBTENIDOS MEDIANTE EL SOFTWARE EES. ............................................. 75 8.6.- CATÁLOGOS DE PROVEEDORES DE MOTOREDUCTORES Y VENTILADORES ................... 76 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 5 ÍNDICE DE FIGURAS FIGURA 1: LOGOTIPO DEL SOFTWARE EES (ENGINEERING EQUATION SOLVER) [17]. .................................................... 15 FIGURA 2: ALZADO DE LA CALDERA DE BIOMASA OBJETO DEL PROYECTO. .................................................................... 17 FIGURA 3: FRENTE DE LA CALDERA DE BIOMASA OBJETO DEL PROYECTO. ..................................................................... 17 FIGURA 4: DETALLE DEL QUEMADOR DE PARRILLA DE LA CALDERA. ............................................................................ 19 FIGURA 5: ESQUEMA DEL MODO DE FUNCIONAMIENTO DE LA CALDERA. ..................................................................... 20 FIGURA 6: COMBUSTIBLE DE BIOMASA: CÁSCARA DE ALMENDRA. ............................................................................. 21 FIGURA 7: COMBUSTIBLE DE BIOMASA: HUESO DE ACEITUNA. .................................................................................. 22 FIGURA 8: COMBUSTIBLE DE BIOMASA: PELLETS DIN PLUS. ..................................................................................... 23 FIGURA 9: GRÁFICO COMPARATIVO DE LA CANTIDAD DE COMBUSTIBLE. ..................................................................... 26 FIGURA 10: GRÁFICO COMPARATIVO DE LA CANTIDAD DE COMBURENTE. ................................................................... 26 FIGURA 11: GRÁFICO COMPARATIVO DE LA CANTIDAD DE GC. ................................................................................. 27 FIGURA 12: GRÁFICO COMPARATIVO DEL CALOR INTERCAMBIADO EN CADA UNA DE LAS ETAPAS DE LA CALDERA. ............... 33 FIGURA 13: GRÁFICO COMPARATIVO ENTRE EL RENDIMIENTO TEÓRICO Y REAL DE LOS TRES COMBUSTIBLES. ...................... 33 FIGURA 14: GRÁFICO DE LA VARIACIÓN DEL VOLUMEN DE LOS GC CON LA TEMPERATURA. ............................................ 35 FIGURA 15: GRÁFICO DE LA VARIACIÓN DE LA VELOCIDAD DE LOS GC CON LA TEMPERATURA.......................................... 36 FIGURA 16: GRÁFICO DE LA VARIACIÓN DE LA DENSIDAD DE LOS GC CON LA TEMPERATURA. .......................................... 36 FIGURA 17: EVOLUCIÓN DE LA TEMPERATURA DE LOS GC Y EL FLUIDO DE TRABAJO CON LA CÁSCARA DE ALMENDRA. .......... 38 FIGURA 18: EVOLUCIÓN DE LA TEMPERATURA DE LOS GC Y EL FLUIDO DE TRABAJO CON EL HUESO DE ACEITUNA. ............... 38 FIGURA 19: EVOLUCIÓN DE LA TEMPERATURA DE LOS GC Y EL FLUIDO DE TRABAJO CON EL PELLETS DIN PLUS. .................. 39 FIGURA 20: VALORES RECOMENDADOS PARA LA RESISTENCIA POR ENSUCIAMIENTO EN EL DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR [8]. ............................................................................................................................................ 40 FIGURA 21: COMPARACIÓN DE LA ENERGÍA TOTAL DESARROLLADA EN CASO DE UNA CALDERA LIMPIA Y UNA SUCIA.. ........... 42 FIGURA 22: COMPARACIÓN DEL RENDIMIENTO REAL EN CASO DE UNA CALDERA LIMPIA Y UNA SUCIA. .............................. 42 FIGURA 23: COMPARACIÓN DE LA EFICIENCIA DE LA 2ª ETAPA DE INTERCAMBIO ENERGÉTICO EN CASO DE UNA CALDERA LIMPIA Y UNA SUCIA. ......................................................................................................................................... 43 FIGURA 24: COMPARACIÓN DE LA ENERGÍA INTERCAMBIADA EN LA 2ª ETAPA EN CASO DE UNA CALDERA LIMPIA Y UNA SUCIA. ........................................................................................................................................................... 43 FIGURA 25: COMPARACIÓN DE LA EFICIENCIA DE LA 3ª ETAPA DE INTERCAMBIO ENERGÉTICO EN CASO DE UNA CALDERA LIMPIA Y UNA SUCIA. ......................................................................................................................................... 44 FIGURA 26: COMPARACIÓN DE LA ENERGÍA INTERCAMBIADA EN LA 3ª ETAPA EN CASO DE UNA CALDERA LIMPIA Y UNA SUCIA. ........................................................................................................................................................... 44 FIGURA 27: COMPARACIÓN DE LA TEMPERATURA DE SALIDA DEL FLUIDO DE TRABAJO EN CASO DE UNA CALDERA LIMPIA Y UNA SUCIA. .................................................................................................................................................. 45 FIGURA 28: VARIACIÓN DE LA POTENCIA DE LA CALDERA CON EL NÚMERO DE TUBOS DEL IDQ. ....................................... 46 FIGURA 29: VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DE SALIDA DEL FLUIDO DE TRABAJO CON EL NÚMERO DE TUBOS DEL IDQ. ....... 46 FIGURA 30: VARIACIÓN DE LA POTENCIA DE LA CALDERA CON LA CANTIDAD DE COMBUSTIBLE. ........................................ 47 FIGURA 31: VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DE SALIDA DEL FLUIDO DE TRABAJO CON LA CANTIDAD DE COMBUSTIBLE. ....... 47 FIGURA 32: VARIACIÓN DE LA POTENCIA DE LA CALDERA CON EL NÚMERO DE TUBOS DEL IDQ. ....................................... 48 FIGURA 33: VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DE SALIDA DEL FLUIDO DE TRABAJO CON EL NÚMERO DE TUBOS DEL IDQ. ....... 48 FIGURA 34: VARIACIÓN DE LA POTENCIA DE LA CALDERA CON LA CANTIDAD DE COMBUSTIBLE. ........................................ 49 FIGURA 35: VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DE SALIDA DEL FLUIDO DE TRABAJO CON LA CANTIDAD DE COMBUSTIBLE. ....... 49 FIGURA 36: EMISIVIDAD DEL VAPOR DE AGUA A LA PRESIÓN TOTAL DE 1 ATM (HÖTTEL). [7, 8]. ..................................... 64 FIGURA 37: EMISIVIDAD DEL DIÓXIDO DE CARBONO A LA PRESIÓN TOTAL DE 1 ATM (HÖTTEL). [7, 8]. ............................. 65 FIGURA 38: FACTOR DE CORRECCIÓN DE LA EMISIVIDAD DEL VAPOR DE H2O A PRESIONES DISTINTAS DE 1 ATMÓSFERA, (HÖTTEL). [7, 8]. ................................................................................................................................... 65 FIGURA 39: FACTOR DE CORRECCIÓN DE LA EMISIVIDAD DEL CO2 A PRESIONES DISTINTAS DE 1 ATMÓSFERA, (HÖTTEL). [7, 8]. ........................................................................................................................................................... 65 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 6 FIGURA 40: FACTOR DE CORRECCIÓN ΔΕ DE LA EMISIVIDAD DE UNA MEZCLA DE VAPOR DE H2O Y CO2 (HÖTTEL). [7, 8]. .... 66 FIGURA 41: FACTOR DE CORRECCIÓN ΔΕ DE LA EMISIVIDAD DE UNA MEZCLA DE VAPOR DE H2O Y CO2 (HÖTTEL). (CONTINUACIÓN). [7, 8]. ......................................................................................................................... 66 FIGURA 42: FÓRMULAS Ε-NTU PARA INTERCAMBIADORES DE CALOR. [8]. ................................................................. 68 FIGURA 43: TABLA DE CORRELACIONES Y FÓRMULAS DE CONVECCIÓN FORZADA DE FLUJO EXTERNO. [8]. .......................... 70 FIGURA 44: CONDICIONES DE FLUJO EN BANCO DE TUBOS EN DISPOSICIÓN ALINEADA Y ALTERNADA O AL TRESBOLILLO. [8]. . 71 FIGURA 45: CONSTANTES PARA LA CORRELACIÓN DE FLUJO EXTERNO SOBRE UN BANCO DE TUBOS CON 10 Ó MÁS FILAS [8]. 71 FIGURA 46: FACTOR DE CORRECCIÓN C2 PARA NL<20 [8]. ...................................................................................... 71 FIGURA 47: TABLA DE CORRELACIONES Y FÓRMULAS DE CONVECCIÓN FORZADA DE FLUJO INTERNO [8]. ........................... 72 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 7 ÍNDICE DE TABLAS TABLA 1: ANÁLISIS INMEDIATO, ELEMENTAL Y DE PODER CALORÍFICO DE LOS COMBUSTIBLES. ......................................... 23 TABLA 2: CONSUMO DE COMBUSTIBLE, COMBURENTE Y GENERACIÓN DE GC. ............................................................. 25 TABLA 3: SELECCIÓN DE UN MOTOR PARA EL TORNILLO SIN FIN. ................................................................................ 28 TABLA 4: CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS DEL MODELO DE MOTOREDUCTOR INCORPORADO EN LA CALDERA. .......................... 28 TABLA 5: SELECCIÓN DE UN VENTILADOR PARA EL APORTE DE COMBURENTE. .............................................................. 29 TABLA 6: CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS DEL MODELO DE VENTILADOR INCORPORADO EN LA CALDERA. ................................ 29 TABLA 7: RESULTADOS DEL ESTUDIO DE LA COMBUSTIÓN EN EL TC. ........................................................................... 31 TABLA 8: PARÁMETROS DE CONVECCIÓN DEL FLUJO INTERIOR EN EL ESTUDIO DEL IDQ. ................................................. 31 TABLA 9: PARÁMETROS DE CONVECCIÓN DEL FLUJO EXTERIOR EN EL ESTUDIO DEL IDQ. ................................................. 32 TABLA 10: RESULTADOS DEL ESTUDIO DEL IDQ...................................................................................................... 32 TABLA 11: RESUMEN DEL CALOR INTERCAMBIADO EN CADA ETAPA Y RENDIMIENTO REAL DE LA CALDERA. ......................... 32 TABLA 12: EVOLUCIÓN DE VARIAS PROPIEDADES DE LOS GC A LO LARGO DE SU RECORRIDO POR LA CALDERA..................... 35 TABLA 13: EVOLUCIÓN DE LA TEMPERATURA DEL FLUIDO DE TRABAJO EN SU RECORRIDO POR LA CALDERA. ....................... 37 TABLA 14: COMPARATIVA ENTRE LOS PARÁMETROS DEL ESTUDIO DEL IDQ DE UNA CALDERA LIMPIA Y UNA CALDERA SUCIA. . 40 TABLA 15: COMPARATIVA ENTRE LAS MAGNITUDES DEL ESTUDIO DEL IDQ DE UNA CALDERA LIMPIA Y UNA CALDERA SUCIA. . 41 TABLA 16: CARACTERÍSTICAS DE VARIACIÓN DE FLUENCIA CON LA TEMPERATURA DEL ACERO P235GH [14]. .................... 51 TABLA 17: VALORES DE DIFERENTES PRESIONES. .................................................................................................... 51 TABLA 18: VALORES DE SOBREESPESORES. ........................................................................................................... 52 TABLA 19: VALORES DE LAS TEMPERATURAS DE CÁLCULO DE LOS DIVERSOS ELEMENTOS QUE COMPONEN LA CALDERA. ....... 53 TABLA 20: CARACTERÍSTICAS MECÁNICAS DEL ACERO P235GH [14]. ....................................................................... 53 TABLA 21: VALOR DEL ESPESOR DE LA CARCASA CILÍNDRICA SOMETIDA A PRESIÓN INTERIOR. .......................................... 54 TABLA 22: HOLGURA ENTRE TUBO DE COMBUSTIÓN Y CARCASA CUANDO EL ESPESOR DE LA PLACA DE FONDO ES DE 25 MM O MENOR. (TABLA 10.1.1 EN EL DOCUMENTO ORIGINAL) .................................................................................. 55 TABLA 23: HOLGURA OBTENIDA ENTRE CÁMARA DE COMBUSTIÓN Y CARCASA. ............................................................ 55 TABLA 24: ESPESOR NOMINAL MÍNIMO DE TUBOS ................................................................................................. 56 TABLA 25: ESPESOR DE LOS TUBOS Y PLACAS TUBULARES SIN AGUJEROS SEGÚN LAS ECUACIONES. ................................... 56 TABLA 26: ESPESOR DE LOS TUBOS Y PLACAS TUBULARES SIN AGUJEROS DE ACUERDO A LA TABLA 16. .............................. 56 TABLA 27: ESPACIO MÍNIMO ENTRE LOS AGUJEROS DE LOS TUBOS. ............................................................................ 56 TABLA 28: ESPESOR MÍNIMO DEL TUBO DE COMBUSTIÓN Y LA CÁMARA DE INVERSIÓN. ................................................. 58 TABLA 29: RESUMEN DE LOS ESPESORES DE LOS PRINCIPALES ELEMENTOS DE LA CALDERA. ............................................. 58 TABLA 30: PARÁMETROS DE EMISIVIDAD Y ABSORTIVIDAD DE LOS DISTINTOS COMBUSTIBLES. ......................................... 67 TABLA 31: PARÁMETROS DE CONVECCIÓN DEL FLUJO EXTERIOR EN EL ESTUDIO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR. ............... 72 TABLA 32: PARÁMETROS DE CONVECCIÓN DEL FLUJO INTERIOR EN EL ESTUDIO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR. ............... 73 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 14 de biomasa. Bajo pedido fabrican unidades con potencias que oscilan entre los 35 kW, las menores, hasta las más grandes de hasta 2.1 MW pasando por potencias de 50, 65, 90, 100, 130, 150, 200, 325, 400, 500, 800, 1200 y 1600 kW. Construyen modelos verticales (biocompact) y horizontales (bioselect), dependiendo del tamaño o potencia y de las características del trabajo que realizará el producto. El diseño de las calderas lo realiza el gerente de la empresa, con sus conocimientos estructurales, ya que estudió Ingeniería Técnica Naval especialidad de estructuras. Sin embargo, no posee los suficientes conocimientos en materia de combustión, transferencia de calor y energía en general, y por tanto los cálculos referentes a dichos temas para el dimensionamiento de los distintos elementos de las calderas son muchas veces únicamente aproximaciones, hipótesis o resultado de numerosas pruebas de fallo-error hasta dar con la mejor opción. En esta situación se presentó la oportunidad de fabricar un nuevo modelo de caldera. Una caldera de 500 kW de potencia para la generación de agua sobrecalentada a 130℃ de temperatura y 8 bares de presión de trabajo. Por primera vez se pensó (la dirección de la empresa) que sería adecuado realizar un estudio lo más completo y exhaustivo posible sobre la combustión y transferencia de calor que se produce en la caldera para conseguir las especificaciones señaladas en el pedido. Además, incluir todas las justificaciones relativas a los puntos o apartados de la normativa vigente que debe cumplir el producto para su lanzamiento al mercado, en la parte de dimensionado de las diferentes partes (espesor de carcasa, tubo de combustión…), número de tubos del intercambiador, temperatura que alcanzarán dichos elementos. Aunque el diseño, refiriéndonos a la forma, es completamente libre en su realización y la ha llevado a cabo, como en las ocasiones anteriores, el gerente, es imprescindible cumplir una serie de normas técnicas que dependen de los resultados de los cálculos energéticos previos y esto también forma parte del trabajo que aquí se presenta. Por tanto, a modo de resumen, se puede decir que el trabajo que en este documento se muestra es una pequeña parte del proyecto global llevado a cabo para el lanzamiento al mercado del producto objeto de estudio. Ese proyecto, además de los puntos que aquí se desarrollan, incluyen otros que tratan sobre la correcta realización de ensayos END, del proceso de fabricación, de los requisitos esenciales de seguridad, de manual de instrucción y mantenimiento. