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CALCULO PARA EL DRENAJE NORMAL A 100 Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS ENTRE LOS CALENTADORES NOS. 3 Y 2 Y DRENAJE DE EMERGENCIA ENTRE CALENTADOR NO. 3 Y CONDENSADOR PRINCIPAL PARA EL PROYECTO RIO ESCONDIDO, UNIDADES, 1,2, 3 Y 4 DE 300MW CADA UNIDAD

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PRIMERA HOJ PAGINA 2

INSTITUTO POLITECNICO NACIONAL

ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERIA MECANICA Y ELECTRICA

UNIDAD PROFESIONAL AZCAPOTZALCO

CÁLCULO PARA DETERMINAR EL TAMAÑO DEL

DRENAJE NORMAL ENTRE LOS CALENTADORES DE

AGUA DE ALIMENTACIÓN NOS. 3 Y 2 Y DE

EMERGENCIA ENTRE EL CALENTADOR NO. 3 Y EL

CONDENSADOR PRINCIPAL A 100% Y 25% DE

CARGA CON SERVICIOS, PARA EL PROYECTO “RÍO

ESCONDIDO, UNIDADES 1, 2, 3, Y 4”, DE 300 MW

CADA UNIDAD.

TESIS

QUE PARA OBTENER EL TITULO DE:

INGENIERO MECANICO

PRESENTA

ROBERTO MARTÍNEZ MUÑIZ

(3)

AGRADECIMIENTOS:

AL INSTITUTO POLITECNICO NACIONAL (I.P.N.)

PORQUE AL PERMITIRME ACCESAR A LA EDUCACION SUPERIOR ME CONCEDIO PERTENECER A UN GRUPO PRIVILEGIADO DENTRO DE LA EDUCACION NACIONAL.

A LA ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERIA MECANICA Y ELECTRICA (E.S.I.M.E.)

PORQUE ME REVISTIO EN SUS AULAS CON LOS CONOCIMIENTOS INDISPENSABLES PARA HACER FRENTE A, LOS EXIGENTES REQUERIMIENTOS DE UNA SOCIEDAD INDUSTRIAL EN PLENO DESARROLLO.

A LA COMISION FEDRAL DE ELECTRICIDAD (C.F.E.)

PORQUE EN ELLA TUVE LA OPORTUNIDAD DE ENFRENTAR LOS RETOS QUE ME PERMITIERON AMPLIAR EL CONOCIMIENTO DE TECNOLOGIAS EXISTENTES EN EL DISEÑO DE CENTRALES TERMOELECTRICAS.

AL SINDICATO UNICO DE TRABAJADORES ELECTRISISTAS DE LA REPUBLICA MEXICANA (S.U.T.E.R.M.)

PORQUE ATRAVES DE EL, ME HA PERMITIDO DURANTE 30 AÑOS VIVIR LA EXPERIENCIA LABORAL EN DIFERENTES ACTIVIDADES QUE ME HAN PROPORCIONADO EXPERIENCIA.

AL ING. GERARDO IRVING ARJONA

POR SU HUMANISMO, COMPRENSION Y DON DE GENTE, QUIEN CON SUS COMENTARIOS Y APOYO ME DEVOLVIO LA CONFIANZA EN MI MISMO, PARA DEJAR ATRÁS LAS INSEGURIDADES QUE ME HAN AGOBIADO EN EL PASADO.

AL C. ING. ROBERTO AHUMADA TREJO

PORQUE SIN SU APOYO ESTA TESIS NO SE HUBIERA CONVERTIDO EN UNA REALIDAD.

A MIS ESTIMADOS AMIGOS Y COMPAÑEROS DE TRABAJO

(4)

DEDICO ESTA TESIS:

A MIS PADRES

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

A MI ESPOSA MARIA ELENA

QUIEN TIENE MEMORIA DE MUJER; Y ELLA NO OLVIDA NI PERDONA.

¡QUIEN CON ESE PERSONAL CARÁCTER! COMO GOTA QUE TALADRA LA ROCA ASI HA LOGRADO SU META ALCANZAR.

A MIS QUERIDOS HIJOS

GENARO, MIROSLAVA Y ROBERTO DANIEL

(5)

SALMO 133

¡OH! QUE BUENO HABITAR LOS HERMANOS JUNTOS, COMO UN UNGÜENTO QUE BAJA POR LA CABEZA DE AARON

POR SUS BARBAS HASTA LA ORLA DE SUS VESTIDURAS COMO EL ROCIO DEL HERMON

(6)

MEMORIA DE CÁLCULO PARA DETERMINAR

EL TAMAÑO DE LA LÍNEA DE DRENAJE

NORMAL ENTRE LOS CALENTADORES DE

AGUA DE ALIMENTACIÓN No. 3 Y 2 DE BAJA

PRESIÓN A 100% Y 25% DE CARGA CON

SERVICIOS Y EL DRENAJE DE EMERGENCIA

ENTRE

EL

CALENTADOR

No.

3

Y

EL

(7)

INDICE

INCISO DESCRIPCIÓN HOJA No.

UNICO OBJETIVO. 5

CAPITULO 1

1.1.0 CRITERIOS BÁSICOS DE DISEÑO. 6

1.2.0 CONSIDERACIONES Y DATOS. 7

1.3.0 CÓDIGOS Y NORMAS APLICABLES. 8

1.4.0 GENERALIDADES 9

CAPITULO 2

2.0.- SOLUCIÓN. 17

2.1.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL, 18 ENTRE EL CALENTADOR No. 3 Y LA VÁLVULA

DE CONTROL A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS.

2.2.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL 38 ENTRE LA VÁLVULA DE CONTROL Y LA BOQUILLA

DE LLEGADA DEL CALENTADOR No. 2, A 100% DE CARGA CON SERVICIOS.

2.3. CÁLCULO DEL TAMAÑO DE LA LÍNEA DE 65

DRENAJE DE EMERGENCIA A 100% Y 25% DE CARGA CON SERVICIOS, EN EL TRAMO CORRESPONDIENTE DEL CALENTADOR No. 3 A LA VÁLVULA DE CONTROL.

2.4.- CÁLCULO DE LA LÍNEA DE DRENAJE DE 83

(8)

INCISO DESCRIPCIÓN HOJA No.

CAPITULO 3

3.0.- SUMARIO DE RESULTADOS. 99

BIBLIOGRAFÍA. 100

ANEXOS.

A.- FIG. 1 VELOCIDADES RECOMENDADAS. 101

B.- FIG. 2, CHOKING PRESSURE VERSUS FLOW RATE. 102 C.- FIG. 3, GRAPHICAL SOLUTION OF EQUATION. 103 D.- FIG. 4, GRAPHICAL SOLUTION OF EQUATION. 104 E.- FIG. 5, PRESSURE RATIO VERSUS MACH NUMBER. 105 F.- FIG. 6, BALANCE TÉRMICO DE CALOR A V.T.A. 106

CON SERVICIOS.

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

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

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

(9)

UNICO. OBJETIVO.

EL OBJETIVO DE ESTOS CÁLCULOS ES EL DE OBTENER EL TAMAÑO DE LAS LÍNEAS DE DRENAJE NORMAL Y DE EMERGENCIA DEL CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN No. 3 DE BAJA PRESIÓN, ASÍ COMO LAS CONDICIONES DE PRESIÓN PARA SELECCIONAR LAS VÁLVULAS DE CONTROL PARA DICHAS LÍNEAS DE DRENAJE PARA EL PROYECTO RÍO ESCONDIDO, UNIDADES 1, 2, 3 Y 4.

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

ESTE ESTUDIO SE DESARROLLA A PARTIR DE LAS RECOMENDACIONES HECHAS POR LA COMPAÑIA DE INGENIERIA BECHTEL OVERSEAS CORPORATION ASESORA DE LA COMISION FEDERAL DE ELECTRICIDAD Y EN ESPECIAL, DEL ING. LIAO COAUTOR DEL ARTICULO CITADO EN EL INCISO 1.1.7 Y EN EL PUNTO 2 DE LA BIBLIOGRAFIA.

