UNIVERSIDAD VERACRUZANA

UNIVERSIDAD VERACRUZANA
Facultad de Ingeniería
“ESTUDIO DE LOS VALORES ÓPTIMOS DE PRESIÓN Y TEMPERATURA
EN PLANTAS DE GENERACIÓN EN FABRICAS DE AZÚCAR”
TESIS
QUE PARA OBTENER EL TITULO DE:
INGENIERO MECÁNICO ELÉCTRICO
PRESENTA:
ELEUTERIO CASTRO RAMÍREZ
ASESOR:
DR. ARTEMIO DE JESÚS BENÍTEZ FUNDORA
COATZACOALCOS, VER. SEPTIEMBRE DEL 2011.
1
2
DEDICATORIA
Dedico de todo corazón, a todas aquellas personas en las que me he inspirado para la creación de este
trabajo recepcional:
A mi padre:
Quien es una persona muy importante para mí, siempre ha sido mi ejemplo a seguir desde niño él fue el
principal motivo e inspiración para estudiar esta carrera de Ing. Mecánica eléctrica a ti padre te debo
mucho de lo que he logrado y de lo que conseguiré más adelante para mi eres y siempre serás un ejemplo
en todo tanto en lo profesional y como persona.
A mi madre:
Quien siempre me ha aconsejado y esta siempre a mi lado para apoyarme y alentarme para seguir
adelante.
A mis hermanos.
Con quienes he compartido muy lindos momentos y son muy importantes en mi vida y les dedico este
logro que es el más importante en mi vida
A mis abuelos:
Quienes siempre me han apoyado y depositaron su confianza en mí y me alentaron en momentos de
flaqueza y duda.
A Jayne Karely quien ayudo en la realización de este trabajo además es una persona muy importante
para mí, en quien confió plenamente y cuenta con mi aprecio y cariño puesto que es una linda persona.
Al Doctor Artemio Benítez Fundora por su apoyo brindado para la realización de este trabajo.
A cada uno de mis maestros gracias por su enseñanza brindada en esta área de la ingeniería.
A mis amigos y compañeros con quienes compartí muchos momentos de los cuales me llevo muy gratos
recuerdos (edson, Adriana, Luis, Agustín, Freddy, Charlie, rey, anel, entre otros).
“No soy muy joven menos tan viejo y se cuando debo ceder y nos es hoy”
3
Índice
INTRODUCCIÓN
7
HIPÓTESIS
9
OBJETIVO GENERAL.
9
OBJETIVOS ESPECÍFICOS
9
1.
GENERALIDADES DE ESQUEMAS ENERGÉTICOS DE LA INDUSTRIA
AZUCARERA EN VERACRUZ
9
1.1
DESCRIPCIÓN DE ESQUEMA ENERGÉTICO DE LOS INGENIOS VERACRUZANOS.
10
1.2
TURBINAS DE VAPOR
12
1.2.1
1.3
CLASIFICACIÓN DE TURBINAS
13
ESQUEMAS ENERGÉTICOS UTILIZANDO TURBINAS DE CONDENSACIÓN
2.
17
ANÁLISIS DE ESQUEMAS ENERGÉTICOS PROPUESTOS PARA INGENIOS
VERACRUZANOS
25
2.1.
GENERALIDADES
25
2.2.
CALCULO DE PURGA EN CALDERA
32
2.3.
METODOLOGÍA DE CÁLCULO PARA ESQUEMA ENERGÉTICO CON TRES EXTRACCIONES EN
TURBINA.
2.4.
35
METODOLOGÍA DE CÁLCULO PARA ESQUEMA ENERGÉTICO CON CUATRO EXTRACCIONES EN
TURBINA.
2.5.
51
METODOLOGÍA DE CÁLCULO PARA ESQUEMA ENERGÉTICO CON CINCO EXTRACCIONES EN
TURBINA.
3.
62
ANÁLISIS COMPARATIVO DE RESULTADOS OBTENIDOS EN LOS ESQUEMAS
ENERGÉTICOS PROPUESTOS
3.1.
74
COMPARACIÓN DE ESQUEMA CON TURBINA DE CONTRAPRESIÓN Y ESQUEMA CON TURBINAS
DE TRES EXTRACCIONES.
3.2.
74
COMPARACIÓN DE ESQUEMA CON TURBINA DE CONTRAPRESIÓN Y ESQUEMA CON TURBINAS
DE CUATRO EXTRACCIONES.
3.3.
79
COMPARACIÓN DE ESQUEMA CON TURBINA DE CONTRAPRESIÓN Y ESQUEMA CON TURBINAS
DE CINCO EXTRACCIONES.
82
5
3.4.
COMPARACIÓN DE ESQUEMAS ENERGÉTICOS UTILIZANDO TURBINAS DE CONDENSACIÓN CON
TRES, CUATRO, CINCO EXTRACCIONES.
85
CONCLUSIÓN
93
RECOMENDACIONES
94
BIBLIOGRAFÍA
95
ANEXOS
1
6
INTRODUCCIÓN
La agroindustria azucarera es una actividad relevante para la economía
nacional, contribuye en el producto interno bruto, en sector manufacturero así
también en el sector alimentario.
En México existen 58 ingenios de los cuales 22 se encuentran en el Estado
de Veracruz debido a que el cultivo de caña de azúcar es la principal actividad
agrícola.
El estado de Veracruz constituye la entidad federativa más importante de la
agroindustria de la caña de azúcar a nivel nacional; cuenta con 22 ingenios y es
este estado el que concentra la mayor cantidad de los mismos entre los que se
encuentran: Central Motzorongo, Central Progreso, Cosamaloapan, Tres Valles,
Pánuco, Omealca, Paso del Macho, Tezonapa, Hueyapan de Ocampo, El Higo,
Ángel R. Cabada, Ursulo Galván, Ixtaczoquitlán, Actopan, Yanga, Córdoba, José
Azueta, Cuatotolapam (Cía. Ind. Azucarera,
Mahuixtlan,
Zapoapita (Fomento
Azucarero, La Providencia, San José de Abajo, San Francisco. El Naranjal, por
mencionar algunos; 15 de ellos producen azúcar estándar y los restantes 7 se
dedican a la producción de azúcar refinada.
Periodo
Zafras
1994/95
1995/96
1996/97
1997/98
1998/99
1999/00
2000/01
2001/02
2002/03
2003/04
2004/05
Caña
industrializada
(l/ton)
19.31
17.96
17.75
16.55
14.8
16.17
14.7
13.04
11.79
10.7
8.52
Azúcar
Producida
(l/ton)
181.1
164.89
164.71
151.51
137.77
144.94
132.77
114.83
105.11
96.8
74.77
Tabla 1
7
La industria azucarera reporta como combustible utilizado el combustóleo
ya sea por tonelada de caña molida o por tonelada de azúcar producida años
atrás el consumo de este combustible era mucho mayor al que en la actualidad se
reporta.
Esta disminución de combustóleo en la producción de azúcar se debe al
uso de bagazo de caña como combustible pero este se quema de manera
irracional requiriendo todavía de combustóleo para la producción de azúcar con
un óptimo uso del bagazo se podría eliminar el consumo de combustóleo en las
fabricas de azúcar y poder ser autosuficiente dicho ramo de la industria en cuanto
a electricidad y combustible.
Durante la zafra 2008/2009. La molienda de caña fue de 42.5 millones de
toneladas la producción de azúcar fue de 5 millones de toneladas y el consumo
de combustóleo fue de 3.4 litros por tonelada de caña molida.
En la actualidad debido a la importancia de la caña de azúcar para el país
se cuenta con un estudio para el análisis de esquema eficiente para fábricas de
azúcar en el estado de Veracruz. Y cabe mencionar que en países como Brasil,
Cuba, Jamaica, Australia, arrojaron resultados importantes al grado de asegurar
que las fábricas de azúcar pueden autoabastecerse de energía a partir de la
utilización del bagazo de caña proveniente del área de molienda en un ingenio.
Lo anterior nos lleva al problema a resolver el cual es el siguiente:
En la actualidad no se cuenta con estudios para el estado de Veracruz el
cual sea un incentivo para la producción del azúcar estándar y refinada en
ingenios del estado que mejore el balance energético de los mismos y reduzca los
costos de fabricación en estos.
8
HIPÓTESIS
Cualquiera de los esquemas energéticos avanzados propuestos será mejor que
los actuales esquemas instalados en cualquier fábrica de azúcar.
OBJETIVO GENERAL.
Proponer esquemas energéticos avanzados para la producción de electricidad en
fábricas
de
azúcar
utilizando
únicamente
bagazo
como
combustible,
fundamentados desde el punto de vista técnico y económico.
OBJETIVOS ESPECÍFICOS
•
Proponer diferentes variantes de esquemas energéticos avanzados
•
Elaboración de la metodología de cálculo para cada uno de los diferentes
esquemas energéticos avanzados.
•
Analizar los esquemas energéticos de acuerdo a las variantes en los
montos de molida de caña en los ingenios de Veracruz, así mismo los
valores de presión y temperatura óptimos en ingenios Veracruzanos.
•
Programar la metodología de cálculo de dichos esquemas propuestos en
MICROSOFT OFFICE EXCEL y TK-SOLVER.
•
Elaborar la metodología de la selección de los componentes ideales tanto
técnica como económicamente para cada unos de los esquemas
propuestos
9
CAPÍTULO
1
10
1. GENERALIDADES DE ESQUEMAS
ENERGÉTICOS
DE LA INDUSTRIA AZUCARERA EN VERACRUZ
La caña de azúcar constituye el principal cultivo en el estado de Veracruz,
ya que se encuentran instalados 22 de los 58 ingenios que están operando
actualmente en el país, lo que representa el 40 por ciento de la producción
nacional.
Cabe mencionar que todos los ingenios del país utilizan esquemas
energéticos con turbinas de contrapresión para cubrir el proceso de
producción y refinación de esta. Pero no cuentan con autosuficiencia en
cuanto a energía eléctrica ya que su deficiencia eléctrica la cubre CFE.
9
1.1
DESCRIPCIÓN DE ESQUEMA ENERGÉTICO DE LOS
INGENIOS VERACRUZANOS.
En estudios anteriores se propuso el siguiente esquema para ingenios el cual
consta de una estación de reducción y atemperamiento, turbogenerador, caldera,
Desaereador y una toma para vapor que va al proceso de producción y refinación
del azúcar cabe mencionar que este esquema aun ocupa turbina de
contrapresión.
Figura 1.1
El esquema propuesto en la figura 1.1 aun es muy ineficiente comparado con los
esquemas de turbina de condensación. Ya que para tener una mayor presión el
vapor a proceso se debe elevar la presión y temperatura en domo de caldera.
Este esquema opera con una presión de 1.8 MPa y una temperatura de 320
Celsius.
Siguiendo el recorrido del vapor generado en la caldera, el siguiente equipo es
la turbina
de vapor a contrapresión con accionamiento mecánico este
componente es el que efectúa la conversión energía que posee el vapor a trabajo
mecánico, dicho trabajo mecánico se observa en el movimiento del eje de la
10
turbina posteriormente se convierte en energía eléctrica a por medio de un
generador eléctrico.
Estación de reducción de presión y atemperamiento del vapor.
DATOS DEL BAPLAMO
Norma potencial
Flujo de
Bagazo
Bagacillo
Bagazo
Flujo de
Flujo de jugo
Flujo de
caña
total
(kg/s)
disponible
jugo
alcalizado(kg/s)
jugo
(kg/s)
producido
(Ton/hr)
mezclado
clarificado
(kg/s)
(kg/s)
(kg/s)
Para 2000 Ton/día
28.935
7.928
0.484
26.800
28.250
32.684
30.175
Para 4000 Ton/día
57.870
15.856
0.968
53.600
56.500
65.367
60.350
Para 6000 Ton/día
86.806
23.785
1.451
80.400
84.750
98.051
90.525
Para 8000 Ton/día
115.7
31.713
1.935
107.200
113.00
130.73
120.700
Tabla 1.2
Esta sección se justifica su instalación por el hecho de que a través de ella
se trata de compensar las oscilaciones en la demanda de vapor a proceso, y
evitar las variaciones de la presión de la línea de escape, cuestión que afecta el
comportamiento de la turbina de vapor sensiblemente. Su funcionamiento
consiste en que el vapor sobrecalentado es estrangulado hasta la presión
deseada, y después enfriado hasta un punto cercano a la saturación [1].
