estudio de viabilidad de instalaciÓn de un …

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE NÁUTICA

UNIVERSIDAD DE CANTABRIA

Proyecto Fin de Carrera

ESTUDIO DE VIABILIDAD DE INSTALACIÓN DE UN PRECALENTADOR DE AIRE EN UNA CALDERA DE

VAPOR SATURADO DE 40 TN/H

(Feasibility study for an air preheater installation in a saturated steam boiler 40 Tm/h)

Para acceder al Título de

INGENIERO TÉCNICO NAVAL. ESPECIALIDAD EN PROPULSIÓN

Y SERVICIOS DEL BUQUE

Autor: Carlos Martín Sáiz

Octubre- 2015

3

INDICE Página

1. PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA. Estudio de la viabilidad económica

de la instalación de un sistema de precalentamiento del aire de combustión de

una caldera industrial de vapor saturado. …………………………….……… 5

2. DESARROLLO.

- 2.1 Descripción de la Caldera de vapor…………...………………… 7

- 2.2 Descripción breve del proceso productivo en una fábrica de

neumáticos. Vulcanización…………..…………………….……….. 11

- 2.3- Potencia térmica teórica disponible…………………..………... 23

- 2.4- Elección del intercambiador, estudio de diferentes ofertas……. 29

- 2.5- Estudio con 12 meses reales. Combustión del gas natural...…… 37

- 2.6- Cálculo de tubería, velocidad del fluido, caudal, diámetro. Pérdidas

de carga……………………………………………………………... 50

- 2.7- Elección de bomba. Características de la bomba…………….… 60

- 2.8- Posibles problemas que se pueden presentar:

a) Variación de los parámetros de combustión………… 65

b) Aumento de las pérdidas de carga de la conducción del

aire………………………………………………….. 65

c) Demasiada presión o caudal de agua

caliente……………………………….………….…. 65

d) Interferencia con la medición del caudal de

aire………………………………………………….. 66

3. PRESUPUESTO………………………………..………………………….. 67

- Intercambiador.

- Bomba y su fundación.

- Tubería y aislamiento.

4

4. CONCLUSIONES.

- Estudio plazo de recuperación de la inversión, VAN y TIR…...…… 68

- Emisiones de CO2 ahorradas……………………………..………… 68

- Conclusión final……………………………………………………. 69

5. BIBLIOGRAFIA.

- Referencias bibliográficas………………………………….………. 70

- Páginas web………………………………………...………………. 70

6. ANEXOS

- Medidas nominales de tuberías de acero inoxidable austeníticos según

ASME B36.19 y B36.10…………………………………...……..… 71

- Pesos moleculares y otras propiedades de gases…………..……….. 72

- Tabla de propiedades físicas del agua a diferentes temperaturas….. 73

- Diagrama de Moody…………………………….……………….… 74

- Tabla de vapor de agua saturado………………………..….…….... 75

- Hoja del registrador de temperatura del tanque Make up, 12 de Julio

2010, sin el intercambiador de aire…………………………...…… 76

- Hoja del registrador de temperatura del tanque Make up, 01 de Octubre

2010, con el intercambiador de aire en servicio…………………… 77

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 1. Planteamiento

INGENIERO TECNICO NAVAL Fecha: 02/10/2015

Rev:01 Pág.5

5

1. PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA.

Estudio de la viabilidad económica de la instalación de un sistema de

precalentamiento del aire de combustión de una caldera industrial de vapor

saturado.

Dentro de una fábrica de producción de neumáticos, en la zona de Vulcanización se

utiliza vapor en el proceso. Una vez se esta terminando el vulcanizado se empiezan a

descargar presiones de las prensas de vulcanización. En nuestra fábrica-problema los

condensados del vapor de proceso se dirigen a dos tanques abiertos a presión

atmosférica.

Estos dos tanques también se utilizan para recibir las sobre-presiones (y aprovechar su

calor) que se producen en el funcionamiento de las prensas y equipos de vulcanización

(básicamente desde el tanque intermedio de 3,5 bar).

Foto 1, Tanques make-up. Fuente: elaboración propia.

Por lo tanto estos tanques están a menudo con temperaturas cercanas a 100 ºC,

provocando vapor flash que es emitido a la atmosfera, y por tanto energía y agua de

calidad.

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 1. Planteamiento


Rev:01 Pág.6

6

Nuestro objetivo será reducir esta pérdida de energía, y generar un ahorro económico

en el consumo de gas de la caldera, con la consecuente reducción de emisiones de

CO2, y en menor medida la pérdida de agua.

Como solución planteamos reducir la temperatura de estos tanques transfiriendo esa

energía térmica al aire de combustión de la caldera principal, con lo que se necesitaría

menos gas para producir vapor. Utilizaríamos un intercambiador instalado en la

conducción del aire, que sería alimentado con el agua caliente de esos tanques. Ver

figura 2 representando el esquema básico y foto nº3 de la instalación.

Figura 2, esquema básico de la instalación. Fuente: elaboración propia.

Foto 3, Intercambiador instalado en la caldera. Fuente: elaboración propia.

Tanque agua MAKE-UP, 95 ºC,

atmosf

F

F

AIRE DE COMBUSTION, 30º C

AIRE, 82º C

A fábrica

Intercambiador de calor

Caldera

95 ºC

60 ºC

INTERCAMBIADOR

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 2.1 Descripción


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7

2. DESARROLLO.

- 2.1 Descripción de la Caldera de vapor.

La caldera a la que planteamos instalar un precalentador de aire es una caldera de vapor

saturado a 17,5 kg/cm2, que quema gas natural (preparada también para fuel oil) en un

único quemador, con una producción de vapor de 40 toneladas por hora, y una potencia

térmica de 30 MW. Es del tipo acuatubular, fabricada por Termisa en 1996.

A continuación una foto del Scada de control de la caldera.

Foto 4, Scada de control de la caldera. Fuente: elaboración propia.

Cuenta con dos calderines, el inferior denominado de agua (ver foto 6) y el superior

de vapor (ver foto 5). Estos dos calderines están conectados por multitud de haces de

tubos. En las siguientes fotos se puede ver el interior de ambos.



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8

Foto 5, Calderín de vapor. Fuente: elaboración propia.

Foto 6, Calderín de agua. Fuente: elaboración propia.



Rev:01 Pág.9

9

El nivel de agua de la caldera se mantiene en el calderín de agua con una regulación

de la velocidad de la bomba de alimentación. El motor de la bomba tiene un variador

de frecuencia que aumenta o disminuye su velocidad para ajustar el caudal de agua a

la demanda del nivel del calderín. Este dispone de dos niveles de cristal para ver el

nivel de agua físicamente, además del sensor para el control e indicación en el

SCADA.

El agua de alimentación que viene desde el tanque de alimentación a unos 80-85ºC y

pasa por el economizador antes de entrar en el calderín. Esto para el caso de estar

quemando gas natural. Para el caso de quemar fuel oil, parte del agua de alimentación

se pasa por un serpentín en el calderín de agua para aumentar su temperatura a unos

185ºC, antes de entrar en el economizador, para evitar la precipitación en sus tubos

(lado gases) de los ácidos del azufre contenido en el fuel.

Foto 7, Horno: quemador, refractarios y paredes de tubos. Fuente: elaboración propia.



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10

El aire para la combustión se suministra desde un ventilador eléctrico de tiro forzado,

regulado por variador de frecuencia. El control de la caldera mide el caudal de aire

suministrado y regula el ventilador para suministrar la cantidad exacta que considera

en cada momento.

El horno donde se produce la combustión es de paredes de tubos de agua. El quemador

está instalado en una pared de ladrillos refractarios. El suelo también está compuesto

de ladrillos refractarios. Ver las fotos 7 y 8.

Foto 9, Válvula de seguridad.

Fuente: elaboración propia.

Foto 8, Horno: refractarios y paredes de tubos. Fuente: elaboración propia.

Esta caldera cuenta con dos válvulas de seguridad en el calderín de vapor, de marca

Consolidated modelo SVO1100/1, una tarada a 19,5 y otra a 19,0 kg/cm2, ver foto 9.

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 2.2 Descripción Proceso


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11

2.2 Descripción breve del proceso productivo en la fábrica de

neumáticos.

La fabricación del neumático sigue prácticamente un flujo recto en la fábrica, pasando

por los diferentes departamentos. Empieza por Almacén de Materias primas, siguiendo

Preparación de Materiales, Construcción de Cubiertas, Vulcanización, Inspección

Final y Almacén de Producto Terminado. Ver siguiente Figura 10 con el plano de la

fábrica.

Figura 10. Plano de la fábrica en planta con los principales departamentos. Fuente:Ing. Bridgestone.

Construcción de cubiertas

Almacén materias primas

Preparación de materiales

Almacén producto final Calderas, tanques

make-up, condensados y contact heater

Vulcanización e inspección final



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12

En el Almacén de Materias Primas se reciben las diferentes materias primas y

materiales para ser distribuidos posteriormente al siguiente departamento,

Preparación, donde se fabrican y preparan los diferentes componentes de la cubierta

(más de 12 piezas, ver Figura 17) en varias máquinas especializadas (molinos, cuartos

calientes, bamburies, calandras, aros,…), para abastecer al siguiente departamento,

Construcción de Cubiertas.

En Construcción de Cubiertas se ensamblan todas las piezas en diferentes máquinas

equivalentes que ya producen la cubierta cruda, con una forma de neumático, ver la

figura 11.

Figura 11, Máquina de construcción de cubiertas. Fuente: Bridgestone.

El siguiente departamento es Vulcanización. Aquí vamos a extendernos más en la

explicación, pues este departamento es el mayor consumidor de energía térmica de la

fábrica.

Vamos a explicar que es la vulcanización de la goma cruda y a hacer una descripción

básica de una prensa de vulcanización y de los principales servicios implicados:

- Vapor.

- Agua caliente.

- Condensados de prensas domos y condensados de prensas plattens.

- Sistema de agua de alimentación y agua de refrigeración.



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13

Vulcanización.

