Proyecto vii

Univerdidad Austral de Chile
Facultad de Ciencias de la Ingeniería
Programa de Formación de Pregrado
Intercambio de Energía con Fluidos Compresibles
MPTL 104

Diseño de Caldera
Tipo
“Kewanee”

Integrantes Felipe Harris
Johan Muñoz
Juan Vargas
Gabriel Zumelzu

Profesores encargados Sr. Rogelio Moreno
Sr. Marcelo Paredes
Sr. Juan Rebolledo

Valdivia, Chile
13 de julio de 2012

Índice General

Índice General . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . i

1. Problema de Diseño y Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2
1.1. Problema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2
1.2. Definición del problema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2
1.3. Planteamiento de objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

2. Consideraciones de Diseño . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5
2.1. Tratamiento del agua . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

3. Cálculos Preliminares . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7
3.1. Consumo de combustible . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7
3.2. Diseño Red de alimentación de agua para caldera1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

4. Memoría de Cálculo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16
4.1. Cálculo y diseño de caldera . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16
4.2. Separador de partículas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26
4.3. Chimenea industrial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30
4.4. Tiro artificial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
4.5. Red de vapor principal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
4.6. Red de Condensado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41
4.7. Alimentación a consumos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
4.8. Cálculo de Dilatación y Soportes en las cañerías . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
4.9. Cálculo de calefacción para un recinto hospitalario . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
4.10. Diseño de un intercambiador de calor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

5. Conclusión . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

6. Bibliografía . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

Apéndices . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

A. Procedimientos de cálculos en Red Principal de Vapor . . . . . . . . . . . . . . 75
A.1. Procedimiento de Cálculo de pérdidas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75
A.2. Procedimiento de Cálculo de convección en cañerías . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75
A.3. Procedimiento de elección del Espesor Óptimo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77
A.4. Cálculo de temperatura en el tanque de condensado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78

1 Los coeficientes de pérdidas por singularidades se obtuvieron de los productos de la empresa Spirax Sarco

i

§ ÍNDICE GENERAL ii

B. Tablas de Selección de Componentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79

C. Caldera . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84
C.1. Construcción diagrama de Ostwald . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84
C.2. Factores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85
C.3. Cálculo de volumen de humos y superficie de calefacción . . . . . . . . . . . . . . . . . 88
C.4. Cálculo de superficie de la parrilla . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89
C.5. Emisividad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89
C.6. Análisis del hogar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93
C.7. Aislación de la caldera . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94
C.8. Sistema de control de la caldera . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96
C.9. Sistema de alimentación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 103

D. Ciclión y Chimenea . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104
D.1. Balance de estequiometria y variación de densidad de los humos . . . . . . . . . . . . 104
D.2. Diseño del ciclón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111
D.3. Pérdida de presión sobre los humos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115
D.4. Cálculos de Selección de aislante para chimenea . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118
D.5. Ventilador de tiro artificial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122

E. Procedimiento de cálculo para calefacción de un recinto hospitalario . . . . . 123

Diseño de Caldera Universidad Austral de Chile

Introducción

A mediados del siglo XVIII sucedió un acontecimiento histórico que transformó socioeconómica,
tecnológica y culturalmente a la humanidad. La revolución industrial reemplazó la economía basada
en trabajo manual a una dominada por la industria y manufactura. Entre la segunda mitad del siglo
XVIII y principios del siglo XIX, se mecanizaron las industrias textiles y el proceso de obtención del
hierro. Además, el comercio se vio favorecido por la creación de rutas de transporte que hacían más
eficiente la entrega e intercambio de todo tipo de enseres. Para alcanzar una alta eficiencia en los
procesos industriales, se utilizó la máquina considerada como la mayor invención del hombre dentro
de la revolución industrial, ésta es la máquina de vapor.
Los principios físicos que gobiernan la máquina de vapor nacen mucho tiempo antes. A finales del
siglo XVI, el ingeniero mecánico e inventor inglés, Thomas Savery desarrolló una máquina, que para
su entonces, se constituyó en un gran avance en la industria de la minería. Esta máquina surgió tras
la necesidad de bombear agua desde grandes profundidades, donde se necesitaba una potencia mayor
para llevar a cabo este trabajo. Mediante una tubería con una válvula anti retorno, el depósito estaba
conectado al agua del interior de la mina, por lo que al desarrollar un vacío, subía el agua llenándolo.
Para vaciar el depósito se volvía a abrir la válvula que lo conectaba con la caldera, y el vapor a presión
hacía salir el agua por la misma válvula anti retorno por la que había salido el aire al principio.
Posteriormente, a principios del siglo XVII, el físico Thomas Newcomen, realizó ciertas mejoras en
la máquina de Savery, denominándola Máquina Newcomen. La diferencia estaba en que mientras en la
máquina de Savery era el propio vacío del depósito el que absorbía el agua de la mina, en la máquina
de Newcomen el vacío creado en un cilindro tiraba de una viga hacia abajo. Esta viga estaba situada
en forma de balancín, de modo que al llenarse el vacío del cilindro con vapor, la viga volvía a subir.
Este movimiento de vaivén accionaba una bomba alternativa que extraía el agua de la mina.
Si bien es cierto, tanto la máquina de Savery como la de Newcomen, proporcionaban una solución
al problema, poseían una pésima eficiencia. Esto se debía a que el principio en el cual se basaban era
calentar y enfriar sucesivamente un depósito. Fue hasta 1774 que el ingeniero y matemático James Watt
crea la denominada máquina de vapor. Watt se dió cuenta que la máquina de Newcomen gastaba un
75 % de la energía en calentar el pistón y el cilindro. La solución ideada por Watt, consistió en generar
una cámara de condensado la cual incrementaba significativamente la eficiencia. De esta manera, la
máquina de vapor se constituyó en unos de los mayores avances tecnológicos de la historia.
Actualmente, los principios que gobiernan a todas las máquinas de vapor permanecen intactos y
son usados en todas las grandes industrias, tanto para procesos industriales como para la producción
de energía eléctrica. Sin embargo, surgieron científicos que propusieron modelos basados en la máquina
de vapor de Watt, que aseguraban una mayor eficiencia en el uso de la energía.
Dentro de la amplia gama de aplicaciones en que se utilizan las máquinas de vapor, se encuentran la
calefacción de todo tipo de recintos, generación de energía eléctrica para uso industrial y domiciliario,
esterilización de utensilios en hospitales, generación de agua caliente, alimentación de máquinas, etc.
La particular habilidad del vapor para almacenar y transportar energía a grandes distancia y el alto
grado de esterilidad que posee, lo hace la opción más económica de las industrias que demandan un
uso de energía elevado en sus funciones.

1

1
Problema de Diseño y Objetivos

Resumen

En este capítulo se estableció el problema que se quiere dar solución, don-
de se analizaron las necesidades que poseían los involucrados, recolectan-
do sus requerimientos y transformarlos en especificaciones de ingeniería.
Además, se establecieron objetivos que permitan un óptimo resultado.

1.1. Problema
Cierto hospital dentro de la ciudad de Valdivia, presenta la necesidad de poseer un suministro de va-
por para satisfacer la demanda de sus consumos principales. Estos consumos juegan un rol fundamental
en el servicio que el establecimiento entrega a la comunidad.
Una de las demandas del hospital es la sala de esterilización, donde se utiliza el vapor para desinfec-
tar los utensilios y las herramientas usadas en los distintos procesos del establecimiento, convirtiéndose
en la mejor alternativa para realizar esta tarea. Una segunda demanda es añadida, siendo necesario
disponer de agua a una temperatura agradable para el ser humano, la cual es usada en el área de
duchas y lavado de utensilios.
La calefacción dentro del hospital es otro aspecto importante en la entrega de un buen servicio,
presentándose la necesidad de calefaccionar un área específica del recinto a una temperatura confor-
table. Además, se debe poseer un suministro de vapor para ser usado en procesos de limpieza, el cual
deber poseer una temperatura y presión optimas para eliminar múltiples organismos bacteriológicos.

1.2. Definición del problema
Un hospital dentro de la ciudad de Valdivia requiere contar con un suministro de vapor suficiente
para satisfacer su demanda.

1.3. Planteamiento de objetivos

1.3.1. Objetivo general
Diseñar un generador de vapor capaz de satisfacer la demanda de los consumidores, cumpliendo
con los estándares de seguridad.