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 15 2.5.- Software de apoyo Para llevar a cabo la parte de modelado, implementación y obtención de resultados se ha apoyado en varias herramientas de software, para agilizar el trabajo y mejorar los resultados del estudio. Uno de los programas ha sido el extensamente conocido Microsoft Excel®, y un segundo software muy útil en este campo de la técnica: el programa informático EES. 2.5.1.- Software EES EES es el acrónimo ingles de Engineering Equation Solver (en castellano Solucionador de Ecuaciones de Ingeniería). Es un software ingenieril para la resolución de sistemas de ecuaciones algebraicas y diferenciales no lineales con un elevado número de incógnitas debido a la complejidad y tamaño de los sistemas físicos a estudiar, normalmente del ámbito de la energía y los fluidos. Es capaz de evaluar y resolver numéricamente miles de ecuaciones acopladas simultáneamente. Figura 1: Logotipo del software EES (Engineering Equation Solver) [17]. Entre una de sus muchas posibilidades incluye una amplia biblioteca de funciones termodinámicas y propiedades de transporte de un elevado número de materiales y sustancias de uso común en el campo de las energías, como agua, aire seco y húmedo, refrigerantes, fluidos criogénicos, gases de combustión y otros. Este software es capaz de resolver un elevado número de sistemas de todo tipo, mecánico, administrativo, de optimización, análisis de incertidumbre, regresiones lineales y no lineales,…Tras la implementación de las ecuaciones y obtención de resultados, el propio programa ofrece un gran número de acciones u operaciones post-proceso a realizar con los resultados, como por ejemplo, comprobación de la coherencia de las unidades, realización de tablas, generación de gráficos, comparación de los valores de los resultados. Las funciones básicas que caracterizan este software son [17]: • Resolución de hasta 6000 ecuaciones no lineales simultáneamente. • Las ecuaciones pueden ser introducidas en cualquier orden. • Velocidad computacional extremadamente rápida. • Alta precisión de las funciones termodinámicas y de transporte de más de 100 sustancias. • Conversión de unidades y comprobación automática de consistencia de las mismas. • Estudios paramétricos con hojas de cálculo y tablas. • Capacidad de optimización de variable simple o multi-variable. • Capacidad de análisis de incertidumbre y regresión. • Impresión en LaTeX, PDF, papel. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 16 2.5.2.- Software Microsoft Excel Microsoft Excel es el popularmente conocido paquete de cálculo incluido en Microsoft Office®, distribuido por Microsoft®. Es una aplicación para manejar hojas de cálculo, y es utilizado normalmente en tareas financieras y contables. Ofrece una interfaz de usuario ajustada a las principales características de las hojas de cálculo, el programa muestra las celdas organizadas en filas y columnas, y cada celda contiene datos o una fórmula, con referencias relativas, absolutas o mixtas a otras celdas. Excel permite al usuario definir la apariencia (las fuentes, atributos de carácter y celdas). También incluye la recomputación inteligente de celdas, donde celdas dependientes de otra celda que han sido modificadas, se actualizan al instante (otros programas de hoja de cálculo anterior recalculaban la totalidad de los datos todo el tiempo o esperaban para un comando específico del usuario). Excel tiene una amplia capacidad gráfica, y permite a los usuarios realizar, entre otras muchas aplicaciones, listados usados en combinación de correspondencia. Es por estas funciones por las que se ha empleado este programa. Se Han realizado los gráficos que se muestran durante todo el documento y además para que la implementación de las ecuaciones en EES fuera más claras, algunos cálculos que podrían haberse realizado con él se han llevado a cabo con la hoja de cálculo y luego se han utilizado los resultados para incluirlos en alguna de las líneas del “código”. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 17 3.- Generalidades de la caldera 3.1.- Partes de la caldera La caldera de estudio pertenece al grupo de calderas de bioselect, por su estructura horizontal. Es una caldera de tres etapas de intercambio energético. Una en el TC y dos en el IdQ. En el siguiente subapartado se explicará más profundamente como funciona. Se pueden ver varios planos constructivos de la caldera, con las medidas de la misma en el anexo 8.1, y bajo estas líneas, antes de la descripción de los elementos, junto al número que les corresponde para localizarlos en dichos planos. Figura 2: Alzado de la caldera de biomasa objeto del proyecto. Figura 3: Frente de la caldera de biomasa objeto del proyecto. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 18 El material empleado en la fabricación de las principales partes de la caldera es el acero P235GH según designación simbólica o 1.0345 según numérica. Se verán algunas de sus características más adelante (en el apartado 5, correspondiente con la aplicación de la norma UNE-EN 12953), pero ahora no es imprescindible mencionarlas. Las principales partes que componen la caldera son: • Tubo o cámara de combustión (1): Su forma se aproxima a la de un paralelepípedo unido a un cilindro. Con las paredes laterales planas y la parte superior cilíndrica. Los fondos son planos y se unen a la parte lateral por soldadura. En la parte trasera del tubo de combustión esta incorporada la cámara de inversión. El fluido de trabajo baña completamente la parte cilíndrica y rectangular de la cámara de combustión para calentarse en el proceso de combustión que se lleva a cabo en la misma. • Cámara de inversión (2): Es un espacio más amplio, situado en la parte trasera del tubo de combustión, cuya función es permitir un giro adecuado a los gases de combustión para entrar en los tubos del intercambiador de calor en la dirección más propicia. • Placas tubulares (3): Son las piezas que soportan a los tubos del intercambiador de calor por sus extremos. La primera de ellas es la pared frontal de la cámara de inversión, la segunda es la pared trasera de la cámara que se forma con ésta y la carcasa de la caldera entre el primer y segundo paso por los tubos del intercambiador de calor. Sus formas son diversas, adaptándose al espacio que ocupan. • Intercambiador de calor (4): Está formado por dos grupos de tubos distribuidos uniformemente, ajustándose a la forma concreta de la placa tubular que los sujeta por sus extremos y a la de la caldera. El primer grupo de tubos une la cámara de combustión con la que forman la carcasa y la segunda placa tubular. Son en total 32 y tienen una pequeña inclinación de 0.87⁰ para mejorar la circulación ascendente de los gases de combustión. El segundo grupo guía a los humos de la pequeña cámara a la chimenea o salida de gases. Éstos están colocados completamente horizontales, a diferencia de los primeros. Hacen un total de 38. La función del intercambiador es que los gases formados en la combustión, en el tubo de combustión, pierdan progresivamente su energía mientras circulan por el interior de los tubos, cediéndosela al fluido de trabajo que atraviesa el intercambiador en dirección perpendicular a los mismos. • Carcasa (5): Es la pieza exterior de la caldera. Rodea al tubo de combustión y a los tubos del intercambiador y es entre ésta y los elementos antes descritos por donde circula el fluido de trabajo (el agua). Podríamos decir que se compone de dos cuerpos cilíndricos: el que rodea a la cámara de combustión y el que compone el intercambiador de carcasa y tubos. Además, tiene la función de aislar adecuadamente la caldera del exterior para que las pérdidas de energía sean mínimas y el rendimiento total del aparato sea el más elevado posible. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 19 Además de estos elementos principales se necesitan otras piezas “secundarias”. Piezas constructivas para dar la forma deseada a la caldera. Elementos de seguridad, por ejemplo ventanas de seguridad para observar si la combustión se lleva a cabo de forma correcta. Aberturas estratégicamente colocadas para permitir una buena limpieza de las piezas principales, como el tubo de combustión, o los tubos del intercambiador. Elementos de recogida de desechos; es el ejemplo de la bandeja de recogida de cenizas y elementos volátiles. Elementos de almacenaje del combustible, como la tolva que podemos ver también en la figura 2. 3.2.- Modo de funcionamiento de la caldera El combustible se almacena en una tolva. Desde este depósito cae el material a un sistema de tornillo sin fin que lo arrastra hasta el quemador a la velocidad adecuada según la cantidad necesaria del mismo que se necesite, que se calculará en el siguiente apartado. Este recorrido esta representado en la figura por flechas verdes. El quemador, que se puede ver en la figura 4 está situado en la parte inferior del TC, aproximadamente en mitad del mismo, es un sistema de parrilla. El combustible es distribuido de forma uniforme para que ocupe todo el espacio del quemador consiguiendo que se mezcle mejor con el comburente (el aire del ambiente) y la combustión sea lo mejor posible. El comburente entra por los agujeros de la parrilla (flujo primario) y por los laterales del quemador (flujo secundario). Además, en estos laterales existen unas piezas, las cámaras superiores de sobrepresión, que favorecen su recirculación hacía el “núcleo” del quemador, para aprovechar al máximo el comburente y que la mezcla sea lo más rica posible en oxigeno para que la combustión sea lo más completa posible. Figura 4: Detalle del quemador de parrilla de la caldera. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 20 El TC es el lugar donde debe llevarse a cabo la combustión y además, en este tipo de calderas, es la primera etapa del calentamiento del agua, ya que mediante la radiación que emiten la llama y los GC y por el fenómeno de convección, aunque en mucha menor medida que el fenómeno anterior, se realiza la primera transferencia de calor al fluido de trabajo que baña casi en su totalidad el TC. Figura 5: Esquema del modo de funcionamiento de la caldera. Los GC que están ocupando la totalidad del volumen del TC se introducen en los tubos del IdQ, como muestran las flechas de color marrón, para que en este elemento se lleve a cabo la segunda y tercera etapa de intercambio energético. El IdQ es de tipo carcasa y tubos. Los GC circulan por el interior de los tubos, mientras que el fluido de trabajo recorre el intercambiador por el exterior de los mismos, por la carcasa. El intercambio de energía se produce en mayor medida mediante convección. Con lo que el fluido caliente, en este caso los GC van perdiendo su temperatura a costa de la ganancia de la misma por parte del fluido frio, el agua. Finalmente, el fluido de trabajo ha alcanzado la temperatura para la que se diseño la caldera y sale de la misma para ser utilizado en el proceso productivo o para el fin propuesto. Los GC también han terminado el trabajo para el que estaban destinados y salen del aparato por la chimenea. En un principio, no es necesario que reciban ningún tratamiento de depuración de gases para que alcancen un estado adecuado para su salida a la atmosfera. Es decir, ya están en condiciones de salir a la atmósfera sin dañar el medioambiente. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 21 3.3.- Combustibles Los principales combustibles empleados en este tipo de calderas son: el hueso de aceituna, la cáscara de almendra y los pellets DIN plus. A continuación se realiza una pequeña reseña sobre cada uno de ellos: • Cáscara de almendra (CA): La cáscara de almendra es un subproducto procedente del descascarado de la almendra. Tradicionalmente los usos de la cáscara de almendra han sido en hornos de panadería, la industria cerámica y para calefacciones de explotaciones ganaderas. Su producción es estacional, coincidiendo con los meses posteriores a la recolección de la almendra, principalmente en los meses de agosto a diciembre (70%). Con la creciente preocupación por disminuir la utilización de combustibles fósiles, la cáscara de almendra toma mayor protagonismo como elemento energético en el uso de instalaciones de biomasa, ya sean de carácter industrial o de tipo doméstico como son las calderas de calefacción. Posee un alto poder calorífico (PCI ~4160 Kcal/Kg), baja humedad (~10%), baja concentración también en otros elementos como el cloro y el azufre y apenas emite componentes sulfurados, nitrogenados y partículas sólidas. Figura 6: Combustible de biomasa: Cáscara de almendra. • Hueso de aceituna (HA): el hueso de aceituna es uno de los residuos sólidos más importantes que genera la industria del olivar, tanto la de aderezo como la de extracción de aceite, por lo que se han encontrado algunas vías de aprovechamiento debido a sus grandes volúmenes de generación. Teniendo en cuenta el elevado porcentaje que representa el hueso con respecto al total del fruto (entre el 18 y el 23%), su aprovechamiento ha despertado la atención de numerosos investigadores en los últimos años. Entre las distintas vías de aprovechamiento del hueso de aceituna, tanto el triturado como el entero, podemos destacar la dedicada a producir energía térmica y electricidad. Sabiendo que 1 Kg de hueso de aceituna, con una humedad de 9.3%, tiene un poder energético de 5.16 kWh, 2 Kg de hueso de aceituna tienen un poder calorífico ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 22 equivalente a 1 l de gasóleo o 1 Nm3 de gas natural. Ésto le convierte en una biomasa muy cotizada en la actualidad debido también a su homogeneidad y a su bajo efecto a la hora de evaluar emisiones [12]. Figura 7: Combustible de biomasa: Hueso de aceituna. • Pellets DIN plus (PDP): Los pellets de madera son un combustible derivado de la autoaglomeración de material leñoso (virutas y astillas molturadas y secas, procedentes de residuos de madera limpios, de serrerías o de otras industrias forestales o agroforestales), como resultado de una aplicación combinada de calor y presión. Su manufactura no requiere adición de sustancias químicas, ya que la misma lignina actúa como aglomerante. El aspecto de los pellets es de cilindros granulados. El PCI de los pellets es aproximadamente 4.7 kWh/Kg, 2 Kg de pellets equivalen aproximadamente a 1l de gasoil. Los pellets no deben contener otras sustancias o contaminantes que puedan aumentar la cantidad de ceniza, ya que esto puede generar problemas en el equipo que queme este energético. También es necesario que los pellets posean cierta resistencia mecánica y no se desintegren fácilmente en polvo, ya que éste tiene propiedades diferentes y puede afectar el proceso de combustión y generar emisiones por encima de los niveles previstos. Son utilizados tanto a nivel industrial como doméstico, en calderas o estufas especialmente adaptadas. Incluso se han establecido estándares para la calidad de los pellets en Suecia, Austria, Alemania y EEUU [5]. Los pellets tienen varias ventajas como combustible respecto a otros materiales leñosos, como la leña: 1. Combustible estandarizado con alta fiabilidad. 