Es un proceso mediante el cual se calienta el caucho crudo (elastómero poliisopreno)

en presencia de azufre, para conseguir un polímero con mayor elasticidad, resistencia

química y térmica. Se dice que fue descubierta por Charles Goodyear en 1839 por

accidente, al volcar un recipiente de azufre y caucho encima de una estufa. Esta mezcla

se endureció y se volvió impermeable, a la que llamó vulcanización en honor al dios

Vulcano.

Durante la vulcanización, los polímeros lineales paralelos cercanos se unen a través de

puentes químicos de azufre, ver figura 12 y 13. El resultado final es que las moléculas

elásticas de caucho quedan unidas entre sí a una mayor o menor extensión. Esto forma

un caucho más estable, duro, mucho más durable, más resistente al ataque químico y

sin perder la elasticidad natural. También transforma la superficie pegajosa del

material en una superficie suave que no se adhiere al metal o a los sustratos plásticos.

Figura 12, Esquema del proceso de la vulcanización. Fuente: Wikipedia.

Figura 13, Moléculas antes y después de la vulcanización. Fuente: www.eis.uva.es.



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La vulcanización es un proceso de cura irreversible y debe ser fuertemente contrastado

con los procesos termoplásticos que caracterizan el comportamiento de la vasta

mayoría de los polímeros modernos. Este proceso irreversible define a los cauchos

curados como materiales termoestables (no se funden con el calor) y los saca de la

categoría de los termoplásticos (como el polietileno y el polipropileno).

Usualmente el entrecruzamiento químico es realizado con azufre, pero existen otras

tecnologías como los sistemas basados en peróxidos. Se suelen usar combinadamente

con agentes aceleradores y retardadores.

El azufre es un elemento con singulares propiedades. En determinadas circunstancias,

formará cadenas de sus propios átomos. El carbono y el silicio pueden formar también

esas cadenas. El proceso de vulcanización hace uso de este fenómeno. A lo largo de la

molécula del caucho, hay un número de sitios que son atractivos para los átomos de

azufre. Son los llamados sitios de cura.

En cada sitio de cura, un átomo de azufre se puede unir a sí mismo, y a partir de allí la

cadena de átomos de azufre puede crecer hasta que alcance el sitio de cura de otra

molécula. Estos puentes de azufre son usualmente de 2 a 10 átomos de largo, en

contraste con los polímeros más comunes en los que la «columna vertebral» de

carbonos puedes ser varios miles de veces de larga.

Características físico-químicas de la vulcanización.

La cantidad de azufre necesaria a tal fin es del orden del 0.5 al 3 % del peso del caucho

para artículos blandos y del 15 al 30 % para gomas duras o ebonita (usado como

aislante eléctrico hasta la aparición de los plásticos).

Durante el proceso, el azufre se combina con las moléculas de caucho, enlazándolas

transversalmente. Y gracias a la formación de una red tridimensional se ven

modificadas las propiedades del látex.

Se puede determinar el gran valor del descubrimiento de la vulcanización si se

comparan las características físicas del látex puro y del caucho vulcanizado. Su grado



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de elasticidad es de 275 a 350 kg/cm2; el del látex puro es de 20 a 40 kg/cm2. La dureza

en el tensiómetro pasa de 20-30 a 40-45. Sin embargo, la capacidad de estiramiento

sin deformación disminuye. La deformación consecutiva a un estiramiento del 200 %

durante 24 horas disminuye del 75-125 % a 13-5 %.

Por otra parte, el caucho vulcanizado es prácticamente impermeable al agua y a los

gases, y sus componentes no se ven afectados por el oxígeno, las bases, los ácidos, ni

los disolventes orgánico, menor sensibilidad a las variaciones de temperatura además

presenta una mayor resistencia a las fisuras, a la abrasión, a las grietas y a la erosión.

Prensa de vulcanización. En las siguientes fotos podemos ver unas prensas de

vulcanización (tipo Plattens), se señalan donde se utilizan los principales consumos

térmicos.

Figura 14, Prensa de vulcanización cerrada. Fuente: elaboración propia.

Cubiertas crudas en espera

Planchas de vapor, a temperatura controlada



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Figura 15, Prensa de vulcanización abierta. Fuente: Bridgestone.com.

Figura 16, Cubierta de moto recién vulcanizada, esperando a ser extraída . Fuente: Bridgestone.com.

Planchas de vapor, a temperatura controlada

Bladder, con vacío interior. Se hincha con agua caliente del tanque Contact Heater

Cubierta vulcanizada

Entrada y salida del agua caliente del tanque Contact Heater



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Figura 17, Componentes principales de una cubierta de turismo. Fuente: Michelin.com.

El vapor para los consumidores de fábrica es producido por una caldera principal, de

marca Termisa, construida en 1996, con una capacidad de 40 tn/h de vapor saturado,

a 17,5 kg/cm2. Si por algún motivo esta fuera de servicio se utiliza una caldera de

reserva, marca Combustion Engineering, construida en 1950, con una capacidad de 23

tn/h de vapor saturado, a 17,5 kg/cm2.

El consumo de vapor de la fábrica varia entre 12 y 22 tn/h según el nivel de producción

(número de prensas funcionando), los ciclos de las prensas de vulcanización que tienen

picos y valles de demanda, y según si es invierno (hay vapor para calefacción de la

fábrica completa).



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Los consumidores de vapor de fábrica son los siguientes:

• El “Contact Heater”, en este tanque se mantiene agua a 193ºC y 13 kg/cm2, a base

de suministrarle vapor que se mezcla directamente con el agua. Se utiliza el vapor

directamente de la caldera, y es el consumidor que determina la

presión/temperatura que tiene que producir la caldera. El agua caliente de este

recipiente a presión se bombea a las prensas de vulcanización a 23 bar para

transmitir calor de vulcanización y conformar el neumático. Por tanto el calor

transmitido a los neumáticos se repone continuamente.

• Canales de vapor exterior de prensas de vulcanización, hay 8 canales que reducen

la presión del vapor de la caldera a entre 8 y 10 bares, para distribuirlo a las 107

prensas. Este vapor se utiliza para mantener caliente el molde que da la forma, el

dibujo y los grabados a las cubiertas. También es calor de vulcanización.

• Canal de prensas de vulcanizado PCT, en el que la presión se reduce a 7 bar. Hay

dos prensas que producen rodados pre-curados para cubiertas de camión, los

recauchutados, y utilizan vapor para producir el vulcanizado de estos rodados.

• Canal de calefacción, la presión en este canal se reduce a 6,5 bar. En invierno la

fábrica se mantiene por encima 18ºC, por medio de aerotérmos de vapor (vapor a

un intercambiador que calienta aire movido por un ventilador). Esta temperatura

hay que mantenerla porque por debajo los materiales con los que se construyen las

cubiertas dejan de tener pegajosidad y no se pueden trabajar correctamente,

provocando problemas de calidad en el producto final.

• Canal de vapor de proceso, la presión en este canal se reduce a 6,5 bar. Las

máquinas que trabajan los primeros materiales (molinos, cuartos calientes,

bamburies, calandras) necesitan mantener unas temperaturas en las superficies de

contacto con los materiales y se utiliza vapor.



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Un esquema básico de la distribución de vapor en fábrica sería el siguiente:

Figura 18, Esquema básico de distribución de vapor. Fuente: elaboración propia.

La línea de agua caliente. Esta línea de agua está a 23 bar y 193ºC, y se utiliza en las

prensas del departamento de Vulcanización para transmitir calor a la goma cruda y que

se produzca la vulcanización, y además, al tener esta presión, sirve para “empujar” la

goma cruda desde el interior del neumático hacia el molde que da la forma, el dibujo

y los grabados a las cubiertas.

El circuito de agua caliente, según se puede ver en el siguiente esquema, consiste en

un tanque principal llamado “Contact Heater”, está a una presión de 13 bares, y es el

que recibe vapor directo de la caldera para mantener el agua a 193ºC, mezclándose

directamente en el interior con el agua de retorno de las prensas. De aquí se coge esta

agua y se distribuye a todas las prensas, que, durante el paso del ciclo de prensa en la

que se utiliza, está recirculando continuamente al tanque Contact Heater.

Durante el funcionamiento hay un consumo de agua, debido a las pérdidas, y

principalmente a que al llenar el bladder, en la prensa (ver figura 15), se esta ocupando

un volumen, y al terminar el ciclo del proceso de la prensa este volumen de agua hay

que eliminarlo para poder sacar el neumático terminado. Este volumen no se devuelve

al Contact Heater, sino a los otros tanques: el tanque F.W.R. (Filling Water Recovery),

Caldera principal:

Termisa-1996 , 40 tn/h, 17,5 kg/cm2 vapor saturado

Caldera reserva : Combustion

Engineering-1950 , 23 tn/h, 17,5 kg/cm2

vapor saturado

CONTACT HEATER (193 ºC)

x 8 canales de vapor exterior a prensas

vulcanizaci ón (8 to 10 bar)

x 5 canales de vapor de conformado a prensas

vulcanizaci ón (8 to 10 bar)

Canal prensas vulcanizado PCT (7 bar)

Canal de calefacci ón (6,5 bar)

Canal de vapor de proceso (6,5 bar)

16,5 kg/cm2, 12 - 22 tn/h



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que esta a 3,5 bares y 138ºC, y el tanque Make-up atmosférico, unos 95ºC. Estos

tanques se utilizan como tanques de alimentación para el Contact Heater, escalonando

la presión y temperatura del agua.

Cuando la prensa llega al ciclo de vaciado del bladder, este estará a 20 bares, por lo

que para aprovechar parte de ese calor y presión se comunica el bladder con el tanque

F.W.R., que esta a 3,5 bar. El resto se manda al tanque de domos (atmosférico), y de

aquí al tanque Make-up.

Cuando hay muchas prensas descargando presión al tanque F.W.R. este no puede

mantener la presión de 3,5 bar y alivia la sobrepresión al tanque Make-up por medio

de toberas en el fondo que mantienen su temperatura a 95ºC.

Figura 19, Esquema del sistema de agua caliente. Fuente: elaboración propia.