(10)

CAPITULO 1

CONSIDERACIONES TECNICAS

1.1.0.- CRITERIOS BÁSICOS DE DISEÑO.

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

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

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

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

1.1.5. LAS BOQUILLAS DE DESCARGA Y LLEGADA DEL DRENAJE NORMAL SE DETERMINARÁN DE ACUERDO A LO INDICADO EN EL “HEAT EXCHANGE INSTITUTE, STANDARD FOR CLOSED FEEDWATER HEATERS”, COPY RIGHT 1974, PÁG. 5, INCISO B-7.

1.1.6.- LA BOQUILLA DEL CONDENSADOR PARA LA LÍNEA DE DRENAJE DE EMERGENCIA SE DETERMINARÁ DE ACUERDO A LA RECOMENDACIÓN DE BECHTEL OVERSEAS CORPORATION, SEGÚN LA CUAL EL DIÁMETRO NOMINAL DE LA BOQUILLA DEBE SER COMO MÍNIMO UN TAMAÑO MAYOR QUE EL TAMAÑO NOMINAL SELECCIONADO PARA LA LÍNEA AGUAS ABAJO.

1.1.7. EL MÉTODO DE CÁLCULO APLICADO PARA DETERMINAR EL TAMAÑO DE LAS LÍNEAS DE LOS DRENAJES ES SEGÚN RECOMENDACIÓN DE BECHTEL OVERSEAS CORPORATION, EN MEMORANDO DEL 12 DE SEPTIEMBRE DE 1978, DEL ING. B. ALEY, PARA EL ING. LUIS CARBAJAL M.

1.1.8. LA LÍNEA DE DRENAJE NORMAL SE CALCULA INDEPENDIENTE DE LA DE EMERGENCIA SEGÚN RECOMENDACIÓN DE ASME DE JULIO DE 1972, “RECOMENDED PRATICES FOR THE PREVENTION OF WATER DAMAGE TO STEAM TURBINES USED FOR ELECTRIC POWER GENERATION” (ASME STANDARDS No. TWDPS-1, PART-1 FOSSIL FUELED PLANTS, PÁGS. 6, 7 Y8. 1.1.9. LOS CÁLCULOS DE LAS REDUCCIONES Y AMPLIACIONES, SE EFECTUARÁN

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

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1.2.0.-CONSIDERACIONES Y DATOS.

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

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

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

2 2 2 1 2 1

Q Q P P  

1.2.4.- LOS DRENAJES DE EMERGENCIA SE CALCULARÁN TOMANDO COMO BASE LA TEMPERATURA DE SATURACIÓN DEL VAPOR INDICADA EN EL BALANCE TÉRMICO CORRESPONDIENTE.

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

1.2.6.- LA EQUIVALENCIA UTILIZADA ENTRE 2

cm kg

Y psi, ES DE:

2

1 cm

kg

= 14.2234 psi

1.2.7.- LA EQUIVALENCIA UTILIZADA ENTRE °C Y °F, ES DE: 1.8°F = 1 °C

1.2.8.- LA EQUIVALENCIA UTILIZADA ENTRE

kg Kcal

1

Y

lbs BTU

, ES DE:

kg Kcal

1

= 1.8

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1.3.0.-CÓDIGOS Y NORMAS APLICABLES.

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

1.3.2.- PUBLICATION ASME 76-WA/PWR-4, “ANALYTICAL APPROACH FOR DETERMINATION OF STEAM/WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANT DRAIN SYSTEMS.

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

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

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

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1.4.0.- GENERALIDADES

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

UNA CENTRAL GENERADORA DE ELECTRICIDAD ES UN INGENIO INDUSTRIAL CREADO POR EL HOMBRE DE PROPORCIONESS TALES QUE SEA CAPAZ DE EJECUTAR ALGUNAS DE LAS TRANSFORMACIONES CITADAS, GENERANDO ELECTRICIDAD DE FORMA MASIVA, CONSTITUYENDO EL PRIMER ESCALÓN DEL SISTEMA DE SUMINISTRO ELÉCTRICO PARA SATISFACER LAS NECESIDADES PRIMARIAS Y DE COMFORT DEL SER HUMANO.

1.4.2.- TIPOS DE CENTRALES GENERADORAS.

SEGÚN HA EVOLUCIONADO LA HUMANIDAD, SE HAN DESARROLLADO DIVERSAS INSTALACIONES DENOMINADAS CENTRALES ELÉCTRICAS HASTA ALCANZAR EL NIVEL TECNOLÓGICO ACTUAL DONDE DEPENDIENDO DE LA FUENTE PRIMARIA DE ENERGÍA UTILIZADA LAS CENTRALES GENERADORAS SE CLASIFICAN EN:

1.4.2.1.- HIDROELÉCTRICAS.

EN LAS CENTRALES HIDROELÉCTRICAS EL ELEMENTO GENERADOR ESTÁ CONSTITUIDO POR UN ALTERNADOR, MOVIDO MEDIANTE UNA TURBINA HIDRÚLICA QUE APROVECHA LA ENEREGÍA POTENCIAL DEL AGUA DE LOS RIOS, ALMACENADA EN PRESAS DISEÑADAS Y CONSTRUIDAS PARA TAL FIN.

1.4.2.2.- TERMOELÉCTRICAS.

EN EL PROCESO GENERADOR DE ELECTRICIDAD A PARTIR DE CENTRALES TERMOELÉCTRICAS, EXISTE UNA CLASIFICACIÓN DE TIPOS DE GENERACIÓN, SEGÚN EL COMBUSTIBLE PRIMARIO UTILIZADO PARA GENERAR EL VAPOR O LOS GASES QUE MUEVEN LA TURBINA QUE HACE GIRAR EL GENERADOR ELÉCTRICO COMO SIGUE:

(15)

PRODUCIR EL MOVIMIENTO ROTATORIO QUE IMPULSA AL GENERADOR ELÉCTRICO QUE GENERA LA ELECTRICIDAD.

1.4.2.2.2.- CENTRALES TERMOELÉCTRICAS QUE UTILIZAN COMO COMBUSTIBLE PRIMARIO EL CARBÓN DE PIEDRA QUE AL SER QUEMADO EN EL HOGAR DE UN GENERADOR DE VAPOR (CALDERA), PRODUCE EL VAPOR DE AGUA QUE ES USADO PARA MOVER LA TURBINA DE VAPOR COMO MÁQUINA MOTRÍZ QUE A SU VEZ IMPULSA EL GENERADOR ELÉCTRICO ACOPLADO, PRODUCIENDO LA ENERGÍA ELÉCTRICA.

1.4.2.2.3.- CENTRALES TERMOELÉCTRICAS CONVENCIONALES QUE UTILIZAN COMO COMBUSTIBLE PRIMARIO EL GAS NATURAL, QUEMÁNDOLO DENTRO DEL HOGAR DEL GENERADOR DE VAPOR (CALDERA), PARA TRANSFORMAR EL AGUA DE ALIMENTACIÓN EN VAPOR DE AGUA QUE AL EXPANSIONARSE EN LA TUBINA DE VAPOR, PRODUCE EL IMPULSO NECESARIO PARA HACER GIRAR EL GENERADOR ELÉCTRICO PRODUCIÉNDO LA ELECTRICIDAD.

1.4.2.2.4.-LAS CENTRALES DE CICLO COMBINADO, SON AQUELLAS QUE UTILIZAN COMO COMBUSTIBLE PRIMARIO EL GAS NATURAL PARA MOVER UNA PRIMERA TURBINA. APROVECHANDO POSTERIORMENTE LOS GASES DE COMBUSTIÓN PRODUCIDOS EN LA TURBINA DE GAS PARA GENERAR VAPOR DE AGUA DENTRO DE UN RECUPERADOR DE CALOR QUE ALIMENTA A OTRA TUBINA DE VAPOR.

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

1.4.2.3.- GEOTERMOELÉCTRICAS

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

(16)

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

1.4.2.5.- COMBUSTIÓN INTERNA.