Desaereador
En la industria azucarera este componente es necesario para la desgasificación
térmica del agua de alimentación de calderas, para ello el desgasificador es
alimentador con vapor proveniente de la línea de escapé de la turbina, además a
este equipo son ingresados los flujos de condesado de retorno del proceso que
conjuntamente con el agua de reposición proveniente de un pre-tratamiento de
suavizado; conforman el agua de alimentación que se inyecta en las calderas
para producir el vapor de altos parámetros. [1]
11
Los datos obtenidos por [1] después de haber realizado el análisis se este
esquema fueron los siguiente.
NUEVO ESQUEMA DE PROCESO Y EQUIPOS
Capacidad
Vapor a
Flujo de
Flujo
Flujo de
Potencia
reposición
Flujo de
Flujo de agua de
típica
Proceso
vapor
de
extracción
Eléctrica
de vaso
vapor
atemperamiento
1 (kg/s)
(kW)
(kg/s)
saturado
(kg/s)
(kg/s)
(ton/hr) bagazo
(kg/s)
(kg/s)
2000
12.681
12.97
24.241
0.29819
3940.1
0.5191
14.139
1.159
25.716
26.32
49.158
.60471
7990.2
10.528
28.672
2.351
38.395
39.29
73.394
0.90284
11929
15.719
42.808
3.510
51.433
52.6
98.311
1.209
15.980
2.105
57.340
4.702
Ton/día
4000
Ton/día
6000
Ton/día
8000
Ton/día
Tabla 1.3
Para poder llegar a estos resultados se realizo una metodología en la cual se
ocuparon las bibliotecas siguientes KENAN, SUGAR Y TOOLS la cuales se
encuentran en el programa de balance másico general BAPLANO [2].
En las tablas anteriores se pueden observar las moliendas típicas de los
ingenios y la cantidad de vapor, combustible, agua de atemperamiento, etc.
1.2
TURBINAS DE VAPOR
Es una turbo máquina motora, que transforma la energía de un flujo de vapor en
energía mecánica a través de un intercambio de cantidad de movimiento entre el
fluido de trabajo (entiéndase el vapor) y el rodete, órgano principal de la turbina,
que cuenta con palas o álabes los cuales tienen una forma particular para poder
realizar el intercambio energético. Las turbinas de vapor están presentes en
diversos ciclos de potencia que utilizan un fluido que pueda cambiar de fase, entre
12
éstos el más importante es el Ciclo Rankine, el cual genera el vapor en una
caldera, de la cual sale en unas condiciones de elevada temperatura y presión. En
la turbina se transforma la energía interna del vapor en energía mecánica que,
típicamente, es aprovechada por un generador para producir electricidad.
1.2.1
CLASIFICACIÓN DE TURBINAS
TURBINA DE ACCIÓN.
En esta la que los chorros de la turbina están sujetos a un punto dentro de la
carcasa de la turbina, y las palas están dispuestas en los bordes de ruedas que
giran alrededor de un eje central. El vapor pasa a través de las boquillas y alcanza
las palas. Estas absorben una parte de la energía cinética del vapor en
expansión, lo que hace girar la rueda y con ella el eje al que está unida. La turbina
está diseñada de forma que el vapor que entra por un extremo de la misma se
expande a través de una serie de boquillas hasta que ha perdido la mayor parte
de su energía interna.
TURBINA DE REACCIÓN.
En este tipo de turbina la energía mecánica se obtiene de la aceleración del vapor
en expansión. Las turbinas de este tipo cuentan con dos grupos de palas unas
móviles y otras fijas. Las palas esta colocadas de forma que cada par actúa como
una boquilla a través de la cual pasa el vapor mientras se expande. Las palas de
las turbinas de reacción suelen montarse en un tambor en lugar de una rueda, el
tambor actúa como eje de la turbina.
Para que la energía del vapor se utilice eficientemente en ambos tipos de turbina,
es necesario utilizar varios escalones en cada uno de los cuales se convierte en
energía cinética, una parte de la energía térmica del vapor. Si se hiciera toda la
conversión de los dos tipos de energía en un solo escalón, la velocidad rotatoria
de la rueda seria excesiva. Por lo general se utilizan mas escalones en las
13
turbinas de reacción que en las turbinas de acción. Se puede comprobar que, con
el mismo diámetro y la misma cantidad de energía, la turbina de reacción necesita
el doble de escalones para obtener un rendimiento máximo [3].
Estas categorías incluyen turbinas condensadoras, no condensadoras.
TURBINAS DE NO CONDENSACIÓN (CONTRAPRESIÓN).
Se utilizan como expansoras para reducir la presión del vapor generando al
mismo tiempo energía, descargan a una presión elevada para ser utilizada en
procesos industriales.
Las turbinas de contrapresión son ampliamente usadas para aplicaciones de
vapor en procesos. La presión de salida es controlada por una válvula reguladora
para satisfacer las necesidades de presión en el vapor a proceso.
Se encuentran comúnmente en refinerías, plantas de papel y pulpa, fabricas de
azúcar, y en instalaciones de salinización, donde se dispone de cantidades vapor
a proceso a baja presión.
En turbinas de contrapresión la principal característica es que el vapor que se
envía a proceso no pasa por un condensador y/o equipo periférico como torres de
enfriamiento, es decir al salir de la turbina se envía directamente al proceso que lo
requiere [3].
Cabe destacar que el uso de este tipo de turbina se limita el de vapor a proceso a
baja presión ya que para obtener un vapor a presiones elevadas se debe
aumentar la presión y temperatura en la salida de la caldera lo cual resulta
contraproducente puesto que hacerte esto implica mayor consumo de
combustible.
14
Figura 1.2-1
En la figura 1.2-1 se muestra un esquema típico de una fábrica de azúcar en
México donde se tiene un ciclo Rankine utilizando turbina de contrapresión y el
vapor al salir de la turbina se envía directamente a proceso.
TURBINA DE CONDENSACIÓN
Son las turbinas de mayor tamaño, utilizadas en centrales térmicas la presión de
descarga puede ser inferior a la atmosférica debido a la condensación del vapor a
la salida de estas.
Las turbinas de condensación se encuentran comúnmente en plantas de potencia
eléctrica, estas turbinas expelen vapor en estado parcialmente saturado al 90% a
una presión bastante inferior a la atmósfera hacia el condensador. En la turbina
de extracción condensación. Una parte del vapor puede extraerse en uno a varios
puntos de la turbina antes de la salida hacia el condensador obteniendo así vapor
para calentadores que mejor la eficiencia del ciclo y/o proceso.
En la figura 1.2-2 observamos una aplicación de la turbina de extracción
condensación dentro de un esquema utilizado exclusivamente para la producción
de energía eléctrica.
15
Figura 1.2-2
TURBINA DE CONTRAPRESIÓN VS TURBINA DE CONDENSACIÓN
FIGURA 1.2-3
16
En la figura 1.2-3 se tiene la comparación de turbinas de contrapresión y las de
condensación para cogeneración en fábricas de azúcar, donde observamos que
las turbinas de contrapresión conforme aumenta el vapor hacia proceso aumentan
la producción de energía eléctrica contrario a las turbinas de extraccióncondensación en donde al disminuir el vapor a proceso aumentamos la
producción de energía eléctrica además que con la turbina de condensación
podemos elevar a niveles altos de presión y temperatura a los cuales una turbina
de contrapresión no llega dichos valores de presión y temperatura.
Una de las formas de aumentar la eficiencia de las fábricas de azúcar por
medio de la cogeneración con turbinas de condensación es disminuir la cantidad
de vapor/Ton caña molida y en la figura 1.2-3 se nota claramente que las turbinas
de contrapresión no serian útiles en este tipo de modificaciones por motivos ya
explicados con anterioridad.
1.3
ESQUEMAS ENERGÉTICOS UTILIZANDO TURBINAS
DE CONDENSACIÓN
Esquema energético de la figura 1.2-2 utilizando turbina de condensación
exclusiva para producción de energía eléctrica, se puede implementar en ingenios
Veracruzanos y de resto del país, tomando de una de sus extracciones vapor a
proceso.
En los ingenios del estado como en la mayoría de los ingenios se requiere
vapor a baja presión para la producción de azúcar estándar y azúcar refinada. El
primer esquema propuesto es un ciclo Rankine con 3 extracciones en la turbina y
en una de ellas se envía vapor a proceso a baja presión.
Este tipo de esquemas son los llamados esquemas de cogeneración
utilizando turbina de condensación este tipo de esquemas permite elevar las
presiones a la salida de la caldera y en la turbina se expande el vapor por etapas
17
de tal forma que gran parte del vapor se extrae en la extracciones que van a los
calentadores y hacia el proceso por lo tanto no se pierde tanto el calor en el
condensador ya que en este elemento del esquema es donde se pierde energía
en forma de calor la cual no es aprovechable de ninguna forma.
Para aumentar la eficiencia de un ciclo Rankine se debe perder la menor
cantidad de calor en el condensador, con el envió de vapor a proceso y a
calentadores se disminuye el flujo de vapor en el condensador y por ende hay
menos perdida de energía en este.
En el proceso de producción del azúcar es aprovechado el calor del vapor,
este vapor retorna al ciclo y se introduce en el Desaereador aquí se repone el
agua que se perdió en durante el ciclo y en el proceso.
La extracciones de vapor hacia los calentadores elevan la temperatura del
agua de alimentación a caldera y al mismo tiempo se condensan e ingresan a la
línea de agua de alimentación con ello se consigue un menor consumo de
combustible en la caldera al realizar el cambio de fase de agua a vapor
sobrecalentado (Figura 1.3-1).
El segundo esquema energético propuesto en un ciclo Rankine con 4
extracciones en turbina al igual que la anterior tiene una extracción para envío de
vapor a proceso a baja presión.
El funcionamiento de este es similar al primer esquema lo único que varía
en este es la extracción que se aumento a la turbina, y por ende se agrego un
calentador.
18
Figura 1.3-1 esquema energético con 3 extracciones en turbina [4]
19
Figura 1.3-2 Esquema energético con 4 extracciones en turbina y vapor a proceso [4]
20
1.3-3Esquema
energético
con
5
extracciones
en
turbina
y
flujo
a
proceso
[4]
21
En las figuras anteriores se muestran los tres esquemas energéticos propuestos
en esta investigación para cogeneración en fábricas de azúcar usando turbinas de
extracción condensación.
Estos esquemas serán estudiados de acuerdo a las molidas típicas de los
ingenios Veracruzanos, además de ello se aumentaran los valores de presión y
temperatura en caldera para cada molida de los ingenios, dichos valores se
muestran en la tabla 1.3-1.
Valores de presión y temperatura propuestos
Presión
Temperatura
12.5
ATM
280
Celsius
19
ATM
320
Celsius
29
ATM
400
Celsius
57
ATM
450
Celsius
70
ATM
480
Celsius
83
ATM
520
Celsius
Tabla 1.3-1
Cabe mencionar que los tres esquemas propuestos se analizaran para cada
combinación de presión y temperatura teniendo en total 18 propuestas por cada
molienda típica de los ingenios veracruzanos, las moliendas típicas y sus
respectivos datos se muestran a continuación en la siguiente tabla.
Datos reunidos de moliendas típicas en ingenios
Ton/día
Flujo de caña(kg/s)
Bagazo (kg/s)
Flujo A proceso
Demanda
eléctrica(kW)
2000
28.935
7.928
12.681
2500
4000
57.87
15.856
25.716
5000
6000
86.806
23.785
38.395
7500
8000
115.7
31.713
51.433
10000
Tabla1.3-2
22
En la tabla 1.3-2 se muestran los datos obtenidos para las moliendas típicas en
ingenios veracruzanos, cabe mencionar que el bagazo no es el flujo de bagazo a
caldera puesto que contiene bagacillo por lo tanto el combustible de caldera es el
siguiente.