2

§ CAPÍTULO 1. PROBLEMA DE DISEÑO Y OBJETIVOS 3

1.3.2. Objetivos específicos
Identificar los requerimientos que constituyan la base del diseño.
Analizar el comportamientos de las redes bajo aspectos de los termos fluidos y de la mecánica
de materiales, para su correcto dimensionamiento y selección.
Aplicar la teoría de la termodinámica y mecánica de materiales para el diseño del generador de
vapor, seleccionando materiales que aseguren su perfecto funcionamiento.
Modelar el sistema de generación de vapor mediante software, corroborando su diseño y generando
documentación para manufactura.
Desarrollar las especificaciones técnicas para la instalación y puesta en marcha del sistema en
general

1.3.3. Requerimientos y especificaciones
Alimentar caldera con agua potable de la ciudad de Valdivia.
• Tratamiento agua específico.
Proporcionar servicio óptimo de agua a temperatura confort.
• Agua a 42° C. (m3 )
Combustible a utilizar deber ser carbón.
• Carbón extraído de la mina de Catamutum .
Contar con un suministro para esterilización.
• Vapor a 125°C.
Proporcionar calefacción a un área específica del hospital.
• Mantener una temperatura de 20°C en el área indicada.
Proporcionar alimentación para servicio de limpieza.
• Vapor a 6 kg/cm2 .
Fácil aseo de la caldera.

• Números de pasos para realizar aseo.

Alimentación de combustible segura para el operario.
• Numero de pasos para realizar la tarea
• Distancia entre puerta de hogar y operario
Mínimo impacto ambiental.
• Control de los gases de combustión.
Fácil lectura en los datos de interés del proceso.
• Área visible de los Medidores del nivel de agua.
• Área visible de los Medidores de presión.
• Área visible de los Medidores de temperatura.


§ CAPÍTULO 1. PROBLEMA DE DISEÑO Y OBJETIVOS 4

• Área visible de los Medidores de sólidos disueltos.
• Área visible de los Medidores de ﬂujo de masa.

La caldera del hospital base de Valdivia, es alimentada con agua proveniente de la red pública de la
misma ciudad, esta es tratada químicamente antes de hacer ingreso al generador de vapor, eliminando
distintos tipos de sales que corroen el sistema.
La lectura de los datos como temperatura, presiones, nivel de agua, etc., están disponibles para el
operador constantemente, siendo visibles a distancias considerables. Como la seguridad del operario
es importante en todo diseño, el sistema generador de vapor del hospital regional de Valdivia, es
alimentado de combustible mediante un sistema controlado y seguro. Posee un monorriel encargado de
transportar el carbón a la puerta del hogar, ingresando el combustible mediante un sistema de cintas
transportadoras, cuya velocidad es regulada según la necesidad de combustible.
A raíz de este análisis de la competencia, el equipo de diseño estima conveniente absorber los as-
pectos positivos del sistema de generación de vapor estudiado, ya que incorpora aspectos avanzados en
seguridad del operario y del sistema, satisfaciendo la necesidad energética del hospital de forma conti-
nua. El equipo de diseño, con el propósito de proporcionar una solución que contribuya al cuidado del
medio ambiente, integrará un dispositivo que regule la emisión de gases de combustión a la atmósfera.


2
Consideraciones de Diseño

Resumen
En este capítulo se establecieron límites de trabajo, donde se enmaró el
proyecto mediante consideraciones que acoten el problema a solucionar.

2.1. Tratamiento del agua
En las calderas es muy importante la detección de fallas, porque eso permite evitar y prevenir
accidentes por causa de éstas. Según estudios, el 28 % de las fallas producidas en la caldera se debe a
una falta de buen mantenimiento y un 26 % al inadecuado tratamiento del agua. ACERCAR (2007).
Una caldera al estar expuesta a una alta temperatura, corre el riesgo de sufrir diversos problemas
debido a reacciones químicas que, a estas temperaturas, aceleran ciertos proceso tales como: corrosión,
incrustaciones, arrastre, etc., afectando directamente la vida útil, eﬁciencia y seguridad en la operación
de una caldera, efectos principalmente de la dureza del agua de alimentación y el PH de ésta.

2.1.1. Fuente de agua, dureza y PH
Durante la etapa de condensación del ciclo del agua, parte de esta precipita sobre la superﬁcie y
escurrirá por el terreno hasta la formación de ríos y lagos, proceso en el cual el agua obtiene diver-
sas sales minerales que se mantendrán hasta que nuevamente evapore siguiendo el ciclo (EXPLORA
CONICYT, 2011)
Actualmente en la ciudad de Valdivia la obtención del agua potable para la red pública se consigue
de dos plantas de tratamientos:

Planta de tratamiento Llancahue, captación: estero Llancahue.

Planta de tratamiento Cuesta de Soto, captación: rivera sur del rio Calle Calle.

Donde se realiza un proceso de potabilización para posibilitar el consumo, proceso en el cual no se
eliminan completamente las sales minerales presentes en el agua.
En la tabla (2.1.1) se puede observar la concentración de las principales sales minerales y metales
dañinos para el proceso de funcionamiento de la caldera. Muñoz (2005).

TABLA 2.1.1 – Concentración de minerales.
Muestra (mg/L) Flúor Calcio Hierro Manganeso Magnesio
Agua potable 1,07 5,57 0,09 <0,02 0,83

5

§ CAPÍTULO 2. CONSIDERACIONES DE DISEÑO 6

Junto con esto, y luego del tratamiento de potabilización del agua en las plantas de tratamientos,
el PH de esta debe variar entre un valor de 6,5 y 8,5.

2.1.2. Problemas más frecuentes asociados al uso del agua sin tratamiento
Incrustaciones:
Generado por la acción de sales minerales disueltas en el agua, las cuales al interactuar con el
dióxido de carbono y el oxigeno presente en el agua, precipitan dentro de la caldera adhiriéndose a las
superﬁcies de transferencia de calor, actuando como aislante térmico lo que origina recalentamiento
del metal, provocando su posterior rotura.
Principalmente, el agua al poseer cantidades de magnesio y calcio, estos al interactuar generan
compuestos no solubles, formando incrustaciones en tuberías y paredes de la caldera.
Compuestos insolubles se dan de la siguiente manera:

Carbonato de calcio: CaCO3

Carbonato de magnesio: M gCO3

Principalmente, la forma de evitar estas incrustaciones es agregando químicos, como el fostafo, que
reaccionan con el magnesio y el calcio provocando la precipitación de éstos y, además, que no posean
una adherencia al metal, haciéndolos más fácil de remover. Otra forma de evitar este problema es con
el ablandamiento del agua, por medio del intercambio de calcio y magnesio por iones de sodio; también
se puede hacer un tratamiento de osmosis inversa removiendo toda sal mineral presente en el agua.
Al igual que la presencia de magnesio y calcio, el agua al contener niveles de ﬁerro y manganeso
generan precipitados de hidróxido de estos metales, provocando incrustaciones dentro de cañerías y
caldera. Para el uso en calderas se recomienda que los valores de concentración sean menor a 0.3 mg/L
y la de manganeso menor a 0.05 mg/L. Al ver la tabla (2.1.1), la concentración de estos metales se
encuentra dentro de estos parámetros por lo que el uso de un sistema de tratamiento para estos metales
no es necesario.

Corrosión
Genera grandes daños y problemas de desgaste en una caldera. Uno de los causantes del desgaste por
corrosión es la presencia de oxigeno disuelto en el agua, sin embargo, la mayor causa de corrosión es por
la presencia de dióxido de carbono (CO2 ), gas que dentro de la caldera se genera abundantemente, y que
al interactuar con iones de hidrógeno presentes en aguas poco alcalinas (PH<7), causa la oxidación del
metal. El tratamiento recomendado para la prevención de la corrosión es tratar el agua de alimentación,
extrayendo el oxigeno disuelto en el agua junto con el CO2 y elevar el valor del PH a un rango entre
10,5 a 11,8 (BS 2486). Rocha (2009)


3
Cálculos Preliminares

Resumen

El contenido que abarca este capítulo se basa en cálculos que se pudieron
realizar sin tener la necesidad de diseñar, previamente, la caldera y sus
componentes.

3.1. Consumo de combustible
Se debe construir una caldera a carbón con una capacidad de 3000 kgv/hr y una presión de trabajo
de 9 bares, para ello el consumo de combustible de la caldera se calcula mediante la siguiente expresión:

Q
Cc = (3.1.1)
ηP CIbs
donde:

Cc : Consumo de combustible (kg/hr)
Q : Calor (kcal/hr)
η : Eficiencia de la cadera
P CIbs : Poder calorífico inferior (kcal/kg)

En este caso se supone una eficiencia de 0.75 para la caldera a carbón y un poder calorífico apro-
ximado de 6500 (kcal/kg) siendo este último un valor que se debe corroborar mediante un laboratorio
que se llevará acabo próximamente.