2. Requiere menos espacio para el almacenamiento. 3. Son más densos energéticamente. 4. Son fácilmente transportables a grandes distancias. 5. Tiene menor emisión de material particulado en su fracción inhalable. 6. Produce prácticamente nulas emisiones de óxidos de azufre y menos cantidades de cenizas. 7. Los procesos de combustión son más eficientes ya que, por un lado, son fácilmente adaptables y más densos por lo que ocupan mejor el espacio en las calderas y por otro lado, tienen un menor contenido de humedad (los chips de madera y leña contiene entre un 30 y un 60% de humedad, ello redunda en un PCI al 70% del pellet). ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 23 Figura 8: Combustible de biomasa: Pellets DIN plus. Debido a que son éstos los principales combustibles de la biomasa, es lógico que sean los que se emplean en el estudio, obteniendo valores y comparando resultados para ajustar el diseño de la caldera, optimizando su funcionamiento y su rendimiento. El análisis inmediato, elemental y el poder calorífico (PC) de cada uno de ellos aparecen a continuación, en la siguiente tabla. Cáscara de almendra. [6]. Hueso de aceituna. [12]. Pellets DIN plus. [16]. Análisis inmediato (% en base húmeda) Carbono fijo (C f ) 15.85 21.98 19.87 Volátiles (V) 80.28 76.40 79.41 Cenizas (Z) 0.55 1.62 0.72 Humedad (M) 3.3 13.12 0 Análisis elemental (% base seca) Carbono (C) 52.2234 50.79 52.34 Hidrógeno (H) 6.7942 5.95 5.77 Nitrógeno (N) 0.2172 0.48 0.35 Azufre (S) 0.006 0.04 0.15 Oxigeno (O) 40.7075 42.74 40.66 Cloro (Cl) 0.0517 - 0.01 Poder Calorífico (Kcal/Kg combustible en base seca) PCS 4354.06 4800 5096 PCI 4500 4792 Tabla 1: Análisis inmediato, elemental y de poder calorífico de los combustibles. Estos datos son el punto de partida para calcular cualquier estado, variable, propiedad o parámetro que sea necesario conocer en nuestro estudio. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 30 La parte central de este modelo es un simple balance de energía en el horno. Aparece la energía aportada, la energía cedida y la energía que “sale” hacía el intercambiador. Debe aclararse que se ha supuesto la hipótesis de que no existen pérdidas de energía, es decir, toda la energía entrante es aprovechada, ya sea la que se cede al fluido de trabajo en el mismo TC, en la primera etapa de intercambio energético, como la que se “llevan” los GC hacía la segunda y tercera etapa, en el IdQ. La ecuación es la siguiente: 𝑄󰇗𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒−𝑄󰇗𝑐𝑒𝑑𝑖𝑑𝑜=𝑄󰇗𝑠𝑎𝑙𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 Ec. 4.10 El primer término de la parte izquierda es el aporte de energía realizado por el combustible y el comburente. Sin embargo, el comburente no entra en la caldera a una temperatura suficientemente alta como para que su aporte energético sea importante y por consiguiente es despreciado frente al del combustible. 𝑄󰇗𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒=𝑚󰇗𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒𝑃𝐶𝑆+𝑚󰇗𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒ℎ𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 Ec. 4.11 𝑚󰇗𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒𝑃𝐶𝑆≫𝑚󰇗𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒ℎ𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒⇒𝑚󰇗𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒ℎ𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒≈0 Ec. 4.12 𝑄󰇗𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒=𝑚󰇗𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒𝑃𝐶𝑆 Ec. 4.13 El segundo término es la cesión de energía por radiación y convección, aunque esta segunda forma de transferencia de calor se considera despreciable frente a la primera y no se tendrá en cuenta en los cálculos de nuevo por ser de varios órdenes de magnitud inferior a la primera, como en el caso del combustible y el comburente. 𝑄󰇗𝑐𝑒𝑑𝑖𝑑𝑜=𝑄󰇗𝑟𝑎𝑑𝑖𝑎𝑐𝑖ó𝑛+𝑄󰇗𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑐𝑖ó𝑛 Ec. 4.14 𝑄󰇗𝑟𝑎𝑑𝑖𝑎𝑐𝑖ó𝑛≫𝑄󰇗𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑐𝑖ó𝑛⇒𝑄󰇗𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑐𝑖ó𝑛≈0 Ec. 4.15 𝑄󰇗𝑐𝑒𝑑𝑖𝑑𝑜=𝑄󰇗𝑟𝑎𝑑𝑖𝑎𝑐𝑖ó𝑛 Ec. 4.16 El término de la derecha es la parte de la energía que abandona la cámara de combustión, en forma de entalpía de los GC. La ecuación que lo rige es: 𝑄󰇗𝑠𝑎𝑙𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒=𝑚󰇗𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒𝑉𝐺𝐶ℎ𝐺𝐶(𝑇𝑠𝑎𝑙.𝐺𝐶)=𝑉󰇗𝐺𝐶ℎ𝐺𝐶(𝑇𝑠𝑎𝑙.𝐺𝐶) Ec. 4.17 De la siguiente ecuación es de donde puede despejarse la temperatura de entrada de los GC en el IdQ (salida del hogar), ya que la entalpía es función de la temperatura mediante esta igualdad [7]: ℎ𝐺𝐶= 1.363𝑇+ 1.5543 ∙10−4𝑇2+ 7.6449 ∙10−8𝑇3−4.7814 ∙10−11𝑇4 Ec. 4.18 Esta ecuación es propia de combustibles convencionales líquidos o gaseosos, pero a falta de alternativas para combustibles de biomasa se ha tomado como correcta. La temperatura del agua tras su paso por la primera etapa de intercambio de calor puede ser calculada mediante la siguiente ecuación (4.18) de transferencia de calor [8]. Como se puede comprobar en el anexo 8.4 donde aparecen implementadas todas estas ecuaciones para cada uno de los combustibles. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 31 𝑄󰇗𝑐𝑒𝑑𝑖𝑑𝑜=𝑚󰇗𝑎𝑔𝑢𝑎𝑐𝑝;𝑎𝑔𝑢𝑎�𝑇1ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎−𝑇𝑒𝑛𝑡.� Ec. 4.19 Los resultados obtenidos son los siguientes: Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus 𝑄󰇗𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒 (kW) 568.2897 567.978 568.232 𝑄󰇗𝑐𝑒𝑑𝑖𝑑𝑜 (kW) 213.608 330.367 344.878 𝑄󰇗𝑠𝑎𝑙𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 (kW) 354.65 237.762 223.39 𝑇𝐿𝑙𝑎𝑚𝑎 (℃) 1499 1714 1752 𝑇𝐺𝐶;1ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 (℃) 961.7 808.9 788.1 𝑇𝑎𝑔𝑢𝑎;1ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 (℃) 89.79 105.9 107.9 Tabla 7: Resultados del estudio de la combustión en el TC. 4.3.- Estudio del intercambiador de calor El IdQ es junto con el TC el elemento más importante de la caldera, eso es algo que ya se ha mencionado en el tema de Generalidades de la caldera cuando se describen las partes de la misma. Su importancia radica en que en él se produce la segunda y tercera etapa de intercambio de calor entre los GC y el agua, fluido de trabajo. Con su estudio se conocerá finalmente el calor total que es intercambiado entre ambos fluidos, o lo que es lo mismo, la potencia desarrollada por la caldera. Además, se estará en condiciones de realizar un estudio completo de los GC y del fluido de trabajo. En este momento, únicamente se conoce la temperatura de entrada de los GC en el IdQ y la temperatura del agua tras su paso por la primera etapa de intercambio de energía, obtenidos ambos valores en el apartado de estudio de la combustión. Con esta escasez de datos es difícil realizar un estudio del IdQ, pero existe un método con el que se es capaz de obtener los resultados necesarios, es el método ε‒NTU, el cual se desarrolla ampliamente en el anexo 8.3. Este método es implementado por duplicado en el programa de resolución de ecuaciones, tal y como podemos ver en el anexo 8.4 donde aparece todo código escrito en el software EES, una por cada etapa de intercambio (grupo de tubos) de que se compone el IdQ. Para poder aplicar el método es imprescindible estudiar el fluido forzado interno y fluido forzado externo que recorren el IdQ, calculando los coeficientes de convección de cada uno de ellos. El fluido interno son los GC que circulan por el interior de los tubos del intercambiador, mientras que el fluido exterior es el fluido de trabajo que fluye por la carcasa, entre los tubos. En los anexos número 8.3.1 y 8.3.2 se explica cómo obtenerlos, y aquí se muestra el valor de los principales parámetros en ellos calculados. La primera de las tablas se refiere a los GC (fluido interno) y la segunda el agua (fluido externo). Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣.; 𝑖𝑛𝑡. 31.92 33.5 33.8 𝑁𝑢𝐷 28.16 32.05 32.69 𝑅𝑒𝐷;𝑚𝑎𝑥. 8084 9529 9774 𝑃𝑟 0.7457 0.7405 0.7391 Tabla 8: Parámetros de convección del flujo interior en el estudio del IdQ. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 32 Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣.; 𝑒𝑥𝑡. 800.8 819.3 821.5 𝑁𝑢 � � � � 𝐷 72.29 73.82 74 𝑅𝑒𝐷;𝑚𝑎𝑥. 5885 6348 6405 𝑃𝑟 1.616 1.5 1.487 Tabla 9: Parámetros de convección del flujo exterior en el estudio del IdQ. En la siguiente tabla se recogen los resultados del estudio del IdQ obtenidos según muestra el anexo 8.3, tal y como se ha dicho antes: Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus 𝑞󰇗2ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 (kW) 162.6 125.1 119.8 𝑞󰇗𝑚𝑎𝑥;2ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 (kW) 327.5 211.7 196.9 𝜀2ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 0.4966 0.5909 0.6082 𝑁𝑇𝑈2ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 0.6995 0.9122 0.9564 𝑈𝐴2ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 262.8 274.7 276.9 𝑞󰇗3ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 (kW) 101.4 60.42 54.9 𝑞󰇗𝑚𝑎𝑥;3ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 (kW) 156.3 81.35 72.34 𝜀3ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 0.6483 0.7427 0.7588 𝑁𝑇𝑈3ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 1.078 1.405 1.473 𝑈𝐴3ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 404.8 422.9 426.4 𝐶𝑟 0.05238 0.04186 0.04023 Tabla 10: Resultados del estudio del IdQ. Tras el estudio de la combustión en el TC y el estudio del IdQ ya se conoce como se distribuye el intercambio de energía a lo largo de las tres etapas que componen la caldera. Se sabe si el aparato desarrolla la potencia que se le exige y el rendimiento real que alcanza. Se ve en la tabla número 11 y más intuitivamente en los diagramas de barras que se muestran en las figuras 12 y 13. Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus 𝑄󰇗𝑐𝑒𝑑𝑖𝑑𝑜=𝑞󰇗1ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 (kW) 213.608 330.367 344.878 𝑞󰇗2ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 (kW) 162.6 125.1 119.8 𝑞󰇗3ª𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎 (kW) 101.4 60.42 54.9 𝑄󰇗𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 (kW) 477.608 515.887 519.578 𝜂𝑟𝑒𝑎𝑙 0.8406 0.9079 0.9144 Tabla 11: Resumen del calor intercambiado en cada etapa y rendimiento real de la caldera. El diagrama de barras muestra el calor intercambiado en el TC, la primera etapa de intercambio de energía (barras azules), el intercambio en la segunda y tercera etapa, en el intercambiador de calor (barras rojas y violetas) y el total, la suma de las tres etapas, es decir, la potencia desarrollada por la caldera (barras verdes). Aquí se aprecia claramente que el PDP es el combustible que mayor energía produce, seguido del HA y por último la CA. Es cierto que la diferencia entre los pellets y el hueso no es muy grande y que ambos están por encima de la potencia requerida por la caldera de 500 kW, mientras que la almendra no alcanza a suministrar dicha potencia. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 33 Figura 12: Gráfico comparativo del calor intercambiado en cada una de las etapas de la caldera. Es interesante ver como la tendencia de la transferencia de calor es distinta entre la CA y el HA y el PDP. Mientras que el primero de los combustibles, el mayor intercambio de calor se realiza en el IdQ (2ª y 3ª etapa) y menos en el TC, mediante radiación, en los otros dos combustibles es a la inversa. También se comprueba que la mayor diferencia entre la primera y la segunda y tercera etapa de intercambio energético se produce con el PDP, mientras que en los otros dos combustibles esta diferencia no es tan pronunciada. Ocurre de este modo porque este combustible cede mucha energía en la primera etapa y la temperatura de salida de los GC del TC es menor que en el caso de la CA y el HA por lo que la energía que todavía almacenan en sí mismos y que pueden transmitir al fluido de trabajo es menor que con los otros dos combustibles. Aunque el HA también se comporta prácticamente de este modo, y es la CA la que tiene una distribución más uniforme de su energía a lo largo del recorrido de los GC por la caldera. Figura 13: Gráfico comparativo entre el rendimiento teórico y real de los tres combustibles. 0 100 200 300 400 500 600 700 213,608 330,367 344,878 162,6 125,1 119,8 101,4 60,42 54,9 477,608 515,887 519,578 Energía (kW) Qcámara de combustión Qintercambiador de calor1 Qintercambiador de calor2 Qtotal 0,8406 0,9079 0,9144 0,88 0,8 0,82 0,84 0,86 0,88 0,9 0,92 0,94 0,96 0,98 1 Rendimiento Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus Rendimiento teórico ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 34 Como última conclusión puede decirse que el PDP y el HA alcanzan la potencia requerida y el rendimiento especificado por el fabricante, mientras que la CA no llega a ninguna de las dos. Y lo que es más importante, tampoco el fluido de trabajo (agua) abandona la caldera a la temperatura requerida de 130℃, que es la finalidad del aparato, tal y como se verá en el punto 4.5 Estudio de la evolución del fluido de trabajo. Para conseguirlo podrían incluirse tubos en el IdQ, para aumentar el área de intercambio y con ello el calor intercambiado en él y finalmente el calor total cedido al agua y el rendimiento. 4.4.