Bagazo disponible a caldera
Bagazo
Bagacillo(kg/s)
total(kg/s)
Bagazo
disponible(kg/s)
7.928
0.484
7.444
15.856
0.968
14.888
23.785
1.451
22.334
31.713
1.935
29.778
Tabla 1.3-3
Los datos de las tablas anteriores surgen a partir de un resumen de las tablas 1.11 y 1.1-2 en el cual se recabaron los datos a utilizar en los estudios de los
esquemas propuestos. Cabe mencionar que los datos fueron obtenidos de un
estudio
anterior
a
este
en
realizado
en
el
año
2008
por
[1]
23
CAPÍTULO 2
24
2. ANÁLISIS
DE
ESQUEMAS
ENERGÉTICOS
PROPUESTOS PARA INGENIOS VERACRUZANOS
En este capítulo se mostrara la metodología de Cálculo Para cada uno de los
esquemas propuestos.
2.1.
GENERALIDADES
Para poder realizar el análisis de los esquemas propuestos se necesita datos del
consumo de vapor en el proceso de producción y refinación del azúcar, bagazo
disponible, poder calorífico del bagazo de caña, eficiencia en turbina, generador
eléctrico, vapor o condensado que retorna del proceso, la presión a la cual debe
ser enviado el vapor a proceso, eficiencia de caldera y presiones a las cuales se
deben tener las extracciones en las turbinas, en la siguiente tabla se mencionan
los datos necesarios para el análisis de los esquemas
Datos
Vapor a proceso
2.5 ATA
Eficiencia mecánica
0.985
Eficiencia de gen. Eléctrico
0.98
Vapor de retorno
65% de Vapor a proceso
poder calórico
7697.8 kJ/kg
eficiencia de caldera
0.85
Tabla 2.1-1
A continuación se muestran las presiones de las extracciones de la turbina
para cada los valores de presión y temperatura mostrados en la tabla 1.3-1 con
cada uno de los tres esquemas propuestos.
25
Para poder calcular la presión en cada extracción de las turbinas se
ocuparon las siguientes formulas.
𝛥𝛥𝛥𝛥 =
𝑃𝑃0−𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃 𝑎𝑎 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝
3
𝑃𝑃1 = 𝑃𝑃0 − 𝛥𝛥𝑃𝑃
𝑃𝑃2 = 𝑃𝑃1 − 𝛥𝛥𝛥𝛥
𝑃𝑃3 = 𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 𝑎𝑎 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝
Los resultados de la resolución de las ecuaciones anteriores se muestran en las
siguientes tablas. Posteriormente serán datos de entrada para resolver los
esquemas energéticos propuestos por medio del uso de TK_SOLVER 5.0. [5]
Primera propuesta T0=280 Celsius
P0
12.5
ATA
1266562.5
Pa
T0
553.15
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
Purga
1393218.75
Pa
P1
9.16666667
ATA
928812.5
Pa
ΔP
3.33333333
ATA
P2
5.83333333
ATA
591062.5
Pa
P3
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-2
Segunda propuesta T0=320 Celsius
P0
19
ATA
1925175
Pa
T0
593.15
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
Purga
2117692.5
Pa
P1
13.5
ATA
1367887.5
Pa
ΔP
5.5
ATA
P2
8
ATA
810600
Pa
P3
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-3
26
tercera propuesta T0=400 Celsius
P0
29
ATA
2938425
Pa
T0
673.15
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
Purga
3232267.5
Pa
P1
20.1666667
ATA
2043387.5
Pa
ΔP
8.83333333
ATA
P2
11.3333333
ATA
1148350
Pa
P3
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-4
Cuarta propuesta T0=450 Celsius
P0
57
ATA
5775525
Pa
T0
723.15
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
Purga
6353077.5
Pa
P1
38.8333333
ATA
3934787.5
Pa
ΔP
18.1666667
ATA
P2
20.6666667
ATA
2094050
Pa
P3
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-5
Quinta propuesta T0=480 Celcius
P0
70
ATA
7092750
Pa
T0
753.15
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
7092750
Pa
Purga
7802025
Pa
P1
47.5
ATA
4812937.5
Pa
ΔP
22.5
ATA
P2
25
ATA
2533125
Pa
P3
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-6
sexta propuesta T0=520 Celsius
P0
83
ATA
8409975
Pa
T0
793.15
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
Purga
9250972.5
Pa
P1
56.1666667
ATA
5691087.5
Pa
ΔP
26.8333333
ATA
P2
29.3333333
ATA
2972200
Pa
P3
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-7
27
Las tablas anteriores fueron para el esquema de tres extracciones en
turbina ahora se mostraran las tablas para el esquema de cuatro extracción en
turbina y vapor a proceso.
𝑃𝑃0−𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃 𝑎𝑎 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝
ΔP=
P1=P0- ΔP
(2.1.1)
4
(2.1.2)
P2=P1- ΔP
(2.1.3)
P3=P2- ΔP
(2.1.4)
P4=Presión del vapor a proceso
Tablas de valores de presiones para el esquema de cuatro extracciones en
turbina
primera propuesta T0=280 Celsius
P0
12.5
ATA
1266562.5
Pa
ΔP
2.5
ATA
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
T0
553.15
Kelvin
P1
10
ATA
1013250
Pa
Ppurga
1393218.75
P2
7.5
ATA
759937.5
Pa
P3
5
ATA
506625
Pa
P4
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-8
Segunda Propuesta T0=320 Celsius
P0
19
ATA
1925175
Pa
ΔP
4.125
ATA
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
T0
593.15
Kelvin
P1
14.875
ATA
1507209.38
Pa
Purga
2117692.5
Pa
P2
10.75
ATA
1089243.75
Pa
P3
6.625
ATA
671278.125
Pa
P4
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-9
28
Tercera Propuestas T0=400 Celsius
P0
29
ATA
2938425
Pa
ΔP
8.83333333
ATA
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
T0
673.15
Kelvin
P1
16.0094
ATA
1622152.46
Pa
Purga
3232267.5
Pa
P2
8.86457
ATA
898202.555
Pa
P3
4.9349135
ATA
500030.11
Pa
P4
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-10
cuarta propuesta T0=450 Celsius
P0
57
ATA
5775525
Pa
ΔP
13.625
ATA
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
T0
723.15
Kelvin
P1
28.566
ATA
2894449.95
Pa
Purga
6353077.5
Pa
P2
14.349
ATA
1453912.43
Pa
P3
7.2405
ATA
733643.663
Pa
P4
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-11
quinta propuesta T0=480 Celsius
P0
70
ATA
7092750
Pa
ΔP
16.875
ATA
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
T0
753.15
Kelvin
P1
35.066
ATA
3553062.45
Pa
Purga
7802025
Pa
P2
17.599
ATA
1783218.68
Pa
P3
8.8655
ATA
898296.788
Pa
P4
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-12
29
sexta Propuesta P0=520 Celsius
P0
83
ATA
8409975
Pa
ΔP
20.125
ATA
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
T0
793.15
Kelvin
P1
62.875
ATA
6370809.38
Pa
Purga
9250972.5
Pa
P2
42.75
ATA
4331643.75
Pa
P3
22.625
ATA
2292478.13
Pa
P4
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-13
Ahora continúan las tablas para el esquema con cinco extracciones en turbina
𝑃𝑃0−𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃 𝑎𝑎 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝
ΔP=
P1=P0- ΔP
P4=P3- ΔP
5
P2=P1- ΔP
P3=P2- ΔP
P5=Presión del vapor a proceso
Tablas de valores de presiones para el esquema con cinco extracciones en
turbina.
primera propuesta T0=280 Celsius
P0
12.5
ATA
1266562.5
Pa
T0
555.16
Kelvin
P1
10.5
ATA
1063912.5
Pa
ΔP
2
ATA
P2
8.5
ATA
861262.5
Pa
Ppurga
1393218.75
Pa
P3
6.5
ATA
658612.5
Pa
P4
4.5
ATA
455962.5
Pa
P5
2.5
ATA
253312.5
Pa
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
Tabla 2.1-14
30
segunda Propuesta T0=320 Celsius
P0
19
ATA
1925175
Pa
T0
593.16
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
ΔP
3.3
ATA
P1
15.7
ATA
1590802.5
Pa
Ppurga
2117692.5
Pa
P2
12.4
ATA
1256430
Pa
P3
9.1
ATA
922057.5
Pa
P4
5.8
ATA
587685
Pa
P5
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-15
Tercera propuesta de presión T0=400 Celsius
P0
29
ATA
2938425
Pa
T0
673.16
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
ΔP
5.3
ATA
P1
23.7
ATA
2401402.5
Pa
Ppurga
3232267.5
Pa
P2
18.4
ATA
1864380
Pa
P3
13.1
ATA
1327357.5
Pa
P4
7.8
ATA
790335
Pa
P5
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-16
Cuarta propuesta de presión T0=450 Celsius
P0
57
ATA
5775525
Pa
T0
723.16
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
ΔP
10.9
ATA
P1
46.1
ATA
4671082.5
Pa
Ppurga
6353077.5
Pa
P2
35.2
ATA
3566640
Pa
P3
24.3
ATA
2462197.5
Pa
P4
13.4
ATA
1357755
Pa
P5
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-17
31
quinta propuesta de presión T0=480
P0
70
ATA
7092750
Pa
T0
753.16
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
ΔP
13.5
ATA
P1
56.5
ATA
5724862.5
Pa
Ppurga
7802025
Pa
P2
43
ATA
4356975
Pa
P3
29.5
ATA
2989087.5
Pa
P4
16
ATA
1621200
Pa
P5
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-18
sexta Propuesta de presión T0=520 Celsius
P0
83
ATA
8409975
Pa
T0
793.16
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
13374.9
Pa
ΔP
16.1
ATA
P1
66.9
ATA
6778642.5
Pa
Ppurga
9250972.5
Pa
P2
50.8
ATA
5147310
Pa
P3
34.7
ATA
3515977.5
Pa
P4
18.6
ATA
1884645
Pa
P5
2.5
ATA
253312.5
Pa
Tabla 2.1-20
2.2.
CALCULO DE PURGA EN CALDERA
Otro parámetro importante a calcular es él porcentaje de purga que requiere cada
esquema, el valor de la purga será calcula respecto al agua alimental y dependerá
de la presión que se tenga en la caldera, también se debe tener el valor de la
presión de purga el cual se encuentra de la siguiente manera.
𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃 = 1.1 ∗ 𝑃𝑃0
(2.2.1)
32
¿QUE ES LA PURGA EN CALDERAS?
El agua de alimentación de caldera contiene sólidos disueltos, procedentes de la
propia agua y de los productos químicos para su tratamiento. Durante la
evaporación, la concentración de total de sólidos disueltos (TDS) en la caldera
aumenta. Si no se controlan, se producirá espuma en el espacio vapor. Que
causan arrastres y la contaminación del vapor transportado por el sistema.
Estos productos se depositan en las superficies de calentamiento y en equipo
auxiliar afectando la eficiencia y productividad de la planta. Se puede solucionar el
problema manteniendo el nivel
De TDS cercano al recomendado por el fabricante de la caldera, esto se puede
conseguir con un control constante de TDS a través de un equipo.
Los sólidos en suspensión también pueden causar problemas ya que se
depositan en el fondo de la caldera. Si no se controlan, eventualmente se
acumularían hasta un nivel peligroso. Todas las calderas de vapor incorporan una
salida en el punto más bajo para eliminar periódicamente los sólidos precipitados,
conocida como purga de fondo. Se requiere una descarga breve y súbita para una
eliminación eficiente, que se consigue abriendo una válvula de gran paso que
elimina grandes cantidades de agua de caldera. Esta es una solución ideal para la
purga de fondo y no se debe confundir con la necesidad de control de TDS [6].