Calor (Q) = m · ∆h
˙ (3.1.2)

Donde:

m : Flujo másico
˙
∆h : Diferencia de entalpía
Q = m · (hs − he )
˙
hs = hf + x · hf g

La presión de la caldera es a 10 bar (absoluta), por lo tanto, según las tablas termodinámicas:

7

§ CAPÍTULO 3. CÁLCULOS PRELIMINARES 8

( )
kcal
hf = 182, 2
kg
( )
kcal
hf g = 481, 4
kg

reemplazando

hs = 182, 2 + 0, 95 · 481, 4
( )
kcal
hs = 640
kg

Para agua de alimentación a 60°C,por tabla termodinámicas:A.4

kCal
he = 60
kg

reemplazando

Q = 3150 · (640 − 60)
( )
kcal
Q = 1827000
hr

Entonces el consumo de combustible será:
( )
1827000 kg
Cc = = 374, 8
0, 75 · 6500 hr

3.2. Diseño Red de alimentación de agua para caldera1
El sistema de alimentación de agua debe ser diseñado para funcionar de forma óptima, asegurando al
usuario una continua alimentación al generador de vapor. En las calderas pirotubulares existe un nivel
de agua mínimo, bajo este nivel quedan expuestas las superﬁcies de transferencia de calor provocando
la falla del sistema. Por lo tanto, cualquier sistema generador de vapor depende directamente del
correcto funcionamiento de los alimentadores de agua.
El sistema de aguas será diseñado para consumir un total de 800 litros/hr constantemente, repo-
niendo el caudal perdido a causa de los diferentes consumos. El tratamiento químico del agua operará
constantemente para suplir el valor del caudal en reposición.
El sistema de alimentación de agua funciona con dos bombas centrifugas de alta presión, una
principal y una auxiliar en caso de falla o mantención. Ante un repentino corte del suministro eléctrico,
se dispondrá de un sistema electrógeno para suplir la demanda energética y de este modo mantener el
sistema de alimentación en funcionamiento constantemente.

3.2.1. Componentes sistema alimentador de agua
El sistema alimentador de agua está dividido en dos partes, estas son:
Línea 1: Esta red comprende desde la toma de agua de la red pública, pasando primeramente
por el tratamiento químico hasta llegar al tanque de condensado.
1 Los coeﬁcientes de pérdidas por singularidades se obtuvieron de los productos de la empresa Spirax Sarco



Línea 2: Esta red comprende desde la salida del tanque de condensado hasta la entrada de
alimentación de la caldera.
Los distintos diámetros de tuberías utilizadas en el siguiente cálculo, fueron obtenidos en base a
las recomendaciones de la figura 7-15 a del texto “Bombas, Selección y aplicación” de Tyler G. Hicks.
El autor presenta en su libro distintas recomendaciones basadas en la experiencia y pruebas realizadas
en laboratorios.

3.2.2. Cálculo y selección de bomba
Linea 1
La línea contiene dos codos 90° de 1” y dos válvulas tipo gate.

Datos:
K: Codo 90° de 1” 0,37
K: Válvula tipo Gate de 1” 0,18
K total 1,1
Cañería Sch 40 de 1”
Diámetro interno 26,64 mm
Rugosidad Relativa 0,002
Caudal 800 Lts/Hr
Largo línea 7 mts
Temperatura del agua 20°C
Viscosidad del agua 0,001003 P a · seg
Con el diámetro interior de la cañería es posible determinar la sección transversal de la misma, esta
es:

πd2 π0, 026642
A= = = 0, 000557m2
4 4
La velocidad media dentro de la cañería de la línea 1, se puede calcular en función del caudal y el
área transversal, esto es:
Q 0, 8
Q = vA ⇒ v = = = 0, 3988 (m/s)
A 0, 000557 · 3600
Con los valores conocidos de velocidad, viscosidad, densidad y diámetro, es posible calcular el
número de Reynolds, el cual entregará información sobre el tipo de flujo dentro de la cañería. El valor
del número de Reynolds obtenido, demuestra que el flujo dentro de la cañería es de carácter turbulento.
Posteriormente, se utilizará el valor de Reynolds para obtener el coeficiente de fricción en el diagrama
de Moody, el cual será ocupado para calcular las pérdidas regulares de la línea 1.
ρvD 1000 · 0, 398 · 0, 02664
N°Reynolds = = = 10571 ⇒ Flujo Turbulento
µ 0, 001003
Con el valor de rugosidad relativa y el número de Reynolds obtenido, es posible entrar en el diagrama
de Moody y obtener el factor de fricción para la línea 1. Se tiene una rugosidad relativa de 0,002 y un
N° Reynold de 10571, el diagrama de Moody indica un factor de fricción de 0.028.
El valor de carga de la bomba se obtiene a través de la siguiente expresión:
10, 2(Pi − Pa )
Hm = Hg + Pc + (3.2.1)
G.S.
donde:



Hm : es la altura manométrica buscada, medida en metros.
Hg : es la altura geométrica. Considera el desnivel entre el punto mínimo de aspiración y el
punto más alto de impulsión. Se expresa en metros.
Pc : Considera las pérdidas singulares y pérdidas regulares del sistema. Se expresa en metros.
Pi : Presión de impulsión. Expresada en kgf /m2 .
Pa : Presión de absorción. Expresada en kgf /m2 .
G.S: Gravedad especifica. En el agua esta tiene un valor de 1.
Nótese que en la ecuación (3.2.1). Solo intervienen diferencias de presiones, altura y las diferentes
pérdidas de carga de la línea. La diferencia de energía cinética de un punto a otro es despreciable.
Las pérdidas consideradas en la ecuación (3.2.2) corresponden a la sumatoria de las pérdidas sin-
gulares y regulares. Las pérdidas regulares corresponden a la caída de presión producto del largo de
la tubería. Por otro lado, las pérdidas singulares corresponden a las caídas de presión producto de los
elementos que componen la línea 1, sean estos, codos, tee, válvulas, cambios de sección, etc.

Pc = PR + PS (3.2.2)

Las pérdidas regulares son calculadas mediante la siguiente expresión. Aquí se considera el factor
de fricción identificado del diagrama de Moody.

LV 2 8 · 0, 3982
PR = f = 0, 028 = 0, 068 (m.c.a.)
D2g 0, 02664 · 2 · 9, 8

Las pérdidas singulares son calculadas mediante la siguiente expresión. El factor K de la ecuación
corresponde a la sumatoria de los coeficientes de pérdidas localizados en cada codo, tee, válvula o
componente de la línea 1.

V2 0, 3982
PS = K = 1, 1 = 0, 0088 (m)
2g 2 · 9, 8

Una vez calculadas las pérdidas, es posible identificar la altura manométrica buscada para la línea
1. Es necesario comentar que las presiones en el tratamiento de aguas como en el tanque de condensado
son las mismas, debido a que cada tanque está abierto a la atmósfera, por lo tanto, las presiones dentro
de cada uno equivalen a la presión atmosférica.
Con las consideraciones planteadas, es posible calcular la carga necesaria para llevar un caudal de
800 Lts/h de un estanque a otro. Esta es:

&
10, 2( + & )
Pi Pa
Hm = Hg + Pc + = 3 + 0, 068 + 0, 0088 = 3, 07 (m.c.a.)
G.S.

El valor de carga de la línea 1 es de 3,07 m.c.a. Este valor es muy pequeño para utilizar una bomba
centrifuga para aportar el valor de carga calculado. Sin embargo, como se señaló anteriormente, el
agua será extraída de la red pública de la ciudad de Valdivia, la presión de entrega en la red valdiviana
equivale a una carga de 14 metros manométricos, valor suficiente para llevar el caudal deseado de la
línea 1 desde el tanque de tratamiento a el tanque de condensado. Por lo tanto, el equipo de diseño
estima que no es conveniente utilizar un sistema de bombeo para realizar esta función.

Linea 2

La línea 2 contiene siete codos E90 1¼”, dos tee 1¼”, cuatro válvulas tipo gate.