UNA CENTRAL DE COMBUSTIÓN INTERNA GENERA ELECTRICIDAD UTILIZANDO UN MOTOR DE COMBUSTIÓN, GENERALMENTE DIESEL, QUE PRODUCE EL MOVIMIENTO DEL GENERADOR ELÉCTRICO PARA GENERAR ELECTRICIDAD.

1.4.2.6.- CENTRALES EÓLICAS.

ESTAS CENTRALES GENERADORAS DE ELECTRICIDAD CONVIERTEN LA ENERGÍA DEL VIENTO EN ENERGÍA ELÉCTRICA, MEDIANTE UN VENTILADOR DE VIENTO QUE HACE GIRAR UN GENERADOR DE ENERGÍA, EL CUAL ESTÁ BASADA EN EL APROVECHAMIENTO DE UN FLUJO DINÁMICO DEL VIENTO CAMBIANTE Y CON DESPLAZAMIENTO HORIZONTAL. LA CANTIDAD DE ENERGÍA OBTENIDA ES PROPORCIONAL A LA VELOCIDAD DEL VIENTO, LO QUE MUESTRA LA IMPORTANCIA DE ESTE FACTOR.

UNA CENTRAL EÓLICA FISICAMENTE ESTÁ CONSTITUIDA POR UN CAMPO ABIERTO SEMBRADO DE INUMERABLES ESTRUCTURAS VERTICALES LLAMADAS NACELLE O GONDOLAS ESVELTAS, LAS CUALES CUENTAN CON HÉLICES ALINEADAS Y EN EL NÚMERO NECESARIO PARA LA CANTIDAD DE ENERGÍA ELÉCTRICA REQUERIDA.

1.4.3.- CENTRAL TERMOELÉCTRICA JOSÉ LÓPEZ PORTILLO.

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

(17)

COMO COMBUSTIBLE PRIMARIO PARA LA GENERACIÓN MASIVA DE ENERGÍA ELÉCTRICA.

EL UTILIZAR CARBÓN MINERAL NO COQUIZABLE SE INICIÓ EN EL PAÍS EN EL AÑO DE 1959 CUANDO SE CONSTRUYÓ LA PRIMERA PLANTA TERMOELÉCTRICA EN NAVA, COAH., CON CAPACIDAD DE PRODUCCIÓN DE 37,500 KW. COMO PLANTA PILOTO.

LA CENTRAL TERMOELÉCTRICA RÍO ESCONDIDO FUE DISEÑADA Y CONSTRUIDA PARA UNA CAPACIDAD TOTAL DE 1,200 MW, EN CUATRO UNIDADES DE 300 MW CADA UNA, DISEÑÁNDOSE AL MISMO TIEMPO Y POR PRIMERA VEZ EN MÉXICO Y, PARA LA C.F.E., LAS CUATRO UNIDADES. ADEMÁS DE UTILIZAR COMO COMBUSTIBLE EL CARBÓN RELACIONADO CON LO MISMO, LA CENTRAL FUE DISEÑADA Y CONSTRUÍDA CON UN SISTEMA PARA ALMACENAMIENTO Y MANEJO DE CARBÓN: PRECIPITADORES ELECTROSTÁTICOS, UN GENERADOR DE VAPOR DE GRAN TAMAÑO Y PESO PARA CADA UNIDAD Y, FINALMENTE, EN LUGAR DE TORRES DE ENFRIAMIENTO, SE CONSTRUYÓ UN GRAN LAGO (ESTANQUE) DE ENFRIAMIENTO DE 300 HECTÁREAS CON CAPACIDAD DE 18 MILLONES DE METROS CÚBICOS.

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

1.4.4.1.- FUNCIÓN DEL SISTEMA.

LA FUNCIÓN DEL SISTEMA ES SUMINISTRAR VAPOR DE LA TURBINA DE BAJA PRESIÓN A LOS CALENTADORES DEL SISTEMA DE AGUA DE CONDENSADO CON EL FIN DE OBTENER UN CICLO RANKINE REGENERATIVO, USANDOSE ESTE VAPOR COMO MEDIO DE CALENTAMIENTO DEL AGUA DE ALIMENTACIÓN DEL GENERADOR DE VAPOR Y DE ESTA MANERA INCREMENTAR LA EFICIENCIA DEL CICLO. LAS OTRAS DOS FUNCIONES DE ESTE SISTEMA SON:

1.4.4.1.1.- DRENAR EN CASCADA EL VAPOR CONDENSADO EN LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN HASTA EL CONDENSADOR PRINCIPAL.

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1.4.4.2.1.- EL SISTEMA SE INICIA EN LOS PUNTOS DE EXTRACCIÓN DE LA TURBINA DE BAJA PRESIÓN, DE AHÍ VA A LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN NOS. 1, 2, 3 Y 4, DRENANDO LA OPERACIÓN NORMAL EN CASCADA DEL CALENTADOR DE MAYOR PRESIÓN HASTA EL CALENTADOR NO. 2, DE AHÍ DRENA AL TANQUE DE VAPORIZACIÓN INSTANTÁNEA, DESPUÉS VA AL ENFRIADOR DE DRENES Y POSTERIORMENTE AL CONDENSADOR PRINCIPAL. EL CALENTADOR NO. 1 DRENA AL ENFRIADOR DE DRENES Y DE AHÍ AL CONDENSADOR PRINCIPAL. EN ARRANQUE Y EN CARGAS MENORES DEL 25%, EL CALENTADOR NO. 1 NO OPERA (EL GASTO ES CERO). EN OPERACIONES DE EMERGENCIA TODOS LOS CALENTADORES DRENAN INDIVIDUALMENTE AL CONDENSADOR PRINCIPAL, INCLUYENDO EL ENFRIADOR DE DRENES. TODOS LOS CALENTADORES CUENTAN CON UNA ZONA INTEGRAL DE SUBENFRIAMIENTO, A EXCEPCIÓN DE LOS CALENTADORES NO. 1 Y NO. 2 LOS CUALES POR ESTAR EN EL CUELLO DEL CONDENSADOR PRINCIPAL Y POR SU PROXIMIDAD A LA TURBINA DE BAJA PRESIÓN PARA EVITAR POSIBLES DAÑOS POR INTRODUCCIÓN DE AGUA; SU ZONA DE SUBENFRIAMIENTO (ENFRIADOR DE DRENES) ESTÁ SEPARADA FÍSICAMENTE, LEJOS DE LA TURBINA.

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

EL SISTEMA ESTÁ COMPUESTO PRINCIPALMENTE POR LAS TUBERIAS DE EXTRACCIÓN DE VAPOR NOS. 1,2,3 Y 4, LAS TUBERIAS DE DRENAJES Y VENTEOS, LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN, EL ENFRIADOR DE DRENES DEL CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN NO. 1, EL TANQUE DE VAPORACIÓN INSTANTÁNEA, EL EYECTOR PRINCIPAL (BANCO DE EYECTORES DE SERVICIO), EYECTOR DE ARRANQUE, POSTCONDENSADOR E INTERCONDENSADOR, INSTRUMENTACIÓN, VÁLVULAS DE CONTROL, TRAMPAS DE VAPOR Y SELLOS EN “U”, ASÍ COMO LAS PREVISIONES NECESARIAS PARA EVITAR DAÑOS POR ENTRADA DE AGUA A LA TURBINA DE BAJA PRESIÓN DE ACUERDO CON LA NORMA ASME-TOP-1 ÚLTIMA EDICIÓN (RECOMMENDED PRACTICES FOR THE PREVENTION OF WATER TO STEAM TURBINES USED POR ELECTRICAL POWER GENERATION).

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

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DRENAJES, DE ACUERDO CON EL MÉTODO DE CÁLCULO INIDCADO EN LA NORMA ASME-76-WA/pwr-4 (ANALYTICAL APPROACH FOR DETERMINATION OF STEAM WATER FLOW CAPABILITY IN POWER PLANT DRAIN SYSTEMS).

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

1.4.5.- BASES DE DISEÑO.

LOS CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACIÓN DE BAJA PRESIÓN ESTÁN DISEÑADOS DE ACUERDO A LAS RECOMENDACIONES DEL HEI Y PARA QUE LA DIFERENCIA TERMINAL DE TEMPERATURA SEA DE 2.77°C Y LA APROXIMACIÓN DE DRENAJES SEA DE 5.55 °C, A CONDICIONES DE DISEÑO.