20 bar

Tanque MAKE-UP,

95 ºC, atmosf

Tanque F.W.R. 138ºC, 3.5 bar

LC

Tanque Contact Heater 193ºC,

13,5 bar

˜

23 bar

Vapor 16,5 bar

……

P

LC

PC

F

F

13,5 bar

Differential pressure Valve

Orifice flange

13,5 bar

Al proyecto de precalentador de aire de la caldera



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21

Las líneas de condensados, hay 2:

• Condensados Domos, que vienen de las prensas domo (cubiertas agrícolas), es

un tanque atmosférico que alimenta al tanque Make-up, que es el agua que

usaremos para el precalentador de aire de la caldera. Ver figura 20.

Figura 20. Esquema de la línea de condensados Domos. Fuente: elaboración propia.

• Condensados Plattens, que vienen de las prensas plattens (cubiertas de

camioneta), de los aerotermos de calefacción y de los cuartos calientes. Es un

tanque atmosférico que envía el agua al tanque de alimentación de la caldera.

Ver figura 21.

Figura 21. Esquema de la línea de condensado Plattens. Fuente: elaboración propia.

Tanque condensados Domo, 99 ºC,

atms f

Tanque MAKE -UP, 95 ºC, atmosf

LC Condensados prensas Domo

Tanque cond Plattens, 99 ºC,

atmosf LC

Desaireador –tanque agua alimentaci ón caldera, 104 ºC, 0,2

bar

Condensados de:

- Prensas Plattens.

- Calefacción.

- Cuartos calientes.



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22

FACTORY COOLING TOWERS

POWER HOUSE

COOLING TOWER

TO BOILER

overflow SAND

FILTERS #4, #5

SHOWERS, PUMPS & LAB.

Cl2

continuos purging

DEAERATOR-FEED WATER

TANK water

samples

ION EXCHANGER

HOT WATER TO SHOWERS

MAKE-UP

STEAM (from FWR).

120 m³/h 5 kgf/cm²

ION EXCH FEED WATER TK

SAJA RIVER

HOPPER TANK

COLD WATER TK FOR SHOWERS

AIR DRYERS

ZR - AIR COMPR

WARM WATER RESERVOIR TANK

18 °C

28 °C

20 °C

CURING PRESSES

BLOW-DOWN

BLOW-DOWN COOLING TOWER

SAND FILTERS #1, #2 #3

Sistema de agua de alimentación y agua de refrigeración. Este sistema combina la

refrigeración de los compresores de aire y de los secadores de aire frigoríficos, con la

alimentación a calderas, a circuito hidráulico, agua de duchas y reposición de agua de

las torres de refrigeración de fábrica. Ver figura 22.

Figura 22. Esquema de agua de alimentación y agua de refrigeración. Fuente: elaboración propia.

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 2.3 Potencia teórica


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23

2.3 Potencia térmica teórica disponible.

Para hacer el balance térmico inicial utilizaremos unos datos medios del

funcionamiento de la caldera y del proceso de fábrica, pues a lo largo del año su carga

varía (por diferente nivel de producción, calefacción a fábrica) y la temperatura del

aire ambiente también.

Con este balance térmico podemos hacernos idea más clara de lo factible que puede

ser el proyecto de este precalentador.

Partimos del tanque Make-up, que va a transferir el calor al aire de combustión de la

caldera por medio de circulación de agua, ver figura 22.

El aporte térmico a este tanque no es sencillo de calcular. Lo haremos a partir del

vaciado de prensas, que tenemos que estimar según la producción diaria, y restar los

aprovechamientos ya implementados (mantener la presión del tanque FWR).

Figura 22, Esquema del sistema de agua caliente. Fuente: elaboración propia.

20 bar

Tanque MAKE-UP,

95 ºC, atmosf


LC

Tanque Contact Heater 193ºC,

13,5 bar

˜

23 bar

Vapor 16,5 bar

……

P

LC

PC

F

F

13,5 bar

Differential pressure Valve

Orifice flange

13,5 bar

Al proyecto de precalentador de aire de la caldera



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24

Cálculo del aporte térmico al tanque Make-up debido a la sobrepresión en el

tanque FWR.

Vamos a hacer un cálculo aproximado de la energía que llega al tanque Make-up. Con

esto podemos hacernos una idea de la energía inicial con la que se podría contar.

Calcularemos el agua caliente presurizada total a lo largo de un día que es evacuada

de las cámaras de las prensas, para después transformarlo a potencia térmica

instantánea. Ver figura 23.

Figura 23, Esquema del vaciado del interior de la cámara. Fuente: elaboración propia.

Partimos de un día de producción normal, simplificando la producción a las dos

dimensiones de cubiertas más comunes, con las siguientes características:

- Agrícola, 460/85 R38, con un volumen interior de cámara (que se llena

de agua caliente):

Tanque MAKE-UP,


P

vaciado, 20 bar

vaciado, 20 bar

32 9376,0 mhRV AGR =⋅⋅= π

metrosR 8236,005,0460,085,00254,02/38 =−⋅+⋅=

metrosh 44,002,0460,0 =−=



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El volumen interior de la cámara lo aproximamos a un cilindro de base

el radio de llanta más el costado del neumático y de una altura del ancho

de rodadura (menos espesor de la goma), ver figura 24.

Figura 24. Esquema del cálculo de volumen interior. Fuente: elaboración propia.

Figura 16, Cubierta de moto recién vulcanizada, esperando a ser extraída. Fuente: Bridgestone.com.

Hay unas 56 de un total de 64 prensas de agrícola funcionando normalmente,

con un ciclo de funcionamiento cada 100 minutos (90 minutos de máquina y

10 minutos de carga y descarga). Lo que nos da 14 descargas por prensa, por

56 prensas, tenemos 784 descargas o cubiertas AGR al día. El volumen de agua

caliente a vaciar al día será:

díamVV AGRAGRDía /3,7639736,0784descargas 3=⋅=⋅=

llanta costado

altura

costado



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- Camioneta, 225/55 R18,

Hay unas 38 de un total de 44 prensas de camioneta funcionando

normalmente, con un ciclo de funcionamiento cada 55 minutos (50

minutos de máquina y 5 minutos de carga y descarga). Lo que nos da

26 descargas por prensa, por 38 prensas que producen 2 cubiertas por

prensa, tenemos 1976 cubiertas de camioneta al día. El volumen de

agua caliente a vaciar al día será:

La suma de estos dos volúmenes:

Este volumen es el que se expansiona cada vez que las cámaras de las prensas

despresurizan el agua caliente de 20 bares y 193ºC hasta 3,5 bares del tanque FWR.

Calculamos el vapor flash que se produce en esta expansión, que será el que abandone

la cámara, la cual seguirá presurizada a 3,5 bar. Hay etapas posteriores que reducirán

esta presión y harán vacío para extraer todo el agua, contraer la cámara y así poder

descargar la cubierta vulcanizada sin interferencias.

- La entalpía del agua a 20 bar y 193ºC es 821,2 kJ/kg y una densidad de

873,2 kg/m3.

- La entalpía del vapor saturado a 3,5 bar es 2743,4 kJ/kg.

- La entalpía del líquido saturado a 3,5 bar es 623,1 kJ/kg.

32 07252,0 mhRVCam =⋅⋅= πmetrosR 3323,002,0225,055,00254,02/18 =−⋅+⋅=

metrosh 209,0016,0225,0 =−=

díamVV CamCamDía /3,14307252,01976descargas 3=⋅=⋅=

díamVVV CamDíaAGRDíaTotalDía /6,906 3=+=



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27

Hacemos el balance de masas para esta expansión:

Una vez que ya sabemos la proporción que se va convertir en vapor flash podemos

calcular el flujo de vapor al tanque FWR y de este al tanque Make-up, y su potencia

térmica.

Sabiendo ya esta potencia (2348 kW) vemos que hay una energía suficiente, en teoría,

para realizar aprovechamientos.

El resto de agua que queda en el bladder se va a extraer con un eyector impulsado por

agua, a 20 bar, que acabará en un depósito, el cual se refrigera.

Posteriormente, durante la siguiente carga de cubiertas, los bladders se tienen que

volver a llenar con agua caliente, desde el tanque Make up (95ºC atmosférico) al

tanque FWR (138ºC, 3,5 bar), por lo que parte de esta potencia de vapor flash

(2348kW) se utilizará para esta labor.

Esta parte de potencia aprovechada será:

- Entalpía agua 95ºC, atmosférica: h95 = 398,1 kJ/kg

- Entalpía agua 138ºC, 3,5 bar: h138 = 580,17 kJ/kg

- Caudal de agua: 906,6 tn/día.

líquidoesx 9066,0=

205,35,3 1 hhyhx vsls ⋅=⋅+⋅

1=+ yx

flashvaporesy 0934,0=}díatndVyF CbTotalDíaFlash /94,732,8736,9060934,019320 ==⋅⋅= ⋅⋅

kWhFPhsg

kgvsbFlashFlash 2348

243600

10004,274394,735,3 ==⋅=

⋅⋅⋅

kWhsg

kghhaguaQaprovP 5,1910

243600

1000)1,39817,580(6,906)95138( =

⋅⋅−⋅=−⋅=



Rev:01 Pág.28

28

Haciendo la diferencia nos quedaría una potencia neta:

Este valor es la potencia teórica disponible, 437,5 kW, un valor que parece

interesante.

Esto es el valor medio para un día de trabajo de la fábrica, pero durante el

funcionamiento real estos valores no son constantes, incluso hay momentos que no

hay vapor flash disponible y hay que usar vapor de caldera. Y cuando sobra vapor flash

se acaba desperdiciando.

Por lo tanto concluimos que si hay una potencia teórica disponible (437,5 kW) para

realizar un aprovechamiento.

kWaprov

Pflash

Pneta

P 5,4375,19102348 =−=−=

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 2.4 Elección intercambiador


Rev:01 Pág.29

29

2.4 Elección del intercambiador, estudio de diferentes ofertas

Para elegir el intercambiador de calor aire/agua vamos a solicitar oferta a 3 empresas,

por el intercambiador y su instalación, dando como parámetros de funcionamiento:

- Temperatura del aire de entrada, 25 ºC

- Caudal de aire de entrada, 20.000 m3/h (es el valor al 50% de capacidad de la

caldera).