PURGA DE FONDO
Existe una clara necesidad para la purga de fondo y el control de TDS, y existen
diferentes soluciones para conseguir los mejores resultados para cada uno de
ellos. Se pueden malgastar grandes cantidades de energía si la purga de fondo es
utilizada para controlar los niveles TDS sin el control adecuado [7].
El porcentaje de purga en la caldera se obtiene de la siguiente manera.
33
Calculo de purgas en calderas
Condiciones admisibles es la purga en calderas con respecto a la presión de trabajo
Presión de Caldera
Sólidos Totales Máx. (ppm)
Alcalinidad Máx. (ppm)
Dureza Máx. (ppm)
menor de 20 kg/cm²
3500
700
20
entre 20 y 31 kg/cm²
3000
600
0
entre 31 y 42 kg/cm²
2500
500
0
entre 42 y 52 kg/cm²
2000
400
0
entre 52 y 63 kg/cm²
1500
300
0
entre 63 y 70 kg/cm²
1250
250
0
entre 70 y 105
1000
200
0
750
150
0
150
100
0
kg/cm²
entre 105 y 140
kg/cm²
entre 120 y 210
kg/cm²
Tabla 2.1-21
Tomando en cuenta un máximo de 120 ppm de total de sólidos disueltos en
el agua de alimentación podemos calcular el porcentaje de purga con la siguiente
formula.
%𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 = (
𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆𝑆 𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 𝑒𝑒𝑒𝑒 𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎
) ∗ 100
𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚
Tomando los datos de presiones de la tabla 1.3-1 podemos encontrar por
medio de la tabla 2.1-21 los sólidos totales máximos y calcular el porcentaje
purga, los cuales se muestran en la siguiente tabla.
34
Calculo de purgas en calderas
Presión de trabajo
Presión de trabajo
% purga con respecto al agua
(ATA)
kg/cm^2
alimental
12.5
12.915375
3.428571429
19
19.63137
3.428571429
29
29.96367
4
57
58.89411
8
70
72.3261
12
83
85.75809
12
Tabla 2.1-22
2.3.
METODOLOGÍA
DE
CÁLCULO
PARA
ESQUEMA
ENERGÉTICO CON TRES EXTRACCIONES EN TURBINA.
A continuación se explicara el procedimiento de análisis del esquema energético
de tres extracciones en turbina. Para ello se recomienda lo siguiente.
•
Identificar los equipos instalados en el diagrama o esquema.
•
Una vez identificado los equipos se deben aislar del resto del esquema.
•
Ubicar los sentidos de flujo en los equipos (entrados y salidas de flujo).
•
En base a los sentidos de flujo realizar por cada equipo análisis de masa.
•
Tomando como base el análisis de masa realizar el análisis energético de
cada equipo.
•
Una vez que se analizaron todos los equipos se deben calcular todas las
entalpias del ciclo (entalpia en la salida de caldera, entalpia real en cada
extracción de turbina, entalpia de calentadores, desareador, condensador,
etc.)
35
•
El siguiente paso es colocar todos los datos conocidos en las ecuaciones
obtenidas del análisis de masa y energía en cada equipo.
•
Después de haber concluido el paso anterior se debe resolver de manera
simultánea las ecuaciones obtenidas en los análisis de cada equipo hay
recordar que se trata de un ciclo y por lo tanto una ecuación depende de
las demás ecuaciones.
•
Como último paso se debe interpretar los resultados obtenidos después de
haber resuelto el sistema de ecuaciones resultante, ejemplo el flujo de
entrada en la caldera no puede ser negativo si la flecha de flujo indica que
combustible entra a la caldera el signo negativo en este caso indicaría que
la caldera produce combustible lo cual es ilógico.
Este paso es importante ya que nos indica errores que se pudieron haber
cometido en los análisis de masa y energía o en el cálculo de las entalpias.
Los pasos mencionados son útiles para el análisis de cualquier esquema de ciclo
Rankine sin importar el número de extracciones o si dicho proceso cuenta con
cogeneración en el caso de los esquemas propuestos en el capítulo I.
El primer esquema que analizado en el de la figura 1.3-1 el cual tiene los
siguientes elementos.
1. Caldera
2. Turbina de extracción condensación
3. Generador eléctrico
4. Condensador
5. Torre de agua enfriamiento
6. Tres calentadores de agua de alimentación a caldera
7. Desareador
8. Atemperador
El análisis se hará de acuerdo al orden ya mencionado en conjunto con el
esquema de la figura 1.3-1.
36
CALDERA
La caldera es el primer equipo en analizar por lo tanto se debe aislar del resto del
ciclo.
En la figura se pueden observar las líneas que indican el sentido de flujo en la
caldera tanto de agua de alimentación como de combustible y de gases de
combustión.
En la Figura 2.3.1 se puede observar los sentidos de flujo por lo tanto se procede
a realizar el análisis de masa en la caldera.
Figura 2.3.1
BALANCE DE MASA
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + 𝐵𝐵𝐵𝐵 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝑀𝑀(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐)
𝐷𝐷𝐷𝐷 = (
%𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝
100
) ∗ 𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚
(2.3.1)
(2.3.2)
El siguiente paso es realizar el análisis energético de la caldera
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 + 𝑄𝑄(𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐) = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 + 𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑝𝑝 + 𝑄𝑄(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐) (2.3.3)
Tomando de Q
(liberado por comb.)
y Q
(gases de comb)
de la ecuación 2.3.3 se tiene lo
siguiente
𝑄𝑄 (𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ −𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 + 𝐵𝐵𝐵𝐵 ∗ 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ∗ 𝜂𝜂𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐. +𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
37
𝑄𝑄(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑜𝑜𝑜𝑜) = 𝑀𝑀(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐.
De la ecuación de Q (liberado por combustible.) podemos despreciar los siguientes
términos Maire*Cpaire*Taire+ Bc*Cpcomb.*Tcomb ya que estos términos aportan una
cantidad de calor despreciable comparada con la energía producida por el término
Bc*Vci* 𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂. por lo tanto el calor liberado por el combustible se reduce a la
siguiente expresión
𝑄𝑄 (𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐) = 𝐵𝐵𝐵𝐵 ∗ 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ∗ 𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂
La cantidad de calor que se desprende en los gases de combustión es
despreciable comparada con la energía del vapor sobrecalentado y la energía de
la purga, pero se debe tener en cuenta que la temperatura de los gases de
combustión y podría aprovecharse al ser enviada a un economizador colocado en
la caldera. Pero para efectos de este trabajo no se tomara en cuenta la energía de
los gases de combustión.
En base a las consideraciones mencionadas
se puede reescribir las
ecuaciones 2.3.1 y 2.3.3 como sigue.
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 = 𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷
(2.3.4)
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐷𝐷1 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷
(2.3.6)
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎 + 𝐵𝐵𝐵𝐵 ∗ 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ∗ 𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣 + 𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑝𝑝
(2.3.5)
Aquí termina el análisis de la caldera se procede a continuar con el equipo
próximo
38
TURBINA
Figura 2.3.2
En la figura se muestra de manera aislada la turbina y se pueden ver las
líneas de flujo, así como en nombre de cada línea de flujo. Por lo tanto se puede
realizar el análisis de masa y energía de la turbina.
Balance de masa
𝐷𝐷1 = 𝐷𝐷2 + 𝐷𝐷3 + 𝐷𝐷4 + 𝐷𝐷5
(2.3.7)
𝐷𝐷4 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷6
(2.3.8)
El balance de masa en la turbina arroja dos ecuaciones, tomando como
base este análisis ahora se realizara análisis energético de la turbina
𝐷𝐷1 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 = 𝐷𝐷2 ∗ ℎ2𝑟𝑟 + 𝐷𝐷3 ∗ ℎ3𝑟𝑟 + 𝐷𝐷4 ∗ ℎ4𝑟𝑟 + 𝐷𝐷5 ∗ ℎ5𝑟𝑟 +
𝑁𝑁𝑁𝑁
𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂
(2.3.9)
Las entalpias que se muestran en la ecuación 2.3.9 son entalpias reales las
cuales se obtienen utilizando como datos la entalpia teórica y la eficiencia térmica
de la turbina y el procedimiento de cálculo se muestra a continuación.
39
Antes de calcular la entalpia real en cada extracción de turbina es conveniente
recordar el diagrama de T-S el cual se muestra a continuación.
DIAGRAMA T-S DEL CICLO RANKINE IDEAL
Figura 2.3-3
Proceso 1-2: Expansión isoentrópica del fluido de trabajo en la turbina desde la
presión de la caldera hasta la presión del condensador. Se realiza en una turbina
de vapor y se genera potencia en el eje de la misma.
Proceso 2-3: Transmisión de calor a presión constante desde el fluido de trabajo
hacia el circuito de refrigeración, de forma que el fluido de trabajo alcanza el
estado de líquido saturado. Se realiza en un condensador (intercambiador de
calor), idealmente sin pérdidas de carga.
Proceso 3-4: Compresión isoentrópica del fluido de trabajo en fase líquida
mediante una bomba, lo cual implica un consumo de potencia. Se aumenta la
presión del fluido de trabajo hasta el valor de presión en caldera.
40
Proceso 4-1: Transmisión de calor hacia el fluido de trabajo a presión constante
en la caldera. En un primer tramo del proceso el fluido de trabajo se calienta hasta
la temperatura de saturación, luego tiene lugar el cambio de fase líquido-vapor y
finalmente se obtiene vapor sobrecalentado. Este vapor sobrecalentado de alta
presión es el utilizado por la turbina para generar la potencia del ciclo (la potencia
neta del ciclo se obtiene realmente descontando la consumida por la bomba, pero
ésta suele ser muy pequeña en comparación y suele despreciarse) [8].
La figura 2.2-3 representa el proceso ideal de ciclo Rankine el cual es la base
para poder comprender los ciclos reales de potencia de gas, en caso del ciclo
Rankine su principal diferencia del ciclo real al ideal se encuentra en la turbina
puesto que hay un incremento en la entropía durante la expansión entre otras
perdidas de energía.
CICLO RANKINE REAL
En ciclo ideal no se consideran las perdidas por transmisión de calor, ni las
pérdidas de carga en los conductos, en el ciclo reales lo que se debe considerar,
además de tener en cuenta que las expansiones y compresiones no son
isoentrópicas. Las principales irreversibilidades del ciclo son las Siguientes:
•
Expansión 1-2 (turbina) no isoentrópica
•
Compresión 3-4(bomba) no isoentrópica
•
Perdidas de presión en condensador y caldera.
Debidos a estas pérdidas de energía se una modificación del diagrama T-S
mostrado en la figura 2.3-4
41
Figura 2.3-4
Estas irreversibilidades llevan a una disminución del rendimiento del ciclo (al
orden de un 30 por ciento), lo cual ha llevado a la búsqueda de mecanismos para
mejorar el rendimiento térmico del ciclo. Lo anterior se refleja tanto en
modificaciones del ciclo original como en mejora de las tecnologías que operan
dentro de la central (mejores turbinas, bombas, etc.)[7].
Unas ves que se aclaro el comportamiento del ciclo real se procede a calcular
las entalpias reales de cada extracción de la turbina. Para ello necesitamos los
siguientes Datos.
•
Entalpia y entropía a la presión y temperatura de trabajo de la caldera
•
Eficiencia térmica de la turbina
•
Entalpia teórica a la salida de la turbina. (esta se obtiene con la presión de
trabajo de turbina y la entropía a la salida de la caldera.)
Los datos de entalpia, entropía, calor específico y otras propiedades del fluido
de trabajo fueron calculados con TK-SOLVER 5.0.
La entalpia real la podemos calcular a partir de la siguiente ecuación.
ℎ2𝑟𝑟 = 𝜂𝜂𝜂𝜂 ∗ (ℎ2𝑡𝑡 − ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 ) + ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣
(2.3.10)
La ecuación 2.3.10 será aplicada para el cálculo de las entalpias reales de
cada una de las extracciones en la turbina.
42
ATEMPERADOR
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 = 𝑀𝑀0
(2.3.11)
BALANCE DE ENERGIA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎 = (𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀) ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣
Despejando Mat de la ecuación de balance energético se tiene.