CONDICIONES DE DISEÑO.

1.4.5.1.- PRESIÓN LADO CARCASA.

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

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

1.4.5.2.- TEMPERATURA DE DISEÑO LADO CARCASA.

ESTAS TEMPERATURAS SE CALCULAN DE ACUERDO AL HEI ÚLTIMA EDICIÓN.

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

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

1.4.6.-CALENTADORES DE AGUA DE ALIMENTACION. 1.4.6.1.- CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN NO. 1.

Fabricante SWECOMEX. S.A. Tipo Tubo y corasa.

Geometría Cilíndrico horizontales, tubos rectos. Tamaño 1.27 m X13.2m X 713 m2

Materiales:

Corasa Acero al carbón ASME SA 285 Espejo Acero al carbón ASME SA 515

Tubos Acero inoxidable ASME SA 249 T304 Presión en :

Tubos Corasa

31.7 Kg/ cm2

3.5 Kg/ cm2 y vacío.

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

Fabricante SWECOMEX. S.A. Tipo Tubo y carcasa.

Geometría Cilíndrico horizontales, tubos rectos. Tamaño 1.12 X13.16 X 670 m2

Materiales:

Corasa Acero al carbón ASME SA 285

Tubos Acero inoxidable ASME SA 249 T304 Espejo Acero inoxidable ASME SA 285 Presión en:

Tubos Corasa

31.7 Kg/ cm2 3.5 Kg/ cm2 y vacío

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Fabricante FOSTER WHEELER LIMITED Tipo Tubo y corasa.

Geometría Cilíndrico horizontales, tubos en “U”. Dimensión de Tubos De 19 mm, calibre 20 BWG

Total de Tubos 485 tubos en “U” Material:

Corasa Acero al carbón ASME SA 285 Espejo Acero al carbón ASME SA 515

Tubos Acero inoxidable ASME SA 688 T304

1.4.6.4.- CALENTADOR DE AGUA DE ALIMENTACIÓN No. 4.

Fabricante FOSTER WHEELER LIMITED Tipo Tubo y corasa.

Geometría Cilíndrico horizontales, tubos en “U”. Dimensión de Tubos D.E. 19 mm, calibre 20 BWG

Total de Tubos 475 tubos en “U” Material:

Corasa Acero al carbón ASME SA 285 Espejo Acero al carbón ASME SA 515

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CAPITULO 2

2.0 DESARROLLO Y SOLUCION.

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

CALENTADOR No 2 CALENTADOR

No 3

DRENAJE DEL CALENTADOR No. 3 AL CALENTADOR No. 2

C

on

de

nsa

do

r

pr

in

ci

pa

(23)

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

2.1.1.- CONDICIONES TERMODINÁMICAS.

2.1.1.1- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO (V ).

DEL BALANCE TERMICO A 100% DE CARGA CON SERVICIOS. DATOS:

FLUÍDO:CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA SUBENFRIADO. ta = 104.5°C = 220.1°F

Pe = 2.08 2

cm kg

abs

∆Pcal = 0.13 2

cm kg

(DE OFERTA DE FOSTER WHEELER)

PRESIÓN A LA SALIDA DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3 (Pa) Pa = Pe-∆Pcal = 2.08-0.13 = 1.95 2

cm kg

abs.

Pa = 1.95 2

cm kg

abs = 27.735 psi abs

INTERPOLANDO:

DE TABLAS DE VAPOR.

V = 0.01677224 lbs

ft3

= 0.0010971 kg m3

2.1.1.2.- DENSIDAD () Y (R)

01677224 .

0 1 1

 

V

 = 59.62 3

ft lbs

(a 220.1 °F);  = 62.371 3

ft lbs

(24)

DATOS:  = 59.62 3

ft lbs

(a 220.1 °F)

 = 62.371 3

ft lbs

(a 60 °F)

371 . 62 62 . 59  R  956 . 0  R

2.1.1.3.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD (). DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG. 1-3. DATOS:

ta = 104.5 °C = 220.1 °F  = 0.25 cp

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

W= 52,260

hr kg = 115,212.396 hr lbs

V = 0.0010471 kg m3   V 1  3 02 . 955 0010471 . 0 1 m kg    

VW

V W

 

VW

V W   V= 60 02 . 955 1000 620 , 52    G

G = 912.023

min

(25)

785 . 3

23 . 912

G gpm

G = 240.96 gpm

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

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

DATOS: P = 0.604 2

cm kg

abs (PRESIÓN DEL VAPOR DE EXTRACCIÓN A 25% DE CARGA CON SERVICIOS)

∆P1 = 0.13 2

cm kg

(CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DEL CAL No. 3 AL 100% DE CARGA CON SERVICIOS SEGÚN OFERTA DE WHEELER)

W1=Q1= 52,260

hr kg

(A 100% DE CARGA CON SERVICIOS)

W2=Q2= 11,880

hr kg

(A 25% DE CARGA CON SERVICIOS)

2 2 2 1 2 1

Q Q P P

  

∆P2 = 2

1 2 2 1 Q

Q P

=

2 2 ) 260 , 52 (

) 880 , 11 ( 13 . 0

P2= 0.0067 2

cm kg

Pa = P -

P2= 0.604 – 0.0067

Pa = 0.5973 2

cm kg

abs = 8.496 psi abs

(26)

ta = 70.3 °C = 158.54 °F

Pa = 0.5973 2

cm kg

abs = 8.496 psia

INTERPOLANDO (V ) = 0.0163862341

lbs ft3

= 0.001022986 kg m3

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

V= 0.0163862341 lbsft

3

DENSIDAD ()  =

V 1

=

0163862341 .

0 1

= 61.03 3

ft lbs

= 977.53 2

m kg

DENSIDAD RELATIVA (R)

 = 61.03 3

ft lbs

(A 70.3 °C)

 = 62.37 3

ft lbs

(A 60° F )

R

 =

371 . 62

03 . 61

= 0.98

2.1.2.4.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD () DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG. A-3 DATOS:

ta = 158.54 °F  = 0.4 cp

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

W = 11,880

hr kg

= 26,190.65

(27)

V= 0.001022986 kg m3

 =

001022986 .

0 1

= 977.53 3

m kg

; =

V W

V

= W =

60 53 . 977

1000 11880

 

= 202.55 minlts

G =

785 . 3

55 . 202

G = 53.51 gpm

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

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

DATOS:

FLUIDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA SUB-ENFRIADO.

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

V = 4

seg ft

(28)

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

FORMA CFE-DID-020

ALTERNATIVAS

DATOS: 4ӯ nom, CED. 80 6ӯ nom, CED. 40

1 2 3 4

Po = PRESIÓN DE TRABAJO = P = PRESIÓN DE DISEÑO (Psig) =

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

Q = CAUDAL DE DISEÑO (gpm) = 240.96 240.96

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

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

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

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

v1= VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg) =

(según criterios de diseño) VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADA V=4ft/seg

CÁLCULOS I.- TAMAÑO

A1= ÁREA SECCIÓN =

1 04 . 0 v W

 (pulg2) = 19.32 38.64

A = ÁREA SECCIÓN REAL (pulg2) = 12.73 28.89

d = DIÁMETRO INTERIOR REAL (pulg) = 4.026 6.065

Do = DIÁMETRO EXTERIOR (pulg) = 4.500 6.625

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

II.- CAÍDA DE PRESIÓN

Re = NUM. DE REYNOLDS = 6.du31W = (°) f = FACTOR DE FRICCIÓN =

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

             2 2 0668 . 0 ) 2000 (Re . 1294 . 0 ) 2000 (Re . d v LAMINAR REG d v f TURBULENTO REG LÍQUIDOS  

DIÁMETRO SELECCIONADO PARA LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3

DB= 6”nom, CED. 40

GAS/VAPOR 5 2 000336 . 0 pd fW

L1= LONGITUD TUBERÍA RECTA (pies)

(29)

DRENAJE NORMAL DEL CALENTADOR N° 3 PLANO P-606-501 REVISIÓN A

1460

888 19568

3332

5932

5200

3362 2413

501-ø-HBI

EL. 14.960

EL. 12.500 Calentador No. 3 EL. 7.960

BOQUILLA DE CAL N° 2 RED EX

EL. 7.875

EL. 9.360

(30)

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

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

EL RANGO DE VELOCIDADES PARA SELECCIONAR EL DIÁMETRO ES DE: ENTRE 4 Y 7

seg ft

(DEL CRANE HOJA 3-6)

(31)

FORMA CFE-DID-020

ALTERNATIVAS

100% CON SERVICIOS 25% CON SERVS.