- Caudal de agua caliente, 7.5 m3/h.

- Temperatura del agua caliente, 120º / 95ºC.

Las ofertas recibidas fueron:

- Oferta empresa A, batería de calor de las siguientes características: Suministro e instalación de batería de calor de tubos de Fe y aletas de

aluminio, con bastidor de acero galvanizado, sin envolvente, para su inserción

en conducto existente de las siguientes características:

- Caudal de aire: 20.000 m3/h (5.5 m3/seg). - Caudal de agua: 7,5 m3/h. - Potencia: 200.000 Kcal/h (231 kW). - Temperatura máxima de entrada: 95 ºC. - Dimensiones aproximadas: 1.000 mm x 1.000 mm x 600 mm (ancho x alto x

fondo)

Totalmente instalada, incluso suportación, piezas de acoplamiento y

reposición de la estanqueidad del conducto a su estado original.

01 UD BATERÍA DE CALOR DE 231 kW 9.271,72 €



Rev:01 Pág.30

30

- Oferta empresa B: Suministro de un precalentador agua/aire para aprovechar el calor de 7,5 tn/h

de agua caliente a 95ºC de acuerdo a las siguientes características:

El calentador está constituido por un haz de tubos aleteados de núcleo redondo,

calidad del material a/carbono con aleta de aluminio, incrustada, bastidor y

tubuladuras.

Se incluye el suministro de tolvas para acoplar el calentador al conducto de aire

existente y al techo caldera. También el soporte del calentador con compensador de

dilatación.

En la etapa de montaje en obra se incluye:

• Modificación conductos existentes. • Montaje soporte nuevo conducto y calentador. • Montaje nuevo tramo conducto modificado. • Montaje calentador.

Dando un precio total de:……………………………………….…… 85.490,00-€

Condiciones de diseño Carga 50%

Fluido Aire Agua

Potencia calorífica, kW 297

Caudal Kg./h 7500

m³/h 20000

Temperatura de entrada ºC 25 95

Temperatura de salida ºC 68 61

Presión de operación bar a 1,01 11

Pérdida de carga mmca mmca 10 600

Presión de diseño bar 2 16

Calidad del aire/gases limpio



Rev:01 Pág.31

31

- Oferta empresa C: Suministro de una batería de precalentamiento para intercalar en conducto de aire,

con las siguientes condiciones de funcionamiento:

- Caudal de aire: 20.000 m3/h

- Temperatura de agua aproximada: 95-59.5ºC

- Temperatura de aire: 25-70ºC

- Potencia 314 kW

La batería estaría construida en tubos de acero de 1,5 m de espesor soldado con

soldadura TIG y aletas de aluminio de 0,2 mm de espesor con bastidor en chapa

galvanizada de 1,5 mm de espesor

- Dimensiones de paso de aire: 1450*1450 mm

- Pérdida de carga en el lado del aire 16 mm c.d.a

La batería quedaría alojada en un tramo con tolvas y bridas para intercalar en

conducto actual.

Se incluyen 25 m2 de aislamiento de conducto en manta de fibra de vidrio IBR y

cubierta en chapa de aluminio.

También se incluyen válvulas, termómetros, manómetros y demás accesorios al

intercambiador.

TOTAL PARTIDA ……………………………….…………………. 13260,66.- €



Rev:01 Pág.32

32

ANÁLISIS DE LAS OFERTAS

Resumiendo las tres ofertas:

- Oferta A, 231 kW, precio total 9.271,72 €.

- Oferta B, 297 kW, precio total 85.490,00 €.

- Oferta C, 314 kW, precio total 13260,66 €.

La oferta B la rechazamos por tener un precio muy elevado en comparación con las

otras, con una potencia térmica cercana a las otras.

Entre la A y la C, vemos que para un precio cercano la oferta C ofrece una potencia

térmica mayor.

Elegimos la oferta C, y solicitamos más datos del rendimiento de este intercambiador

a diferentes regímenes de funcionamiento de la caldera (al 75% y al 25%), para un

estudio más detallado. Los datos de funcionamiento son los siguientes:

- Funcionamiento al 75% aproximadamente de la capacidad de la caldera

Caudal de aire 30.000 m3/h

Temperatura entrada de aire 25ºC

Temperatura de salida aire 60ºC

Pérdida de carga, lado aire 32 mm cda

Temperatura entrada agua 95 ºC

Temperatura salida agua 53,5ºC

Caudal agua 7600 l/h

Potencia 366 kW



Rev:01 Pág.33

33





Pérdida de carga, lado aire 16 mmcda


Temperatura salida agua 59.5ºC


Potencia 314 kW





Pérdida de carga, lado aire 8 mm cda


Temperatura salida agua 72ºC


Potencia 202 kW

Necesitamos más valores intermedios para usarlos posteriormente en el estudio con

meses de funcionamiento real. Vamos a interpolar entre estos 3 puntos de

funcionamiento conocidos para obtener los puntos intermedios, y así ajustarnos a los

porcentajes exactos de funcionamiento de la caldera, a través de curvas de tendencia.



Rev:01 Pág.34

34

Los puntos que queremos conocer son en los diferentes regímenes de la caldera a lo

largo del año, desde el 22% al 85%. A continuación en la siguiente tabla:

Régimen caldera (%)

Potencia térmica (kW)

Temp salida aire (ºC)

Temp salida agua (ºC)

Pérdida carga, (mmca)

22% 185,0 84,8 73,9 7,6

23% 190,8 84,2 73,3 7,7

24% 196,6 83,6 72,6 7,8

25% 202,3 83 72 8

30% 229,4 80,2 69,0 9,0

35% 254,1 77,4 66,2 10,2

40% 276,4 74,8 63,7 11,8

45% 296,4 72,4 61,5 13,8

50% 314,0 70 59,5 16

55% 329,2 67,8 57,8 18,6

60% 342,0 65,6 56,3 21,4

65% 352,5 63,6 55,1 24,6

70% 360,6 61,8 54,2 28,2

75% 366,3 60 53,5 32

80% 369,6 58,4 53,1 36,2

85% 370,6 56,8 52,9 40,6

Ahora pasamos a hacer graficas con los valores de la tabla para visualizarlos:



Rev:01 Pág.35

35

Figura 25. Gráfica Régimen caldera-Potencia intercambiador. Fuente: elaboración propia.

Figura 26. Gráfica Régimen caldera-Temperatura salida del aire. Fuente: elaboración propia.

25%

50%

75%

y = -474,32x2 + 802,22x + 31,42

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90%

Po

ten

cia

in

terc

am

bia

do

r (k

W)


kW interc/ %cald

25%

50%

75%

y = 24x2 - 70x + 99

0

20

40

60

80

100

120

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

Te

mp

sa

lid

a a

ire

(ºC

)


Temp salida aire/%calde



Rev:01 Pág.36

36

Figura 27. Gráfica Régimen caldera-Temperatura salida del agua. Fuente: elaboración propia.

Figura 28. Gráfica Régimen caldera-Pérdida de carga. Fuente: elaboración propia.

25%

50%75%

y = 52x2 - 89x + 91

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

Te

mp

sa

lid

a a

gu

a (

ºC)


T sal agua / % caldera

25%

50%

75%

y = 64x2 - 16x + 8

0

10

20

30

40

50

60

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

Pé

rdid

a d

e c

arg

a (

mm

ca

)


Pérd carga / % caldera

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 2.5 Estudio 12 meses


Rev:01 Pág.37

37

2.5 Estudio con 12 meses reales

Para poder analizar el impacto económico que va a tener la instalación vamos a usar

un escenario con 12 meses seguidos reales. Durante el año la fábrica tiene diferente

nivel de producción, el consumo de vapor también varía con el uso de la calefacción

en invierno, y además el precio del combustible (gas natural en nuestro caso), también

tiene grandes variaciones.

Utilizaremos los datos desde Noviembre 2008 a Octubre 2009, a continuación en la

siguiente tabla:

Mes kWh Gasto € Precio gas €/kWh

% Capacidad

Caldera

Nm3 gas/día kWh/día

RRTs (Raw Rubber

Tons)

nov-08 8.350.234 246.332 0,0295 40% 24.500 289.345 1.750

dic-08 7.328.665 216.085 0,0295 39% 24.000 283.440 1.232

ene-09 9.437.507 236.683 0,0251 43% 26.250 310.013 1.724

feb-09 8.730.543 196.987 0,0226 43% 26.250 310.013 1.543

mar-09 8.066.636 169.197 0,0210 37% 22.500 265.725 1.461

abr-09 7.145.904 135.029 0,0189 33% 20.250 239.153 1.309

may-09 6.572.576 118.411 0,0180 29% 18.000 212.580 1.188

jun-09 5.024.526 88.522 0,0176 25% 15.500 183.055 824

jul-09 3.839.552 63.214 0,0165 26% 16.250 191.913 640

ago-09 2.282.567 38.812 0,0170 23% 14.500 171.245 291

sep-09 6.625.257 116.995 0,0177 32% 19.700 232.657 1.353

oct-09 6.772.932 121.181 0,0179 32% 19.700 232.657 1.329



Rev:01 Pág.38

38

Definición de los datos de la tabla:

- Mes, nos referimos al mes de trabajo, que puede tener días en los que no hay

producción y no hay consumo de gas.

- kWh, es el valor total de energía térmica consumida en el mes citado, que

proviene del gas natural quemado.

- Gasto €, es el dinero total gastado en la compra del gas natural durante el citado

mes de trabajo.

- Precio gas €/kWh, es el precio de compra del gas durante el citado mes, en

euros por kilowatio-hora.

- % Capacidad Caldera, es el porcentaje de utilización de la potencia térmica

de la caldera.

- Nm3 gas/día, son los metros cúbicos normales de gas natural consumidos en

un día de trabajo medio de ese mes de trabajo.

- kWh/día, es la energía térmica consumida en kWh en un día de trabajo medio

de ese mes de trabajo.

- RRTs (Raw Rubber Tons), son unidades de masa en toneladas que sirven para

medir la producción de la fábrica en función de la materia prima (goma cruda

sin vulcanizar). Con este valor no tiene en cuenta el diferente tipo de

neumático producido (grandes, medianos o pequeños).