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 =
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣−ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 )
ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 −ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎
(2.3.12)
ANALISIS EN CONDENSADOR
Condensador es un componente importante del ciclo del vapor en instalaciones
de generación de potencia. Es un recinto cerrado en el cual el vapor sale de la
turbina y se fuerza para ceder su calor latente de la vaporización. Es un
componente necesario del ciclo del vapor por dos razones.
La primera, convierte el vapor usado nuevamente en agua para regresarla al
generador o a la caldera de vapor como agua de alimentación. Esto baja el costo
operacional de la planta permitiendo reutilizar el agua de alimentación, y resulta
más fácil bombear un líquido que el vapor.
La segunda razón, aumenta la eficiencia del ciclo permitiendo que el ciclo
funcione y/u opere con los gradientes más grandes posibles de temperatura y
presión entre la fuente de calor (caldera) y el sumidero de calor (condensador).
43
ANALISIS DE MASA
Figura 2.3-5
Continuando con la metodología en la figura de arriba se muestra en condensador
y también muestra la líneas de flujo en este el siguiente paso es realizar el
balance de masa.
CALENTADOR
BALANCE DE MASA
Figura 2.3-6
44
En base a las líneas de flujo indicadas en la figura se puede realizar el balance
de masa de la siguiente manera.
𝐷𝐷5 + 𝑀𝑀0 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷
(2.3.13)
BALANCE DE ENERGÍA
El flujo M0 tiene un valor de 0 kg/s ya que no hay exceso de vapor que pase por
el atemperador. Por lo tanto para el balance de energía se elimina dicho término.
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ5𝑟𝑟 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
Ordenando términos de la ecuación anterior tenemos
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ5𝑟𝑟 − 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 − 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
Ordenando términos semejantes reducimos la ecuación a la siguiente expresión
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (ℎ5𝑟𝑟 − ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂(𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 − 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇)
(2.3.14)
Ahora se analizara cada uno de los calentadores instalados en el diagrama
ANÁLISIS DE CALENTADORES
Un calentador de agua (intercambiador de calor) es un dispositivo diseñado para
transferir calor entre dos medios, que estén separados por una barrera o que se
encuentren en contacto [7].
45
PRIMER CALENTADOR
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷6 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1
(2.3.15)
El objetivo de colocar calentadores es aumentar la temperatura del agua de
alimentación y con ello reducir el consumo de combustible requerido para el
cambio de fase y sobrecalentamiento del vapor. En la ecuación 2.3.15 D6 es
vapor de una extracciones de la turbina y al pasar por el cambiador de calor eleva
la temperatura del agua procedente del condensador y al salir el fluido de trabajo
del cambiador sale en fase liquida y por medio de la válvula se estrangula a la
misma presión del liquido que viene del condensador para mezclarse e
introducirse al agua de alimentación a caldera.
BALANCE DE ENERGIA
𝐷𝐷6 ∗ ℎ4𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1 ∗ ℎ𝑐𝑐1
(2.3.16)
En la ecuación 2.3.16 los datos conocidos son la entalpia de condensador y h4r
pero como se calcula la hc1 que es la entalpia del calentador 1.
•
Se debe calcular la temperatura del vapor 1
•
Se fija una diferencia de temperatura ΔT
•
Utilizar la formula siguiente para el cálculo de la temperatura deseada a la
salida del calentador 1.
𝑇𝑇𝑇𝑇1 = 𝑇𝑇𝑇𝑇1 − 𝛥𝛥𝛥𝛥
(2.3.17)
Después de haber calculado la Tc1 se ocupa la ecuación 2.3.18 para hallar el
valor de hc1.
46
ℎ𝑐𝑐1 = 𝑇𝑇𝑇𝑇1 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
(2.3.18)
DESAREADOR.
Figura 2.3-7
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷3 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷
(2.3.19)
El funcionamiento de este equipo se explico en las generalidades del capítulo 1.
Después de realizar el balance de masa sigue el balance energético.
BALANCE ENERGETICO
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 + 𝐷𝐷3 ∗ ℎ3𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1 ∗ ℎ𝑐𝑐1 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
(2.3.20)
47
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐷𝐷𝐷𝐷 + (𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 − 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷)
(2.3.21)
Las entalpias tanto del agua de reposición como la del flujo de retorno de proceso
se determinaran de usando las ecuaciones siguientes.
ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 = 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
(2.3.22)
ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 = 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
(2.3.23)
CALENTADOR 2
Figura 2.3-8
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷2 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
(2.3.24)
(2.3.25)
BALANCE ENERGETICO
𝐷𝐷2 ∗ ℎ2𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎
(2.3.26)
48
Calculo de la entalpia del calentador 2
𝑇𝑇𝑇𝑇2 = 𝑇𝑇𝑇𝑇2 − 𝛥𝛥𝛥𝛥
(2.3.27)
ℎ𝑐𝑐2 = ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎 = 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇2
(2.3.28)
Este equipo es el ultimo en el esquema energético propuesto de tres extracciones
en turbina a continuación se calculara la eficiencia del ciclo, dicho parámetro del
ciclo es muy importante ya que este justifica la sustitución de las turbinas de
contrapresión por las turbinas de condensación.
EFICIENCIA DEL CICLO
La eficiencia en ciclo Rankine se
define como
el cociente de la energía
aprovechada para la producción de electricidad y el combustible requerido para
generar dicha producción de energía eléctrica. Se recomienda seguir los
siguientes pasos para el cálculo de la eficiencia.
•
Calcular la potencia eléctrica neta del ciclo
•
Calcular la potencia eléctrica consumida por cada bomba.
•
Sumar la energía consumida por las bombas y restarla a la potencia neta
del ciclo. Esta nueva potencia se llama potencia eléctrica disponible
(Ndisp).
•
Dividir la Ndisp entre el producto de la multiplicación del flujo de
combustible y en poder calórico del combustible.
Los pasos mostrados son aplicados para calcular la eficiencia en un ciclo
usado para producción de energía eléctrica, para esquemas con cogeneración se
le añade los términos de calor a proceso y el calor que retorno del proceso ala
Ndisp y posteriormente se divide entre el producto del flujo de combustible y el
poder calórico de este.
El primer paso recomendado se calculo con TK-SOLVER al resolver todas las
ecuaciones resultantes del análisis de este esquema.
49
CALCULO DE POTENCIA CONSUMIDA EN LAS BOMBAS.
Primero se calcula la bomba que se usa en el condensador.
𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑏𝑏𝑏𝑏𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 =
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (𝑃𝑃3−𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃 )
𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐
(2.3.29)
Bomba del Desaereador
𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏_𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 =
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (𝑃𝑃1−𝑃𝑃2)
(2.3.30)
𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
Bomba calentador 2
𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 =
𝐷𝐷2(𝑃𝑃0−𝑃𝑃1)
𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌 𝑎𝑎 𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 3
(2.3.31)
CALCULO DE LA POTENCIA DISPONIBLE (NDISP).
𝑁𝑁𝐸𝐸𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝑁𝑁𝑁𝑁 − 𝑁𝑁𝐸𝐸𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏 𝑎𝑎 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 − 𝑁𝑁𝐸𝐸𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 − 𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐1
(2.3.32)
Por último se muestra la fórmula para calculó de eficiencia de ciclo Rankine con
cogeneración eléctrica.
𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 =
𝑁𝑁𝑒𝑒 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 +𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 −𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟
𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖_𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎_𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 =
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷
𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ∗𝐵𝐵𝐵𝐵
(2.3.33)
(2.3.34)
Aquí termina la metodología de cálculo para un esquema de 3 extracciones en
turbina. La resolución de las ecuaciones aquí planteadas se realizo por medio de
TK-SOLVER.
50
2.4.
METODOLOGÍA
ENERGÉTICO
CON
DE
CÁLCULO
CUATRO
PARA
ESQUEMA
EXTRACCIONES
EN
TURBINA.
Para realizar la metodología de cálculo se ocuparan los paso mencionados
anteriormente, el primer equipo que será analizado es la caldera.
CALDERA
Figura 2.4.1
Siguiendo los pasos recomendados, se puede observar en la imagen a la
caldera de manera aislada del resto del esquema y se pueden ver sus líneas de
flujo. De tal forma que se puede realizar el balance de masa de la caldera.
BALANCE DE MASA
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + 𝐵𝐵𝐵𝐵 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝑀𝑀(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠)
(2.4.1)
51
𝐷𝐷𝐷𝐷 = (
%𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝
100
) ∗ 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
(2.4.2)
BALANCE DE ENERGIA
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 + 𝑄𝑄(𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐) = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 + 𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑝𝑝 + 𝑄𝑄(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐)
De la ecuación de balance energético se toman los términos de Q (liberado por comb.) y
Q (gases de comb).
𝑄𝑄(𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 + 𝐵𝐵𝐵𝐵 ∗ 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ∗ 𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂. +𝐵𝐵𝐵𝐵 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
𝑄𝑄(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) = 𝑀𝑀(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶(𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔𝑔 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐
De la ecuación de Q
(liberado por combustible.)
el termino que se toma en cuenta para
realizar el cálculo de este es el Bc*Vci* 𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂.. y la ecuación de gases de
combustión no se toma en cuenta para este análisis. Por tanto tenemos la
siguiente ecuación de balance energético
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎 + 𝐵𝐵𝐵𝐵 ∗ 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑖𝑖 ∗ 𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂. = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 + 𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑝𝑝
(2.4.3)
La entalpia hvsc y hp fueron calculadas por medio del programa de TK-SOLVER
5.0. Y aparecerán en los anexos de este trabajo junto con la resolución de
ecuaciones.
52
TURBINA
Figura 2.4-2
A diferencia de la turbina del esquema anterior esta cuenta con 4
extracciones pero la metodología de análisis es similar a la del esquema de tres
extracciones.
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷1 = 𝐷𝐷2 + 𝐷𝐷3 + 𝐷𝐷4 + 𝐷𝐷5 + 𝐷𝐷6
𝐷𝐷4 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷6
(2.4.4)
(2.4.5)
Una vez hecho el balance de masa se procede a realizar el análisis energético en
la turbina
53
BALANCE DE ENERGIA
(2.4.6)
𝐷𝐷1 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 = 𝐷𝐷2 ∗ ℎ2𝑟𝑟 + 𝐷𝐷3 ∗ ℎ3𝑟𝑟 + 𝐷𝐷4 ∗ ℎ4𝑟𝑟 + 𝐷𝐷5 ∗ ℎ5𝑟𝑟 + 𝐷𝐷6 ∗ ℎ6𝑟𝑟 +
𝑁𝑁𝑁𝑁
𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂
Calculo de entalpias reales
Para obtener las entalpias reales se necesita las entalpias teóricas, cuyo método
de cálculo se explica en la sección 2.2 de este capítulo.
ℎ2𝑟𝑟 = 𝜂𝜂𝜂𝜂 ∗ (ℎ2𝑡𝑡 − ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 ) + ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣
(2.4.7)
La ecuación anterior se ocupa para el cálculo de las entalpias en todas las
extracciones de la turbina, ya que la entalpia del vapor sobrecalentado permanece
constante al igual que la eficiencia térmica.
ATEMPERADOR
Figura 2.4-3
54
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 = 𝑀𝑀0
(2.4.7)
Tomando como base el balance de masa se puede realizar el balance energético.
BALANCE DE ENERGIA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎 = 𝑀𝑀0 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣
(2.4.8)
El objetivo del balance energético es hallar el flujo másico del agua a atemperar.
Para esto se sustituye la ecuación 2.4.9 en la ecuación de balance energético.
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎 = (𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀) ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣
(2.4.9)
Despejando el flujo másico de agua a atemperar se obtiene la siguiente ecuación.
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 =
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣−ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 )
(2.4.10)
ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 −ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎
CONDENSADOR
Figura 2.4-4
55
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐷𝐷6 + 𝑀𝑀0
(2.4.11)
El termino M0 es el flujo a la salida del atemperador, este depende del flujo
másico de agua atemperar y del exceso de vapor que se envié al atemperador,
pero en este caso no se tiene sobrante de vapor por lo tanto el término M0 no se
toma en cuenta y se puede simplificar a la siguiente ecuación.