DATOS: 5ӯnom 4ӯ nom 31/2ӯ

nom 4ӯ nom

1 2 3 4

Po = PRESIÓN DE TRABAJO = P = PRESIÓN DE DISEÑO (Psig) =

T = TEMPERATURA DE DISEÑO (°F) = 220.1 220.1 220.1 158.54

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

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

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

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

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

v1 = VELOCIDAD RECOMENDADA (pie/seg) =

(según criterios de diseño) VELOCIDAD MÁXIMA RECOMENDADA

V= 7ft/seg

VELOCIDAD MÍNIMA RECOMENDADA V= 4ft/seg

CÁLCULOS I.- TAMAÑO

A1 = ÁREA SECCIÓN =

1 04 . 0 v W

 (pulg2) = 19.324 12.883 11.0425

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

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

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

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

II.- CAÍDA DE PRESIÓN0.00035

D 0.00045

D 0.0005

D 0.00045

D

Re = NUM. DE REYNOLDS = du

W

31 . 6 =

576,176.12 722,295.3 819,605.66 102,622.33

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

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

0.3784 1.2010 2.2859 0.06596

             2 2 0668 . 0 ) 2000 (Re . 1294 . 0 ) 2000 (Re . d v LAMINAR REG d v f TURBULENTO REG LÍQUIDOS

 DIÁMETRO SELECCIONADO PARA LA LINEA DEL

CAL. No. 3

DT= 4ӯ nom, CED. 40

GAS/VAPOR 5 2 000336 . 0 pd fW

(32)

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

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

SE SELECCIONARÁ POR PRINCIPIO, MENOR QUE EL TAMAÑO DE LA LÍNEA. Dt = 4" nom (DIÁMETRO DE LA LÍNEA)

Dv = 2" nom (DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL)

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

2.1.4.1.1.1.- CÁLCULO DE LA

D L

DE LA REDUCCIÓN CONCENTRÍCA CONECTADA EN LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 3.

tan=

" 5 . 3

" 0195 . 1

= 0.2913 =

2 1

d d

=

" 065 . 6

" 026 . 4

= 0.66381 = ARC TAN (0.2913) = 16.24° = 2= 2x16.24° = 32.48°

2

 = 0.4406 < 45°

(1 - 2) = 0.5594 sen= 0.2797

2)

1 ( 2 8

.

0   

sen

K

4”ø nom 5½”

3½”

d2

ø int = 6.025”

1.0195”

3 .5”

d1

ø int = 4.026”





(33)

5594 . 0 ) 2797 . 0 ( 8 . 0 2  K 1252 . 0 2  K 017 . 0 1252 . 0 ;    ft K D L ft D L K 365 . 7  D L

2.1.4.1.1.2.- CÁLCULO DE LA

D L

DE LA REDUCCIÓN DE 4” x 2”, CONECTADA EN LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL = 2”

48975 . 0 " 2 " 9795 . 0

tan   = ARC TAN (0.48975) = 26.093°

4 2 2 2 ) 1 ( 5 . 0      sen

K = 2= 2x26.093° = 52.186°

0695 . 0 6632 . 0 7369 . 0 5 . 0 2   

K  > 45°

516 . 3 2 

K sen= 0.4398

" 067 . 2 d 0.9795” 2”  2”ø n 4” 2” 4”ø n d2

ø int = 4.026”

d1

ø int = 2.067”

(34)

017 . 0

516 . 3

 

ft K D

L 2 0.260359

0695 . 0 4

7369 . 0 ) 1

( 2 6632 . 0 2 

sen

82 . 206

D L

(35)

2.1.4.1.1.2.BIS.- CÁLCULO DE LA

D L

DE LA REDUCCIÓN DE 4” x 3”, CONECTADA EN LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

DIÁMETRO DE LA VÁLVULA DE CONTROL = 3”

ø

2815 . 0 " 2 " 563 . 0 tan  

ARC TAN(0.2815)15.722° = 2= 2x15.722° = 31.444°

45° 4 2 2 2 ) 1 ( 5 . 0      sen

K sen= 0.2709701

2692 . 0 52055 . 0 4811 . 0 5 . 0 2   

K 0.72032

" 026 . 4 " 9 . 2 2

1

d d  46515 . 0 2 

K 2 0.5189

ft K D L ft D L

K  ;  4 0.2692

017 . 0 46515 . 0  D L 4811 . 0 ) 1

( 2

362 . 27  D L 52055 . 0 2   sen 3”ø n 4” 2” 4”ø n d2

ø int = 4.026”

d1

ø int = 2.9”



0.563”

2”

(36)

III.- LONGUITUD EQUIVALENTE TUBERÍA SECCIÓN DE TUBERÍA DE CAL. No. 3 A VÁLVULA DE CONTROL VER ISOMÉTRICO HOJA 16 DE 88

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

ACCESORIOS

100% DE CARGA CON SERVICIOS

25% DE CARGA CON SERVICIOS

CASO 1 CASO 2

DENOMINACIÓN No. L/D L/D TOT. L/D L/D TOT.

1.- VÁLVULA DE

COMPUERTA 1 8.0 8.0 8.0 8.0

2.- VÁLVULA DE GLOBO

3.- VÁLVULA “CHECK”

4.- CODO DE 90° 8 20 160.0 20 160.0

5.- CODO DE 45° 6.- REDUCCIÓN

6"A 4" 1 7.365 7.365 7.365 7.365 7.- TEE

8.- ENTRADA A

TUBERÍA 1 33.33 33.33 33.33 33.33

9.- SALIDA DE TUBERÍA 10.- EXPANSIÓN 11.- REDUCCIÓN

DE 4" 2" 1 206.82 206.82 206.82 206.82

SUMA TOTAL

L/D 415.52 415.52

L1=LONG. TUBERÍA RECTA

(PIES) 236.057 134.22 134.22

L2=LONGITUD EQUIVALENTE

L/D x d 12

/D d

L

12 026 . 4 52 .

415 

12 4 . 139

197 . 79

4 . 139

LT=LONGITUD EQUIVALENTE TOTAL (PIES)

(37)

DE CALENTADOR No. 3 A CALENTADOR No.2

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

1 2 3 4

L = LONGITUD TOTAL

EQUIVALENTE (pies) 273.62 273.62

A P=CAÍDA PR. TOTAL=P100xL (psi)

100 3.286 0.1805

III- ESPESOR DE PARED

(°°) S= ESFUERZO MAX. ADM. @ T (psi)

(°°) E = EFICIENCIA SOLD. LONGITUDINAL

(°°) A = ESPESOR ADICIONAL (pulg) (°°) y = COEFICIENTE SEGÚN MATERIAL

tm = ESP. MIN. =

SE Py

D

P o

 

2 +A,

(pulg)

t1 = ESP. NECESARIO =

875 . 0

tm

,

(pulg)

t = ESP. NORMAL MAS PRÓXIMO SUP. (pulg)

RESUMEN TUBERÍA ADOPTADA

DE CALENTADOR No. 3 A CALENTADOR No. 2

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

MATERIAL

DIAM. EXTERIOR, (pulg) = 4.500 4.500

ESPESOR, (pulg) ó SCH, No. =

VELOCIDAD, (pies/seg) = 6.072 1.348

CAÍDA DE PRESIÓN, (psi) = 3.286 0.1805

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

(38)

100% DE CARGA CON SERVICIOS

2.1.4.2.- CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE

CONTROL, ASÍ COMO VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS: Pa = 1.95 2

cm kg

abs = 27.736 psi abs

∆P = 3.286 psi

S = 4.057μ= 13.31 ft 94

. 0 

R

ta = 104.5 °C = 220.1 °F

P2= Pa + S -∆P

P2= 27.736 + 3.286

30662 . 2

94 . 0 31 .