Rev:01 Pág.39

39

Para visualizar como cambian los consumos vamos a graficar los datos:

Empezamos con el consumo de energía y el gasto en euros por esa energía:

Figura 29. Gráfica Consumo energía, gasto por mes. Fuente: elaboración propia.

Ahora la capacidad usada de la caldera con el precio del gas.

Figura 30. Gráfica Precio del gas, capacidad caldera por mes. Fuente: elaboración propia.

0

1.000.000

2.000.000

3.000.000

4.000.000

5.000.000

6.000.000

7.000.000

8.000.000

9.000.000

10.000.000

nov-08 dic-08 ene-09 feb-09 mar-09 abr-09 may-09 jun-09 jul-09 ago-09 sep-09 oct-09

(kWh) 0

50.000

100.000

150.000

200.000

250.000

300.000

(€)

kWh

Gasto €

0%

5%

10%

15%

20%

25%

30%

35%

40%

45%

50%


0,0000

0,0050

0,0100

0,0150

0,0200

0,0250

0,0300

0,0350

€/kW

h

% Capacidad Caldera

€/kWh



Rev:01 Pág.40

40

La capacidad de la caldera con las unidades estándar de producción (RRT). Se aprecia

que en verano hay poca producción, pero la energía mínima para que funcione la

producción mantiene la caldera con carga.

Figura 31. Gráfica Producción RRTs, capacidad caldera por mes. Fuente: elaboración propia.

Ahora el consumo diario medio durante el mes (kWh/día) comparado con las unidades

estándar de producción (RRT). Utilizamos un gráfico de dispersión, con una

aproximación logarítmica.

Este tipo de gráfico nos ayuda a ver lo alejados que estamos de la línea de tendencia

en cualquier día, y también nos va a servir para poder dar una estimación del consumo

de gas cuando se nos solicite para presupuestar el coste del gas para futuros periodos

de funcionamiento de la fábrica.

Cuantos más datos reales introduzcamos en la “nube de puntos” más precisa será la

línea de tendencia.

0%

5%

10%

15%

20%

25%

30%

35%

40%

45%

50%


0

200

400

600

800

1.000

1.200

1.400

1.600

1.800

2.000

tons

% Capacidad Caldera

RRTs (Raw Rubber Tons)



Rev:01 Pág.41

41

Figura 32. Gráfica Producción RRTs y consumo de gas. Fuente: elaboración propia.

Simulación del rendimiento del intercambiador C en un año real ya pasado.

Combustión del gas natural.

Para calcular el ahorro con el uso del intercambiador usaremos los datos que nos

facilitó el proveedor del intercambiador.

Con el calentamiento del aire de combustión de 25 a 83ºC, se introduce en la caldera

una energía térmica, que no es necesario que sea aportada por el gas natural, de modo

que se produce un ahorro de energía.

Para calcular este ahorro vamos a partir del gas natural con la composición media que

se suministra en España, así como sus características de combustión, que son las

siguientes (*)

* Varios profesores del Dept. de Màquines i Motors Tèrmics de la Universitat Politècnica de Catalunya. Taules i Gràfiques de Propietats Termodinàmiques,

Barcelona: ETSEIB - CPDA. 2000.

0

200

400

600

800

1.000

1.200

1.400

1.600

1.800

2.000

150.000 170.000 190.000 210.000 230.000 250.000 270.000 290.000 310.000

media mensual (kWh/día)

RR

Ts

men

sual

es

RRT Vs media mes Kwh/día Logarítmica (RRT Vs media mes Kwh/día)



Rev:01 Pág.42

42

Composición volumétrica:

- Metano (CH4), 86,15 %.

- Etano (C2H6), 12,68 %.

- Propano (C3H8), 0,40%.

- Butano (C4H10), 0,09%.

- Nitrógeno (N2), 0,68%.

Características de la combustión:

- Contenido en azufre del odorizante, 6,6 mg/Nm3.

- Peso específico, 0,808 kg/Nm3.

- Densidad relativa al aire, 0,625.

- Poder calorífico superior a 0ºC, 10.474 kcal/Nm3 (12,17 kWh/Nm3).

- Poder calorífico inferior a 0ºC, 9.929 kcal/Nm3 (11,54 kWh/Nm3).

- Poder calorífico superior a 15ºC, 9.450 kcal/Nm3 (10,98 kWh/Nm3).

- Poder calorífico inferior a 15ºC, 8,957 kcal/Nm3 (10,41 kWh/Nm3).

- Índice de Wobbe, 13.249 kcal/Nm3.

- Volumen de aire teórico para la combustión, 10,47 m3 aire/m3 gas.

- Concentración máxima de CO2 en humos secos, 12,08 %.

- Volumen de humos secos (por m3 de gas), 9,39 m3.

- Volumen de humos húmedos (por m3 de gas), 12,44 m3.

- Límite inferior de inflamabilidad en el aire, 4,8% (de gas).

- Límite superior de inflamabilidad en el aire, 13,5% (de gas).

La ecuación estequiométrica de la combustión de este gas natural, con aire normal de

1 mol de oxígeno a 3,76 moles de nitrógeno (21% O2 y 79% N2) será:

0,8615 ∙ � + 0,1268 ∙ � � + 0,004 ∙ �� + 0,0009 ∙ ��

+ 0,0068 ∙ � + � ∙ (� + 3,76� ) →→

→ � ∙ �� +�

2∙ � + � ∙ 3,76 ∙ � + 0,0068 ∙ �



Rev:01 Pág.43

43

Cálculo de las masas molares de la combustión de este gas natural:

� ( º "#$%& &') = 0,8615 ∙ 1 + 0,1268 ∙ 2 + 0,004 ∙ 3 + 0,0009 ∙ 4 = 1,1307

� ( º ℎ*+$ó-. &' ) = 0,8615 ∙ 4 + 0,1268 ∙ 6 + 0,004 ∙ 8 + 0,0009 ∙ 10

= 4,2478

� ( º &�í-. &' � ) = �º 0#$# � (1� 0#$# 1� ) + �º 0#$# (1 0#$# 1

4� )

� = � +1

= 1,1307 +

, 2�

= 2,19265

Ahora introducimos los pesos moleculares.

Componentes Peso

molecular (g/mol)

Densidad relativa respecto al aire

PCS (kcal/Nm3)

PCI (kcal/Nm3)

Aire teórico (m3/m3)

Límite inferior inflamabilidad

(%)

Límite superior inflamabilidad

(%)

Formula química

Metano 16,04 0,55 9.530 8.570 9,52 5 15 CH4

Etano 30,07 1,04 16.860 15.390 16,67 3 12,5 C2H6

Propano 44,10 1,52 24.350 22.380 23,81 2,2 9,5 C3H8

Butano 58,12 2,01 32.060 29.560 30,95 1,7 8,5 C4H10

Dióxido de Carbono

44,01 1,52 0 0 0 - - CO2

Oxígeno 32,0 1,10 0 0 0 - - O2

Hidrógeno 2,02 0,07 3.050 2.570 2,38 12,5 74 H2

Nitrógeno 28,02 0,97 0 0 0 - - N2

Aire 28,97 1 0 0 0 - - 79% N2 ; 21% O2

Figura 33. Propiedades de gases. Fuente: BORRÁS BRUCART, E. Gas natural, Características,

distribución y aplicaciones industriales. Editores Técnicos Asociados, S.A.Barcelona,1987.

Comprobamos que la masa inicial es igual a la posterior a la combustión:

319,22 kg = 319,22 kg



Rev:01 Pág.44

44

La masa de aire que reacciona con 1kg·mol del gas natural empleado:

� ∙ (� + 3,76� ) = 2,19265 ∙ (32,0 + 3,76 ∙ 28,02) = 301,1719 3- +. #*$. La masa de 1kg·mol del gas natural empleado:

0,8615 ∙ � + 0,1268 ∙ � � + 0,004 ∙ �� + 0,0009 ∙ �� + 0,0068 ∙ � =

=0,8615 ∙ 16,04 + 0,1268 · 30,07 + 0,004 ∙ 44,10 + 0,0009 ∙ 58,12 + 0,0068 ∙ 28,02 =

= 18,0506 kg de gas natural

La relación aire/combustible en peso sin exceso de aire es:

56 =789:

;<=>?@A8>B:=

��,�2�C DE

��,�F�� DE = 16,6849

La relación aire/combustible en volumen sin exceso de aire es:

56 =#*$.

"&G%H'I*%J.=

301,1719 kg1M

18,0506 kg0,625M

= 10,47 m3 aire/m3 gas

Si le aplicamos un exceso de aire con un valor normal de trabajo del 15%, la relación quedará así:

56�F = 56 · 1.15 = 12,04 m3 aire/m3 gas

Sabemos que el aire necesario para la combustión perfecta de nuestro gas natural es:

� ∙ (� + 3,76� ) = 2,19265 ∙ (32,0 + 3,76 ∙ 28,02) = 301,1719 3- +. #*$. Que contiene una cantidad de oxígeno para dicha combustión perfecta de:

� ∙ (� ) = 2,19265 ∙ (32,0) = 70,1648 3- +. &�í-. &



Rev:01 Pág.45

45

Por tanto un exceso del 15% será:

15% ∙ (� ) = 0,15 ∙ (70,1648 ) = 10,5247 3- +. &�í-. & Ahora calcularemos el porcentaje de oxígeno en los gases de combustión.

Primero el peso de los gases de combustión con un exceso de aire del 15%, con los

pesos ya calculados anteriormente:

W#'.' "&G% = W#' �#IH$#J + 1,15 ∙ 5*$. .'I.XH*&GéI$*"&

18,0506 kg GN + 1,15 ∙ 301,1719 3- +. #*$. = 364,39833- +. -#'.'

El porcentaje de oxígeno que no se ha quemado y que estará presente en los gases de

escape será:

% ��í-. & . -#'.' = 15% ∙ (� )W#'.' "&G%HI*ó "& .�".'& +. #*$.M

% ��í-. & . -#'.' =0,15 ∙ (70,1648)

364,3983∙ 100

% \]í^_`a _` ^bc_c = d, ef%

El dióxido de carbono, CO2, en los gases de escape lo calculamos a continuación.