Datos:
K codo E90 de 1¼” 0,37
K Tee de 1¼” 1,38
Válvula tipo Gate de 1¼” 0,18
K total 7,19
Cañería Sch 40 de 1¼”
Diámetro interno 35,05 mm
Rugosidad Relativa 0,0015
Caudal 3000 Lts/Hr
Largo línea 15 mts
Temperatura del agua 60°C
Viscosidad del agua 0,000404
El área de la sección interior de la cañería es la siguiente:
πd2 3, 14 · 0, 035052
A= = = 0, 000964 (m2 )
4 4
El valor de velocidad media dentro de la línea 2 está en función del caudal y del área calculada. A
diferencia de la línea 1, la línea 2 posee una cañería con un mayor diámetro, ya que el caudal que pasa
por esta es mayor. Ingresando los datos es posible obtener el valor de la velocidad.
Q 3
Q = vA ⇒ v = = = 0, 864 (m/s)
A 0, 000964 · 3600
Se calcula el número de Reynolds, tomando la viscosidad del agua a 70°C y la velocidad calculada.
ρvD 1000 · 0, 864 · 0, 03505
N°Reynolds = = = 74968
µ 0, 000404
El valor del número de Reynolds para la línea 2 indica que el ﬂujo dentro de la tubería es de carácter
turbulento.
A continuación, se calculan las pérdidas singulares y regulares de la línea 2. La diferencia de altura
entre el punto de succión e impulsión de la bomba se estimo en 4 metros. Además, la bomba deberá
aumentar la presión sobre los 9 bar para que el agua logre entrar al interior de la caldera, la cual
operará con una presión de 9 bar.

LV 2 15 · 0, 8642
PR = f = 0, 025 = 0, 407 (m.c.a.)
D2G 0, 03505 · 2 · 9, 8
V2 0, 8642
PS = K = 7, 19 = 0, 274 (m.c.a.)
2g 2 · 9, 8
10, 2(Pi − & )&
Pa 10, 2(9 · 1, 02)
Hm = Hg + Pc + = 4 + 0, 407 + 0, 274 + = 98, 3 (m.c.a.)
G.S. 1
La carga que deberá aportar la bomba para lograr impulsar el agua al interior de la caldera será de
98.3 metros columna de agua. Sin embargo, a este valor se deberá asignarle un coeﬁciente de seguridad
que aumentará el valor de la carga para prevenir pérdidas no consideradas y asegurar la perfecta
alimentación del agua a la caldera.
El equipo de diseño estima que la bomba seleccionada deberá aportar un 20 % adicional de carga
con respecto a la necesidad calculada del sistema.

HB = Hm · 1, 20 = 98, 3 · 1, 20 = 117, 96 (m.c.a.)
Por lo tanto, la bomba seleccionada deberá proporcionar una carga de 118 metros para prevenir
futuras pérdidas o pérdidas no consideradas en el cálculo.



3.2.2.1. Selección de la bomba
Las bombas son máquinas que absorben energía mecánica, la cual puede provenir de un motor
eléctrico, térmico, etc. La energía mecánica es transformada a energía hidráulica y transferida a un
fluido para transportarlo de un lugar a otro.
Existen dos tipos de bombas, estas son:
Bombas centrifugas. (Ejemplo en la figura (3.2.1)).
Bobas de desplazamiento positivo.
Estas bombas se utilizan en la industria diariamente, pero la selección de ellas depende directamente
de la aplicación que se les asigne. Las aplicaciones de las bombas centrifugas están limitadas por la
presión que desarrollen, y constituyen la forma más adecuada de manejar una cantidad de liquido
determinado (J., 1998, p. 71). Por otro lado, las bombas de desplazamiento positivo, se utilizan en
aplicaciones que necesiten de una presión elevada y bajos caudales. Las presiones desarrolladas por
este tipo de bombas son tan elevadas que exponen la integridad de la misma, necesitando de un eficaz
sistema de control.

Fig. 3.2.1: Bomba centrifuga de alta presión multietapas-monoblock.
Fuente: EDARVICO Catalogo de productos.

A raíz de esta descripción, el equipo de diseño utilizará bombas del tipo centrifugas, ya que las
condiciones de trabajo calzan en el perfil de aplicación de ellas.
Las bombas multietapas monoblock se caracterizan por una serie de beneficios para el usuario, las
cuales superan las alternativas disponibles en el mercado.

Características:2
Eficiencias: Por su diseño multietapa, la MZG opera con mejores eficiencias hidráulicas que
bombas centrífugas de una etapa, ahorrando energía y reduciendo los costos operativos.
Diseño compacto: Su diseño monoblock reduce espacio requerido para su instalación en com-
paración con bombas acopladas.
Mantenimiento: Su configuración monoblock implica el montaje de conjunto rotativo sobre el
mismo eje del motor, así garantizando concentricidades, ideales para una larga vida de los roda-
mientos, minimizando roces y desgastes mecánicos. Adicionalmente, se eliminan los problemas
de montaje y la necesidad de estar revisando la alineación entre bomba y motor.
2 Información obtenida de catálogos del fabricante.



Materiales: En MZG , los elementos del cuerpo de bomba, rodetes y difusores son de fundición
gris como standard, bronce es opcional y el eje en acero 1045. Para alimentación de caldera, los
rodetes son en bronce y el sello mecánico tipo 21 es de Ni-resist/Carbón y Viton.
Campo de Aplicación: Las bombas multietapas de la línea MZG son de múltiple aplicación
para el bombeo de líquidos en estaciones de abastecimientos de agua, alimentación de calderas,
así como en los más diferentes ramos de la industria como bomba de elevación de presión. La
gama total de capacidades comprende caudales hasta 30 m3 /h y alturas de elevación de hasta
200 mts.
Como se estimó en el cálculo realizado, la carga que desarrollará la bomba deberá ser de 118 mts.
En el anexo (B.0.4) se presenta el diagrama Carga/Caudal de la bomba seleccionada. Además, se añade
datos sobre el rango de eficiencia y la Carga neta de succión positiva (NPSH).
Para un caudal de 3000 Lts/Hr y una carga a desarrollar de 118 mts, se obtiene la eficiencia de la
bomba y el NPSH.
η = 0, 42 ≡ 42 %
N P SH = 3 (m)
Cabe señalar, que en el rango de trabajo de la bomba desarrollará una eficiencia del 42 %, siendo la
eficiencia máxima de la bomba 46 %. Además, el NPSH entrega la presión de succión mínima para el
correcto funcionamiento de la bomba. El no disponer de este valor produciría un mal funcionamiento
de la bomba con un alto riesgo de cavitación. Este dato influye directamente con el diseño del tanque
de condensado.
Otro aspecto interesante es el consumo eléctrico que producirá la bomba en funcionamiento. Este
dato se puede obtener mediante la siguiente expresión:
γQH 9810 · 3 · 98, 35
W = = = 1912, 5 (W )
η 0, 42 · 3600
Donde:

W: es la potencia en watts consumida por la boba.
Q: es el caudal que pasa por la bomba.
H: es la altura manométrica calculada.
η: es el rendimiento de la bomba.
En el diseño de la red de alimentación de agua para la caldera, contempla dos bombas con similares
características, con el objetivo de proporcionar al sistema la continuidad en caso de presentar algún tipo
de falla una de las bombas, o en la realización de algún tipo de mantención. Además, en condiciones
normales estarán conectadas a la red eléctrica del hospital y a un equipo electrógeno auxiliar, el cual
solamente actuará en caso de un repentino corte eléctrico del suministro público.

3.2.3. Cálculos de Cavitación
Lugar: Valdivia
Altura sobre el nivel del mar : 19 mts
Según la grafica de la figura (3.2.2), a un altura de 19 metros sobre el nivel del mar se tiene una
presión atmosférica de 10.33 m.c.a.
Para una temperatura del agua sobre los 70 °C, la grafica presentada en la figura (3.2.3), entrega
la presión del vapor en metros columna de agua (mca), obteniéndose un valor de 3 mca.
La relación a utilizar para obtener el NPSH disponible, se expresa en la Ec (3.2.3).
N P SH_d = PAtm + PSucción − PFricción − PV apor (3.2.3)
Donde:



Fig. 3.2.2: Presión atmosférica según altura sobre el nivel del mar.

Fig. 3.2.3: Presión de vapor según temperatura del agua.

PAtm : Es la presión atmosférica obtenida directamente del grafico presentado en la figura (3.2.2)
, la cual se encuentra en función de la altura respecto al nivel del mar del sistema.
Psucción : es la presión en la entrada de la bomba, siendo positiva cuando la succión se encuentra
sobre la bomba y negativa en el caso contrario.
PFricción : Corresponde a las pérdidasdel tramo de succión. (0.3 mca)
PV apor : Presión de vaporización del agua según su temperatura. Ver figura (3.2.3)
Si la presión de succión es:
977,6
PSucción = 3 · = 2,93(mca)
1000
El NPSH disponible, utilizando la Ec (3.2.3) es:
N P SH_d = 10,33 + 2,933 − 0,3 − 3 = 9,96(mca)
Si el NPSH requerido, dato entregado por el fabricante, es 3 mca, se cumple la siguiente condición:
N P SH_d > N P SH_r (3.2.4)



Lo que indicaría que la bomba de alimentación de agua hacia la caldera, no presentará problemas de
cavitación.
Advertencia: El diseño de la red de alimentación de agua, será diseñado para mantener la cons-
tante generación de vapor, ante fallas y repentinos cortes eléctricos. No obstante, no será diseñado
para mantener la continuidad del servicio en caso de una interrupción del suministro de agua potable,
recomendando se esta manera, disponer de una reserva de agua cuya capacidad logre auxiliar el sistema
generador de vapor un mínimo de 2 hrs.