13 

P2= 29.874 psi abs

CALENTADOR N° 3

CALENTADOR N° 2 S

Pa

(39)

P2= 2.1

2 cm

(40)

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

DATOS:

P2= 29.874 psi abs

ta = 104.52 °C = 220.1 ° F

CONDICIÓN P2> Pva = PRESIÓN DE VAPOR

DETERMINAR LA PRESIÓN DE VAPOR (Pva) A 220.1 ° F DE LAS TABLAS DE VAPOR ASME 1977

INTERPOLANDO. Pva = 17.22 psi abs

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

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

A 25% DE CARGA CON SERVICIOS

2.1.4.4.- CALCULAR LA PRESIÓN (P2) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE

CONTROL, Y VERIFICAR LA EXISTENCIA DE UNA FASE (FASE LÍQUIDO) A LA ENTRADA DE LA VÁLVULA DE CONTROL.

DATOS:

Pa = 0.5973 2 cm

kg

abs = 8.496 psi abs

∆P = 0.1805 psi

S = 4.057 m = 13.31 ft 98

. 0 

R

(41)

P2= Pa + S -∆P

P2= 8.496 + 0.1805

30662 . 2

98 . 0 31 .

13 

P2= 13.97 psi abs

P2= 0.9822

2 cm

kg abs

CALENTADOR N° 3

CALENTADOR N° 2 S Pa

(42)

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

DATOS:

P2= 13.97 psi abs

ta = 70.3 ° C = 158.54 °F

CONDICIÓN

P2> Pva = PRESIÓN DE VAPOR

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

Pva = 4.5796 psi abs P2= 13.97 > 4.5796 psi abs

(43)

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

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

SERVICIOS.

2.2.1.1.- CALCULAR LA ENTALPIA Y EL VÓLUMEN ESPECÍFICO LÍQUIDO Y DEL VAPOR A 1.1 2

cm kg

abs. P = 1.1 2

cm kg

abs = 15.646 psi abs DE TABLAS DE VAPOR ASME 1974

INTERPOLANDO P (psi abs) hL 

     lbs Btu hv       lbs Btu        lbs ft VL 3        lbs ft VV 3 646 . 0 0 . 5 0 . 15 646 . 15 0 . 20 1 ' 1 06 . 15 21 . 181 ´ 27 . 196 x x ´ 2 ' 2 4 . 5 9 . 1150 3 . 1156 x x 3 ' 3 000108 . 0 016726 . 0 ´ 016834 . 0 x x 4 ' 4 203 . 6 290 . 26 ´ 087 . 20 x x

hL= 183.156

lbs Btu

hv = 1151.598

lbs Btu

DEL CALENTADOR N° 3

HL=104.6Kcal/Kg

CALENTADOR N° 2

DB=?

Pb=1.10Kg/m²abs

hL= ?

hV= ? L

V = ?

V

(44)

Vv = 25.489 lbs

ft3

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

HL= 104.6

kg Kcal

= 188.28

lbs Btu

hL= 183.156

lbs Btu

VL= 0.016739

lbs ft3

V V= 25.489

lbs ft3

hv = 1151.598

lbs Btu

HL= hL+χhvL= hL+χ(hv – hL)

χ =

L L L

h hv

h H

 

=

156 . 183 598 . 1151

156 . 183 28 . 188

 

= 0.0052909

0.52909 % DE EVAPORACIÓN

CALCULAR EL VOLÚMEN ESPECÍFICO DE LA MEZCLA (VM) DATOS:

χ = 0.0052909

VL= 0.016739

lbs ft3

Vv = 25.489 lbs

ft3

VM=

VL +χ(Vv - VL)

VM= 0.016739 +χ(25.489 – 0.016739)

VM= 0.1515102 lbs

(45)

DENSIDAD DE LA MEZCLA DATOS:

VM= 0.1515102

lbs ft3

M M

V 1 

1515102 .

0 1

M

 = 6.6 3

ft lbs

3

6 . 6

ft lbs

M

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

DEL HEAT EXCHANGE INSTITUTE STANDARD FOR CLOSED FEEDWATER HEATERS SEGUNDA EDICIÓN, 1974 PÁG. 5, INCISO B-7C.

CONDICIÓN

M

G

2

= 4000; G = MASA VELOCIDAD ( 2

ft seg

lbs

 )

M

 = DENSIDAD DE LA MEZCLA

DONDE G≤ 250; G =

A W

DATOS:

W = 115,212.4

hr lbs

= 32 seg lbs

M

 = 6.6 3

ft lbs

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

(ø nom, M)

ÁREA INTERNA

(ft2)

G =

A W

M

G

2

M

G

2

(46)

COMO LA MENOR DIFERENCIA DE

M

G

2

- 4000, RESULTÓ DE 735.56, SE CONCLUYE QUE EL DIÁMETRO PARA LA BOQUILLA DEL CAL. No. 2, DEBE SER:

DB = 6 "Ø nom, CED.80

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

DATOS: Pa = 1.95 2

cm kg

abs = 27.736 psia

ta = 104.5 °C = 220.1 °F

W = 52,260

hr kg

= 115,212.4

hr lbs

= 32 seg lbs

Pb = 1.1 2

cm kg

abs = 15.65 psi abs

Pva = 17.22 psi abs

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

DONDE Pcv = Ff(Pva) y Ff= 0.96 – 0.28

Pc Pva

Pc = 3,206.2 2

pul lbs

abs (PARA AGUA)

Ff= 0.96 – 0.28

2 . 206 , , 3

22 . 17

= 0.9395

Pcv = Ff (Pva) = 0.9395 x 17.22

Pcv = 16.178 psi abs

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

(47)

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

DEL CRANE No. 410, ED. 1976, PÁG. A-2 E (A TURBULENCIA TOTAL) ft= 0.0164

fB= 0.0152

2.2.2.3.- CALCULAR (

A W

) ( 2

ft seg

lbs

 ), PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL

CAL. No. 2 DATOS:

DB= 6" Ø nom, CED 80

A W

=

181 . 0

32

A = 0.181 ft2 W = 32

seg lbs

A W

= 176.795 2

ft seg

lbs

2.2.2.4.- DETERMINAR ( * 4 P ) DATOS:

A W

= 176.795 2

ft seg

lbs

Pva = 17.22 psi abs

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

* 4

P = 6.4 psi abs CONDICIONES: SI *

4

P ≥Pb (RESOLVER MÉTODO 1) SI *

4

P < Pb (RESOLVER MÉTODO 2) (6.4 psi abs < 15.65 psi abs)

COMO * 4

(48)

DATOS: * 4

P = 6.4 psi abs DE LA FIG. No. 3, PAG. 4, DE LA PUBLICACIÓN (ASME)* Pva = 17.22 psi abs

= 0.55 2.2.2.5.2.- CALCULAR (M4)

DATOS:

= 0.55

* 4

P = 6.4 psia Pb = 15.65 psia

M4=

1 1 1 1 2 * 4 2               Pb P

M4=

1 55 . 0 1 65 . 15 4 . 6 1 55 . 0 1 2 2          

M4= 0.37

2.2.2.5.3.- CALCULAR K4

DATOS: M4= 0.37

= 0.55

(49)

2.2.2.5.4.- DETERMINAR LAS CONDICIONES BÁSICAS, SELECCIONANDO UN TAMAÑO DE LÍNEA.