Sabemos la ecuación de la combustión de nuestro gas natural:

0,8615 ∙ � + 0,1268 ∙ � � + 0,004 ∙ �� + 0,0009 ∙ ��

+ 0,0068 ∙ � + � ∙ (� + 3,76� ) →→

→ � ∙ �� +�

2∙ � + � ∙ 3,76 ∙ � + 0,0068 ∙ �



Rev:01 Pág.46

46

El CO2 producido por la combustión de nuestro gas natural medio es, en kg:

G#'# �� = � ∙ �� = 1,1307 ∙ 44,01 = 49,7621 3- ��

Por lo que:

18,0506 kg Gas Natural medio producen 49,7621 kg ��2

o 1 kg Gas Natural medio producen 2,7568 kg ��2

Ahora que ya tenemos todos los datos de la combustión de nuestro gas natural podemos

calcular el ahorro de energía que se producirá. Con el calentamiento del aire de

combustión de 25 a 83ºC, se introduce en la caldera una energía térmica, que no es

necesario que sea aportada por el gas natural, de modo que se produce un ahorro de

energía, que puede calcularse del siguiente modo:

Para la combustión de 1 Nm3 de gas natural de PCI a 15ºC = 10,41 kWh/Nm3 = 8.957

kcal/Nm3 son necesarios 12,04 m3 de aire considerando un exceso de aire en la

combustión del 15%.

Al calentar 12,04 m3 de aire de 25 a 83ºC se introduce en la combustión una cantidad

de calor de:

12,04 m3 x 0,29 kcal/m3ºC x (83-25)ºC = 202,51 Kcal.

Calor que no es necesario aportar por el gas y que representa por tanto un ahorro de

202,51/8957*100 = 2,26% de la energía a aportar.



Rev:01 Pág.47

47

Ahora calculamos este ahorro en la condición de funcionamiento de cada mes en las

tablas siguientes:

Mes KwhGasto

directo en gas €

Precio €/kWh

Régimen Caldera %

Nm3/dia RRTs

nov-08 8.350.234 246.332 0,0295 40% 24.500 1750

dic-08 7.328.665 216.085 0,0295 39% 24.000 1232

ene-09 9.437.507 236.683 0,0251 43% 26.250 1724

feb-09 8.730.543 196.987 0,0226 43% 26.250 1543

mar-09 8.066.636 169.197 0,0210 37% 22.500 1461

abr-09 7.145.904 135.029 0,0189 33% 20.250 1309

may-09 6.572.576 118.411 0,0180 29% 18.000 1188

jun-09 5.024.526 88.522 0,0176 25% 15.500 824

jul-09 3.839.552 63.214 0,0165 26% 16.250 640

ago-09 2.282.567 38.812 0,0170 23% 14.500 291

sep-09 6.625.257 116.995 0,0177 32% 19.700 1353

oct-09 6.772.932 121.181 0,0179 32% 19.700 1329



Rev:01 Pág.48

48

Y ahora el cálculo de % de ahorro y el ahorro en euros en cada mes:

Vemos que se produciría un ahorro de 35.311 euros en un año.

Y el ahorro en cantidad de gas y CO2 producido a continuación en la siguiente tabla,

dando un total de casi 6.000 toneladas de gas natural y 16.532 toneladas de emisiones

de CO2.

MesGasto

directo en gas €

Régimen Caldera %

Nm3/diaTª salida aire ºC

ahorro % mes

ahorro €/mes

nov-08 246.332 40% 24.500 75 1,93% 4.753 €

dic-08 216.085 39% 24.000 76 1,97% 4.254 €

ene-09 236.683 43% 26.250 74 1,89% 4.475 €

feb-09 196.987 43% 26.250 74 1,89% 3.724 €

mar-09 169.197 37% 22.500 77 2,01% 3.397 €

abr-09 135.029 33% 20.250 79 2,09% 2.816 €

may-09 118.411 29% 18.000 81 2,16% 2.562 €

jun-09 88.522 25% 15.500 83 2,26% 2.001 €

jul-09 63.214 26% 16.250 83 2,24% 1.417 €

ago-09 38.812 23% 14.500 84 2,32% 899 €

sep-09 116.995 32% 19.700 79 2,11% 2.463 €

oct-09 121.181 32% 19.700 79 2,11% 2.551 €

35.311 €

aire entrada a ventilador 25ºC



Rev:01 Pág.49

49

MesGasto

directo en gas €

Régimen Caldera %

Nm3/diaahorro % mes

ahorro ton Gas/mes

ton CO2 ahorrados /

mes

nov-08 246.332 40% 24.500 1,93% 593,9 1637,2

dic-08 216.085 39% 24.000 1,97% 581,8 1603,8

ene-09 236.683 43% 26.250 1,89% 636,3 1754,2

feb-09 196.987 43% 26.250 1,89% 636,3 1754,2

mar-09 169.197 37% 22.500 2,01% 545,4 1503,6

abr-09 135.029 33% 20.250 2,09% 490,9 1353,2

may-09 118.411 29% 18.000 2,16% 436,3 1202,8

jun-09 88.522 25% 15.500 2,26% 375,7 1035,8

jul-09 63.214 26% 16.250 2,24% 393,9 1085,9

ago-09 38.812 23% 14.500 2,32% 351,5 969,0

sep-09 116.995 32% 19.700 2,11% 477,5 1316,4

oct-09 121.181 32% 19.700 2,11% 477,5 1316,4

TOTAL AÑO 5.997,0 16.532,5

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 2.6 Cálculos tubería


Rev:01 Pág.50

50

2.6 Cálculo de tubería

Para poder calcular la tubería partimos de los siguientes datos:

- Caudal de agua 7,5 m3/h.

- Velocidad del agua, entre 1,2 y 4,6 m/s. (1).

Aplicando la ecuación de continuidad:

Siendo:

- Q, caudal, m3/h.

- S, sección, m.

- v, velocidad, m/s.

La aplicamos para encontrar la sección y diámetro interior de la tubería para las

velocidades recomendadas para agua:

Estos valores de 17,36 y 4,53 cm2 equivalen a unos diámetros interiores de tubería de

4,7 y 2,4 cm.

Ahora buscamos en las medidas comerciales de tuberías el tamaño más cercano.

A continuación la tabla de tamaños y espesores de pared de tuberías según el estándar

ASME B36.10:

(1): Piping Handbook 7th edition, McGraw-Hill, Mohinder L. Nayyar, pág. 1251.

vSQ ⋅=

23

36,17/2,1

/5,7cm

sgm

hm

v

QS ===

23

53,4/6,4

/5,7cm

sgm

hm

v

QS ===



Rev:01 Pág.51

51

Elegimos la tubería NPS 2 (DN50) con un espesor de pared Schedule 40, con las

siguientes medidas:

- Diámetro exterior, 60,3 mm.

- Espesor de pared, 3,91 mm.

- Diámetro interior, 52,48 mm.



Rev:01 Pág.52

52

Esta tubería nos daría una velocidad de:

El Schedule 40 es el espesor estándar, que para nuestro uso es suficiente, agua limpia

sin partículas sólidas, a unos 3 bares de presión y 95ºC de temperatura.

ESQUEMA DE LA DISPOSICIÓN DE LA TUBERÍA

En la página siguiente mostramos un plano de la disposición de las tuberías de

impulsión y retorno del intercambiador.

Los datos principales:

- Longitud de tubería de impulsión: 33,97 m

- Longitud de tubería de retorno: 19,22 m

- Longitud total: 53,19 m

- Diferencia de altura: 6,820 m.

- Número de codos a 90º, radio normal, 7 unidades.

- Número de válvulas de globo, 3 unidades.

- Filtros en Y, 1 unidad

sgmcm

hm

S

Qv /97,0

63,21

/5,72

3===



Rev:01 Pág.53

53



Rev:01 Pág.54

54

CÁLCULO DE PÉRDIDAS DE CARGA EN LAS TUBERÍAS Y ACCESORIOS

Vamos a calcular las pérdidas de carga que se van a producir en las tuberías, accesorios

y por diferente altura para comprobar que la bomba elegida será suficiente para el

servicio.

Utilizaremos la fórmula de Darcy-Weisbach para las pérdidas de carga en las tuberías:

O la misma en función del caudal:

En donde:

- h: pérdida de carga (m).

- f: coeficiente de fricción (adimensional).

- L: longitud de la tubería (m).

- D: diámetro interno de la tubería (m).

- v: velocidad media (m/s).

- g: aceleración de la gravedad (m/s2).

- Q: caudal (m3/s).

El coeficiente de fricción “ f ” es función del número de Reynolds (Re) y del

coeficiente de rugosidad o rugosidad relativa de las paredes de la tubería (εr):

g

v

D

Lfh

2

2⋅⋅=

LD

Qfh ⋅⋅⋅=

5

20826,0

µρ⋅⋅= vDRe

Drεε =



Rev:01 Pág.55

55

En donde:

- ρ: densidad del agua (kg/m3).

- μ: viscosidad dinámica del agua (N·s/m2).

- ε: rugosidad absoluta de la tubería (m).