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐷𝐷6
(2.4.12)
Esta ecuación es la que se toma en cuenta para realizar el análisis de energía.
BALANCE DE ENERGIA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ (ℎ6𝑟𝑟 − ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀2𝑂𝑂 ∗ (𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 − 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇)
(2.4.13)
La ecuación 2.4.13 representa el balance de energía en el condensador
los
términos Tsal y Tent representan la temperatura de salida y entrada del agua de
enfriamiento respectivamente.
CALENTADORES
Figura 2.4-5
56
Primero se toma el calentador 1 para su análisis.
BALANCE DE MASA.
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷7 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1
(2.4.14)
BALANCE DE ENERGIA
Se toma la ecuación 2.4.14 como base para el balance energético en el primer
calentador y a si obtener la ecuación de balance energético en el condensador.
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 + 𝐷𝐷7 ∗ ℎ5𝑟𝑟 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1 ∗ ℎ𝑐𝑐1
(2.4.11)
Calculo de la entalpia hc1
𝑇𝑇𝑇𝑇1 = 𝑇𝑇𝑇𝑇1 − 𝛥𝛥𝛥𝛥
(2.4.12)
Una vez calculada la temperatura dentro del calentador 1 se puede calcular la
entalpia hc1 con la siguiente formula.
ℎ𝑐𝑐1 = 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇1
(2.4.13)
CALENTADOR 2
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1 + 𝐷𝐷4 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷2
(2.4.14)
57
BALANCE DE ENERGÍA
𝐷𝐷4 ∗ ℎ4𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1 ∗ ℎ𝑐𝑐1 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷2 ∗ ℎ𝑐𝑐2
(2.4.15)
Calculo de la entalpia hc2
𝑇𝑇𝑇𝑇2 = 𝑇𝑇𝑇𝑇2 − 𝛥𝛥𝛥𝛥
(2.4.16)
ℎ𝑐𝑐2 = 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇2
(2.4.17)
DESAREADOR
Figura 2.4-6
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷3 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷2 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷
(2.4.18)
58
BALANCE DE ENERGIA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 + 𝐷𝐷3 ∗ ℎ3𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷2 ∗ ℎ𝑐𝑐2 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
(2.4.19)
CALCULO DE LAS ENTALPIAS
ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 = 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
(2.4.20)
ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 = 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
(2.4.21)
La entalpia del Desaereador (hdes) y la h3r fueron calculadas con TK-SOLVER
5.0 y se muestran en los anexos de este trabajo.
CALENTADOR 3
Figura 2.4-5
El último equipo a analizar es el calentador 3, en este el agua de alimentación a la
caldera recibe un aumento de temperatura antes de ingresar a esta.
59
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷2 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
(2.4.22)
(2.4.23)
BALANCE DE ENERGIA
𝐷𝐷2 ∗ ℎ2𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎
(2.4.24)
𝑇𝑇𝑇𝑇3 = 𝑇𝑇𝑇𝑇3 − 𝛥𝛥𝛥𝛥
(2.4.25)
Calculo de la entalpia (haa)
ℎ𝑐𝑐3 = 𝑇𝑇𝑇𝑇3 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
(2.4.26)
Aquí se termina la metodología de cálculo para el esquema energético propuesto
con 4 extracciones en turbina se puede observar que los pasos recomendados
para el análisis de ciclo Rankine propuesto en este capítulo también son útiles
para este esquema y para el de cinco extracciones en turbina. El cual se
desarrollara su metodología de cálculo en la siguiente sección de este capítulo.
60
EFICIENCIA DEL CICLO
Potencia consumida en bombas
Bomba usada en condensador
𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 =
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (𝑃𝑃4−𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃 )
𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐
(2.4.25)
Bomba usada por el desareador
𝑁𝑁𝑒𝑒𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏 _𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 =
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (𝑃𝑃1−𝑃𝑃2)
𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
(2.4.26)
Bomba usada en calentador 2
𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐1
𝐷𝐷2(𝑃𝑃0−𝑃𝑃1)
𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌 1∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 1
(2.4.27)
Calculo de la potencia disponible (Ndisp).
𝑁𝑁𝑒𝑒𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝑁𝑁𝑁𝑁 − 𝑁𝑁𝑒𝑒𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏 𝑎𝑎 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 − 𝑁𝑁𝑒𝑒𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏 𝑎𝑎 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 − 𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐1
(2.4.28)
CALCULO DE LA EFICIENCIA DEL CICLO
𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 =
𝑁𝑁𝑒𝑒 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 +𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 −𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟
𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ∗𝐵𝐵𝐵𝐵
(2.4.29)
61
2.5.
METODOLOGÍA
DE
CÁLCULO
PARA
ESQUEMA
ENERGÉTICO CON CINCO EXTRACCIONES EN TURBINA.
Ahora se muestra la metodología aplicada al esquema energético de cinco
extracciones en turbina.
CALDERA
Figura 2.5-1
BALANCE DE MASA
Para simplificar el balance de masa de este esquema ya no se repetirá el por qué
no se considera el calor perdido por gases de combustión, de igual manera ya no
repite la simplificación de la ecuación del calor cedido por el combustible.
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷𝐷𝐷
(2.5.1)
62
Flujo másico en la purga
𝐷𝐷𝐷𝐷 = (
%𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝
100
) ∗ 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
(2.5.2)
BALANCE DE ENERGIA
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 + 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ∗ 𝐵𝐵𝐵𝐵 ∗ 𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 + 𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑝𝑝
(2.5.3)
TURBINA
Figura 2.5-2
63
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷1
(2.5.4)
𝐷𝐷1 = 𝐷𝐷2 + 𝐷𝐷3 + 𝐷𝐷4 + 𝐷𝐷5 + 𝐷𝐷6 + 𝐷𝐷7
𝐷𝐷6 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷9
(2.5.5)
(2.5.6)
En la ecuación 2.5.4 el flujo Dexcv es igual a cero por lo que D1=Dvsc.
BALANCE DE ENERGIA
(2.5.7)
𝐷𝐷1 ∗ ℎ1 = 𝐷𝐷2 ∗ ℎ2𝑟𝑟 + 𝐷𝐷3 ∗ ℎ3𝑟𝑟 + 𝐷𝐷4 ∗ ℎ4𝑟𝑟 + 𝐷𝐷5 ∗ ℎ5𝑟𝑟 + 𝐷𝐷6 ∗ ℎ6𝑟𝑟 + 𝐷𝐷7 ∗ ℎ7𝑟𝑟 +
𝑁𝑁𝑁𝑁
𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 ∗ 𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂
Como se puede observar la ecuación de balance energético de la turbine se hace
cada vez más extensa conformé se aumenta el número de extracciones en la
turbina.
ATEMPERADOR
Figura 2.5-3
64
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 = 𝑀𝑀0
(2.5.8)
Este equipo se usa en caso de que se haya generado demasiado vapor el cual ya
no es usado en el proceso de producción y refinación del azúcar según sea el
caso. Pero para este estudio no se considera que haya vapor en exceso el cual
no se consuma en ningún proceso. De igual forma se incorpora al diagrama y
también al programa de cálculo realizado para cada esquema con un flujo de cero
kg/s.
BALANCE DE ENERGIA
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 =
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (ℎ1−ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 )
ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 −ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎
(2.5.9)
En la ecuación de balance energético del atemperador se observa que la cantidad
de agua atemperar depende del flujo de vapor que llega a este y por lo tanto al
ser cero el exceso de vapor el agua de atemperamiento también es cero.
El siguiente equipo en analizar será el condensador, pero dicho análisis se
reducirá a su mínima expresión ya que la metodología ya se explico en secciones
anteriores de este capítulo por lo tanto no se profundizara en detalles de dicho
análisis.
65
CONDENSADOR
Figura 2.5-4
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷7 + 𝑀𝑀0 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷
(2.5.10)
M0=0 por lo tanto la ecuación usada para el balance de energía es la siguiente.
𝐷𝐷7 = 𝑀𝑀0
BALANCE ENERGETICO
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ (ℎ7𝑟𝑟 − ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 ) = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂 ∗ (𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 − 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇)
(2.5.11)
66
CALENTADORES
Figura 2.5-5
Este esquema cuenta con cuatro calentadores esta parte se analizaran los
primero dos de ellos posteriormente se analizaran los dos calentadores restantes
del esquema de igual forma se realizara el análisis del condensador este será
muy breve y no se profundizara en detalles los cuales ya se han explicado en
otras secciones de este capítulo.
CALENTADOR 1
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷9 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1
(2.5.12)
67
BALANCE DE ENERGIA
𝐷𝐷9 ∗ ℎ6𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1 ∗ ℎ𝑐𝑐1
(2.5.13)
Calculo de entalpia hc1
𝑇𝑇𝑇𝑇1 = 𝑇𝑇𝑇𝑇1 − 𝛥𝛥𝛥𝛥
ℎ𝑐𝑐1 = 𝑇𝑇𝑇𝑇1 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
(2.5.14)
(2.5.15)
CALENTADOR 2
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷5 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷2
(2.5.16)
BALANCE ENERGETICO
𝐷𝐷5 ∗ ℎ5𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷1 ∗ ℎ𝑐𝑐1 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷2 ∗ ℎ𝑐𝑐2
(2.5.17)
CALCULO DE ENTALPIA hc2
𝑇𝑇𝑇𝑇2 = 𝑇𝑇𝑇𝑇2 − 𝛥𝛥𝑇𝑇
ℎ𝑐𝑐2 = 𝑇𝑇𝑇𝑇2 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
(2.5.18)
(2.5.19)
Este fue el análisis de los calentadores que se encuentran antes de llegar al
Desaereador.
El siguiente equipo es el desareador al igual que los calentadores solo se
mostraran las ecuación resultantes de su análisis puesto que la deducción de
estas ya se mostro en otra sección de este capítulo.
68
DESAREADOR
Figura 2.5-6
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷4 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷2 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷
(2.5.20)
CALCULO DEL FLUJO DE REPOSICIÓN AL CICLO
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐷𝐷𝐷𝐷 + (𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 − 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷)
(2.5.21)
BALANCE DE ENERGIA
(2.5.22)
𝐷𝐷4 ∗ ℎ4𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷2 ∗ ℎ𝑐𝑐2 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
CALCULO DE ENTALPIAS (hrep, hret)
ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 = 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
(2.5.23)
69
ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 = 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
(2.5.24)
SEGUNDA SECCION DE CALENTADORES
Figura 2.5-7
CALENTADOR 3
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷3 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷3
(2.5.25)
𝐷𝐷3 ∗ ℎ3𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ ℎ𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷3 ∗ ℎ𝑐𝑐3
(2.5.26)
𝑇𝑇𝑇𝑇3 = 𝑇𝑇𝑇𝑇3 − 𝛥𝛥𝛥𝛥
(2.5.27)
BALANCE DE ENERGIA
CALCULO DE ENTALPIA (hc3)
ℎ𝑐𝑐3 = 𝑇𝑇𝑇𝑇3 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
(2.5.28)
70
CALENTADOR 4
BALANCE DE MASA
𝐷𝐷2 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷3 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
(2.5.29)
(2.5.30)
BALANCE DE ENERGIA
𝐷𝐷2 ∗ ℎ2𝑟𝑟 + 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷3 ∗ ℎ𝑐𝑐3 = 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∗ ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎
(2.5.31)
𝑇𝑇𝑇𝑇4 = 𝑇𝑇𝑇𝑇4 − 𝛥𝛥𝛥𝛥
(2.5.32)
CALCULO DE ENTALPIA (haa)
ℎ𝑐𝑐4 = 𝑇𝑇𝑇𝑇4 ∗ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶2𝑂𝑂
ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎 = ℎ𝑐𝑐4
(2.5.33)
(2.5.34)
EFICIENCIA DEL CICLO
CALCULO DE POTENCIA CONSUMIDA EN LAS BOMBAS.