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

D = 4”Ø nom, CED. 80 Di = 3.826”

A = 0.07986 ft2

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

1.- AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA DE 2" A 4"

tan= 0.9435 2

887 . 1

= ARCTANG 0.9435 = 43.3348° = <45°

2”nom

4”

2”

4”nom

d

1.887”

2”





d1

6”

CALENTADOR No.2

4” K 2” 4” 4”n

(50)

sen 0.3692 2   4 2 2 2 ) 1 ( 2 6 . 2      sen

K 0.50679

826 . 3 939 . 1 2

1 d d  06596 . 0 5523 . 0 3692 . 0 6 . 2 2   

K 2 0.25638

03759 . 8 2 

K Ver 2.2.2.5.5 BIS. 4 0.06596

5523 . 0 ) 1

( 2 2

TRANSPORTANDO K2 A K6” (QUE ES EL COEFICIENTE DE PÉRDIDAS REFERIDO AL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DE LLEGADA)

DATOS: 03759 . 8 2  K " 826 . 3 " 4  di " 761 . 5 " 6  di 4 6 4 2 6 ) " " ( " di di K K  4 1 2 K K  ) 761 . 5 826 . 3 ( 03759 . 8 " 6  K 32 . 41 " 6 

K Ver 5.2.2.5.5.2 BIS.

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

1.- AMPLIACIÓN EXCÉNTRICA DE 4" x 3"

tan= 0.463 2

926 . 1

3”nom

4”nom

(51)

= 24.844° = <45° Sen 0.2151

2   4 2 2 2 ) 1 ( 2 6 . 2      sen

K 0.758

826 . 3 9 . 2 2

1

d d  33 . 0 181 . 0 2151 . 0 6 . 2 2   

K 2 0.5745

3067

.

0

2

K

4 0.33

181 . 0 ) 1

( 2 2

TRANSPORTANDO A K2A K6” (QUE ES EL COEFICIENTE DE PÉRDIDAS REFERIDO AL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DE LLEGADA)

DATOS: 3067 . 0 2  K " 826 . 3 " 4  di " 761 . 5 " 6  di 4 6 4 2 6 ) " " ( " di di K K  ) 761 . 5 826 . 3 ( 3067 . 0 " 6  K 577 . 1 " 6  K

2.- VÁLVULA DE COMPUERTA DE 4” DATOS:

8

D L

fT= 0.0164

di4” = 3.826”

(52)

4 4 6 761 . 7 826 . 3 0164 . 0 8 " 6 " 4 "                di di f D L K T

K6” = 0.6744

3.- TEE DE 4” Ø nom DATOS:

60

D L

fT= 0.0164

di4” = 3.826” di6” = 5.761

4 4 6 761 . 7 826 . 3 0164 . 0 60 " 6 " 4 "                di di f D L K T

K6” = 5.0

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

tan = 0.27642 " 2 1 3 9675 . 0

= ARCTANG (0.27642)

195 . 0 26644 . 0 3125 . 0 6 . 2 ) 1 ( 2 6 . 2 4 2 2 2         sen

K  =15.45232°

2x=30.90464

0.9675 ” 0.9675 ” 0.9675” 3.5”  5½”

4”nom

int = 3.826” d1

3½”

6”nom

d2

int = 5.761”

(53)

Sen = 0.26644 66412 . 0 761 . 5 " 826 . 3 2

1

d d

K2= 1.1102 2 0.441

195 . 0 4  3125 . 0 ) 1

( 2 2

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

fT= 0.0164

L = 914 mm = 3 ft D = 4” Ø nom

di4” = 3.826” di6” = 5.761”

41 . 9 " 12 " 826 . 3 3   D L 4 6 " 6 " 4 "              di di f D L K T 4 6 761 . 5 826 . 3 0164 . 0 41 . 9 "         K

K6= 0.7933

2.2.2.5.6.- DETERMINAR K3

1102 . 1 0 . 5 6744 . 0 32 . 41 " 6

3 K    

(54)

1 . 48 3  K 34852 . 8 4  K 349 . 8 1 . 48 4

3   

K K K 449 . 56  K

2.2.2.5.8.- DETERMINAR (M3)

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

= 0.55

K=56.449 169 . 0 3  M

2.2.2.5.9.- DETERMINAR       * 4 3 P P DATOS: 169 . 0 3  M

= 0.55

             2 3 3 * 4 3 2 1 1 2 1 1 M M P P  

           2 * 4 3 169 . 0 2 45 . 0 1 2 55 . 1 169 . 0 1 P P 2259 . 5 * 4 3 P P

2.2.2.5.10.- CALCULAR (P3) DATOS: 2259 . 5 * 4 3 P P 2259 . 5 4 3 PP

P3= 5.2259 x 6.4 = 33.4458 psi abs

(55)

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

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

COMO P3= 33.4458 > Pva = 17.22 psia

POR LO TANTO:RESOLVER POR MÉTODO 3.

2.2.2.5.11.- MÉTODO 3

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

2.2.2.5.11.1.1.- CALCULAR (Mx) DATOS:

Pva = 17.22 psi abs *

4

P = 6.4.psi abs

= 0.55

Mx =

 

 

1

1

1 2 4

       

 

Pva P

Mx =

1 55 . 0

1 22 . 17

4 . 6 55 . 0 1

2 2

    

  

Mx = 0.33

2.2.2.5.11.1.2.- CALCULAR (Kx) DATOS:

(56)

                         2 2 2 2 2 1 1 2 1 2 1 1 Mx Mx Ln Mx Mx KX     

                       2 2 2 2 33 . 0 2 45 . 0 1 2 33 . 0 55 . 1 55 . 0 2 55 . 1 33 . 0 55 . 0 33 . 1 Ln O KX

Kx = 11.4288

2.2.2.5.11.1.3.- CALCULAR (Kf)

DATOS:

Kf= K3+ K4- Kx

K3= 48.1

K4= 8.34852

Kx = 11.4288

Kf= 48.1 + 8.34852-11.4288

Kf = 45.0

2.2.2.5.11.1.4.- CALCULAR LA VELOCIDAD (Vf) DATOS:

D = 6”nom

A = 0.181 ft2 f V f

A W V  2 795 . 176 ft seg lbs A W   f

V = 0.01677 lbs

ft3

Vf= 176.795 x 0.016777

Vf= 2.96485 seg

ft

(57)

Kf= 45

144 1 1 2

2

  

 

  

  

f f f f

V g V K P

Vf= 2.96485

seg ft

f

V = 0.01677 lbs

ft3

144 01677 . 0 2 . 32 2

96485 . 2

45 2

 

  

Pf

Pf=2.54352 psi

3.2.2.5.11.2 CALCULAR LA PRESIÓN (P3)

DATOS:

P3= Pva+Pf

Pf=2.54352 psi

Pva= 17.22 psi abs

P3=17.22 + 2.54356

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

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

DATOS:

P2 = 29.874 psi abs

P3 = 19.763 psi abs

ΔPcv = P2– P3=29.874-19.763

ΔPcv = 10.11 psi abs

P2

4”nom 4”nom

P3

(58)

CAÍDA DE PRESIÓN EN LA VÁLVULA DE CONTROL

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

DATOS:

Pa = 27. 736 psi abs Pb = P4= 15.65 psi abs

S = 13.31 ft 956 . 0 

R

4

30662 .

2 P

S Pa

PT   R

 

65 . 15 30662

. 2

956 . 0 31 . 13 736 .

27    

PT = 17.6024

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

CALCULAR EL 30% DE (∆PT) Y COMPROBAR

∆PTx 0.30 =17. 6024 x 0.3

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

COMPROBAR:

CONDICIÓN: ∆Pcv ≥ ∆PTx 0.3

∆Pcv = 10.11 psi abs >∆PTx 0.3 = 5.2872 psi abs

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

CALENTADOR N° 3

Pa

CALENTADOR N° 2 4”nom 4”nom

6” 6”

S=13.31 ft

(59)

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

DATOS:

Pa = 0.5973 2 cm

kg

abs = 8.496 psi abs

ta = 70.3°C = 158.54°F W = 11,880

hr kg

= 26,190.6 lbs/hr = 7.2752

seg lbs

Pb = 0.311 2 cm

kg

a = 4.4235 psi abs

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

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

DONDE:

Pcv = FFx Pva y,

FF= 0.96 – 0.28

Pc Pva

Pc = 3,206.2 2

pul lbs

abs (para agua)

FF= 0.96 – 0.28 0.94942

2 . 206 , 3

5796 .