- Estudio de la evolución de los gases de combustión Una vez estudiada la combustión en el TC y la transferencia de calor en el IdQ se está en posición de centrarse en los humos, o GC, como los se han denominado hasta ahora. Punto muy importante en este tipo de calderas para el conocimiento de las características de éstos en distintos puntos clave del recorrido por la misma y para su posible tratamiento. Ésto permite conocer: • Si con su velocidad se realiza mucha deposición de volátiles y cenizas en los tubos o si por el contrario, pasan tan rápido que no se realiza toda la transferencia de calor como sería posible. • Si con tiro natural es suficiente para que salgan los humos de la caldera o por el contrario será necesario incluir un ventilador para producir tiro forzado. • Si su temperatura es adecuada para no generar sustancias peligrosas para el deterioro de la caldera y para el medioambiente. Para sacar estas conclusiones se calcularán la temperatura de los GC (ya calculadas en el estudio de la combustión y del IdQ), su volumen, su velocidad y su densidad en tres puntos distintos a lo largo de su recorrido por la caldera: 1. A la salida de la cámara de combustión-entrada al primer paso por tubos. 2. A la salida del primer paso por tubos-entrada al segundo paso por tubos. 3. A la salida del segundo paso por tubos-entrada a la chimenea. En el estudio de la combustión y del IdQ podríamos haberse tratado a los GC como aire, al fin y al cabo, se componen en mayor porcentaje por el nitrógeno y el oxígeno que no reacciona. Sabemos que el combustible es el que aporta la energía y el comburente la masa. Sin embargo, ya que se ha apoyado en el software EES para la implementación de las ecuaciones de estudio, tal y como se puede ver en el anexo 8.4. Se va a sacar el máximo rendimiento posible del programa aprovechando una de sus mejores funciones, la amplia biblioteca de propiedades termodinámicas y de transporte de más de 100 sustancias, entre los que aparecen los principales gases que componen los GC. Puede calcularse el volumen y la densidad con el programa informático a partir de la presión de trabajo y de la temperatura a la que se encuentran los GC en cada uno de los puntos anteriores y que ya se han calculado en los apartados precedentes 4.2 y 4.3. Para el cálculo de la velocidad se aplicará la ecuación del caudal de teoría de fluidos, ya que se conoce dicho dato y las secciones por las que fluyen los GC. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 35 𝑄=𝐴∙𝑣 Ec. 4.20 Los resultados aparecen a continuación, en la tabla: Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus 𝑇1 (℃) 961.7 808.9 788.1 𝑉1 (m3) 488.2 348.2 329.5 𝑣𝑒𝑙1 (m/s) 1.863 1.329 1.257 𝜌1 (Kg/m3) 2.272 2.605 2.662 𝑇2 (℃) 528.7 393.5 374.4 𝑉2 (m3) 317 214.4 200.9 𝑣𝑒𝑙2 (m/s) 1.21 0.8178 0.7664 𝜌2 (Kg/m3) 3.499 4.23 4.365 𝑇3 (℃) 258.8 192.8 184.8 𝑉3 (m3) 209.7 149 141.3 𝑣𝑒𝑙3 (m/s) 0.6948 0.4938 0.4681 𝜌3 (Kg/m3) 5.285 6.074 6.196 Tabla 12: Evolución de varias propiedades de los GC a lo largo de su recorrido por la caldera. El volumen de los GC va disminuyendo en su recorrido por la caldera, lo que es lógico porque es función de la temperatura, de forma proporcional. Y ésta va disminuyendo por la cesión de calor de éstos al fluido de trabajo (agua). También disminuye la velocidad porque es dependiente de la sección que recorren los GC, y ésta no cambia y del volumen de los mismos también proporcionalmente. Figura 14: Gráfico de la variación del volumen de los GC con la temperatura. 488,2 317 209,7 348,2 214,4 149 329,5 200,9 141,3 0 100 200 300 400 500 600 01234 Volumen (m3) Etapa de intercambio energético Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 36 Figura 15: Gráfico de la variación de la velocidad de los GC con la temperatura. Lo contrario ocurre con la densidad, ya que al disminuir el volumen de los GC y no variar su masa la densidad aumenta; es decir, es función inversamente proporcional al volumen y por consiguiente también a la temperatura. Figura 16: Gráfico de la variación de la densidad de los GC con la temperatura. Dando respuesta a la cuestión propuesta antes sobre si es necesario incluir un ventilador para producir el tiro forzado de los GC a través de los tubos del IdQ se aclara que no es necesario. Según lo que el gerente de la empresa ha comentado sobre el comportamiento de otros aparatos del mismo modelo, que ya han sido implantadas en industrias o particulares, los resultados son aproximados a los que en ellos se han obtenido y su rendimiento y su funcionamiento son adecuados. Por tanto, los valores de velocidad y densidad de los GC están dentro del rango de la normalidad. 1,863 1,21 0,6948 1,329 0,8178 0,4938 1,257 0,7664 0,4681 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 01234 Velocidad (m/s) Etapa de intercambio energético Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus 2,272 3,499 5,285 2,605 4,23 6,074 2,662 4,365 6,196 0 1 2 3 4 5 6 7 8 01234 Densidad (Kg/m3) Etapa de intercambio energético Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 37 4.5.- Estudio de la evolución del fluido de trabajo La finalidad del objeto del proyecto es la aportación energética necesaria al fluido de trabajo para que alcance, desde una temperatura de entrada de 60℃ aproximadamente, una temperatura de salida de la caldera de 130℃ a una presión de 8 bares. Hasta ahora no se ha hablado de él en todo el documento, pero no por ello significa que no se haya estudiado. Tanto en el estudio de la combustión, como del IdQ se han calculado la temperatura que iba adquiriendo en cada una de las etapas de transferencia de energía. Además de su temperatura, es importante conocer la cantidad de fluido de trabajo que es capaz de obtener en las condiciones requeridas. Este dato es igual para los tres combustibles y se calcula con una simple aplicación de la ecuación de transferencia de calor [8]. Aparece implementada junto a todas las ecuaciones que se han necesitado a lo largo del estudio en el anexo 8.4. 𝑃𝑢=𝑚󰇗𝑎𝑔𝑢𝑎𝑐𝑝;𝑎𝑔𝑢𝑎(𝑇𝑠𝑎𝑙.−𝑇𝑒𝑛𝑡.)⇒500 =𝑚󰇗𝑎𝑔𝑢𝑎𝑐𝑝;𝑎𝑔𝑢𝑎(130 −60) Ec. 4.21 En la tabla número 13 se pueden comparar los resultados obtenidos para cada uno de los combustibles y en el gráfico que la acompaña se realiza un seguimiento conjunto de la temperatura de los GC (cuyos valores aparecen en las tablas 7 y 12) y la del fluido de trabajo en su recorrido por el aparato. Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus 𝑚󰇗𝑎𝑔𝑢𝑎 (Kg/h) 1.695 1.695 1.695 𝑇𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎=𝑇0 (℃) 60 60 60 𝑇1 (℃) 89.79 105.9 107.9 𝑇2 (℃) 112.5 123.3 124.6 𝑇𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎=𝑇3 (℃) 126.6 131.7 132.2 Tabla 13: Evolución de la temperatura del fluido de trabajo en su recorrido por la caldera. Puede comprobarse en las tres gráficas siguientes que el patrón de comportamiento de la evolución de la temperatura de los GC y del fluido de trabajo es el mismo para los tres combustibles. Los GC pierden temperatura en su recorrido por la caldera a costa de que la gane el fluido de trabajo hasta su salida del aparato. Los perfiles de temperatura que pueden verse coinciden con los de intercambiadores de flujos paralelos sin cambio de fase de ninguno de los fluidos que en él intervienen. Con el combustible de CA la diferencia entre las temperaturas de salida de los GC y del fluido de trabajo es la más grande, mientras que las de los PDP son las más pequeñas. Lo mismo ocurre con la temperatura de entrada al IdQ, la segunda de las temperaturas que muestran los gráficos. Este hecho nos indica que el aprovechamiento energético del combustible de CA es mucho más pobre que el de los dos restantes ya que precisamente por tener un salto térmico mayor a la entrada del IdQ debería de poder elevar la temperatura del fluido de trabajo hasta una temperatura de salida más elevada y saliendo los GC a menor temperatura de lo que lo hacen y sin embargo ocurre todo lo contrario. Tanto el HA como el PDP con menor salto térmico en el IdQ aumentan la temperatura del fluido de trabajo a mayores cotas. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 38 El primer valor de temperatura de los GC de los distintos combustibles es la temperatura que poseen en el interior del TC. En este caso el mayor valor corresponde al PDP y es este material el que mayor cesión de energía produce en esa parte de la caldera. Seguido del HA y por último la CA. En esta ocasión el fenómeno es completamente lógico, no como lo explicado en el párrafo anterior. Figura 17: Evolución de la temperatura de los GC y el fluido de trabajo con la cáscara de almendra. Figura 18: Evolución de la temperatura de los GC y el fluido de trabajo con el hueso de aceituna. 1449 961,7 528,7 258,8 60 89,79 112,5 126,6 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 012345 Temperatura (ºC) Etapa de intercambio energético Cáscara de almendra Agua 1714 808,9 393,5 192,8 60 105,9 123,3 131,7 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 012345 Temperatura (ºC) Etapa de intercambio energético Hueso de aceituna Agua ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 39 Figura 19: Evolución de la temperatura de los GC y el fluido de trabajo con el Pellets DIN plus. 4.6.- Comparación entre la caldera limpia y la caldera sucia. Hasta ahora se ha realizado el estudio de la caldera considerando que estaba completamente limpia. Sin embargo, la realidad no es tal, y debido al proceso de combustión, intercambio de calor, generación de GC se generan una serie de residuos, como pueden ser ceniza, partículas, o volátiles que van ensuciando la caldera. Todos estos elementos poco a poco se van depositando en la superficie de las paredes de todos los elementos del aparato. Es importante comparar lo que ocurre en el IdQ en una u otra circunstancia porque, como ya se mencionó en el apartado del estudio de la evolución de los GC, los tubos del IdQ son muy estrechos y una pequeña deposición de residuos en su superficie, tanto externa como interna como es este caso, podría provocar que se emboce el elemento o sin llegar a esos límites, si evitar, de forma grave, la transferencia de energía que debe producirse. Para simular teóricamente este fenómeno real lo que se hace es incluir en el cálculo del coeficiente global de intercambio de calor (UA), calculado para determinar el parámetro NTU, la eficiencia de cada uno de los pasos por tubos del intercambiador y finalmente la energía intercambiada en ellos, incluir un nuevo término que representa a la resistencia térmica de ensuciamiento (𝑅𝑒′). En la parte exterior no hace falta, ya que es más empleada cuando los tubos poseen aletas y son los GC los que van por la parte de fuera del intercambiador, porque el fluido esta sucio. Pero al no tener aletas los tubos y además ser el agua el flujo que circula por la carcasa se puede prescindir de esta resistencia porque su valor será mínimo o incluso nulo, como se asume aquí. 𝑅𝑒; 𝑒𝑥𝑡= 0 Ec. 4.22 1752 788,1 374,4 184,8 60 107,9 124,6 132,2 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 012345 Temperatura (ºC) Etapa de intercambio energético Pellets DIN plus Agua ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 46 Figura 28: Variación de la potencia de la caldera con el número de tubos del IdQ. Figura 29: Variación de la temperatura de salida del fluido de trabajo con el número de tubos del IdQ. Como es lógico es un incremento progresivo conforme se colocan mayor número de tubos. Sin embargo, es una progresión muy lenta, ya que hasta que no se han añadido 15 tubos más en cada una de las etapas no se alcanzan los objetivos de desarrollar 500kW ni de que el agua salga a 130℃. Por lo tanto puede pensarse que esta no es una buena opción, ya que este aumento del número de tubos es muy elevado, lo que provocaría un gran aumento en el volumen de la caldera, junto con los costes de material que ello conlleva, y ésto únicamente por sólo uno de los combustibles, ya que los otros dos alcanzan perfectamente los objetivos para los que se desarrollo el aparato. Por lo que, llegados a este punto, es planteable la posibilidad de otra alternativa, y esa opción es la de aportar mayor cantidad de combustible. Así, que de nuevo se realiza el mismo estudio, pero esta vez modificando esa variable. Los resultados aparecen a continuación en otras dos figuras iguales a las anteriores. 482,1 487,9 491,3 495,9 498,5 502,1 475 480 485 490 495 500 505 N1=35; N2=40 N1=38; N2=43 N1=40; N2=45 N1=43; N2=48 N1=45; N2=50 N1=48; N2=53 Energía (kW) Nº tubos del IdQ 127,2 128 128,5 129,2 129,5 130 126 126,5 127 127,5 128 128,5 129 129,5 130 130,5 N1=35; N2=40 N1=38; N2=43 N1=40; N2=45 N1=43; N2=48 N1=45; N2=50 N1=48; N2=53 Temperatura (⁰C) Nº tubos del IdQ ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 47 Figura 30: Variación de la potencia de la caldera con la cantidad de combustible. Figura 31: Variación de la temperatura de salida del fluido de trabajo con la cantidad de combustible. En este caso, aumentando únicamente 10 Kg la cantidad de combustible aportado por hora al producto objeto del proyecto se satisfacen las necesidades por las que se desarrolló. Sin necesidad de modificar de forma alguna la caldera, y ahorrando de esta forma mucho material y dinero a la empresa. Ahora es el cliente sobre el que recae el sobrecoste de introducir más cantidad de combustible de este tipo, aunque si bien es cierto que con el bajo coste de dicho material este coste extraordinario no es muy importante. Sería mucho más costoso para él tener que pagar una caldera de mayores dimensiones en caso de que ésta se modificara con la inclusión de más tubos en el IdQ, como sería la alternativa anterior. E incluso tiene una ultima opción empleando cualquiera de los otros dos combustibles para los que esta diseñado el aparato. 482,1 489,7 494,6 501,9 475 480 485 490 495 500 505 125 128 130 133 Energía (kW) Cantidad de combustible (Kg) 127,2 128,3 129 130 126 126,5 127 127,5 128 128,5 129 129,5 130 130,5 125 128 130 133 Temperatura (⁰C) Cantidad de combustible (Kg) ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 48 Para concluir este subapartado es oportuno realizar este mismo estudio con los otros dos combustibles, aunque con la diferencia de eliminar tubos y reducir cantidad de los mismos en vez de aumentar ambas magnitudes. Los resultados se pueden ver en los siguientes gráficos. Figura 32: Variación de la potencia de la caldera con el número de tubos del IdQ. Figura 33: Variación de la temperatura de salida del fluido de trabajo con el número de tubos del IdQ. Eliminar tubos del IdQ sería una opción perfecta porque provocaría que no se empleara tanto material en la construcción de la caldera con el consiguiente abaratamiento de costes de la misma. Sin embargo, es una desventaja para el combustible de CA, ya que si ni siquiera alcanza las características técnicas requeridas con el número de tubos diseñados en un principio mucho menos lo hará con un menor número de ellos. Por lo tanto esta alternativa queda completamente descartada. 