4
Memoría de Cálculo

4.1. Cálculo y diseño de caldera

4.1.1. Análisis de combustión
Ecuación general de combustión

( )( ) (n) (s) (w)
· C + h · H2 + 28 · N2 + 32 · S ) ( · H2 O + (a · O2 + 3, 76a · N2 )
c
12 2 (s + 18 ) (w ) (4.1.1)
= X · CO2 + Y · CO + Z · O2 + 32 · SO2 + 28 · 3, 76a · N + 18 + h · H2 O
n
2

Lo importante es conocer:

∑ ∫ Tg (s ) (n ) ( )
w h
πi cpi x dt = X ·CO2 +Y ·CO+z·O2 + · SO2 + · 3, 76a ·N + + ·H2 O (4.1.2)
θ 32 28 18 2

TABLA 4.1.1 – Características del combustible usado.
Componente Carbón Bituminoso
C 0,614
O 0,096
H2 0,0474
N2 0,0101
S 0,0095
H2 O 0,105
Ceniza 0,118
Total 1

En la ecuación (4.1.2), los valores de CO2 y O2 se calculan mediante el diagrama de Ostwald
(ver gráﬁco C.1.1), importante es destacar que no se considera la formación de CO ya que es una
combustión perfecta. (Para su confección ver Anexo C.1)
Por lo tanto, en la combustión se produce un 7 % de O2 y un 12,7 % de CO2 .
Luego reemplazando estos valores de CO2 y O2 se calculan los coeﬁcientes de la ecuación de
combustión.

16

§ CAPÍTULO 4. MEMORÍA DE CÁLCULO 17

Fig. 4.1.1: Diagrama de Ostwald.

X = 0, 05116667
Z = 0, 02836573
Y =0
(n )
+ 3, 76 = 0, 32539546
28
Finalmente, la ecuación de combustión queda:

∑ ∫ Tg
πi cpi x dt = 0, 05116·CO2 +0, 001406·O2 +2, 968·10−4 ·SO2 +0, 2283·N +0, 0295·H2 O (4.1.3)
θ

4.1.1.1. Oxigeno externo necesario
En un principio se tienen 0,096 de oxigeno entregados por el combustible, luego estos se unen con
el H2 O quedando:

0, 03792 − 0, 096 = 0, 2832 (kg/kg) de combustible
Entonces, la cantidad de oxigeno externo será:
kg Oxigeno
1, 6373 − 0, 0095 + 0, 2832 = 1, 911 ·
kg Combustible

Cantidad de aire necesario
Nitrógeno asociado con oxigeno:

0, 768
· 1, 911 = 6, 326
0, 232



TABLA 4.1.2 – Análisis del proceso de combustión
Oxigeno ext.
Análisis Reacción Peso molecular
necesario

32
C:0,614 C + O2 → CO2 12 + 2 · 16 = 44 · 0, 614 = 1, 6373
12
16
h:0,0474 H2 + 1 O2 → H2 O
2 2 + 16 = 18 · 0, 0474 = 0, 3792
2

o:0,096

n:0,0101

s:0,0095 S + O2 → SO2 32 + 2 · 16 = 64 32
32 · 0, 0095 = 0, 0095

Suma de oxigeno

6, 326 + 1, 911 = 8, 23

Entonces, se requieren 8,23 kg de aire para la combustión perfecta teórica de 1 kg de combustible
base seca.
Al considerar el exceso de aire (i) de un 50 %, la cantidad de aire total:
Exceso de aire:

0, 5 · 8, 23 = 4, 12
Aire teórico = 8, 23

Total aire:

4, 12 + 8, 23 = 12, 35 kg de aire

4.1.2. Cálculo de volumen mínimo del hogar
Para el cálculo del volumen mínimo que debe tener el hogar se utiliza la siguiente expresión Paredes
(2000):
F CS · Q
Vmín = (4.1.4)
ηQv
dónde:

F CS : Factor de sobrecarga.
Q : Calor generado en la caldera.
η : Eﬁciencia de la caldera
Qv = Carga caloríﬁca de la cámara de combustión

Datos a utilizar:

F CS: 1, 3, valor designado por el equipo de diseño.
kcal
Q: 1821958, 43 hr .



η: 0, 75, eficiencia aproximada en calderas a carbón Dubbel (1965).
kcal
Qv = 400700 , correspondiente a hogares que utilizan carbón en trozos (Dubbel, 1965, p.
hr · m3
20).

Por lo tanto:
1, 3 · 1821958, 43
Vmín = = 7, 89 (m3 )
0, 75 · 400700
Las dimensiones del hogar serán de 1,3 m de ancho, 5 m de largo y 1,64 m de alto, con un volumen
de 12 m3 , ver figura (4.1.2). En este caso las dimensiones se eligieron tratando de optimizar materiales.
Tomando el hogar como un volumen de control y aplicando la primera ley de la termodinámica:
∫ T1 ∫ T2 ∑ ∫ Tg
R
ηc · P CIbs + cp1 dt + r cp2 dt = + π cpi dt (4.1.5)
θ θ Cc θ
dónde:

ηc : Rendimiento de la combustión
cp1 : Calor específico del combustible
cp2 : Calor específico aire (comburente)
T1 : Temperatura de entrada del combustible
T2 : Temperatura de entrada del aire
r : Relación aire-combustible
π : Moles de cada constituyente de los gases,
producto de la combustión
P CIbs : Poder calorífico del combustible
R : Radiación del hogar
Cc : Consumo de combustible
∑ ∫ Tg
π cpi dt : Calor de los gases
θ

Datos utilizados

ηc = 0, 94
cp1 = cp2 = 0
P CIbs = 6500 (kcal/kg)

El calor por radiación (R) se debe determinar iterando mediante el método de Mullkin.
∑ ∫ Tg
π θ cpi dt: El calor sensible de los gases dependerá de las iteraciones y de la radiación obtenida.

4.1.3. Cálculo de radiación en el hogar
Una vez que se tienen las dimensiones del hogar se procede a calcular el calor que se genera por
radiación y así poder estimar cuánto calor se transmite por los gases para aprovecharlos en los pasos
de los tubos.
Para el cálculo de radiación se utilizará el método de Mullikin. Paredes (2000)



Fig. 4.1.2: Dimensiones del hogar.

4.1.3.1. Método de Mullikin

Considera que la radiación (R) será:

[( )4 ( )4 ]
Te Td
R = K · C0 · Sr · Ff · − (4.1.6)
100 100

dónde:

K : Coeficiente que contempla factores de emisión de las
diferentes superficies, receptores y factores de ángulo
kcal
C0 : 4, 9 Coeficiente de radiación de cuerpo negro
hr · m2 · K
Sr : Superficie receptora efectiva de absorción unitario
y la temperatura absoluto Td en contacto con agua
Td : Temperatura absoluta de las paredes de la cámara de combustión (K)

Para el cálculo de Mullikin se considera:
K = 1 y Te = Tg admitiendo que los dos errores cometidos se compensan con estas consideraciones
la ecuación queda.

∑
Sr = Sp · F a · F c · F s



dónde:

Sp : Proyección sobre la cámara de combustión de la superficie en contacto con agua.
F a : Coeficiente de reducción que contempla la disposición de estos.
F c : Coeficiente de reducción que contempla la conductividad de la pared.
F s : Coeficiente de reducción que contempla la capa de hollín de los tubos.
Ff : Es un factor que depende del porcentaje de la superficie de la cámara
de combustión que está en contacto con el agua y del tipo de combustible.
Se determina gráficamente.

Datos utilizados:
Sp 31, 86 m2
Fa 0, 98
Fc 1
Fs 0, 95
Ff 0, 9
St 38, 74
Sr 29, 66
kg
Cc 376 hr
Td 498 K

Los factores F a, F c, F s y Ff se obtuvieron de los gráficos del anexo (C.2).
[( )4 ( )4 ]
Tg 503
R = 1 · 4, 9 · 27, 13 · 0, 9 · −
100 100
Aquí Td , que es la temperatura de la superficie, se considera igual 180°C que corresponde a la
temperatura de saturación del agua y se le suman 50°C por recomendación. Alvarado Cárcamo (1984).
∑ ∫ Tg
Si se itera varias veces logrando igualar el término π θ cpi dt de la ecuación (4.1.5) con el valor
∑ ∫ Tg
de πi θ cpi x dt de la ecuación (4.1.2), luego de esto se llega a una temperatura Tg de 758°C, con
este valor la radiación será de
kcal
R = 1317034
hr
Aquí se aplicó con el criterio en que la diferencias de las entalpías sea mínima. Por lo tanto, en el
hogar se transmite por radiación un 72 % del calor total. Luego despejando de la ecuación (4.1.2) la
∑ ∫ Tg
energía que llevan los gases π θ cpi dt es igual a 2588, 51 (kcal/kr). Esta energía que llevan debe
aprovecharse mediante un número determinado de tubos y pasos en la caldera.