Bomba usada en el condensador
𝑁𝑁𝑒𝑒𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏 _𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 =
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (𝑃𝑃6−𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃𝑃 )
𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐
(2.5.35)
Bomba usada en el desareador
𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 =
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (𝑃𝑃2−𝑃𝑃3)
𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌𝜌 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
(2.5.36)
Bomba usada en calentador 3
71
𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐3 =
𝐷𝐷3(𝑃𝑃1−𝑃𝑃2)
𝜌𝜌 𝑑𝑑 3 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 _3
(2.5.37)
Bomba usada en calentador 4
𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐_4 =
𝐷𝐷2(𝑃𝑃0−𝑃𝑃1)
𝜌𝜌 𝑑𝑑 2 ∗𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 _𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 _4
(2.5.38)
CALCULO DE LA POTENCIA DISPONIBLE (Ndisp).
𝑁𝑁𝑒𝑒𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝑁𝑁𝑁𝑁 − 𝑁𝑁𝑒𝑒𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏 𝑎𝑎 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 − 𝑁𝑁𝑒𝑒𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑠𝑠𝑐𝑐𝑐𝑐 𝑛𝑛𝑛𝑛 − 𝑁𝑁𝑒𝑒𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 𝑐𝑐3 − 𝑁𝑁𝑁𝑁_𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐_4
(2.5.39)
CALCULO DE LA EFICIENCIA DEL CICLO
𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂𝜂 =
𝑁𝑁𝐸𝐸𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 +𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 −𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟
𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ∗𝐵𝐵𝐵𝐵
(2.5.40)
En este capítulo se mostro la metodología de cálculo para esquemas energéticos
utilizando turbinas de extracción condensación, todas las ecuaciones se
resolverán con el software TK-SOLVER 5.0 y aparecerán en los anexos de este
trabajo.
72
CAPÍTULO 3
73
3. ANÁLISIS
COMPARATIVO
DE
RESULTADOS
OBTENIDOS EN LOS ESQUEMAS ENERGÉTICOS
PROPUESTOS
En este capítulo se mostraran los resultados obtenidos del análisis de los
esquemas propuestos y serán comparados con los resultados del esquema
energético que utiliza turbina de contrapresión, también se comparan los
esquemas propuesto entre sí para poder determinar cuál es
el esquema
recomendado para una fábrica de azúcar.
3.1.
COMPARACIÓN DE ESQUEMA CON TURBINA DE
CONTRAPRESIÓN Y ESQUEMA CON TURBINAS DE TRES
EXTRACCIONES.
En este capítulo se analizaran los resultados obtenidos en los esquemas
propuestos y además de ello se comparan con los resultados obtenidos en el
trabajo de tesis de [1]. La comparación de resultados será para el esquema donde
coincidan los valores de presión y temperatura estudiados por [1]. Dichos
parámetros se muestran a continuación.
Presión del Vapor, 1.8 Mpa
Temperatura del vapor de caldera 320 ºC
Temperatura de agua de alimentación en caldera, 90 ºC
Porcentaje de purga 4 %
Valor calórico inferior del bagazo, 7697.8
𝑘𝑘𝑘𝑘
𝑘𝑘𝑘𝑘
74
Estos parámetros coinciden con los valores de la segunda propuesta de
presión y temperatura que se menciono en el capítulo 1.
Segunda propuesta T0=320 Celsius
P0
19
ATA
1.925175
MPa
T0
593.15
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
0.013374
MPa
Purga
2.117692
MPa
P1
13.5
ATA
1.367887
Mpa
ΔP
5.5
ATA
P2
8
ATA
0.8106
MPa
P3
2.5
ATA
0.2533125
MPa
Porcentaje de purga, 3.428571429 %
Poder calórico del bagazo 7697.8
𝑘𝑘𝑘𝑘
𝑘𝑘𝑘𝑘
Resultados obtenidos en esquema con turbina de contrapresión
Capacidad Típica
Vapor a proceso
Flujo de bagazo
Potencia eléctrica (kW)
(kg/s)
(Ton/hr)
2000 Ton/día
12.681
24.241
3940
4000 Ton/día
25.716
49.158
7990
6000 Ton/día
38.395
73.394
11929
8000 Ton/día
51.433
98.310
15980
Tabla 3.1-1
Resultados obtenidos en esquema de turbina con tres extracciones.
75
Molienda típica en ingenios Mexicanos
Datos obtenidos para una presión de 19 ATA, 320 Celsius
molienda(Ton/día)
Bagazo
Flujo A
Kw
Kw disp.
η ciclo
disp.(kg/s)
proceso
generados
2000
7.444
12.681
7384.997701
7366.116246 67.53985049
4000
14.888
25.716
14656.00877
14618.34943 68.20376809
6000
22.334
38.395
22044.73166
21988.18422 67.97566269
8000
29.778
51.433
29314.77674
29239.45229 68.20146649
Tabla 3.1-2
En las tablas anteriores se puede ver que la ventaja de las turbinas de
condensación extracción respecto a las turbinas de contrapresión, ya que para los
mismos valores de presión, temperatura y flujo de vapor a proceso se logra una
mayor producción de energía eléctrica. Con el propósito de una mejor visión de
esta diferencia se añade la siguiente tabla.
Molienda típica en ingenios Mexicanos
comparación de producción de energía eléctrica disponible(kw)
molienda(Ton/día)
esquema con turbina de
esquema
contrapresión
con turbina de condensación
2000
3940
7366.116246
4000
7990
14618.34943
6000
11929
21988.18422
8000
15980
29239.45229
Tabla 3.1-3
En la tabla 3.1-3 se observa claramente la diferencia que hay entre las
turbinas de condensación ya que con estas se incremento la producción de
energía eléctrica en casi al doble para ser más exactos en la molienda de 2000
ton/día se elevo un 186.2 por ciento la energía eléctrica disponible para uso en la
fábrica de azúcar.
76
Además de obtener una mayor producción eléctrica este esquema es más
eficiente que el esquema utilizando turbina de contrapresión para demostrar esto
se mostrara nuevamente la fórmula del cálculo de eficiencia del ciclo.
𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐 =
𝑁𝑁𝑒𝑒 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 +𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ℎ𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 −𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 ∗ℎ𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟
𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉𝑉 ∗𝐵𝐵𝐵𝐵
En esta ecuación se puede observar que en el numerador se encuentra la
Ndisp la cual para el esquema de 3 extracciones es mayor a la energía disponible
con el esquema de turbina a contrapresión, pero el denominador permanece
constante ya que el flujo de combustible para ambos esquemas es el mismo al
igual que el poder calórico inferior del bagazo de caña.
El valor de las entalpias no afecta de manera muy notable ya que se
trabajo en ambos esquemas con vapor de agua y la presión del vapor a proceso
es muy parecida en ambos esquemas.
Con esto queda demostrada la factibilidad del uso de turbinas de
condensación extracción para la cogeneración en ingenios del estado de Veracruz
y del resto del país.
CALCULO DE LA ELECTRICIDAD SOBRANTE.
En esta parte se compara la electricidad sobrante para cada esquema de acuerdo
con la demanda eléctrica originada por cada molienda típica.
En su trabajo aplicado a cuba, Benítez [2] encuentra que la necesidad eléctrica
promedio para un ingenio de acuerdo con las capacidades típicas mencionadas
en este trabajo se encuentra la siguiente relación.
𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 = 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡(𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 𝑐𝑐𝑐𝑐ñ𝑎𝑎) ∗ 1.25
𝑘𝑘𝑘𝑘
𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇 𝑐𝑐𝑐𝑐 ñ𝑎𝑎
Por lo tanto se calcula la energía eléctrica promedio que consume un ingenio
de acuerdo a su capacidad de molienda. En la siguiente tabla se muestra este
dato.
77
Capacidad Típica
Demanda eléctrica
(kW)
2000 ton/día
2500
4000 Ton/día
5000
6000 Ton/día
7500
8000 Ton/día
10000
Tabla 3.1-4
Ahora ya se conoce la demanda promedio de energía eléctrica en los
ingenios se procede a calcular la electricidad sobrante con la siguiente relación.
𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 − 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒
Para el esquema energético de tres extracciones en turbina se tienen los
siguientes excedentes de energía eléctrica de acuerdo a cada molienda típica.
Molienda típica en ingenios Mexicanos
molienda(Ton/día)
demanda eléctrica
electricidad generada
Electricidad
(kW)
(kW)
sobrante(kW)
2000
2500
7366,116246
4866,116246
4000
5000
14618,34943
9618,349434
6000
7500
21988,18422
14488,18422
8000
10000
29239,45229
19239,45229
Tabla 3.1-4
78
3.2.
COMPARACIÓN DE ESQUEMA CON TURBINA DE
CONTRAPRESIÓN
Y
ESQUEMA
CON
TURBINAS
DE
CUATRO EXTRACCIONES.
La comparación del esquema de cuatro extracciones en turbina se hará bajo los
mismos parámetros mostrados anteriormente.
De igual manera la segunda propuesta de presión y temperatura cumple con los
parámetros fijados para realizar la comparación de resultados. En la siguiente
tabla se muestra la segunda propuesta la cual será usada para la comparación de
resultados.
Segunda Propuesta T0=320 Celsius
P0
19
ATA
1.925175
MPa
ΔP
4.125
ATA
Pcond
0.132
ATA
0.013374
MPa
T0
593.15
Kelvin
P1
14.875
ATA
1.507209
MPa
Purga
2117692.5
Pa
P2
10.75
ATA
1.089243
MPa
P3
6.625
ATA
0.671278
MPa
P4
2.5
ATA
0.253312
MPa
Tabla 3.2-1
Porcentaje de purga, 3.428571429 %
Poder calórico del bagazo 7697.8
𝑘𝑘𝑘𝑘
𝑘𝑘𝑘𝑘
En la siguiente tabla se observan los resultados obtenidos en el análisis del
esquema energético con cuatro extracciones en turbina.
79
Molienda típica en ingenios mexicanos
molienda(Ton/día)
Bagazo
Flujo A
Kw
Kw disp.
η ciclo
disp.(kg/s)
proceso
generados
2000
7.444
12.681
7309.91564
7295.34449
67.4163448
4000
14.888
25.716
14502.9376
14473.8984
68.0777254
6000
22.334
38.395
21816.6027
21772.9868
67.8504916
8000
29.778
51.433
29008.634
28950.5509
68.0754326
Tabla 3.2-2
Los datos obtenidos en el esquema energético usando turbinas de contrapresión
son los siguientes.
Capacidad
Vapor a Flujo
de Potencia
Típica
proceso bagazo
eléctrica
(kg/s)
(Ton/hr)
(kW)
2000 Ton/día
12.681
24.241
3940
4000 Ton/día
25.716
49.158
7990
6000 Ton/día
38.395
73.394
11929
8000 Ton/día
51.433
98.310
15980
Tabla 3.2-3
Como se puede ver la potencia eléctrica que se muestra en la tabla 3.2-2 es
mucho mayor a la que presenta en esta pero de igual manera se hará la tabla
comparativa de resultados donde se podrá observar mejor la diferencia que hay
entre los dos esquemas en cuanto a la producción de energía eléctrica.
80
Molienda típica en ingenios Mexicanos
Comparación de la energía eléctrica disponible (kW)
molienda (Ton/día)
Esquema con turbina de
esquema con tres extracciones
contrapresión
en turbina
2000
3940
7295.344494
4000
7990
14473.89838
6000
11929
21772.98681
8000
15980
28950.55094
Tabla 3.2-4
CALCULO DE LA ELECTRICIDAD SOBRANTE.
Siguiendo la metodología de cálculo utilizada por Benítez [2] en su trabajo
aplicado a cuba calcularemos la energía eléctrica sobrante. Para ello es
conveniente recordar la tabla de consumo promedio de energía en ingenios.
Capacidad Típica
Demanda eléctrica (kW)
2000 ton/día
2500
4000 Ton/día
5000
6000 Ton/día
7500
8000 Ton/día
10000
Tabla 3.2-5
𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 − 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒
81
En la siguiente tabla se resume la cantidad de energía eléctrica sobrante.