515,9 512,1 509,1 503,8 519,5 516,2 513,2 508,9 505,1 495,0 500,0 505,0 510,0 515,0 520,0 525,0 N1=33; N2=38 N1=30; N2=35 N1=28; N2=33 N1=25; N2=30 N1=23; N2=28 Energía (kW) Nº tubos del IdQ Qtotal HA Qtotal PDP 131,7 131,2 130,8 130 132,2 131,7 131,4 130,7 130,2 129 129,5 130 130,5 131 131,5 132 132,5 133 N1=33; N2=38 N1=30; N2=35 N1=28; N2=33 N1=25; N2=30 N1=23; N2=28 Temperatura (⁰C) Nº tubos del IdQ Tª salida agua HA Tª salida agua PDP ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 49 Figura 34: Variación de la potencia de la caldera con la cantidad de combustible. Figura 35: Variación de la temperatura de salida del fluido de trabajo con la cantidad de combustible. La otra elección es la de aportar menos cantidad de combustible. En este caso si es muy favorable, porque no restringe para nada el comportamiento de la CA pero sí conlleva un menor consumo de los otros dos materiales. Si es cierto que el ahorro por hora es muy pequeño, únicamente 2 Kg para el HA y 3 Kg para el PDP, pero multiplicado por el número de horas de funcionamiento de la caldera ya es una disminución en el consumo y en el coste a tener presente para compararlo con otro tipo de calderas de la misma u otra tecnología. Como conclusión puede indicarse que el diseño de la caldera es el óptimo para los tres combustibles en conjunto, si bien para uno debemos suministrarle más cantidad, ésto se ve compensado por los otros dos combustibles con los que podemos ahorrar, sin ver afectada la estructura, ni el volumen ni ningún parámetro constructivo del producto. 108,6; 515,9 106; 505,8 105; 501,9 102,2; 519,6 100; 510,4 99; 506,2 98; 501,9 500,0 502,0 504,0 506,0 508,0 510,0 512,0 514,0 516,0 518,0 520,0 522,0 96 98 100 102 104 106 108 110 Energía (kW) Cantidad de combustible (Kg) Qtotal HA Qtotal PDP 108,6; 131,7 106; 130,3 105; 129,8 102,2; 132,2 100; 130,9 99; 130,3 98; 129,7 129,5 130 130,5 131 131,5 132 132,5 95 100 105 110 Temperatura (⁰C) Cantidad de combustible (Kg) Tª salida agua HA Tª salida agua PDP ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 50 5.- Aplicacion de la Norma UNE-EN 12953. Calderas Pirotubulares Para llevar a cabo un proyecto debe cumplirse con la normativa vigente que afecte a cualquiera de las partes que componen el producto objeto del proyecto. En concreto, para el producto que aquí se atañe, el de una caldera de biomasa para la generación de agua sobrecalentada, es obligatorio el cumplimiento de la norma UNE-EN 12953 “Calderas pirotubulares”. De las 14 partes en que está dividida dicha norma, la que más compete acatar es la número 3: UNE-EN 12953-3 “Calderas pirotubulares. Parte 3: Diseño y cálculo de las partes a presión”. La caldera trabaja a una presión de 8 bares, por lo tanto los distintos elementos que se vean sometidos a dicha presión deberán estar debidamente diseñados para su correcto funcionamiento. En esta sección del documento se tratan los apartados de la norma que afecten a cualquiera de los elementos de los que se compone la caldera, justificando y realizando los cálculos necesarios de la forma más detallada posible, para su correcta interpretación. Los objetivos que persigue esta parte de la norma, tal y como reza su punto número uno, “Objeto y campo de aplicación”, literalmente: “Esta parte de esta norma europea especifica requisitos para el diseño y cálculo de las partes a presión de las calderas pirotubulares definidas en la Norma EN 12953-1.” Particularmente especifica, con cálculos justificativos, los espesores mínimos que deben tener las partes de la caldera sometidas a presión. Además de indicar como deben llevarse a cabo aberturas para inspección, acceso y limpieza de la caldera o el espacio máximo que debe existir entre los tubos que conforman el IdQ. Debido a la extensión del documento, aquí se ha optado por justificar los cálculos que son pertinentes para la obtención de los espesores necesarios de las distintas piezas que conforman la caldera, haciendo referencia al capítulo en el que aparecen en el documento original. También se tiene que aclarar que no ha tenido que cumplirse con todos los puntos de la norma por el simple hecho de que algunos hablan de partes o piezas de calderas pirotubulares que este modelo no incluye. Por poner un ejemplo, en la norma aparece un capítulo dedicado a cartelas y la caldera carece de dichos elementos, por lo que no se ha entrado en el cumplimiento de ese punto. Antes de calcular los espesores deben conocerse varios parámetros relevantes, algunos también se deben calcular y otros son constantes dependientes de las decisiones que se toman en el diseño de la caldera. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 51 5.1.- Capítulo 5.6. Determinación de las presiones. Deben conocerse algunas presiones. La presión máxima admisible (PS) (…) es la presión máxima para la que se diseña la caldera y debe medirse en el punto más alto de la caldera pirotubular(…), ver punto 5.6.1 de la norma. La presión de cálculo (𝑝𝑐) (…) no debe ser menor que la suma de la presión máxima admisible y de la presión de altura hidrostática. Si ésta última es menor al 3% de la presión máxima admisible, el efecto de la presión de altura hidrostática debe ignorarse (…). Ver punto 5.6.2 de la norma. La presión de apertura de válvulas de seguridad, que aparece en el punto 5.6.3 de la norma, (…) no debe superar la presión máxima admisible (véase también la Norma 12953-8) (…). Y por último, la presión de prueba hidrostática (𝑃𝑡), punto 5.6.4, que debe tomar el valor más elevado obtenido entre dos ecuaciones. Aquí únicamente mostramos la aplicada (y ocurrirá lo mismo en los demás puntos donde pueda calcularse una magnitud por diferentes caminos): 𝑃𝑡= 1,25𝑝𝑑𝑅𝑝0,2 20 𝑅𝑝0,2 𝑡𝑐 Ec. 5.1 Los valores de 𝑅𝑝0,2 20, valor mínimo del límite elástico a 20 ℃ y 𝑅𝑝0,2 𝑡𝑐, el valor mínimo del límite elástico (límite convencional al 0,2%) de la clase de material considerado a la temperatura 𝑡𝑐, son 234.8 N/mm2 y 204.4 N/mm2 respectivamente. Ambos valores obtenidos de la tabla 16 mediante técnicas de extrapolación e interpolación lineales con un espesor del producto inferior a 16 mm [14]. Designación del acero Espesor del producto b. c t Mínimo límite elástico al 0,2%, R p0,2 MPa a la temperatura en ºC de Simbólica Numérica mm 50 100 150 200 250 300 350 400 P235GHd 1.0345 ≤ 16 227 214 198 182 167 153 142 133 16 < t ≤ 40 218 205 190 174 160 147 136 128 40 < t ≤ 60 208 196 181 167 153 140 130 122 60 < t ≤ 100 193 182 169 155 142 130 121 114 100 < t ≤ 150 179 168 156 143 131 121 112 105 150 < t ≤ 250 164 155 143 132 121 111 103 97 Tabla 16: Características de variación de fluencia con la temperatura del acero P235GH [14]. Los valores de estas presiones son los siguientes: Valor Presión máxima admisible (PS) 8 𝑏𝑎𝑟= 0.8 𝑁𝑚𝑚2 ⁄= 0.8 𝑀𝑃𝑎 Presión de cálculo (𝒑𝒄) 8 𝑏𝑎𝑟𝑒𝑠= 0.8 𝑁𝑚𝑚2 ⁄= 0.8 𝑀𝑃𝑎 Presión de apertura de válvulas de seguridad 8 𝑏𝑎𝑟= 0.8 𝑁𝑚𝑚2 ⁄= 0.8 𝑀𝑃𝑎 Presión hidrostática (𝑷𝒕) 1.15 𝑁/𝑚𝑚2 Tabla 17: Valores de diferentes presiones. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 52 5.2.- Capítulo 5.7. Sobreespesores. Se necesita saber el valor del sobreespesor para tolerancias de fabricación y el sobreespesor de corrosión, cuya definición aparece en los puntos 5.7.1 y 5.7.2 de la norma respectivamente. Valor Sobreespesor de tolerancias de fabricación (𝒄𝟏) 5% del espesor que se haya calculado. Sobreespesor de corrosión (𝒄𝟐) 0,75 𝑚𝑚 Tabla 18: Valores de sobreespesores. 5.3.- Capítulo 6. Temperatura de cálculo y presión nominal de diseño. También tiene que determinarse la temperatura de cálculo de algunos elementos. Tal y como aparece en el apartado 6.1 de la norma: “(…) La temperatura de cálculo 𝑡𝑐 debe ser la temperatura media del metal y debe determinarse como se especifica en los puntos a) hasta e) (…)”. Seguidamente mostramos las ecuaciones empleadas en cada uno de los puntos y el valor obtenido. a) (…)Para carcasas, tambores y otros componentes no sujetos a transferencia de calor, la temperatura de cálculo no debe ser menor que la temperatura de saturación correspondiente a la presión máxima admisible, o que la temperatura máxima admisible (…). b) (…)Para tubos de humo, la temperatura de cálculo debe determinarse de acuerdo con las siguientes ecuaciones:(…) 𝑡𝑐=𝑡𝑠+25 Ec. 5.2 La variable 𝑡𝑠 se refiere a la temperatura de saturación correspondiente a la presión de diseño, en ℃. Su valor obtenido de las tablas de propiedades del agua saturada (líquido-vapor): Tabla de presiones, del libro Fundamentos de Termodinámica Técnica de M.J. Moran y H.N. Shapiro [11]. Es: 170.4 ℃ para la presión de 0.8 bar. c) (…)Para zonas de placa sujetas a transferencia de calor, pero sin contacto con la llama, o para zonas de intersecciones de tubos en las que la temperatura del gas de entrada no sea superior a 800℃, la temperatura de cálculo debe determinarse de acuerdo con las siguientes ecuaciones:(…) 𝑡𝑐=𝑡𝑠+50 Ec. 5.3 La variable 𝑡𝑠 toma el mismo valor antes mencionado. d) (…)Para tubos de combustión, la temperatura de cálculo debe determinarse mediante las siguientes ecuaciones:(…) 𝑡𝑐=𝑡𝑠+ 4𝑒+15 Ec. 5.5 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 53 De nuevo aparece la variable 𝑡𝑠=170.4℃, como en los apartados anteriores b) y c). Y la variable espesor de la pared, 𝑒=8 mm. Valor tomado de los planos realizados de la caldera, y por tanto elección nuestra. Los resultados pueden verse en esta tabla: Valor Temperatura apartado a) 170.4 ℃ Temperatura apartado b) 195.4 ℃ Temperatura apartado c) 220.4 ℃ Temperatura apartado d) 217.4 ℃ Tabla 19: Valores de las temperaturas de cálculo de los diversos elementos que componen la caldera. La tensión nominal de diseño. (…)Salvo que se especifique lo contrario en esta parte de esta norma europea, la tensión nominal de diseño, 𝑓, debe ser al más bajo de los valores obtenidos de las relaciones siguientes:(…) 𝑓=𝑚𝑖𝑛.�𝑅𝑝0,2 𝑡 𝑐 1,5 ;𝑅𝑚 2,4� Ec. 5.6 𝑅𝑝0,2 𝑡𝑐 y 𝑅𝑚 son respectivamente el valor mínimo del límite elástico (límite convencional al 0,2%) de la clase de material considerado a la temperatura 𝑡𝑐 con valor 175.88 N/mm2 (obtenido de la tabla número 16) y la resistencia mínima a tracción para la clase de material considerada a la temperatura ambiente cuyo valor es 360 N/mm2. Extraído de la tabla siguiente, número 20. Designación del acero Espesor del producto t mm Características de tracción a temperatura ambiente Límite elástico ReH MPa mín Resistencia a la tracción Rm MPa Alargamiento después de la rotura A % mín Simbólica Numérica P235GH 1.0345 ≤ 16 235 360 a 480 24 16 < t ≤ 40 225 40 < t ≤ 60 215 60 < t ≤ 100 200 100 < t ≤ 150 185 350 a 480 150 < t ≤ 250 170 340 a 480 Tabla 20: Características mecánicas del acero P235GH [14]. Por consiguiente, los cálculos quedan: 𝑓=𝑚𝑖𝑛.�175.88 1,5 ;360 2,4�=𝑚𝑖𝑛.{117.2533333;150}=117.253333 𝑁/𝑚𝑚2 Ec. 5.7 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 54 La tensión nominal de diseño será útil para futuros cálculos de espesores y otras dimensiones de elementos de la caldera. Es la tensión mínima que deben soportar las partes que conforman la caldera para asegurar el buen funcionamiento y la seguridad del producto. Ahora, ya se esta dispuesto para determinar el espesor de las partes o piezas de la caldera que necesitamos. Igual que para el caso de la temperatura de cálculo, para cada elemento se calcula su espesor de forma diferente. Por lo que se indicará el elemento al que se refiere, el apartado de la norma en el que aparece la justificación, las ecuaciones necesarias para conocer su espesor y el valor de éste. 5.4.- Capítulo 7. Carcasas cilíndricas sometidas a presión interior. (…)El espesor de pared requerido para una carcasa cilíndrica, sin sobreespesores 𝑒𝑐𝑠, debe determinarse a partir de una de las dos ecuaciones siguientes:(…) 𝑒𝑠𝑎=𝑒𝑐𝑠+𝑐1+𝑐2 Ec. 5.8 𝑒𝑐𝑠=𝑝𝑐𝑑𝑜𝑠 (2𝑓𝑠−𝑝𝑐)𝑣+ 2𝑝𝑐 Ec. 5.9 Los parámetros que aparecen en estas dos ecuaciones son: la presión de cálculo 𝑝𝑐, anteriormente especificada, el diámetro exterior (𝑑𝑜𝑠) del cuerpo principal (carcasa cilíndrica o esférica o fondo abombado) sin sobreespesores, con valores de 1234 mm respectivamente, 𝑣 que es el coeficiente de soldadura, se ha tomado el valor de 1 por la elección de los END que se realizarán a la caldera, el parámetro 𝑓𝑠=𝑓=117.25 N/mm2, la tensión normal de diseño, 𝑐1=5% 𝑒𝑐𝑠 y 𝑐2=0.75 mm Valor 𝒆𝒄𝒔 4.2 𝑚𝑚 𝒄𝟏 0.2 𝑚𝑚 𝒆𝒔𝒂 5.2 𝑚𝑚 Tabla 21: Valor del espesor de la carcasa cilíndrica sometida a presión interior. 5.5.- Capítulo 10. Placas planas con tubos y rigidizadores. (…)Una caldera pirotubular incluye elementos en su construcción (por ejemplo, tubo de combustión, uniones de tubos) que funcionan a temperaturas diferentes unas de otras, y de la temperatura de la carcasa y, por este motivo, aparecerán dilataciones diferentes. (…) (…)Los tirantes deben tener holguras alrededor de las conexiones del tubo de combustión y de las uniones de tubos (véase la figura 10.1-1) y dividir en partes iguales las zonas sin tirantes. Las holguras entre el tubo de combustión y las uniones de tubos deben ser como mínimo de 50 mm o el 5% del diámetro de la carcasa exterior, la que sea mayor, pero no necesitan ser mayores de 100 mm. (…) ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 55 (…)La holgura entre el tubo de combustión y la carcasa deben estar de acuerdo con las tablas 10.1-1 y 10.1-2, respectivamente, pero no deben ser menores de 50 mm o, para tubos de combustión con ondas de flexibilidad, de 75 mm. (…) La caldera de este proyecto ha sido diseñada con un espesor de la placa de fondo inferior a 25 mm, por lo tanto, la holgura entre el tubo de combustión y la carcasa debe estar conforme la tabla 10.1-1 de la norma, aquí equivale a la tabla número 22. Diseño Longitud entre fondos de la caldera 𝑳𝒃 m Holgura Porcentaje nominal del diámetro exterior % Máximo mm Fondos planos insertados 𝐿𝑏≤5,5 5 100 5,5 < 𝐿𝑏≤6 5,5 110 6 < 𝐿𝑏≤6,5 6 120 6,5 < 𝐿𝑏≤7 6,5 130 Fondos embridados Cualquier longitud 5 100 Tabla 22: Holgura entre tubo de combustión y carcasa cuando el espesor de la placa de fondo es de 25 mm o menor. (Tabla 10.1.1 en el documento original) A continuación se realizará el cálculo, pero antes debe añadirse que: los fondos son planos insertados, el tubo es liso, con lo que la holgura mínima no debe ser inferior de 50 mm. No es una caldera con inversión de llama. Aclarado esto, la holgura entre cámara de combustión y carcasa se indica en la tabla siguiente: Valor 𝑳𝒃 2.246 𝑚< 5.5 𝑚 𝒅𝒐 1150 𝑚𝑚 Holgura 5%𝑑𝑜=57.5 𝑚𝑚 Tabla 23: Holgura obtenida entre cámara de combustión y carcasa. 5.6.