4.1.4. Cálculo de pasos
Para determinar el flujo de los humos a través del paso se utiliza la siguiente formula. Paredes
(2000)
∑ ◦
n moles · Cc · 22, 4 · (273 + Tmg )
Λg = (4.1.7)
273 · 3600
dónde:

Λg : Caudal de los humos (m3 /s)
Cc : Consumo combustible (kg/hr)
Tmg : Temperatura media de los gases (◦ C)



Con el caudal de humos se puede obtener la velocidad de los humos (w):

Λg
W =
Área toral
En dónde el área total es igual al número de tubos necesarios en el paso por el área de un tubo en
particular.

Calor por radiación
Para calcular el calor por radiación (Qr ) en los tubos se tiene:
[ ( )4 ( )4 ]
Tmg Ts
Qr = (1 + E) · Cθ · Ψq.tmg − Ψs.ts · SC (4.1.8)
100 100

dónde:

Ψg.tmg : Emisividad del gas a la temperatura Tmg
Tmg : Temperatura media de los gases
Ts : Temperatura de la superficie
Sc : Superficie de calefacción

Calor por convección
Para el cálculo de calor por convección en los tubos (Qc ) Paredes (2000):

Qc = 22, 8 · d−0,25 · β · w0,75 · (Tmg − Ts ) · SC (4.1.9)
dónde:

d : diámetro interior tubo
w : velocidad del humo
β : coeficiente que depende de la temperatura
Te + Ts
Tmg =
2

Cálculo de emisividad de los gases
La emisividad de los gases Ψg.tmg y Ψs .ts se determinan mediante la suma de la emisividad del
H2 O y del CO2 .

Ψ = ΨH2 O + ΨCO (4.1.10)

En dónde:

ΨH2 O = K · Ψθ

Aquí, ambos valores K y Ψθ se determinan gráficamente en la sección (C.5), depende de la tempe-
ratura deseada como también del valor P i · L con L = K · D.
En dónde:



K : Constante
D : Dimensión característica en este caso corresponde al diámetro de un cilindro.
P i : Presión parcial del componente i.
ΨCO2 : Se determina directamente del gráfico (C.5.2)

Para calcular las presiones parciales se tiene:

ni
Pi = · Pt (4.1.11)
nt
En donde:
ni
:es la fracción mol del componente.
nt
P t: Es la presión total.
Entonces para el CO2 y H2O las presiones parciales se calculan Paredes (2000):

(c/12 + s/32) · CO2
P CO2 = ( ) · Pt
c/ + s/ + w/ + h/ · CO2
12 32 18 2
P CO2 = 0.118372826atm.
( )
w/ + h/ · P CO2
18 2
P H2 O = c/ + s/
12 32
P H2 O = 0,0679305atm.
Ahora estas presiones parciales se combinan con la longitud característica (L) para luego ingresar
al gráfico y determinar los valores de Ψ.
Como se trata de un cilindro y utilizando tubos de diámetro nominal 3”. Paredes (2000)

L = 0,85 · D
⇒ L = 0,85 · 0,08341
L = 0.07
Con los datos anteriores se puede comenzar a calcular el número de pasos y tubos en la caldera.

4.1.4.1. Primer paso.
Para el cálculo del primer paso se itera hasta llegar a una diferencia de entalpías mínima, aquí se
∑ ∫ Tg
compara Qpi con el valor de πi 0 cpi xdt que proviene de la Ec. (4.1.2).
Consideraciones previas:

Qt = Qr + Qc
Qt : Calor total del paso.
Qpi = 2547(kcal/kg) − Qt/Cc
Una de las restricciones es la velocidad ya que esta no puede sobrepasar la velocidad estimada que en
este caso corresponde a 15 m/s utilizando tiro forzado. Luego al lograr una diferencia mínima se verifica
que Ts sea igual a Ts′ la que se observa en la tabla de valores de los gases a determinadas temperaturas.
Finalmente realizadas las iteraciones se logra una temperatura de 280°C la cual le corresponde una
entalpía de 913 kcal/kg con un n° de 113 tubos de 3” diámetro nominal.



Procedimiento
Como en el hogar se tiene una temperatura de 757°C se supondrá una disminución de 17° al ingresar
al primer paso (740°C).
Datos:

TABLA 4.1.3 – Tabla de datos.
Parámetros Valores
Cc 376 (kg/hr)
Tmg 510°C
∑
(moles) 0.43
T° entrada tubos 740°C
Entalpía a 740°C 2547 (kcal/kg)
Diámetro interno 0.07792m
Caudal de humos 2, 87 (m3 /s)
Largo 4.5m
N° tubos 113
T° salida tubos 280°C

Para ver detalles del cálculo de la superficie de calefacción ver anexo (C.3)

Resumen de los datos obtenidos.

TABLA 4.1.4 – Resumen
W Qr Qc Qt Qt /Cc Qpi
Ts (◦ C) Tmg (◦ C) Ψg.tg B Ts ◦ C
′
(m/s) (kcal/hr) (kcal/hr) (kcal/hr) (kcal/kg) kcal/hr
280 0510 0.06704 0.093 5,3 120728,798 490356,76 611085,558 1633,9186 913,081395 280

4.1.5. Cálculo de eficiencia.
Luego para calcular el calor total QT que corresponde a la suma del calor generado en el hogar
más el calor absorbido en el paso:
QT = Qh + Qp1

QT = 1317034 + 611085, 558
( )
Kcal
QT = 1928119, 56
Hr
Para determinar la eficiencia se debe calcular el Qneto :

Qneto = ntc · Qtotal

ntc :Rendimiento de la transferencia de calor, se asumirá igual a 95 % asumiendo las pérdidasposibles
dentro de la caldera.

Qneto = 0.95 · QT
( )
Kcal
Qneto = 1831713, 58
Hr



La eficiencia se calcula de la siguiente manera:
Qneto
n=
Cc · P CIbs
1813206.167
n=
376 · 6500
n = 0,75

Obteniendo entonces una eficiencia de un 75 % que está dentro de los valores dados en la literatura
a las calderas a carbón.

4.1.6. Superficie Parrilla.
También se debe determinar la superficie que debe tener la parrilla para ello existen algunas con-
sideraciones tales como: (Valores citados de la referencia Paredes (2000))
kcal
Alimentación Combustible Parilla ( hr·m2 10·6 )
Manual Carbón 0,35-0,55

Se generan en la caldera 1, 82 · 106 kcal
hr
Para ver detalles de cálculo ver anexo (C.4)

4.1.7. Diseño caldera.
Una vez calculados los pasos y dimensiones del hogar la caldera tendría la siguiente forma.

Fig. 4.1.3: Diseño de caldera. Software: ProEngineer 5.0



4.2. Separador de partículas.
Debido a que en la caldera se usará como combustible el carbón, éste y al igual que todos los
combustibles fósiles contienen alguna cantidad de ceniza o materia no combustible. Una parte de esta
cae de la parrilla y sale por la parte inferior del hogar (escoria), mientras que la parte restante de la
ceniza y materia no combustible abandona el hogar con los gases de combustión. Por este motivo se
hace necesario un control para recogerlas y limitar su libre vertido a la atmósfera (Díez, 2009, p. 939).
Las cenizas del carbón dependen del sistema de combustión que se emplea, el tamaño de éstas en
unidades de hogares mecánicos es mayor a las 12 micras. En la imagen (4.2.1) se puede apreciar los
distintos equipamientos utilizados dependiendo del tamaño de las partículas a retener (Díez, 2009, p.
940-941).

Fig. 4.2.1: Equipamiento utilizado para la eliminación de partículas.

Como se muestra en la imagen (4.2.1), para el rango de tamaño de las partículas que traen consigo
los humos de la combustión correspondiente mayor que 12 micras, se posee una gran diversidad de
opciones para la separación de estas partículas, por su bajo costo de mantención y su fácil implemen-
tación se hará uso de un colector mecánico del tipo ciclón que se puede ver en la figura (4.2.5), se
utiliza para la eliminación de partículas del orden de aproximadamente 1-1000 micras.