4

Pcv = FFx Pva = 0.94942 x 4.5796

Pcv = 4.348 psi abs

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

DATOS:

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

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

(60)

2.2.3.3.- CALCULAR (WA ) ( seg ft2

lbs

 ), PARA EL DIÁMETRO DE LA BOQUILLA DEL CALENTADOR No. 2.

DATOS:

D = 6”nom, CED. 80 A = 0.181 ft2

181 . 0

2752 . 7

A W

W = 7.2752 seg lbs

181 . 0

2752 . 7

A W

2

1944 . 40

ft seg

lbs A

W

 

2.2.3.4.- DETERMINAR (

P

4*)

DATOS:

2

1944 . 40

ft seg

lbs A

W

 

Pva = 4.5796 psi abs

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

* 4

P

= 1.3 psi abs Pb = 4.4235 psi abs CONDICIONES: SI *

4

P > Pb (RESOLVER MÉTODO 1)

SI * 4

P < Pb (RESOLVER MÉTODO 2) COMO *

4

P < Pb, ENTONCES RESOLVER CON MÉTODO 2, 2.2.3.5.- SOLUCIÓN:

(61)

* 4

P

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

Pva = 4.5796 psi abs

= 0.62

2.2.3.5.2.- CALCULAR (M4)

DATOS:

= 0.62

1 1 1 1 2 * 4 2 4               Pb P M * 4

P

= 1.3 psi abs

Pb = 4.4235 psi abs

1 62 . 0 1 4235 . 4 3 . 1 1 62 . 0 1 2 2 4           M

M4= 0.26656

2.2.3.5.3.- CALCULAR (K4)

DATOS: M4= 0.26656

= 0.62

                         2 4 2 4 2 4 2 4 4 2 1 1 2 1 2 1 1 M M Ln M M K     

                       2 2 2 2 4 26656 . 0 2 38 . 0 1 2 26656 . 0 62 . 1 62 . 0 2 62 . 1 26656 . 0 62 . 0 26656 . 0 1 Ln K

K4= 17.3762

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

(62)

Di = 3.826” A = 0.7986 ft2

6”

CALENTADOR No.2

4” K 2” 4” 4”nom

(63)

2.2.3.6.1.- CALCULAR (K) DATOS:

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

K4= 17.3762

K = K3+ K4= 48.1 + 17.3762

K = 65.4762

2.2.3.6.2.-. DETERMINAR (M3)

DATOS:

= 0.62

K = 65.4762

DE LA FIG. No. 4, PÁG. 6 DE LA PUBLICACIÓN (ASME) M3= 0.1494

2.2.3.6.3.- DETERMINAR       * 4 3 P P DATOS: M3= 0.1494



= 0.62

(64)

DATOS:

037 . 6

* 4 3

P P

* 4

P

= 1.3 P3= P4*(6.037)

P3= 1.3 x 6.037

P3= 7.8481 psi abs

CONDICIONES:

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

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

COMO P3= 7.8781 > Pva = 4.5796 psi abs

RECALCULAR POR MÉTODO 3. 2.2.3.7.- MÉTODO 3.

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

2.2.3.7.1.1.- CALCULAR (Mx) DATOS:

Pva = 4.5796 psia P4= 1.3 psia

= 0.62

 

1

1 1

1

2 4 2

         

 

Pva P

Mx

1 62 . 0

1 5796 . 4

3 . 1 1 62 . 0 1

2 2

    

   

Mx

(65)

2.2.3.7.1.2.- CALCULAR (Kx) DATOS:

Mx = 0.2573

= 0.62

                         2 2 2 2 2 1 1 2 1 2 1 1 Mx Mx Ln Mx Mx Kx     

                       2 2 2 2 2573 . 0 2 38 . 0 1 2 2573 . 0 62 . 1 62 . 0 2 62 . 1 2573 . 0 62 . 0 2573 . 0 1 Ln Kx

Kx= 18.9439

2.2.3.7.1.3.- CALCULAR (Kf) DATOS:

K3= 48.1

K4= 17.3762

Kx = 18.9439 Kf = K3+ K4– Kx

Kf = 48.1+17.3762– 8.9439 Kf = 46.5323

2.2.3.7.1.4.- CALCULAR LA VELOCIDAD (Vf) DATOS:

D = 6ӯ nom A = 0.181 ft2

2 1944 . 40 ft seg lbs A

(66)

Vf = Vf A W

Vf = 40.1944 x 0.016386 Vf = 0.6584

seg ft

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

Kf = 46.5323 Vf = 0.6584

seg ft

016386 .

0  f V

144 1 1 2

2

  

f V g Vf Kf Pf

144 0163862341 .

0 2 . 32 2

6584 . 0 5323

. 46

2

 

 

Pf

13274 . 0

Pf psi abs

2.2.3.7.2.- CALCULAR LA PRESIÓN (P3)

DATOS:

∆Pf = 0.013274 psi

Pva = 4. 5796 psi abs P3= Pva +∆Pf

P3= 4. 5796 + 0.013274

P3= 4.71234 psi abs

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

(67)

P2= 13.97 psi abs

P3= 4.71234 psi abs

∆Pcv = P2- P3

∆Pcv = 13.97 – 4.71234

∆Pcv = 9.258 psi abs

2.2.3.7.4.- CALCULAR LA CAÍDA DE PRESIÓN EN EL SISTEMA

 

Pt DATOS:

Pa = 8.496 psi abs Pb = P4= 4.4235 psi abs

S = 13.54 ft

R

 = 0.98

4

30662 .

2 P

S Pa

PT   R

 

4235 . 4 30662 . 2

98 . 0 54 . 13 496 .

8    

PT

8251 . 9 

PT psi abs CAÍDA DE PRESIÓN TOTAL EN EL SISTEMA CALCULAR EL 30 % DE (PT) Y COMPROBAR

T

P

 x 0.3 = 9.8251x0.3

T

P

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

COMPROBAR

P2

4”nom 4”nom

P3

Pcv

CALENTADOR N° 3

Pa = 8.691 psi abs

CALENTADOR N° 2 4”nom 4”nom

6” 6”

S=13.31 ft

(68)

PcvPTx0.3

Pcv = 9.258>PTx0.3 = 2.94753 psi abs

COMO LA CONDICIÓN ANTERIOR SE CUMPLE, SE CONCLUYE QUE EL DIÁMETRO 4”Ø nom, ES TAMBIÉN ADECUADO PARA 25% DE CARGA CON SERVICIOS.

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

C

o

n

d

en

sa

d

o

r

p

ri

n

ci

p

al

Calentador No. 3

(69)

2.3.1.- CONDICIONES TERMODINÁMICAS.

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

2.3.1.1.1.- CÁLCULO DEL VOLUMEN ESPECÍFICO

 

V DATOS:

FLUÍDO: CONDENSADO DE VAPOR DE AGUA (SATURADO) ta = 120.9 °C = 249.62 °F

Pa = 2.08 2 cm

kg

abs. = 29.585 psi abs

DE TABLAS DE VAPOR ASME 1967 INTERPOLANDO

 

62 . 1

0 . 4

0 . 248

62 . 249

0 . 252

F

X X

000032 .

0

016990 .

0

017022 .

0

X =

0 . 4

62 . 1 000032 .

0 

X = 0.00001296

V = 0.017002 lbs

ft3

2.3.1.1.2.- DENSIDAD () y (R) DATOS:

V = 0.017002 lbs

ft3

017002 .

0 1 1

 

V

(70)

DENSIDAD RELATIVA (R) DATOS:

3

81661 . 58

ft lbs

 (A 249.62 °F)

3

371 . 62

ft lbs

 (60 °F)

371 . 62

8166 . 58

R

R

 = 0.943012

2.3.1.1.3.- DETERMINAR LA VISCOSIDAD (µ) DATOS:

FLUÍDO = CONDENSADO SATURADO ta = 120.9 °C = 249.62 °F

µ = 0.21 cp

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

W = 52,260 hr kg

= 115,212.4 hr lbs

= 58.81661 3 ft lbs

60 313 . 35 8166 . 58

2046 . 2 1000 260 , 52

 

  

G

G = 924.514

min

lts

785 . 3

514 . 924

G

Referencias

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