La tabla de propiedades físicas del agua a diferentes temperaturas:

Temperatura (ºC)

Peso específico (kN/m3)

Densidad (kg/m3)

Módulo de elasticidad (kN/m2)

Viscosidad dinámica (N·s/m2)

Viscosidad cinemática

(m2/s)

Tensión superficial

(N/m)

Presión de vapor (kN/m2)

0 9,805 999,8 1,98 · 106 1,781 · 10-3 1,785 · 10-6 0,0765 0,61

5 9,807 1000,0 2,05 · 106 1,518 · 10-3 1,519 · 10-6 0,0749 0,87

10 9,804 999,7 2,10 · 106 1,307 · 10-3 1,306 · 10-6 0,0742 1,23

15 9,798 999,1 2,15 · 106 1,139 · 10-3 1,139 · 10-6 0,0735 1,70

20 9,789 998,2 2,17 · 106 1,102 · 10-3 1,003 · 10-6 0,0728 2,34

25 9,777 997,0 2,22 · 106 0,890 · 10-3 0,893 · 10-6 0,0720 3,17

30 9,764 995,7 2,25 · 106 0,708 · 10-3 0,800 · 10-6 0,0712 4,24

40 9,730 992,2 2,28 · 106 0,653 · 10-3 0,658 · 10-6 0,0696 7,38

50 9,689 988,0 2,29 · 106 0,547 · 10-3 0,553 · 10-6 0,0679 12,33

60 9,642 983,2 2,28 · 106 0,466 · 10-3 0,474 · 10-6 0,0662 19,92

70 9,589 977,8 2,25 · 106 0,404 · 10-3 0,413 · 10-6 0,0644 31,16

80 9,530 971,8 2,20 · 106 0,354 · 10-3 0,364 · 10-6 0,0626 47,34

90 9,466 965,3 2,14 · 106 0,315 · 10-3 0,326 · 10-6 0,0608 70,10

100 9,399 958,4 2,07 · 106 0,282 · 10-3 0,294 · 10-6 0,0589 101,33

Para obtener el coeficiente de fricción “ f ” una vez que tenemos el número de

Reynolds (Re) de nuestro caso y el coeficiente de rugosidad relativa de las paredes de

la tubería (εr) los introducimos en el diagrama de Moody:



Rev:01 Pág.56

56

Figura 34. Diagrama de Moody.



Rev:01 Pág.57

57

Ahora pasamos a calcular:

- Número de Reynolds para nuestro caso,

ρ, densidad del agua a 95ºC = 961,8 kg/m3.

μ: viscosidad dinámica del agua a 95ºC = 0,2985·10-3 N·s/m2.

- Rugosidad relativa de nuestra tubería,

ε, rugosidad absoluta de la tubería de acero comercial = 0,045 mm.

Ahora entramos en el diagrama de Moody anterior con nuestro número de Reynolds y

la rugosidad relativa. El valor del coeficiente de fricción obtenido es:

f = 0,0205

Ya podemos calcular las pérdidas de carga en la tubería con la ecuación de Darcy-

Weisbach:

53

106,1164023102985,0

8,96197,005248,0Re ⋅≅=

⋅⋅⋅=⋅⋅= −µ

ρvD

000857,005248.0

10045,0 3=⋅==

−

Drεε

19,5305248,0

)3600

5,7(

0205,00826,00826,05

2

5

2⋅⋅⋅=⋅⋅⋅= L

D

Qfh

mh 982.0=



Rev:01 Pág.58

58

Ahora vamos a calcular las pérdidas de carga que se van a producir en los accesorios,

que en nuestro caso son:

- Número de codos a 90º, radio normal, 7 unidades.

- Número de válvulas de globo, 3 unidades.

- Filtros en Y, 1 unidad.

Utilizaremos la siguiente fórmula:

Sabemos por tablas y por datos de fabricantes los coeficientes empírico K de cada

accesorio/singularidad:

- Codo a 90º, radio normal, k = 0,75.

- Válvula de globo, k = 10.

- Filtro en Y, k = 2,56.

Las pérdidas de carga en accesorios entonces serán:

- Codos,

- Válvulas de globo,

- Filtro en Y,

g

vkh

2

2⋅=

mgg

vknhc 252,0

2

97,075,07

2

22=⋅⋅=⋅⋅=

mgg

vknhv 439,1

2

97,0103

2

22=⋅⋅=⋅⋅=

mgg

vknhf 123,0

2

97,056,21

2

22=⋅⋅=⋅⋅=



Rev:01 Pág.59

59

Las pérdidas de carga totales por rozamiento y por accesorios son:

Las diferencias de altura que tienen que superar el fluido son:

- Altura desde la bomba hasta la entrada del intercambiador, 6,82 m

- Altura del intercambiador, 1,45 m.

Total por diferencias de altura: 8,27 m

Por lo tanto, la suma de pérdidas (2,796 m) y diferencias de altura (8,27 m) nos da un

valor de 11,066 metros, que deberá ser superado por la bomba.

mhhhhh fvcroztotal 796,2123,0439,1252,0982,0 =+++=+++=

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 2.7 Elección bomba


Rev:01 Pág.60

60

2.7 Elección de la bomba

Para elegir la bomba partimos de unos requerimientos mínimos a cumplir:

- Caudal mínimo de 7,5 m3/h.

- Altura mínima de descarga a superar, 11,066 metros.

En la instalación de la Sala de Fuerza hay múltiples bombas, por lo que vamos a

comprobar si algún modelo de los que están en servicio sería adecuado, de esta manera

vamos manteniendo o reduciendo la variedad de modelos de bombas en la sala que

facilitará la gestión del mantenimiento de las bombas (menos repuestos diferentes).

El listado de las bombas de menos de 50 CV de potencia en la Sala de Fuerza a

continuación:

CAUDAL PRESIÓN POTENCIA(m³/hora) (Kgf/cm²) (CV)

POZO DE BLOW-DOWN-3 WORTHINGTON 50/160 60 3 15SALA DE CALDERAS-3 WORTHINGTON 2UQ2 20 20 52

ANIÓN antigua 1 EMICA 40/16 12 3 7,5ANIÓN antigua 2 EMICA 40/16 12 3 7,5

REFRIGERACIÓN ZR-5-1 WORTHINGTON 2 1/2 R2 60 5 15REFRIGERACIÓN ZR-5-2 WORTHINGTON 2 1/2 R2 60 5 15REFRIGERACIÓN ZR-5-3 WORTHINGTON 2 1/2 R2 60 5 15

ANIÓN A-1 STERLING NOWA 040160A 30 3 7,5ANIÓN B-2 STERLING NOWA 040160A 30 3 7,5

POZO TUBADORAS-1 EMICA 40/16 12 3 7,5

FILTROS Nº 1, Nº 2 y Nº 3 WORTHINGTON 50/160 60 3 15FILTROS Nº 1, Nº 2 y Nº 3 WORTHINGTON 2 R-1 30 3 10FILTROS Nº 1, Nº 2 y Nº 3 WORTHINGTON 50/160 60 3 15DOMO. BLOW-DOWN-1 EMICA ETA-K-50/20 52 3 10DOMO. BLOW-DOWN-2 EMICA ETA-K-50/20 52 3 10

PLATTEN-HEATER-1 EMICA ETA-K-50/20 52 3 10PLATTEN-HEATER-2 EMICA ETA-K-50/20 52 3 10

AGUA FRÍA 1 WORTHINGTON 2 R-1 30 3 10AGUA FRÍA 2 WORTHINGTON 2 R-1 30 3 10AGUA FRÍA 3 WORTHINGTON EWD-50/160 60 3 15

NOMBRE MARCA MODELO



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61

Vemos que entre las bombas de menos potencia tenemos dos modelos con 7,5 CV (5,6

kW) de potencia:

- Emica 40/16, 12 m3/h, 3 kg/cm2.

- Sterling NOWA 040160A 30 m3/h, 3 kg/cm2

La bomba Sterling NOWA 040160A ofrece 30 m3/h, mejor que la EMICA 40/16 que

rinde solo 12 m3/h. Esto se debe a que la Sterling es un modelo reciente y la Emica es

muy antigua.

Esta bomba Sterling NOWA 040160A ofrece un caudal de 30 m3/h, que es mayor de

los 7,5 m3/h planteados, y la podremos usar para dar suministro a futuros

aprovechamientos.

La presión de descarga de 3 kg/cm2 es superior a la altura mínima necesaria de 11,066

metros (1,1 kg/cm2).

Las curvas características y datos de esta bomba y su familia a continuación:

Figura 35. Gráfica de rangos de funcionamiento de bombas NOWA.

Fuente: www.sterlingsihi.com



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Figura 36. Plano dimensiones bombas NOWA. Fuente: www.sterlingsihi.com

Figura 37. Tabla dimensiones bombas NOWA. Fuente: www.sterlingsihi.com



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Figura 38. Curvas de operación, potencia y NPSH de la bomba NOWA 40-160.

Fuente: www.sterlingsihi.com



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Figura 39. Corte transversal bomba NOWA. Fuente: www.sterlingsihi.com

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 2.8 Posibles problemas


Rev:01 Pág.65

65

2.8 Posibles problemas

Este intercambiador es una modificación en la instalación por lo que se podrán

producir problemas al variar el diseño original.

Algunos de los posibles problemas que se pueden presentar con sus posibles

soluciones:

a) Variación de los parámetros de combustión. El aire de alimentación a la

combustión se va a introducir a mayor temperatura, unos 82ºC, por lo que es

unos 52ºC mayor de los 30ºC iniciales. Se consulta con el fabricante de la

caldera Termisa y nos comunica que no supone ningún problema mientras no

lleguemos a 110ºC. En este caso requeriría un estudio detallado.

b) Aumento de las pérdidas de carga en la conducción de entrada del aire de

combustión. Al instalar un intercambiador en la conducción de aire se van a

producir pérdidas de carga que no estaban planteadas en el diseño original. A

regímenes altos el ventilador podría no dar caudal suficiente.

En nuestro caso la caldera raramente excede el 50% de carga, por lo que nos

queda margen suficiente de capacidad del ventilador. Si en un futuro la

situación cambiase y la caldera funcionase a regímenes altos se podría estudiar

aumentar la velocidad de giro del ventilador por medio de su variador de

frecuencia. Si no fuera suficiente entonces se podría cambiar el ventilador por

otro de más capacidad.

c) Demasiada presión o caudal de agua caliente, si necesitásemos reducir el

caudal o presión por que el tanque de agua caliente se estuviese enfriando

demasiado, o por otro motivo, podríamos hacerlo regulando la válvula manual

en la descarga de la bomba de agua caliente.

d) Interferencia con la medición del caudal de aire de combustión. El control

de combustión utiliza la medición del caudal de aire con el que se alimenta la

combustión. Es un caudalímetro de placa orificio, por lo que la medición podría

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 2.8 Posibles problemas


Rev:01 Pág.66

66

ser errónea por la interferencia de pérdidas de carga del intercambiador en el

mismo conducto donde se está midiendo las presiones antes y después de la

placa. También por la variación en la temperatura del aire, que variará su

densidad.