- Capítulo 12. Tubos y placas tubulares sin agujeros. (…)El espesor de tubos rectos de diámetro exterior nominal ≤ 170 mm, sometidos a presión exterior, debe obtenerse de la ecuación (12.1-2) o de la tabla 12.1-1, la que de un valor mayor. (…) 𝑒=𝑒𝑐𝑡+𝑐1+𝑐2 Ec. 5.10 𝑒𝑐𝑡=𝑝𝑑𝑜 1,6𝑓 Ec. 5.11 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 62 8.- Anexos 8.1.-Planos de la caldera. Las siguientes dos páginas muestran los planos de la caldera. Estos planos están realizados por el gerente de la empresa en un programa de dibujo denominado SmartSketch. El primero de los croquis es el frontal del aparato y el segundo el alzado del mismo. Aparecen todas las dimensiones necesarias para su construcción. Las unidades están en mm. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 63 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 64 8.2.- Cálculo del calor cedido por radiación en el TC El calor cedido por radiación necesario para el balance de energía en el estudio de la combustión en el TC del apartado 4.2 se calcula como [7]: 𝑄𝑟𝑎𝑑𝑖𝑎𝑐𝑖ó𝑛=𝐺𝑆 � � � � �  𝜎𝑇𝐺4−𝑆𝐺 � � � � �  𝜎𝑇𝑠𝑢𝑝. 4 Ec. 8.1 Donde se considera que la temperatura de la superficie del TC es igual a la temperatura del agua que lo baña: 𝑇𝑠𝑢𝑝.≅𝑇𝑎𝑔𝑢𝑎=60℃ Ec. 8.2 siendo GS � � � �  la llamada área de intercambio dirigido gas-superficie y SG � � � �  el área de intercambio dirigido superficie-gas. Pueden obtenerse con las siguientes ecuaciones [7]: 𝐺𝑆 � � � � �  =𝐴 �1 𝜀𝑔+1 𝜀𝑠−1� Ec. 8.3 𝑆𝐺 � � � � �  =𝐴 �1 𝛼𝑔𝑠+1 𝜀𝑠−1� Ec. 8.4 En estas ecuaciones aparecen los coeficientes de emisividad y absortividad de los GC, que se calculan conforme las ecuaciones que aparecen en la bibliografía [7], con la ayuda de las gráficas de Höttel. 8.2.1.- Parámetros de absortividad y emisividad La ecuación que permite calcular el parámetro de emisividad es la que se ve a continuación. Los diferentes términos se obtienen de las gráficas de Höttel. 𝜀𝑔=𝐶𝐶𝑂2𝜀𝐶𝑂2+𝐶𝐻2𝑂𝜀𝐻2𝑂−∆𝜀 Ec. 8.5 Figura 36: Emisividad del vapor de agua a la presión total de 1 atm (Höttel). [7, 8]. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 65 Figura 37: Emisividad del dióxido de carbono a la presión total de 1 atm (Höttel). [7, 8]. Figura 38: Factor de corrección de la emisividad del vapor de H2O a presiones distintas de 1 atmósfera, (Höttel). [7, 8]. Figura 39: Factor de corrección de la emisividad del CO2 a presiones distintas de 1 atmósfera, (Höttel). [7, 8]. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 66 Figura 40: Factor de corrección Δε de la emisividad de una mezcla de vapor de H2O y CO2 (Höttel). [7, 8]. Figura 41: Factor de corrección Δε de la emisividad de una mezcla de vapor de H2O y CO2 (Höttel). (Continuación). [7, 8]. El cálculo de la absortividad es un poco más complejo. Se utilizan las mismas gráficas que antes, pero con los coeficientes del producto de la presión parcial y la longitud del haz de llama corregidos como muestran las ecuaciones número 8.6 a 8.10. 𝛼𝑔𝑠=𝛼𝐶𝑂2+𝛼𝐻2𝑂−∆𝛼 Ec. 8.6 𝛼𝐶𝑂 2 =𝐶𝐶𝑂 2 𝜀𝐶𝑂 2 +�𝑇𝐺 𝑇𝑠𝑢𝑝.�0.65 Ec. 8.7 𝛼𝐻 2 𝑂=𝐶𝐻 2 𝑂𝜀𝐻 2 𝑂 +�𝑇𝐺 𝑇𝑠𝑢𝑝.�0.45 Ec. 8.8 �𝑃𝑖𝐿𝑒𝑇𝑠𝑢𝑝. 𝑇𝐺�𝑖=CO2, H2O Ec. 8.9 ∆𝛼=(∆𝜀)𝑎 𝑇𝑠 Ec. 8.10 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 67 En la siguiente tabla pueden verse todos los parámetros calculados con las ecuaciones anteriores que son necesarios para el cálculo del calor cedido por radiación. Cáscara de almendra Hueso de aceituna Pellets DIN plus 𝜀𝑔 0.5232 0.4424 0.3853 𝐶𝐶𝑂2 1.23 1.23 1.23 𝜀𝐶𝑂2 0.19 0.18 0.15 𝐶𝐻2𝑂 1.35 1.33 1.36 𝜀𝐻2𝑂 0.25 0.2 0.18 ∆𝜀 0.048 0.045 0.044 𝛼𝑔𝑠 0.746924945 0.655643679 0.535228078 𝜀𝐶𝑂2 + 0.087 0.085 0.071 𝐶𝐶𝑂2 1.4 1.4 1.4 𝜀𝐻2𝑂 + 0.125 0.08 0.055 𝐶𝐻2𝑂 1.53 1.56 1.57 ∆𝛼 0.02 0.019 0.016 𝑃𝐶𝑂2𝐿𝑒𝑇𝑠𝑢𝑝. 𝑇𝐺 0.195183325 0.162356908 0.152590996 𝑃𝐻2𝑂𝐿𝑒𝑇𝑠𝑢𝑝. 𝑇𝐺 0.152358944 0.11411974 0.10093046 𝑇𝐺 1500 1800 2000 𝑇𝑠𝑢𝑝. 60 60 60 Tabla 30: Parámetros de emisividad y absortividad de los distintos combustibles. 8.2.2.- Temperatura de llama La temperatura de los GC de combustión que aparece en la ecuación del calor cedido por radiación es la temperatura dentro de la cámara de combustión. Debe distinguirse de la temperatura de esos gases a la salida de la misma. Para su obtención se ha apoyado en el método que aparece en la norma referenciada con el número 13 de la bibliografía. Dicha norma y en consecuencia el método es bastante anticuado, pera se ha pensado que a pesar del tiempo sigue siendo una buena aproximación para el cálculo de esta temperatura a falta de un método más reciente. Sin embargo, debe tenerse en cuenta la siguiente hipótesis: la temperatura que poseen los GC será la de la llama. Es una hipótesis que se piensa no es demasiado descabellada, ya que los gases salen de la propia llama y además, será la propia llama la que por su elevada temperatura tendrá la mayor implicación en magnitud en la cesión de calor por radiación. 𝑄𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒=𝑉𝐺𝐶 1𝐶𝑒𝑚 ℎ𝑇𝐺+𝑤 𝑖 Ec. 8.11 𝑄𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑛𝑡𝑒=𝑃𝐶𝑈+640𝑤+𝑉𝐴1𝐶𝑒𝐴𝑇𝐴 Ec. 8.12 𝑃𝐶𝑈=𝑃𝐶𝐼 Ec. 8.13 𝑉𝐺𝐶 1𝐶𝑒𝑚 ℎ𝑇𝐺+𝑤 𝑖=𝑃𝐶𝑈+640𝑤+𝑉𝐴1𝐶𝑒𝐴𝑇𝐴 Ec. 8.14 ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 68 Este procedimiento de cálculo devuelve el valor de la temperatura de llama adiabática. Es la temperatura teórica máxima que pueden alcanzar los productos de la combustión, suponiendo que no existen pérdidas de calor hacia el exterior del recinto, ni se produce disociación alguna. La temperatura adiabática es máxima cuando el 𝑛 es nulo, es decir, cuando la cantidad de aire es la necesaria y suficiente para su combinación con todo el combustible. La temperatura adiabática de la llama es un valor ficticio que constituye un límite superior; las temperaturas reales de la llama son siempre menores, debido a que [3]: • La combustión no es instantánea ya que en el transcurso de la combustión se pierde algo de calor hacia el medio exterior; con una combustión rápida se reduciría la pérdida de calor, mientras que con una combustión lenta se podría producir una combustión incompleta (inquemados). • Para temperaturas superiores a 1650℃ aproximadamente, parte del CO2 y del H2O presentes en los GC se disocian y absorben energía durante el proceso de combustión. Tras esta pequeña aclaración sobre la temperatura adiabática de llama únicamente queda por explicar que debido a lo comentado se debe restar al valor obtenido alrededor de 200-400℃ para que el modelo físico-matemático sea correcto, ya que suele ser entorno a estos valores la diferencia entre la temperatura real y la adiabática. Puede verse en el anexo 8.4 como están implementadas las ecuaciones anteriores en el software, junto con todas las demás. 8.3.- Método ε-NTU para el estudio del IdQ El método ε‒NTU que se emplea para el estudio del IdQ consiste en obtener la eficiencia del intercambiador, que depende de las características de los fluidos que entran en juego y de las características geométricas, de material y del tipo de intercambiador a emplear [8]. 𝜀=𝑓(𝑁𝑇𝑈,𝐶𝑟) Ec. 8.15 Figura 42: Fórmulas ε-NTU para intercambiadores de calor. [8]. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 69 𝜀= 2 �1 + 𝐶 𝑟 +�1 + 𝐶 𝑟 2�1/21 + 𝑒𝑥𝑝�−𝑁𝑇𝑈�1 + 𝐶𝑟2�1/2� 1−𝑒𝑥𝑝�−𝑁𝑇𝑈�1 + 𝐶𝑟 2 � 1/2 ��−1 Ec. 8.16 Posteriormente, se calcula la máxima cantidad de calor que podría ser intercambiado en el elemento, fenómeno que lo llevaría a cabo el fluido cuyo producto de su flujo másico y su calor específico fuera el menor y si la diferencia de temperatura fuera la máxima posible, es decir, entre la temperatura de entrada del fluido caliente (GC) y la temperatura de entrada del fluido frío (fluido de trabajo, en este caso agua). 𝑞𝑚𝑎𝑥=𝐶𝑚𝑖𝑛.�𝑇𝑐;𝑒𝑛𝑡.−𝑇𝑓;𝑒𝑛𝑡.� Ec. 8.17 𝐶𝑚𝑖𝑛.=𝑚𝑖𝑛.�𝐶𝑐; 𝐶𝑓�=𝑚𝑖𝑛.�𝑐𝑝;𝑐𝑚󰇗𝑐; 𝑐𝑝;𝑓𝑚󰇗𝑓� Ec. 8.18 𝐶𝑟=𝐶𝑚𝑖𝑛.𝐶𝑚𝑎𝑥. � Ec. 8.19 Finalmente la eficiencia ε compara la transferencia térmica real, que es la absorbida por el fluido que se calienta, con la transferencia térmica máxima que podría transmitirse en un intercambiador en contracorriente de superficie de intercambio infinita, cuyos límites viene impuestos por el Segundo Principio de la Termodinámica, que tiene en cuenta los focos térmicos a las temperaturas extremas 𝑇𝑓;𝑒𝑛𝑡. (foco frío) y 𝑇𝑐;𝑒𝑛𝑡. (foco caliente). 𝜀=𝑞𝑞𝑚𝑎𝑥 � Ec. 8.20 La explicación es simple, pero el modo de llegar al resultado final es más complicado. Como mostraba la ecuación de la eficiencia del IdQ ésta depende de los parámetros 𝐶𝑚𝑖𝑛. cuya explicación para su determinación se ha visto arriba, en la ecuación 8.18 y NTU, que se calcula de la siguiente forma [8]: 𝑁𝑇𝑈=𝑈𝐴𝐶𝑚𝑖𝑛. � Ec. 8.21 En él aparece el coeficiente UA, o coeficiente global de transferencia de calor [8]. Es donde radica la verdadera dificultad del método, ya que deben estudiarse ambos fluidos por separado. 1 𝑈𝐴=1 ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣.; 𝑒𝑥𝑡.𝐴𝑒𝑥𝑡. +𝑅𝑒; 𝑒𝑥𝑡+𝑅𝑐𝑜𝑛𝑑.+𝑅𝑒; 𝑖𝑛𝑡+1 ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣.; 𝑖𝑛𝑡.𝐴𝑖𝑛𝑡. Ec. 8.22 8.3.1.- Estudio del flujo exterior En primer lugar se afronta el estudio del fluido exterior, el que circula por la carcasa, entre los tubos, el agua, el flujo de trabajo que se quiere calentar. Para obtener el coeficiente de convección de la parte del agua se aplica la siguiente igualdad: 𝑁𝑢 � � � � 𝐷=ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣.; 𝑒𝑥𝑡.∅𝑒𝑥𝑡. 𝑘𝑎𝑔𝑢𝑎 Ec. 8.23 De la cual se despejará dicho coeficiente. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 70 La 𝑘𝑎𝑔𝑢𝑎 es la conductividad térmica del agua y la calcula el programa EES al introducirle como referencia la temperatura y la presión a la cual se encuentra el líquido. La presión, como siempre son 8 bares, la presión de trabajo de la caldera. Para la temperatura se toma la temperatura media del agua a su paso por el intercambiador, cuyo valor se obtiene de la siguiente ecuación: 𝑇�𝑚=1 2�𝑇𝑚; 𝑒𝑛𝑡.+𝑇𝑚; 𝑠𝑎𝑙.� Ec. 8.24 La temperatura de la superficie de los tubos se toma como la anterior suponiendo que los tubos tienen una excelente conductividad y por tanto su temperatura es semejante a la del fluido que los recorre, en este caso el agua. 𝑇𝑠=𝑇�𝑚 Ec. 8.25 Se eligen estas temperaturas porque son las que indican que se utilicen en la aclaración de la correlación para la obtención del número de Nusselt (ecuación 8.26). Esta correlación aparece en las tablas de correlaciones de flujo forzado externo, de la bibliografía [8]. Es la número 23. Y como puede verse en la figura que aparece a continuación, a la derecha aparecen pequeños detalles aclaratorios para aplicar correctamente la fórmula. Figura 43: Tabla de correlaciones y fórmulas de convección forzada de flujo externo. [8]. 𝑁𝑢 � � � � 𝐷=𝐶𝑅𝑒𝐷;𝑚𝑎𝑥. 𝑚𝑃𝑟0.36�𝑃𝑟 𝑃𝑟𝑠�1/4𝐶2 Ec. 8.26 La temperatura arriba calculada, además de emplearla para que el software devuelva la conductividad térmica del agua también se necesita para que devuelva el número de Prandtl, la densidad y la viscosidad del fluido. Estas dos últimas propiedades físicas son necesarias para calcular el número de Reynolds (número adimensional muy utilizado en el campo de los fluidos y las energías, y que en este caso aparece para el cálculo del número de Nusselt). 𝑅𝑒𝐷;𝑚𝑎𝑥.𝑎𝑔𝑢𝑎=𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎𝑣𝑚𝑎𝑥.𝑎𝑔𝑢𝑎∅𝑒𝑥𝑡.𝑡𝑢𝑏𝑜𝑠 𝜇𝑎𝑔𝑢𝑎 Ec. 8.27 Además de las propiedades físicas del fluido también es necesario conocer, para el cálculo del número de Reynolds, el diámetro exterior de los tubos del intercambiador (genéricamente es una longitud característica de la forma del tubo) y la velocidad máxima que alcanza el agua en su paso por el banco de tubos. En este punto se tiene la ventaja de que la velocidad máxima que alcanza el agua es función de datos geométricos del intercambiador y de la temperatura de entrada y salida de la caldera. Son datos constantes y por tanto comunes para los tres combustibles. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 71 𝑃𝑢=𝑚󰇗𝑎𝑔𝑢𝑎𝑐𝑝;𝑎𝑔𝑢𝑎(𝑇𝑠𝑎𝑙.−𝑇𝑒𝑛𝑡.)⟹𝑚󰇗𝑎𝑔𝑢𝑎=𝑃𝑢 𝑐𝑝;𝑎𝑔𝑢𝑎(𝑇𝑠𝑎𝑙.−𝑇𝑒𝑛𝑡.)≈1.695 𝐾𝑔/𝑠 Ec. 8.28 𝑚󰇗𝑎𝑔𝑢𝑎=𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎(𝑆𝑇−∅𝑒𝑥𝑡.𝑡𝑢𝑏𝑜𝑠)𝑁𝑇𝑙1𝑣𝑚𝑎𝑥.⇒ ⇒𝑣 𝑚𝑎𝑥. =𝑚󰇗 𝑎𝑔𝑢𝑎 𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎(𝑆𝑇−∅𝑒𝑥𝑡.𝑡𝑢𝑏𝑜𝑠)𝑁𝑇𝑙1= 0.02603 𝑚/𝑠 Ec. 8.29 Los combustibles también comparten el valor de los coeficientes 𝐶, 𝑚 y 𝐶2 que aparecen en el cálculo del número de Nusselt, ya que dependen únicamente de la distribución del banco de tubos del intercambiador, que puede ser alineada o al tresbolillo. En este caso, es difícil decidirse por una o por otra y finalmente se ha optado por la distribución alineada, ya que se piensa que la disposición real que tienen los tubos se asemeja más a ella. Figura 44: Condiciones de flujo en banco de tubos en disposición alineada y alternada o al tresbolillo. [8]. Sus valores se encuentran en las tablas siguientes, que aparecen en la bibliografía [8]. Figura 45: Constantes para la correlación de flujo externo sobre un banco de tubos con 10 ó más filas [8]. 