4.2.0.1. Teoría de funcionamiento separador ciclónico
Los ciclones utilizan la inercia generada por una fuerza centrifuga para remover las partículas
del flujo del humo. Crean un vórtice doble dentro de ellos, en primera instancia al entrar los humos
tangencialmente en la cámara superior, estos descienden en forma de espiral a través de su cuerpo
(de forma cónica), forzados a este movimiento circular cerca de la superficie del tubo del ciclón. En el
fondo la dirección del flujo de humos se invierte y sube en espiral a través del tubo en el centro del
ciclón saliendo por la parte superior.
Las partículas en la corriente de los humos son forzadas hacia la pared del ciclón por la fuerza
centrifuga del gas en rotación, a esta fuerza se le opone la fuerza de arrastre del humo que sube por el
ciclón hacia la salida. Con las partículas más grandes, la inercia vence a la fuerza de arrastre, haciendo
que las partículas alcancen la pared del ciclón y sean colectadas en el fondo (S., 2008, p. 5-8). En la
figura(4.2.2) se ilustra dicho efecto.



Fig. 4.2.2: Vórtices en el ciclón

Mecánica del movimiento de las partículas
El fin del separador de partículas ciclónico es lograr separar las partículas de mayor dimensión de
la trayectoria circular que toman dentro del ciclón los humos. De esta manera las partículas tendrán
una densidad distinta al fluido en el que están inmersas.
Sobre una partícula que se mueve a través de un fluido actúan tres fuerzas S. (2008):
Un fuerza externa, de gravedad o en este caso una fuerza centrífuga que puede llegar a ser varias
veces superior a la de gravedad.
La fuerza de empuje, que actúa en el mismo sentido a la fuerza externa pero con dirección
opuesta.
La fuerza de retardo, que aparece siempre que existe movimiento relativo entre la partícula y el
fluido, en su mismo sentido pero dirección opuesta.

Fig. 4.2.3: Fuerzas que actúan en una partícula

4.2.1. Diseño del separador
Los ciclones se diseñan de tal modo que satisfagan ciertas limitaciones recomendadas bien definidas
de velocidad de entrada y la relación de velocidades (velocidad de saltación anexo (D.2.3), en la
tabla(4.2.1) se aprecian las recomendaciones para utilizar un solo ciclón de entrada tangencial.



TABLA 4.2.1 – Parámetros de diseño para ciclones
Parámetro Valor
Diámetro del ciclón (Dc) < 1,0
Relación de velocidades (Vi/Vs) < 1,35
Velocidad de entrada 15,227,4m/s

Los ciclones se dividen comúnmente en tres grandes ramas según el tamaño de la partícula a
remover, para partículas a remover en su mayoría menor a 10µm se considera el uso de ciclones de
alta eﬁciencia, para partículas entre 10 a 20µm ciclones tipo convencional y para partículas de tamaño
superior a 20µm se hace uso de ciclones de alta capacidad (S., 2008, p. 24-29).
Las cenizas volantes o partículas a separar de los humos se consideran como un polvo ﬁno de
partículas principalmente de forma esférica y cristalina (CEDEX, 2009), y como ya se mencionó poseen
tamaños mayores a las 12 micras, por lo que se diseñará un ciclón del tipo convencional, considerando
el tamaño de las partículas a separar en el ciclón dentro del rango entre 10 a 20µm.
En la imagen (4.2.4) se presentan las dimensiones de un ciclón con su respectiva nomenclatura en
la tabla(4.2.2).

Fig. 4.2.4: Dimensiones de un ciclón

Para el tipo de ciclones del tipo convencional se han propuesto distintas relaciones de sus distancias
asegurando su buen funcionar luego de respectivos cálculos para corroborar esto, se ha elegido usar las
relaciones propuestas por Shepherd y Lapple (1939, 1940) mostrada en la tabla(4.2.3).
Siguiendo las recomendaciones de la tabla(4.2.1), se impone un valor de velocidad de 22 m/s, se
realizan los cálculos correspondientes (anexo D.2.1) y se obtienen los valores para las dimensiones del



TABLA 4.2.2 – Nomenclatura de ciclón
Geometria Nomenclatura
Diámetro del ciclón Dc
Altura de entrada a
Ancho de entrada b
Altura de salida S
Diámetro de salida DS
Altura parte cilíndrica h
Altura parte cónica z
Altura total del ciclón H
Diámetro salida partículas B

TABLA 4.2.3 – Características del ciclón
Relación Valor
Dc/Dc 1
a/Dc 0.5
b/Dc 0.25
S/Dc 0.625
Ds/Dc 0.5
h/Dc 2.0
z/Dc 2.0
H/Dc 4.0
B/Dc 0.25
Factor de configuración [G] 402.88
N° de cabezas de velocidad [N] 8.0
Número de Vórtices [N] 8.0

ciclón en la tabla(4.2.4).

TABLA 4.2.4 – Dimensiones finales del ciclón
Dimensión Valor (m)
Dc 0.78
s 0.49
Ds 0.39
h 1.56
Z 1.56
H 3.12
B 0.119
a 0.39
b 0.195

Con éstas dimensiones se modela el ciclón en el software CREO Element Pro. En la imagen(4.2.5)
se muestra el diseño final que tendrá el ciclón.
En la tabla (4.2.5) se ha calculado la eficiencia corregida de remoción de partículas (anexo D.2.6)
Que tendrá el ciclón de la imagen(4.2.5) para partículas entre 10 a 20µm, destacando que en el intervalo



Fig. 4.2.5: Ciclón separador de partículas

señalado de diseño, el ciclón posee una eficiencia por sobre entre el 89 a 95 % de remoción, valores que
se pueden conocer para el tamaño de la partícula que se desee, como se muestra en el gráfico de la
figura(4.2.6) y se detallan los cálculos en el anexo (??).

TABLA 4.2.5 – Eficiencia de separación del ciclón 10-20µm
Tamaño de partículas Dpi µm Eficiencia corregida %
10 89.368
11 90.34
12 91.19
13 91.93
14 92.58
15 93.15
16 93.66
17 94.12
18 94.53
19 94.90
20 95.24

4.3. Chimenea industrial
La chimenea industrial es el conducto a construir para dar salida a la atmósfera libre a gases
resultantes de la combustión dentro de la caldera.



Fig. 4.2.6: Eficiencia de separación del ciclón

La cámara chilena de refrigeración y climatización A. G. en su reglamento de instalaciones térmicas
en los edificios en Chile (RITCH) especifica el uso de la norma española UNE 123001 para el diseño
de las chimeneas para la evacuación al exterior de los productos de combustión de los generadores
(calderas, etc.) de Aire Acondicionado y Refrigeración (2007), por lo que se consultará dicha norma
para tomar en cuenta ciertas consideraciones para el diseño:

4.3.1. Designación de la Chimenea.
Se define la clasificación y designación de las chimeneas metálicas (Asociación Española de Norma-
lización y Certificación, pág. 5) haciendo referencia a la norma UNE-EN 1856-1, sobre la información
esencial que debe aportar el fabricante. Las características de la chimenea industrial diseñada en el
proyecto de diseño caldera tipo kewanee pueden apreciarse en la figua (4.3.1).

Fig. 4.3.1: Designación de la chimenea metálica según norma UNE EN
1856.



4.3.1.1. Detalles de designación de chimenea.
El nivel de temperatura mostrado en la figura (4.3.1), corresponde al valor de la temperatura en
la chimenea que debe ser igual o superior a la temperatura de los gases evacuados de la caldera
funcionando en su potencia nominal, la cual corresponde a 280°C y para efectos de datos en
norma se elige el valor de T 300 (Asociación Española de Normalización y Certificación, pág. 3).

El tipo de presión corresponde a la presión calculada en la boca de salida de los gases de com-
bustión, se elige el término normalizado P1,H1 equivalente a una presión de tipo tiro forzado con
una valor igual o menor a 200 Pa (Asociación Española de Normalización y Certificación, págs.
2-3).

La letra asignada a la resistencia a condensado (D) corresponde a una chimenea que no lo
es, debido a que está será diseñada con una temperatura de gases en que no se permitirá la
condensación de estos (Asociación Española de Normalización y Certificación, pág. 3).

La resistencia a la corrosión seguida de la especificación del material interno lleva como designa-
ción los términos: Vm debido a que no existen ensayos de corrosión realizado por el fabricante
y el término L60040 es el término normalizado para el material a usar en el interior de la chi-
menea, para este caso un acero inoxidable AISI-316L (Asociación Española de Normalización y
Certificación, págs. 5-8).

La letra denominada para la resistencia al fuego y hollín se debe a la clase de resistencia al fuego
de hollín, explícitamente normalizado Con aparatos que empleen combustible sólido, la clase de
resistencia al fuego de hollín de la chimenea será G (Asociación Española de Normalización y
Certificación, pág. 3).