En nuestro caso no se produce interferencia con el caudalímetro, este está en

el primer tramo vertical de la conducción, con el aire en las mismas condiciones

del diseño original. El intercambiador se instalará en el siguiente tramo

horizontal de la conducción, después de un codo original, por lo que no se

produce interferencias ni de pérdidas de carga ni de mayor temperatura del aire.

Ver figura 40 a continuación.

Figura 40. Conducto de aire, intercambiador y caudalímetro. Fuente: elaboración propia.

INTERCAMBIADOR

CAUDALÍMETRO

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 3.Presupuesto


Rev:01 Pág.67

67

3. PRESUPUESTO.

3.1 Intercambiador.

En el apartado 2.4 hemos elegido la oferta C por el intercambiador, con coste total de

13260,66 €.

3.2 Bomba.

La bomba escogida Sterling NOWA 040160A tiene un coste de 2200 euros.

La fundación donde reposa la bomba tiene un coste de 825 euros.

La conexión eléctrica de la bomba a cuadro eléctrico próximo y mandos de arranque,

paro y seguridades, 140 euros.

3.3 Tubería.

Las tuberías de agua caliente (53,20 m), sus codos, soportes, montaje e instalación,

4666 euros.

El aislamiento térmico de las tuberías, montaje e instalación, 2870 euros.

Total…………………………………….……………. 23961,66 euros.

Durante el funcionamiento habrá que tener en cuenta el coste del consumo eléctrico

de la bomba, potencia 5,6 kW, coste de la electricidad en fábrica 0.09 €/kWh, fábrica

funcionando unos 350 días al año:

Coste anual del gasto eléctrico de la bomba…………………………... 4233 euros

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 4. Conclusiones


Rev:01 Pág.68

68

4. CONCLUSIONES.

Estudio del plazo de recuperación de la inversión

Ya sabemos que el coste del proyecto es casi 24.000 euros (23.961,66), el gasto

eléctrico anual calculado en 4233 euros y el ahorro anual estimado de 35.311 euros.

Si hacemos el plazo de recuperación de la inversión:

�� ó� =��ó�

�ℎ�� =

23961.66

35311 − 4233= 0,771 �ñ�� = 9,3 "��

La inversión se recuperaría en menos de un año, (9,3 meses) por lo que resulta un

proyecto realizable y muy rentable.

Estudio del VAN y TIR

Hemos comprobado que la inversión se recupera en menos de un año. Ahora vamos a

analizar el proyecto en un horizonte temporal de 10 años.

Para valorar el dinero futuro en dinero de hoy vamos a aplicar inflación a los flujos de

caja. Como no sabemos la inflación futura utilizaremos la inflación media de los

últimos 12 años, con datos del Instituto Nacional de Estadística.

Inversión

Año 0 Año 1 Año 2 Año 3 Año 4 Año 5 Año 6 Año 7 Año 8 Año 9 Año 10

-23.961,66 €35311 - 4233

= 31078 €31.078 € 31.078 € 31.078 € 31.078 € 31.078 € 31.078 € 31.078 € 31.078 € 31.078 €

Flujos de Caja

2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012 2013

IPC Anual 2,40% 3,20% 1,80% -0,30% 4,10% 2,80% 3,50% 3,40% 3,00% 3,00% 3,50% 0,30%

Promedio IPC 2,56%

Tasa de Inflacción (IPC). Fuente: Instituto Nacional de Estadística (INE): http://www.ine.es

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 4. Conclusiones


Rev:01 Pág.69

69

Estos valores dan un Valor Actual Neto (VAN) de 247.217 euros (271.179-23.962)

para un tiempo de 10 años.

El TIR resultante para ese periodo es 129,7%.

Conclusión final

Hemos realizado este “Estudio de la viabilidad económica de la instalación de un

sistema de precalentamiento del aire de combustión de una caldera industrial de vapor

saturado” analizando los costes de la instalación, su funcionamiento y los ahorros

estimados de gas natural y emisiones de CO2 en un año de trabajo real completo ya

pasado, dando como resultado:

- Es un proyecto económicamente realizable, con una inversión inicial de 24.000

euros, un coste asumible dentro del presupuesto de inversiones de la compañía.

- Es un proyecto muy rentable, la inversión inicial se recupera en 9,3 meses, y

un ahorro anual en coste del gas natural de unos 31.000 euros, según los precios

del año estudiado.

- Se produciría un ahorro anual en las emisiones de CO2 de 16.532 toneladas.

Por lo tanto es un proyecto viable.

Capital

Referido

Año 0 Año 1 Año 2 Año 3 Año 4 Año 5 Año 6 Año 7 Año 8 Año 9 Año 10

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

271179 30303 29547 28810 28091 27390 26707 26041 25391 24758 24140

Valor Actual Flujos de Caja

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 5. Bibliografía


Rev:01 Pág.70

70

Referencias bibliográficas:

- Piping Handbook (7e), McGraw-Hill, Mohinder L. Nayyar.

- BORRÁS BRUCART, E. Gas natural, Características, distribución y

aplicaciones industriales. Editores Técnicos Asociados, S.A. Barcelona, 1987.

- Química General Moderna. BABOR, Joseph A., IBARZ AZNÁREZ, José.

Editorial MARÍN, S.A.3ª reimpresión, 1965.

- Varios profesores del Dept. de Màquines i Motors Tèrmics de la Universitat

Politècnica de Catalunya. Taules i Gràfiques de Propietats Termodinàmiques,

Barcelona: ETSEIB - CPDA. 2000.

Páginas web:

- Comisión Nacional de la Energía (CNE)

http://www.cne.es

- Gas Natural SDG, SA

http://www.gasnatural.com

- Escuela de Ingenierías Industriales, Universidad de Valladolid.

www.eis.uva.es

- Ingeniería Civil y Medio Ambiente

http://www.miliarium.com

- TPS - Technitube Röhrenwerke

http://www.tpsd.de

- Flowserve Sihi Sterling

http://www.sterlingsihi.com

PROYECTO FIN DE CARRERA Ref: 6. Anexos


Rev:01 Pág.71

71

6. ANEXOS

- Medidas nominales de tuberías de acero inoxidable austeníticos según ASME

B36.19 y B36.10



Rev:01 Pág.72

72

- Pesos moleculares y otras propiedades de gases.

Componentes Peso

molecular (g/mol)

Densidad relativa respecto al aire

PCS (kcal/Nm3)

PCI (kcal/Nm3)

Aire teórico (m3/m3)

Límite inferior inflamabilidad

(%)

Límite superior inflamabilidad

(%)

Formula química

Metano 16,04 0,55 9.530 8.570 9,52 5 15 CH4

Etano 30,07 1,04 16.860 15.390 16,67 3 12,5 C2H6

Propano 44,10 1,52 24.350 22.380 23,81 2,2 9,5 C3H8

Butano 58,12 2,01 32.060 29.560 30,95 1,7 8,5 C4H10

Dióxido de Carbono

44,01 1,52 0 0 0 - - CO2

Oxígeno 32,0 1,10 0 0 0 - - O2

Hidrógeno 2,02 0,07 3.050 2.570 2,38 12,5 74 H2

Nitrógeno 28,02 0,97 0 0 0 - - N2

Aire 28,97 1 0 0 0 - - 79% N2 ; 21% O2

Propiedades de gases. Fuente: BORRÁS BRUCART, E. Gas natural, Características, distribución y aplicaciones industriales. Editores Técnicos Asociados, S.A.Barcelona,1987.



Rev:01 Pág.73

73

- Tabla de propiedades físicas del agua a diferentes temperaturas:

Temperatura (ºC)

Peso específico (kN/m3)

Densidad (kg/m3)

Módulo de

elasticidad (kN/m2)

Viscosidad dinámica (N·s/m2)

Viscosidad cinemática

(m2/s)

Tensión superficial

(N/m)

Presión de

vapor (kN/m2)

0 9,805 999,8 1,98 · 106 1,781 · 10-3 1,785 · 10-6 0,0765 0,61

5 9,807 1000,0 2,05 · 106 1,518 · 10-3 1,519 · 10-6 0,0749 0,87

10 9,804 999,7 2,10 · 106 1,307 · 10-3 1,306 · 10-6 0,0742 1,23

15 9,798 999,1 2,15 · 106 1,139 · 10-3 1,139 · 10-6 0,0735 1,70

20 9,789 998,2 2,17 · 106 1,102 · 10-3 1,003 · 10-6 0,0728 2,34

25 9,777 997,0 2,22 · 106 0,890 · 10-3 0,893 · 10-6 0,0720 3,17

30 9,764 995,7 2,25 · 106 0,708 · 10-3 0,800 · 10-6 0,0712 4,24

40 9,730 992,2 2,28 · 106 0,653 · 10-3 0,658 · 10-6 0,0696 7,38

50 9,689 988,0 2,29 · 106 0,547 · 10-3 0,553 · 10-6 0,0679 12,33

60 9,642 983,2 2,28 · 106 0,466 · 10-3 0,474 · 10-6 0,0662 19,92

70 9,589 977,8 2,25 · 106 0,404 · 10-3 0,413 · 10-6 0,0644 31,16

80 9,530 971,8 2,20 · 106 0,354 · 10-3 0,364 · 10-6 0,0626 47,34

90 9,466 965,3 2,14 · 106 0,315 · 10-3 0,326 · 10-6 0,0608 70,10

100 9,399 958,4 2,07 · 106 0,282 · 10-3 0,294 · 10-6 0,0589 101,33



Rev:01 Pág.74

74

- Diagrama de Moody.



Rev:01 Pág.75

75

- Tabla de vapor de agua saturado.

-



Rev:01 Pág.76

76

- Hoja del registrador de temperatura del tanque Make up, 12 de Julio 2010, sin

el intercambiador de aire:



Rev:01 Pág.77

77

- Hoja del registrador de temperatura del tanque Make up, 01 de Octubre 2010,

con el intercambiador de aire en servicio:

estudio de viabilidad de instalaciÓn de un …

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