𝐶= 0.27 Ec. 8.30 𝑚= 0.63 Ec. 8.31 Figura 46: Factor de corrección C2 para NL<20 [8]. File:G:\Universidad\PFC\Cálculos\Pellets DIN plus 02-04-12.EES c_p_SO2_2=Cp(SulfurDioxide;T=T_med_GC;P=P_cald) "calor específico del dióxido de azufre; KJ/Kg K" c_p_H2O_2=Cp(Steam;T=T_med_GC;P=P_cald) "calor específico del vapor de agua; KJ/Kg K" c_p_O2_2=Cp(Oxygen;T=T_med_GC;P=P_cald) "calor específico del oxígeno; KJ/Kg K" c_p_N2_2=Cp(Nitrogen;T=T_med_GC;P=P_cald) "calor específico del nitrógeno; KJ/Kg K" C_int=c_p_GC_2*8,6296*m_comb/3600 "Cc, Cmin; kW/K" "cálculo de la eficiencia del intercambiador de calor" NTU_1=UA_1/(C_int*1000) "coeficiente NTU del método E-NTU para el primer paso por tubos del intercambiador" NTU_2=UA_2/(C_int*1000) "coeficiente NTU del método E-NTU para el segundo paso por tubos del intercambiador" C_r=C_int/C_ext "coeficiente Cr del método E-NTU" epsilon_1=2*(1+C_r+(1+C_r^2)^(1/2)*((1+exp(-NTU_1*(1+C_r^2)^(1/2)))/(1-exp(-NTU_1*(1+C_r^2)^(1/2)))))^(-1) "eficiencia del método E-NTU para e l epsilon_2=2*(1+C_r+(1+C_r^2)^(1/2)*((1+exp(-NTU_2*(1+C_r^2)^(1/2)))/(1-exp(-NTU_2*(1+C_r^2)^(1/2)))))^(-1) "eficiencia del método E-NTU para e l "cálculo del posible calor máximo intercambiado en el intercambiador de calor" Q_rad/1000=m_agua*c_p_agua*(T_ent_agua-T_agua) "ecuación de cálculo de la temperatura del agua a la entrada del intercambiador de calor; ºC" q_max_1=C_int*(T_sal_GC-T_ent_agua) "ecuación de cálculo del calor máximo que puede intercambiarse en el intercambiador de calor; kW" epsilon_1=q_1/q_max_1 "ecuación de cálculo del calor real intercambiado en el intercambiador de calor; kW" q_1=C_ext*(T_sal_agua_1-T_ent_agua) "temperatura del agua a la salida del primer paso por tubos del intercambiador de calor; ºC" q_1=C_int*(T_sal_GC-T_ent_GC_2) "temperatura de los GC a la entrada del segundo paso por tubos del intercambiador de calor; ºC" q_max_2=C_int*(T_ent_GC_2-T_sal_agua_1) "ecuación de cálculo del calor máximo que puede intercambiarse en el intercambiador de calor; kW" epsilon_2=q_2/q_max_2 "ecuación de cálculo del calor real intercambiado en el intercambiador de calor; kW" q_2=C_ext*(T_sal_agua-T_sal_agua_1) "temperatura del agua a la salida de la caldera; ºC" q_2=C_int*(T_ent_GC_2-T_sal_humos) "temperatura de los GC o humos a la salida de la caldera; ºC" "cálculo del calor real intercambiado en el intercambiador de calor" Q_total=Q_rad/1000+q_1+q_2 "calor total o potencia total cedida por la caldera; kW" "información de los humos" "salida de la cámara de combustión-entrada al primer paso por tubos del intercambiador de calor" v_CO2_1=Volume(CarbonDioxide;T=T_sal_GC;P=P_cald)*1,91913*m_comb "volumen del dióxido de carbono a la salida de la cámara de combustió n v_SO2_1=Volume(SulfurDioxide;T=T_sal_GC;P=P_cald)*0,00300*m_comb "volumen del dióxido de azufre a la salida de la cámara de combustión; m v_H2O_1=Volume(Steam;T=T_sal_GC;P=P_cald)*0,51930*m_comb "volumen del vapor de agua a la salida de la cámara de combustión; m3/h" v_N2_1=Volume(Nitrogen;T=T_sal_GC;P=P_cald)*(0,00350+5,81280)*m_comb "volumen del nitrógeno a la salida de la cámara de combustión; m3/ h v_O2_1=Volume(Oxygen;T=T_sal_GC;P=P_cald)*0,37177*m_comb "volumen del oxígeno a la salida de la cámara de combustión; m3/h" v_GC_1=v_CO2_1+v_SO2_1+v_H2O_1+v_N2_1+v_O2_1 "volumen de los GC a la salida de la cámara de combustión; m3/h" v_GC_1/3600=vel_GC_1*(N_1*n_pi*D_tubos_int^2/4) "velocidad de los GC a la salida de la cámara de combustión-entrada al intercambiador de calo rho_CO2_1=Density(CarbonDioxide;T=T_sal_GC;P=P_cald) "densidad del dióxido de carbono a la salida de la cámara de combustión; Kg/m3" rho_SO2_1=Density(SulfurDioxide;T=T_sal_GC;P=P_cald) "densidad del dióxido de azufre a la salida de la cámara de combustión; Kg/m3" rho_H2O_1=Density(Steam;T=T_sal_GC;P=P_cald) "densidad del vapor de agua a la salida de la cámara de combustión; Kg/m3" rho_N2_1=Density(Nitrogen;T=T_sal_GC;P=P_cald) "densidad del nitrógeno a la salida de la cámara de combustión; Kg/m3" rho_O2_1=Density(Oxygen;T=T_sal_GC;P=P_cald) "densidad del oxígeno a la salida de la cámara de combustión; Kg/m3" rho_GC_1=0,121429411*rho_CO2_1+0,000130501*rho_SO2_1+0,080318804*rho_H2O_1+(0,000348002+0,730047188)*rho_N2_1+0,067718241*r h "salida del primer paso por tubos-entrada al segundo paso por tubos del intercambiador de calor" v_CO2_2=Volume(CarbonDioxide;T=T_ent_GC_2;P=P_cald)*1,91913*m_comb "volumen del dióxido de carbono tras el primer paso por tubos del int e v_SO2_2=Volume(SulfurDioxide;T=T_ent_GC_2;P=P_cald)*0,00300*m_comb "volumen del dióxido de azufre tras el primer paso por tubos del interc a v_H2O_2=Volume(Steam;T=T_ent_GC_2;P=P_cald)*0,51930*m_comb "volumen del vapor de agua tras el primer paso por tubos del intercambiador d v_N2_2=Volume(Nitrogen;T=T_ent_GC_2;P=P_cald)*(0,00350+5,81280)*m_comb "volumen del nitrógeno tras el primer paso por tubos del intercam b v_O2_2=Volume(Oxygen;T=T_ent_GC_2;P=P_cald)*0,37177*m_comb "volumen del oxígeno tras el primer paso por tubos del intercambiador de cal o v_GC_2=v_CO2_2+v_SO2_2+v_H2O_2+v_N2_2+v_O2_2 "volumen de los GC tras el primer paso por tubos del intercambiador de calor; m3/h" File:G:\Universidad\PFC\Cálculos\Pellets DIN plus 02-04-12.EES v_GC_2/3600=vel_GC_2*(N_1*n_pi*D_tubos_int^2/4) "velocidad de los GC tras el primer paso por tubos del intercambiador de calor; m/s" rho_CO2_2=Density(CarbonDioxide;T=T_ent_GC_2;P=P_cald) "densidad del dióxido de carbono tras el primer paso por tubos del intercambiador de rho_SO2_2=Density(SulfurDioxide;T=T_ent_GC_2;P=P_cald) "densidad del dióxido de azufre tras el primer paso por tubos del intercambiador de cal o rho_H2O_2=Density(Steam;T=T_ent_GC_2;P=P_cald) "densidad del vapor de agua tras el primer paso por tubos del intercambiador de calor; Kg/m3 rho_N2_2=Density(Nitrogen;T=T_ent_GC_2;P=P_cald) "densidad del nitrógeno tras el primer paso por tubos del intercambiador de calor; Kg/m3" rho_O2_2=Density(Oxygen;T=T_ent_GC_2;P=P_cald) "densidad del oxígeno tras el primer paso por tubos del intercambiador de calor; Kg/m3" rho_GC_2=0,121429411*rho_CO2_2+0,000130501*rho_SO2_2+0,080318804*rho_H2O_2+(0,000348002+0,730047188)*rho_N2_2+0,067718241*r h "salida del segundo paso por tubos del intercambiador de calor-entrada a la chimenea (o salida a la atmósfera)" v_CO2_3=Volume(CarbonDioxide;T=T_sal_humos;P=P_cald)*1,91913*m_comb "volumen del dióxido de carbono a la salida del intercambiador de c a v_SO2_3=Volume(SulfurDioxide;T=T_sal_humos;P=P_cald)*0,00300*m_comb "volumen del dióxido de azufre a la salida del intercambiador de calor; v_H2O_3=Volume(Steam;T=T_sal_humos;P=P_cald)*0,51930*m_comb "volumen del vapor de agua a la salida del intercambiador de calor; m3/h" v_N2_3=Volume(Nitrogen;T=T_sal_humos;P=P_cald)*(0,00350+5,81280)*m_comb "volumen del nitrógeno a la salida del intercambiador de calor; m 3 v_O2_3=Volume(Oxygen;T=T_sal_humos;P=P_cald)*0,37177*m_comb "volumen del oxígeno a la salida del intercambiador de calor; m3/h" v_GC_3=v_CO2_3+v_SO2_3+v_H2O_3+v_N2_3+v_O2_3 "volumen de los GC a la salida del intercambiador de calor; m3/h" v_GC_3/3600=vel_GC_3*(N_2*n_pi*D_tubos_int^2/4) "velocidad de los GC a la salida del intercambiador de calor; m/s" rho_CO2_3=Density(CarbonDioxide;T=T_sal_humos;P=P_cald) "densidad del dióxido de carbono a la salida del intercambiador de calor; Kg/m3" rho_SO2_3=Density(SulfurDioxide;T=T_sal_humos;P=P_cald) "densidad del dióxido de azufre a la salida del intercambiador de calor; Kg/m3" rho_H2O_3=Density(Steam;T=T_sal_humos;P=P_cald) "densidad del vapor de agua a la salida del intercambiador de calor; Kg/m3" rho_N2_3=Density(Nitrogen;T=T_sal_humos;P=P_cald) "densidad del nitrógeno a la salida del intercambiador de calor; Kg/m3" rho_O2_3=Density(Oxygen;T=T_sal_humos;P=P_cald) "densidad del oxígeno a la salida del intercambiador de calor; Kg/m3" rho_GC_3=0,121429411*rho_CO2_3+0,000130501*rho_SO2_3+0,080318804*rho_H2O_3+(0,000348002+0,730047188)*rho_N2_3+0,067718241*r h "cálculo del rendimiento real de la caldera" eta_real=Q_total/(PCI*m_comb) "cálculo del rendimiento real de la caldera" "estudio de la caldera cuando está sucia" R_1_e=0,01/A_int_1 "resistencia térmica de ensuciamiento para el primer paso por tubos del intercambiador de calor; K/W" R_2_e=0,01/A_int_2 "resistencia térmica de ensuciamiento para el segundo paso por tubos del intercambiador de calor; K/W" 1/UA_1_sucio=1/(h_conv_ext*A_ext_1)+R_cond_1+R_1_e+1/(h_conv_int*A_int_1) "ecuación de cálculo del coeficiente global de transferencia de ca l 1/UA_2_sucio=1/(h_conv_ext*A_ext_2)+R_cond_2+R_2_e+1/(h_conv_int*A_int_2) "ecuación de cálculo del coeficiente global de transferencia de ca l NTU_1_sucio=UA_1_sucio/(C_int*1000) "coeficiente NTU del método E-NTU para el primer paso por tubos del intercambiador con suciedad" NTU_2_sucio=UA_2_sucio/(C_int*1000) "coeficiente NTU del método E-NTU para el segundo paso por tubos del intercambiador con suciedad" epsilon_1_sucio=2*(1+C_r+(1+C_r^2)^(1/2)*((1+exp(-NTU_1_sucio*(1+C_r^2)^(1/2)))/(1-exp(-NTU_1_sucio*(1+C_r^2)^(1/2)))))^(-1) "eficiencia del m é epsilon_2_sucio=2*(1+C_r+(1+C_r^2)^(1/2)*((1+exp(-NTU_2_sucio*(1+C_r^2)^(1/2)))/(1-exp(-NTU_2_sucio*(1+C_r^2)^(1/2)))))^(-1) "eficiencia del m é epsilon_1_sucio=q_1_sucio/q_max_1_sucio "ecuación de cálculo del calor real intercambiado en el intercambiador de calor con suciedad; kW" q_max_1_sucio=q_max_1 q_1_sucio=C_ext*(T_sal_agua_1_sucio-T_ent_agua) "temperatura del agua a la salida del primer paso por tubos del intercambiador de calor con su c q_1_sucio=C_int*(T_sal_GC-T_ent_GC_2_sucio) "temperatura de los GC a la entrada del segundo paso por tubos del intercambiador de calor con s u q_max_2_sucio=C_int*(T_ent_GC_2_sucio-T_sal_agua_1_sucio) "ecuación de cálculo del calor máximo que puede intercambiarse en el intercambia d epsilon_2_sucio=q_2_sucio/q_max_2_sucio "ecuación de cálculo del calor real intercambiado en el intercambiador de calor con suciedad; kW" q_2_sucio=C_ext*(T_sal_agua_sucio-T_sal_agua_1_sucio) "temperatura del agua a la salida de la caldera con suciedad; ºC" q_2_sucio=C_int*(T_ent_GC_2_sucio-T_sal_humos_sucio) "temperatura de los GC o humos a la salida de la caldera con suciedad; ºC" Q_total_sucio=Q_rad/1000+q_1_sucio+q_2_sucio "calor total o potencia total cedida por la caldera con suciedad; kW" eta_real_sucio=Q_total_sucio/(PCI*m_comb) "cálculo del rendimiento real de la caldera con suciedad" File:G:\Universidad\PFC\Cálculos\Pellets DIN plus 02-04-12.EES constantes y datos geométricos  = 5,670E–08 [W/m2-K4]constante de Stefan-Boltzmann A cam = 2 · hcam · lcam + 2 · npi · Rcam · lcam – 2 · npi · Rcam ·  360 · lcam área de intercambio de calor de la cámara de combusti ó ccam = 2 · Rcam · sin  2 npi = 3,142 número pi hcam = 0,0865 altura de la parte rectangular de la cámara de combustión; m lcam = 2,092 longitud de la cámara de combustión; m Rcam = 0,488 radio de la parte cilíndrica de la cámara de combustión; m ccam = mcam cuerda del círculo de la cámara de combustión; vista de perfil mcam = 0,83847 anchura de la parte rectangular de la cámara de combustión; m s = 0,0885 emisividad de la superficie de las paredes Tagua = 60 temperatura del agua a calentar que rodea la cámara de combustión; ºC Tref = 273,2 [K] temperatura de referencia; K Taire = 25 temperatura del aire de entrada Patm = 101,32 presión ambiental; kPa Pcald = 800 presión de la caldera de biomasa; kPa File:G:\Universidad\PFC\Cálculos\Pellets DIN plus 02-04-12.EES cp;GC = 0,22239 · cp;CO2 + 0,00035 · cp;SO2 + 0,00041 + 0,67359 · cp;N2 + 0,04308 · cp;O2 + 0,06018 · cp;H2O calor específico de l cp;CO2 = Cp 'CarbonDioxide' ; T =Tll ; P =Pcald 4,18 calor específico del dióxido de carbono cp;SO2 = Cp 'SulfurDioxide' ; T =Tll ; P =Pcald 4,18 calor específico del dióxido de azufre cp;H2O = Cp 'Steam' ; T =Tll ; P =Pcald 4,18 calor específico del vapor de agua cp;N2 = Cp 'Nitrogen' ; T =Tll ; P =Pcald 4,18 calor específico del nitrógeno cp;O2 = Cp 'Oxygen' ; T =Tll ; P =Pcald 4,18 calor específico del oxígeno i = h'Steam' ; T =Tll ; P =0,6345 entalpía del vapor del agua a la presión parcial; KJ/kg cálculo de la temperatura de salida de los gases de combustión de la cámara de combustión mcomb · PCI – Qrad 1000 + Qconv = VGC 3600 · hGC ecuación de equilibrio energético en el interior de la cámara de combustión Qrad = GS ·  · TGC 4 – SG ·  · Tsup 4calor intercambiado por radiación; W GS = Acam 1 g + 1 s – 1 superficie de intercambio de radiación gases-pared de la cámara de combustión SG = Acam 1 gs + 1 s – 1 superficie de intercambio de radiación pared de la cámara de combustión-pared File:G:\Universidad\PFC\Cálculos\Pellets DIN plus 02-04-12.EES Dtubos;int = 53 1000 diámetro interior de los tubos; m PrCO2 = Pr 'CarbonDioxide' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald nº Prandlt del CO2 PrSO2 = Pr 'SulfurDioxide' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald nº Prandlt del SO2 PrH2O = Pr 'Steam' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald nº Prandlt del vapor de agua PrN2 = Pr 'Nitrogen' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald nº Prandlt del N2 PrO2 = Pr 'Oxygen' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald nº Prandlt del O2 PrGC = PrCO2 · 0,1214 + PrH2O · 0,080318804 + PrSO2 · 0,000130501 + PrN2 · 0,000348002 + 0,73 + PrO2 · 0,067718241 nº P r NusseltD;int = 0,023 · Reint 4 / 5 · PrGC 0,3 nº de Nusselt de los GC en el interior de los tubos kCO2 = k'CarbonDioxide' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald cálculo de la conductividad del CO2; W/m K kSO2 = k'SulfurDioxide' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald cálculo de la conductividad del SO2; W/m K kH2O = k'Steam' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald cálculo de la conductividad del vapor de agua; W/m K kN2 = k'Nitrogen' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald cálculo de la conductividad del N2; W/m K kO2 = k'Oxygen' ; T =Tmed;GC ; P =Pcald cálculo de la conductividad del O2; W/m K kGC = kCO2 · 0,1214 + kH2O · 0,080318804 + kSO2 · 0,000130501 + kN2 · 0,000348002 + 0,73 + kO2 · 0,067718241 cálculo de l a NusseltD;int = hconv;int · Dtubos;int kGC ecuación de cálculo del coeficiente de convección de los GC por el interior de los tubos File:G:\Universidad\PFC\Cálculos\Pellets DIN plus 02-04-12.EES cálculo de las áreas de intercambio ltubos;2 = 2,248 longitud de los tubos del segundo paso del intercambiador; m N1 = 33 número de tubos del primer paso del intercambiador N2 = 38 número de tubos del segundo paso del intercambiador A ext;1 = npi · Dtubos;ext · ltubos;1 · N1área de intercambio exterior del primer paso por los tubos; m2 A int;1 = npi · Dtubos;int · ltubos;1 · N1área de intercambio interior del primer paso por los tubos; m2 A ext;2 = npi · Dtubos;ext · ltubos;2 · N2área de intercambio exterior del segundo paso por los tubos; m2 A int;2 = npi · Dtubos;int · ltubos;2 · N2área de intercambio interior del segundo paso por los tubos; m2 cálculo de la resistencia térmica de conducción de los tubos del intercambiador Rcond;1 = ln Dtubos;ext Dtubos;int 2 · n pi · kacero · ltubos;1 resistencia térmica de conducción del primer paso por tubos del intercambiador; K/W Rcond;2 = ln Dtubos;ext Dtubos;int 2 · n pi · kacero · ltubos;2 resistencia térmica de conducción del segundo paso por tubos del intercambiador; K/W kacero = 48 conductividad de los tubos de acero del intercambiador; W/m K estudio del intercambiador de calor por el método E-NTU cálculo del coeficiente global de transferencia de calor en el intercambiador de calor File:G:\Universidad\PFC\Cálculos\Pellets DIN plus 02-04-12.EES qmax;1 = Cint · Tsal;GC – Tent;agua ecuación de cálculo del calor máximo que puede intercambiarse en el intercambiador de calor; kW 1 = q1 qmax;1 ecuación de cálculo del calor real intercambiado en el intercambiador de calor; kW q1 = Cext · Tsal;agua;1 – Tent;agua temperatura del agua a la salida del primer paso por tubos del intercambiador de calor; ºC q1 = Cint · Tsal;GC – Tent;GC;2 temperatura de los GC a la entrada del segundo paso por tubos del intercambiador de calor; ºC qmax;2 = Cint · Tent;GC;2 – Tsal;agua;1 ecuación de cálculo del calor máximo que puede intercambiarse en el intercambiador de calor; kW 2 = q2 qmax;2 ecuación de cálculo del calor real intercambiado en el intercambiador de calor; kW q2 = Cext · Tsal;agua – Tsal;agua;1 temperatura del agua a la salida de la caldera; ºC q2 = Cint · Tent;GC;2 – Tsal;humos temperatura de los GC o humos a la salida de la caldera; ºC cálculo del calor real intercambiado en el intercambiador de calor Qtotal = Qrad 1000 + q1 + q2calor total o potencia total cedida por la caldera; kW información de los humos salida de la cámara de combustión-entrada al primer paso por tubos del intercambiador de calor vCO2;1 = v'CarbonDioxide' ; T =Tsal;GC ; P =Pcald · 1,91913 · mcomb volumen del dióxido de carbono a la salida de la cámara de combusti ó vSO2;1 = v'SulfurDioxide' ; T =Tsal;GC ; P =Pcald · 0,003 · mcomb volumen del dióxido de azufre a la salida de la cámara de combustión; m3 / File:G:\Universidad\PFC\Cálculos\Pellets DIN plus 02-04-12.EES O2;2 = 'Oxygen' ; T =Tent;GC;2 ; P =Pcald densidad del oxígeno tras el primer paso por tubos del intercambiador de calor; Kg/m3 GC;2 = 0,1214 · CO2;2 + 0,000130501 · SO2;2 + 0,080318804 · H2O;2 + 0,000348002 + 0,73 · N2;2 + 0,067718241 · O2;2 densidad de los GC tras el primer paso por tubos del intercambiador de calor; Kg/m3 salida del segundo paso por tubos del intercambiador de calor-entrada a la chimenea (o salida a la atmósfera) vCO2;3 = v'CarbonDioxide' ; T =Tsal;humos ; P =Pcald · 1,91913 · mcomb volumen del dióxido de carbono a la salida del intercambiador de c a vSO2;3 = v'SulfurDioxide' ; T =Tsal;humos ; P =Pcald · 0,003 · mcomb volumen del dióxido de azufre a la salida del intercambiador de calor; m vH2O;3 = v'Steam' ; T =Tsal;humos ; P =Pcald · 0,5193 · mcomb volumen del vapor de agua a la salida del intercambiador de calor; m3/h vN2;3 = v'Nitrogen' ; T =Tsal;humos ; P =Pcald · 0,0035 + 5,8128 · mcomb volumen del nitrógeno a la salida del intercambiador de calor; m vO2;3 = v'Oxygen' ; T =Tsal;humos ; P =Pcald · 0,37177 · mcomb volumen del oxígeno a la salida del intercambiador de calor; m3/h vGC;3 = vCO2;3 + vSO2;3 + vH2O;3 + vN2;3 + vO2;3 volumen de los GC a la salida del intercambiador de calor; m3/h vGC;3 3600 = velGC;3 · N2 · npi · Dtubos;int 2 4velocidad de los GC a la salida del intercambiador de calor; m/s CO2;3 = 'CarbonDioxide' ; T =Tsal;humos ; P =Pcald densidad del dióxido de carbono a la salida del intercambiador de calor; Kg/m3 SO2;3 = 'SulfurDioxide' ; T =Tsal;humos ; P =Pcald densidad del dióxido de azufre a la salida del intercambiador de calor; Kg/m3 H2O;3 = 'Steam' ; T =Tsal;humos ; P =Pcald densidad del vapor de agua a la salida del intercambiador de calor; Kg/m3 N2;3 = 'Nitrogen' ; T =Tsal;humos ; P =Pcald densidad del nitrógeno a la salida del intercambiador de calor; Kg/m3 File:G:\Universidad\PFC\Cálculos\Pellets DIN plus 02-04-12.EES q1;sucio = Cext · Tsal;agua;1;sucio – Tent;agua temperatura del agua a la salida del primer paso por tubos del intercambiador de calor con sucied a q1;sucio = Cint · Tsal;GC – Tent;GC;2;sucio temperatura de los GC a la entrada del segundo paso por tubos del intercambiador de calor con suci e qmax;2;sucio = Cint · Tent;GC;2;sucio – Tsal;agua;1;sucio ecuación de cálculo del calor máximo que puede intercambiarse en el intercambiador de c a 2;sucio = q2;sucio qmax;2;sucio ecuación de cálculo del calor real intercambiado en el intercambiador de calor con suciedad; kW q2;sucio = Cext · Tsal;agua;sucio – Tsal;agua;1;sucio temperatura del agua a la salida de la caldera con suciedad; ºC q2;sucio = Cint · Tent;GC;2;sucio – Tsal;humos;sucio temperatura de los GC o humos a la salida de la caldera con suciedad; ºC Qtotal;sucio = Qrad 1000 + q1;sucio + q2;sucio calor total o potencia total cedida por la caldera con suciedad; kW real;sucio = Qtotal;sucio PCI · mcomb cálculo del rendimiento real de la caldera con suciedad ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 75 8.5.- Resultados obtenidos mediante el software EES. Se muestran los resultados devueltos por el software EES tras la implementación de las ecuaciones para el estudio de la caldera. Debe aclararse que a pesar de que el programa detecta problemas con las unidades, tales problemas no existen. Como se ha podido observar en el subapartado anterior, tras todas las ecuaciones aparece un pequeño texto aclaratorio de que significa o para que se ha implementado cada fórmula incluyendo al final del texto las unidades en que se obtendrán los resultados. A diferencia de la implementación de las ecuaciones en este punto si se adjuntan los resultados de los tres combustibles, ya que los valores, tal y como se ha visto a lo largo de todo el documento, son diferentes para cada uno de ellos. ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DE UNA CALDERA DE BIOMASA David Garralaga Marquesán 76 8.6.- Catálogos de proveedores de motoreductores y ventiladores En el siguiente anexo se adjuntan los catálogos de los distribuidores de motoreductores y ventiladores con los que la empresa trabaja de forma habitual. De ellos se han extraído los modelos adecuados para la incorporación a la caldera y cuyas características principales aparecen en los respectivos apartados 4.3.1 y 4.3.2. Los reductores de vis sin fin de la serie SF – MSF son una nueva generación de productos desarrollados por nuestra compañía sobre la base de un compromiso de satisfacción a las exigencias de nuestros clientes, se caracterizan por un cinematismo compuesto por un vis de acero cementado y rectificado y una corona fabricada con una aleación de bronce sobre un núcleo de hierro fundido esferoidal. La serie está compuesta por 9 tamaños con relaciones de reducción entre 1:7.5 hasta 1:100, se fabrican con carcasa de aluminio hasta el modelo 90 y en fundición gris las carcasas de los modelos 110 y 130. Complementan la gama 3 tamaños de pre-reducciones de un tren de engranajes helicoidales PR, motoreductores combinados con doble reductor, ejes de salida simples, dobles y brazos de reacción. Worm gear speed reducers type SF – MSF range is a brand new product generation of products developed by our company. They are characterized by a kinematic motion made of a casehardened and tempered steel worm with a ground thread and a wheel made out of a spheroidal graphite cast iron hub with addition of bronze. The SF – MSF series are made up for 9 sizes with ratios from 1:7.5 until 1:100, are manufactured in die-cast aluminium frame up to the model 90 and in grey cast iron sizes 110 and 130. As an extension range we have avaliable 3 sizes of pre-stage helical units PR, combination of double worm gearmotors, single and double output shafts and torque arms. 116 Ventiladores centrífugos de media presión y simple aspiración con envolvente y turbina en chapa de acero CMP Rodetes equilibrados dinámicamente con núcleos de gran robustez Ventilador: • Envolvente en chapa de acero • Turbina con álabes hacia delante, en chapa de acero galvanizado • Modelo CMP 38-2M envolvente en fundición de aluminio Motor: • Motores eficiencia IE-2, excepto potencias inferiores a 0,75 kw monofásico y 2 velocidades • Motores clase F, con rodamientos a bolas, protección IP55, excepto modelos monofásicos protección IP54. Modelo CMP-38 protección IP21 • Monofásicos 230V.-50Hz., y trifásicos 230/400V.-50Hz.(hasta 5,5CV.) y 400/690V.-50Hz.(potencias superiores a 5,5CV.) • Temperatura máxima del aire a transportar: -20ºC.+ 120ºC, máximo +100ºC modelo CMP-38 Acabado: • Anticorrosivo en resina de poliester, polimerizada a 190ºC., previo desengrase alcalino y pretratamiento libre de fosfatos Bajo demanda: • Bobinados especiales para diferentes tensiones • Ventilador preparado para transportar aire hasta 250ºC • Ventilador en acero inoxidable • Certificación ATEX Categoría 2 (ver serie CMP/ATEX) Código de pedido CMP 1128 2T 5,5 Tamaño turbinaCMP: Ventiladores centrífugos de media presión y simple aspiración con envolvente y turbina en chapa de acero Número de polos motor 2=2900 r/min. 50 Hz 4=1400 r/min. 50 Hz 6=900 r/min. 50 Hz Potencia motor (c.v.) T=Trifásico M=Monofásico Características técnicas 230V 400V Velocidad (r/min) Modelo Intensidad máxima admisible (A) Potencia instalada (kW) Caudal máximo (m3/h) Nivel de presión sonoro dB(A) Peso aprox. (Kg) CMP-38-2M/E 2650 0,54 0,01 135 50 2,0 CMP-38-2M 2600 0,54 0,01 160 50 2,0 CMP-512-2T 2850 0,55 0,32 0,08 490 62 4,0 CMP-512-2M 2900 0,60 0,08 490 62 4,0 CMP-512-4T 1440 0,55 0,32 0,05 255 55 3,5 CMP-512-4M 1440 0,60 0,05 255 55 3,5 CMP-514-2T 2850 1,21 0,70 0,18 800 65 5,0 CMP-514-2M 2700 1,80 0,18 800 65 5,0 CMP-514-4T 1440 0,55 0,32 0,08 565 58 4,5 CMP-514-4M 1440 0,60 0,08 565 58 4,5 CMP-616-2T 2740 1,73 1,00 0,55 1380 69 8,0 CMP-616-2M 2760 2,95 0,55 1380 69 9,5 CMP-616-4T 1400 0,65 0,37 0,10 850 61 7,5 CMP-616-4M 1400 0,72 0,10 850 61 7,5 CMP-620-2T 2740 1,73 1,00 0,37 765 68 9,5 CMP-620-2M 2760 2,95 0,37 765 68 10,0 CMP-620-4T 1375 0,69 0,40 0,10 810 61 7,5 CMP-620-4M 1375 0,76 0,10 810 61 7,5 CMP-718-2T 2855 3,00 1,73 0,75 1485 70 12,5 690V 117 CMP CMP-718-2M 2750 5,20 0,75 1485 70 12,8 CMP-718-4T 1410 1,32 0,76 0,25 1280 63 9,5 CMP-718-4M 1410 1,40 0,25 1280 63 9,5 CMP-820-2T 2845 4,16 2,40 1,10 1950 73 15,0 CMP-820-2M 2850 7,10 1,10 1950 73 16,0 CMP-820-4T 1350 1,32 0,76 0,25 1670 66 10,0 CMP-820-4M 1400 2,00 0,25 1670 66 10,0 CMP-922-2T-1,5 2845 4,16 2,40 1,10 1650 70 20,0 CMP-922-2T-2 2860 5,63 3,25 1,50 2010 71 23,0 CMP-922-2T-3 2880 7,97 4,60 2,20 2600 74 25,5 CMP-922-4T 1395 2,51 1,45 0,55 2450 66 19,0 CMP-1025-2T-3 2880 7,97 4,60 2,20 2100 73 28,5 CMP-1025-2T-4 2895 10,57 6,10 3,00 2830 77 37,6 CMP-1025-4T 1410 4,59 2,65 1,10 3400 70 38,5 CMP-1128-2T-4 2895 10,57 6,10 3,00 2220 77 41,5 CMP-1128-2T-5,5 2900 13,34 7,70 4,00 3210 81 47,0 CMP-1128-4T 1420 8,49 4,90 2,20 5000 74 39,0 CMP-1128-6T 910 3,91 2,26 0,75 3300 60 28,5 CMP-1231-4T-3 1420 8,49 4,90 2,20 4740 73 47,0 CMP-1231-4T-4 1420 11,09 6,40 3,00 5910 75 49,0 CMP-1231-4T-5,5 1440 14,38 8,30 4,00 6850 77 56,0 CMP-1231-6T 940 7,48 4,30 1,50 5115 64 49,0 CMP-1435-4T-4 1420 11,09 6,40 3,00 5560 76 53,0 CMP-1435-4T-5,5 1440 14,38 8,30 4,00 6260 78 61,5 CMP-1435-4T-7,5 1455 11,40 6,60 5,50 7210 80 75,5 CMP-1435-6T 930 9,32 5,36 2,20 6400 66 58,5 CMP-1640-4T-5,5 1440 14,38 8,30 4,00 7500 77 78,5 CMP-1640-4T-7,5 1455 11,40 6,60 5,50 8035 80 92,5 CMP-1640-4T-10 1455 15,10 8,70 7,50 9710 82 103,5 CMP-1640-6T 930 9,32 5,36 2,20 8100 71 75,5 CMP-1845-4T-7,5 1455 11,40 6,60 5,50 8965 82 93,5 CMP-1845-4T-10 1455 15,10 8,70 7,50 10350 85 104,5 CMP-1845-6T 930 9,32 5,36 2,20 8330 77 84,0 CMP-2050-4T-10 1455 15,10 8,70 7,50 9000 83 134,0 CMP-2050-4T-12,5 1450 17,80 10,30 9,20 10730 85 137,0 CMP-2050-4T-15 1460 21,50 12,40 11,00 12525 87 153,0 CMP-2050-4T-20 1455 28,50 16,50 15,00 19000 89 172,0 CMP-2050-6T 940 15,60 8,95 4,00 11000 79 146,0 CMP-2563-6T 970 31,00 17,90 15,00 21000 86 251,0 Características técnicas 230V 400V Velocidad (r/min) Modelo Intensidad máxima admisible (A) Potencia instalada (kW) Caudal máximo (m3/h) Nivel de presión sonoro dB(A) Peso aprox. (Kg) 690V Características acústicas Espectro de potencia sonora Lw(A) en dB(A) por banda de frecuencia en Hz Modelo 63 125 250 500 1000 2000 4000 8000 Modelo 63 125 250 500 1000 2000 4000 8000 38 25 35 46 53 57 54 52 45 512-2 37 47 58 65 69 66 64 57 512-4 30 40 51 58 62 59 57 50 514-2 40 50 61 68 72 69 67 60 514-4 33 43 54 61 65 62 60 53 616-2 44 54 65 72 76 73 71 64 616-4 36 46 57 64 68 65 63 56 620-2 43 53 64 71 75 72 70 63 620-4 36 46 57 64 68 65 63 56 718-2 45 55 66 73 77 74 72 65 718-4 38 48 59 66 70 67 65 58 820-2 48 58 69 76 80 77 75 68 820-4 41 51 62 69 73 70 68 61 922-2-1,5 45 55 66 73 77 74 72 65 922-2-2 46 56 67 74 78 75 73 66 922-2-3 49 59 70 77 81 78 76 69 922-4 41 51 62 69 73 70 68 61 1025-2-3 48 58 69 76 80 77 75 68 1025-2-4 52 62 73 80 84 81 79 72 1025-4 45 55 66 73 77 74 72 65 1128-2-4 52 62 73 80 84 81 79 72 1128-2-5,5 56 66 77 84 88 85 83 76 1128-4 49 59 70 77 81 78 76 69 1128-6 35 45 56 63 67 64 62 55 1231-4-3 51 60 71 78 82 80 78 71 1231-4-4 53 62 73 80 84 82 80 73 1231-4-5,5 55 64 75 82 86 84 82 75 1231-6 42 51 62 69 73 71 69 62 1435-4-4 54 63 74 81 85 83 81 74 1435-4-5,5 56 65 76 83 87 85 83 76 1435-4-7,5 58 67 78 85 89 87 85 78 1435-6 44 53 64 71 75 73 71 64 1640-4-5,5 55 64 75 82 86 84 82 75 1640-4-7,5 58 67 78 85 89 87 85 78 1640-4-10 60 69 80 87 91 89 87 80 1640-6 49 58 69 76 80 78 76 69 1845-4-7,5 61 71 82 89 93 91 89 81 1845-4-10 64 74 85 92 96 94 92 84 1845-6 56 66 77 84 88 86 84 76 2050-4-10 62 72 83 90 94 92 90 82 2050-4-12,5 64 74 85 92 96 94 92 84 2050-4-15 66 76 87 94 98 96 94 86 2050-4-20 68 78 89 96 100 98 96 88 2050-6 58 68 79 86 90 88 86 78 2563-6 67 77 88 95 99 96 94 87 118 Dimensiones mm Boca de aspiraciónBoca de impulsión Modelo A B1 B2 C C1 C2 øD1* ød1 ød2 E H1 I J J2 K k2 L øO CMP-38-2M/E 141 165 97 122 96 26 80 85 2,4 60 60,5 100 80 46 50 77 52 8 CMP-38-2M 164,5 176,5 103,5 130 99 31 80 85 M4 79 64 95 107 82 53 72 67 6,5 Modelo A B1 B2 C C1 C2 øD1* ød ød1 ød2 E H1 I J J1 J2 K k2 L øO CMP-512-2T 185 206,5 118 251 212 39 112 140 132 M4 82,5 69 104 117 - 104,5 75 92 86 5,5 CMP-512-4T 185 206,5 118 249 210 39 112 140 132 M4 82,5 69 104 117 - 104,5 75 92 86 5,5 CMP-514-2T 225 254 150 281 236 45 140 169 151,5 M4 100 91 122 147 64 128 838 105 107 6,5 CMP-514-4T 225 254 150 261 216 45 140 169 151,5 M4 100 91 122 147 64 128 83 105 107 6,5 CMP-616-2T 258 297 173,5 320 264 56 160 204 180 M6 110 105,5 153 172 - 147 103 128 125 7 CMP-616-4T 258 297 173,5 283 227 56 160 204 180 M6 110 105,5 153 172 - 147 103 128 125 7 CMP-620-2T 298 347 202,5 321 265 56 200 247 230 M6 126 145,5 159 153 - 128 105 134 100 8 CMP-620-4T 298 347 202,5 283 227 56 200 247 230 M6 126 145,5 159 153 - 128 105 134 100 8 CMP-718-2T 303,5 348 201 355 294 61 180 238 210 M6 129,5 122 169 192 85 170 115 145 146 9 CMP-718-2M 303,5 348 201 355 245 61 180 238 210 M6 129,5 122 169 192 85 170 115 145 146 9 CMP-718-4T 303,5 348 201 331 270 61 180 238 210 M6 129,5 122 169 192 85 170 115 145 146 9 CMP-718-4M 303,5 348 201 331 270 61 180 238 210 M6 129,5 122 169 192 85 170 115 145 146 9 CMP-820-2T 322 377 223 369,5 301 68,5 200 247 230 M6 137,5 137 184 213 94,5 189 160 160 156 9 CMP-820-2M 322 377 223 369,5 301 68,5 200 247 230 M6 137,5 137 184 213 94,5 189 160 160 156 9 CMP-820-4T 322 377 223 345,5 277 68,5 200 247 230 M6 137,5 137 184 213 94,5 189 160 160 156 9 CMP-820-4M 322 377 223 345,5 277 68,5 200 247 230 M6 137,5 137 184 213 94,5 189 160 160 156 9 Boca de aspiraciónBoca de impulsión CMP-38 CMP-512...820 CMP * Diámetro nominal tuberia recomendada * Diámetro nominal tuberia recomendada