4.3.2. Consideraciones de diseño según norma UNE 123001.
Establecido en la señalada norma española UNE 123001 y correspondiente al tipo de caldera en
diseño se considera lo siguiente (Asociación Española de Normalización y Certificación, págs. 10-15).

4.3.2.1. Aislamiento en instalación exterior.
Se considera para la parte de la chimenea que discurre por la parte exterior del edificio, la cual
debe estar convenientemente aislada de forma que la temperatura de la pared exterior en condiciones
normales de funcionamiento no supere los 70 °C.
La chimenea deberá estar provista de un envolvente metálico exterior que rodee al conducto interior,
y que cumpla con los requisitos mínimos de resistencia a la corrosión establecidos en la norma.
Según esta ultima consideración se establece que normalizado el tipo de material será ME1 para
instalaciones exteriores alejadas de la costa y poco contaminada (Asociación Española de Normalización
y Certificación, pág. 5), y bajo esto se encuentran a seleccionar ciertos materiales mostrados en la tabla
(4.3.1).

TABLA 4.3.1 – Tipo de material según norma UNE 123001:2009
Denominación
Clase de material según UNE 123001:2009 Tipo de material Espesor mínimo rígido
AISI
Acero inoxidable 304L 0,4
ME1 Acero inoxidable 304 0,4
Acero inoxidable 444 0,4
Cobre - 0,5



Fig. 4.3.2: Altura de chimenea respecto a obstáculos exteriores

4.3.2.2. Aislamiento en instalación en salas de máquinas.

Se considera para el tramo de la chimenea que se localizará en el interior de la sala de máquinas, la
temperatura de la pared exterior de la chimenea no podrá exceder los 70 °C, al igual que la consideración
anterior. Esta consideración solo existiría cuando exista riesgo de contacto humano accidental.

4.3.2.3. Altura de la chimenea.

Se puede apreciar en la imagen (4.3.2) gráficamente la altura que debe tener la chimenea según
norma 123001 en consideración a las restricciones que se poseen.
De acuerdo a la imagen anterior y aplicando ésta al posicionamiento físico de la chimenea en diseño
esta debe tener una altura mínima de 15 metros.

4.3.2.4. Pared interior

La norma define los materiales que son admisibles para su empleo como pared interior en las chime-
neas metálicas, señalando que para calderas genéricas estándar se debe hacer uso de acero inoxidable
de denominación 316 o AISI 316L, con un espesor mínimo de 0.4 mm.

4.3.3. Tiro de la Chimenea.
El tiro de la chimenea tiene como finalidad proporcionar el aire necesario para la combustión y
eliminar los productos de la misma. Las calderas de hogares mecánicos como es el caso del presente
proyecto, normalmente se necesita de un tiro artificial para vencer las resistencias que se presentan en el
trayecto en que se desplazan los humos resultantes de la combustión, esto corresponde a la instalación
de un ventilador en la entrada o salida de la caldera (Gaffert, pág. 385). El análisis del tiro de realizará
desde el punto de vista de un tiro natural, esto quiere decir un análisis de la presión que entrega la
chimenea a los humos sin el uso de un ventilador, para posibilitar la salida de estos hacia el ambiente,
y luego evaluar el uso de un tiro artificial si fuese necesario.



4.3.3.1. Análisis de tiro.
Tal como se mencionó previamente, se analizará el tiro natural de la chimenea, el cual corresponde
a la diferencia de temperatura entre los humos de la chimenea y el aire exterior, representado en la
ecuación (4.3.1), suponiendo que los humos tienen un peso de 1.36 Kg/m3 (Gaffert, pág. 386).
( )
353 371
D=H − (4.3.1)
ta + 273 tg + 273
Donde:

D = es el tiro de la chimenea en kg/m2 o mm H2 O.
H = es la altura de la chimenea, bajo norma ya mencionada (véase 4.3.2.3) igual a 15 metros.
Ta = temperatura del aire en el exterior en °C, esta se a fijado en 20°C.
Tg = temperatura de los humos al entrar a la chimenea, se ha fijado preliminarmente en 240°C.

Reemplazando estos datos en la formula se obtiene un tiro D = 7.2 mm H2O.

En toda instalación de caldera el equipo de tiro tiene que vencer las resistencias o caídas de presión
que se producen a través del trayecto de los humos hasta la salida, estas caídas de presión corresponden
a las que se dan en los conductos de humos dentro de la caldera, todo conducto longitudinal, los codos
existentes, en el ciclón y las pérdidasdentro de la chimenea; los que más adelante se analizarán. Esto
puede expresarse en la Ec. (4.3.2) mostrada a continuación:
∑
D ∆Pi (4.3.2)
Donde:

D = es el tiro de la chimenea en kg/m2 o mm H2 O.
∑
∆Pi = la sumatoria de todas las perdidas.

El tiro producido por la chimenea proporcionará la presión necesaria a los humos para que evacuen
a la atmosfera. Por datos obtenidos experimentalmente como se muestra en la tabla (4.3.2), el tiro de
la chimenea debe satisfacer cierto valor aproximado (Dubbel, pág. 40).

TABLA 4.3.2 – Tiro necesario experimental para carbones.
Sobre la parrilla
Extremo de la caldera (mm.c.a)
(mm.c.a)
Carbón de piedra (hulla) 3-5 10-16
Lignitos de alta calidad 8-10 15-21
Lignitos de baja calidad 12-20 20-30

A priori, basándose en estos datos experimentales el tiro de la chimenea no es suficiente para
satisfacer la el tiro entre 10 a 16 mm c. a. para lograr la evacuación de los gases, lo que implica el uso
de un tiro artificial para esto. Antes deben realizarse los cálculos correspondientes a la Ec. (4.3.2) para
conocer las pérdidasy la relación de éstas con el tiro de la chimenea.

Pérdidas de Tiro.
Las caídas de presión que se producen a través de la trayectoria de los humos hasta su evacuación,
se dividirán en 4 tipos:
Tipo 1: Pérdidas en los tubos de humo dentro de la caldera.



Tipo 2: Pérdidas en trayectos de la caldera-ciclón y ciclón-chimenea.
Tipo 3: Pérdidas en la chimenea.
Tipo 4: Pérdidas en el ciclón.
Tipo 5: Pérdidas por singularidades y cambios de secciones.
La velocidad de circulación de los humos es de considerable importancia al momento de realizar los
cálculos de pérdidas, para evaluar esto incluyendo el valor de la rugosidad del material la Buffalo Forge
Company (fabricante de ventiladores industriales) propuso la Ec. (4.3.3) (Gaffert, págs. 388-389) :

F · L · µ0,16 ρ0,84 V 1,84
∆P = 0,0278 (4.3.3)
d1,24
Donde:

∆P = caída de presión en mm H2 O.
F = coeficiente igual a 1 para conductos de hierro y tubos normales de acero.
L = longitud del conducto en metros.
µ = Viscosidad del humo en kg/dm · seg. (Véase anexo (??)).
ρ = densidad del humo igual a 1,36kg/m3 .
d = diámetro del tubo en mm.
V = velocidad de los humos en m/seg.

Esta ecuación se puede usar para las pérdidas de tiro en los conductos y chimenea (pérdida debido
a la velocidad), es decir las pérdidasdel tipo 1, 2 y 3. En el cálculo de las pérdidaspor singularidades
y cambios de secciones (tipo 5) se hace uso de la ecuación de Fanning (Ec(4.3.4)), y de esta forma se
evalúa las pérdidasen los siguientes tramos donde existen cambios de secciones:
salida del hogar
entrada al primer paso
salida del primer paso
salida cámara de humos
codo en la salida del ciclón
Parrilla del hogar

v2
Λ=K ·ρ (4.3.4)
2·g
La pérdida de presión dentro del ciclón (pérdidasdel tipo 4), se calculará con la ecuación (4.3.5),
donde se aprecia que esta pérdida depende principalmente de la velocidad al cuadrado de los humos a
la entrada a éste. Además de ciertos valores de las dimensiones del ciclón y la densidad de humo.
1
ΛPCiclon = ρVi 2 N H (4.3.5)
2
En el anexo D.3 se realizan los cálculos correspondientes para determinar dichas pérdidas, obte-
niendo los resultados que se pueden apreciar en la tabla (4.3.3). Cabe destacar que previo cálculo de
pérdidas se realiza un balance por estequiometría en el anexo D.1.1 sobre las reacciones del combustible
al quemarse en el hogar, para así determinar el caudal que poseerán los humos a distintas temperaturas
y así conocer su velocidad en los respectivos lugares a determinar las pérdidas, además se calcula la
densidad de los humos a éstas temperaturas.


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