Molienda típica en ingenios Mexicanos
molienda(Ton/día) Demanda eléctrica
Electricidad disponible
Electricidad sobrante
2000
2500
7295.344494
4795.344494
4000
5000
14473.89838
9473.898379
6000
7500
21772.98681
14272.98681
8000
10000
28950.55094
18950.55094
Tabla 3.2-6
Como se puede observar la energía eléctrica producida es suficiente para el
ingenio por lo que se vuelve autosuficiente energéticamente hablando además se
tiene excedente de energía eléctrica, el cual se puede vender a la compañía
suministradora de electricidad en el país (CFE). Con ello se logra una mayor
ganancia económica para los dueños de los ingenios. Entre los gastos que se
eliminan al tener una planta de generación eficiente están el consumo de
combustóleo puesto que este se sustituye con bagazo no se necesita electricidad
adicional ya que se genera la electricidad suficiente para el consumo del ingenio.
3.3.
COMPARACIÓN DE ESQUEMA CON TURBINA DE
CONTRAPRESIÓN Y ESQUEMA CON TURBINAS DE CINCO
EXTRACCIONES.
Siguiendo los parámetros mostrados en secciones anteriores en este capítulo,
para poder realizar la comparación de esquemas se utiliza la segunda propuesta
de presión y temperatura del esquema energético con cinco extracciones en
turbina. Los datos de esta propuesta se muestran a continuación.
82
segunda Propuesta T0=320 Celsius
P0
19
ATA
1.925175
MPa
T0
593.16
Kelvin
Pcond
0.132
ATA
0.0133749
MPa
ΔP
3.3
ATA
P1
15.7
ATA
1.590802
MPa Ppurga
P2
12.4
ATA
1.25643
MPa
P3
9.1
ATA
0.922057
MPa
P4
5.8
ATA
0.587685
MPa
P5
2.5
ATA
0.253312
MPa
2117692.5
Tabla 3.3-1
Porcentaje de purga, 3.428571429 %
Poder calórico del bagazo 7697.8
𝑘𝑘𝑘𝑘
𝑘𝑘𝑘𝑘
En la siguiente tabla se muestran los valores obtenidos en el análisis del esquema
con cinco extracciones en turbina.
Moliendas típicas de ingenios Mexicanos
molienda(Ton/día)
Bagazo
Kw generados
Kw disp.
η ciclo
disp.(kg/s)
2000
7.444
7377.15683
7365.7377
67.53919
4000
14.888
14638.6498
14615.917
68.201646
6000
22.334
22019.5553
21985.399
67.974043
8000
29.778
29280.068
29234.6
68.199349
Tabla 3.3-2
A continuación los datos obtenidos en el análisis del esquema con turbina de
contrapresión. Esta comparación de resultado estará limitada a la energía
eléctrica disponible por cada esquema no es posible realizar un comparación de
eficiencias de estos ya que en trabajo anteriores no se cuenta con datos
calculados de eficiencia de ciclos pero como ya se explico en la sección 3.1 los
esquemas con turbinas de extracción son más eficientes que los esquemas que
utilizan turbinas de contrapresión.
83
Capacidad
Vapor a
Flujo de bagazo
Potencia eléctrica (kW)
Típica
proceso (kg/s)
(Ton/hr)
2000 Ton/día
12.681
24.241
3940
4000 Ton/día
25.716
49.158
7990
6000 Ton/día
38.395
73.394
11929
8000 Ton/día
51.433
98.310
15980
Tabla 3.3-3
En esta tabla 3.3-3 se muestran los resultados obtenidos por [1] en el esquema
con turbina de contrapresión, la energía eléctrica disponible que se muestra para
cada molienda es inferior a la electricidad disponible de la tabla 3.3-2.
Se añade la tabla 3.3-4 en la cual se compara la energía disponible de cada
esquema.
Molienda típica en ingenios Mexicanos
Comparación de la energía eléctrica disponible (kW)
molienda (Ton/día)
Esquema con turbina de
esquema con cinco extracciones en
contrapresión
turbina
2000
3940
7365.7377
4000
7990
14615.917
6000
11929
21985.399
8000
15980
29234.6
Tabla 3.3-4
CALCULO DE LA ELECTRICIDAD SOBRANTE.
La energía eléctrica sobrante para el esquema energético de cinco extracciones
en turbina se muestra en la tabla 3.3-5.
84
Capacidad Típica
Demanda eléctrica (kW)
2000 ton/día
2500
4000 Ton/día
5000
6000 Ton/día
7500
8000 Ton/día
10000
Tabla 3.3-5
En la tabla se muestran los valores promedio de consumo de energía eléctrica en
ingenios ahora se calcula la energía excedente de este esquema.
𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 = 𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸𝐸 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 − 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒
Siguiendo la formula anterior se obtienen los siguientes resultados para cada
molienda típica.
Molienda típica en ingenios Mexicanos
molienda(Ton/día)
Demanda
Electricidad
Electricidad
eléctrica
disponible
sobrante
2000
2500
7365.737724
4865.737724
4000
5000
14615.91745
9615.917452
6000
7500
21985.3992
14485.3992
8000
10000
29234.59962
19234.59962
Tabla 3.3-6
3.4.
COMPARACIÓN
DE
ESQUEMAS
ENERGÉTICOS
UTILIZANDO TURBINAS DE CONDENSACIÓN CON TRES,
CUATRO, CINCO EXTRACCIONES.
Para realizar la comparación de los esquemas energéticos con tres, cuatro, cinco
extracciones en turbina se seguirán los parámetros de presión y temperatura
utilizados en el esquema con turbina de contrapresión.
85
En esta parte la comparación se realizara de acuerdo a las moliendas
típicas se empezara con la molienda de 2000
𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
Análisis de resultados para una molienda de 2000 ton/día de caña
Para una presión de 19 ata y 320 Celsius
Bagazo disponible
kW gen
kW disp.
(kg/s)
Rankine 3
kW
kW
demandados
excedentes
Eficiencia %
7.444
7384.9977
7366.11625
2500
4866.116246
67.5398505
7.444
7309.91564
7295.34449
2500
4795.344494
67.4163448
7.444
7377.1568
7365.7377
2500
4865.737724
67.53919
extracciones
Rankine 4
extracciones
Rankine 5
extracciones
Tabla3.4-1
Para poder comprender estos resultados se agregaran las siguientes graficas de
comparación de eficiencias y de producción de electricidad.
7400
7380
7360
7340
7320
7300
7280
7260
7240
Grafica
generación
de
electricidad
kW generados
kW disponibles
Rankine 3 Rankine 4 Rankine 5
extracciones extracciones extracciones
Grafica 3.4-1
86
Como se puede observar el esquema de 3 extracciones en turbina es el que
produce mayor electricidad por lo tanto para esta molienda se recomienda el
esquema de tres extracciones en turbina.
67,56
67,54
67,52
67,5
67,48
67,46
67,44
67,42
67,4
67,38
67,36
67,34
Grafica generación
de electricidad
Eficiencia
Rankine 3
extracciones
Rankine 4
extracciones
Rankine 5
extracciones
Grafica 3.4-2
Tomando en cuenta la eficiencia el esquema menos indicado para la molienda de
𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
2000 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 es el de cuatro extracciones ya que es el menos eficiente el esquema de
tres extracciones posee una mayor eficiencia por lo tanto es el recomendado
para esta molienda.
MOLIENDA DE 4000
𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
Continuando con las moliendas típicas de ingenios ahora se comparan los
𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
esquemas para 4000 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 , para esta se tienen los siguientes resultados.
87
Análisis de resultados para una molienda de 4000 ton/día de caña
Para una presión de 19 ata y 320 Celsius
Bagazo
kW gen
kW disp.
disponible (kg/s)
Rankine 3
kW
kW
demandados
excedentes
Eficiencia %
14.888
14656.0088
14618.3494
5000
9618.349434
68.2037681
14.888
14638.65
14615.917
5000
9615.917452
68.201646
14.888
14502.9376
14473.8984
5000
9473.898379
68.0777254
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
Tabla3.4-2
En la tabla de análisis de resultados para la molienda de 4000 Ton/día se puede
ver que para los tres esquemas propuestos tanto la generación de electricidad,
electricidad sobrante y la eficiencia son muy parecidos por lo tanto se podría
seleccionar cualquier esquema y se tendrían muy buenos resultados.
Si se elije el esquema de cinco extracciones en turbina se tendría una
eficiencia del 68 por ciento pero el esquema de tres extracciones también posee
la misma eficiencia por lo tanto seria más redituable del punto de vista económico
implementar un esquema con tres extracciones en turbina.
Ya que si se implementa el de 5 se gastaría más recursos puesto que se tienen
que adquirir 4 calentadores es decir dos más que en el esquema de tres
extracciones en turbina y la eficiencia del ciclo seria la misma, en las graficas
siguientes se observa las eficiencias y la generación de energía eléctrica.
88
14700
14650
14600
14550
kW generados
14500
kW disponibles
14450
14400
14350
Rankine 3
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
Grafica 3.4-3
En la grafica se puede ver con mayor claridad que el esquema de tres
extracciones en turbina genera mayor cantidad de energía eléctrica por lo cual es
el recomendad para esta molienda.
Eficiencia
68,25
68,2
68,15
68,1
Eficiencia
68,05
68
Rankine 3
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
Grafica 3.4-4
En esta grafica nuevamente se observa que el esquema de tres extracciones es
el recomendado para esta molienda sobre todo desde el punto de vista
económico puesto que desde el punto de vista técnico cualquiera de los
esquemas tendría un 68 por ciento de eficiencia
89
MOLIENDA DE 6000
𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
Los resultados obtenidos para esta molienda fueron los siguientes.
Análisis de resultados para una molienda de 6000 ton/día de caña
Para una presión de 19 ata y 320 Celsius
kW gen
Rankine 3
kW disp.
kW
kW
Eficiencia %
demandados
excedentes
22044.73166
21988.18422
7500
14488.18422
67.97566269
22019.5553
21985.399
7500
14485.3992
67.97404276
21816.60268
21772.98681
7500
14272.98681
67.85049164
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
Tabla3.4-2
Para este caso los tres esquemas poseen valores de energía eléctrica muy
similares al igual que eficiencia para poder escoger el esquema a usar se anexan
las siguientes graficas
Generacion de electricidad
22100
22050
22000
21950
21900
21850
21800
21750
21700
21650
21600
kW generados
kW disponibles
Rankine 3 extracciones Rankine 5 extracciones Rankine 4 extracciones
Grafica 3.4-5
90
En esta grafica se observa que el esquema que mayor energía eléctrica
produce es el de tres extracciones por lo tanto desde el punto de vista de
generación de electricidad el esquema recomendado es este.
En la siguiente página se muestran las graficas de eficiencia de los esquemas
propuestos.
Eficiencia
68
67,95
67,9
67,85
Eficiencia con cogeneracion
67,8
67,75
Rankine 3
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
Grafica 3.4-6
La grafica de eficiencia confirma que el esquema óptimo desde el punto de vista
técnico y económico es el de tres extracciones en turbina.
MOLIENDA DE 8000
𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
Los resultados para esta molienda son los siguientes.
Análisis de resultados para una molienda de 8000 ton/día de caña (29.778 kg/s)
Para una presión de 19 ata y 320 Celsius
kW gen
Rankine 3
kW disp.
kW
kW
demandados
excedentes
Eficiencia %
29314.77674
29239.4523
10000
19239.45229
68.20146649
29380.06804
29240.6
10000
19240.59962
68.29934949
29008.63404
28950.5509
10000
18950.55094
68.07543257
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
Tabla3.4-3
91
Para esta molienda el esquema con mayor producción de energía eléctrica,
eficiencia es el de cinco extracciones en turbina. En las siguientes graficas se
puede ver con mayor claridad estos resultados.
Eficiencia
68,35
68,3
68,25
68,2
68,15
68,1
68,05
68
67,95
Eficiencia con cogeneracion
Rankine 3
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
Como se puede ver el esquema de cinco extracciones es el
recomendado desde el punto de vista técnico, pero no es necesario llegar hasta
las cinco extracciones en este caso ya que el esquema de tres extracciones
cumple con la demanda de energía eléctrica y además tiene una eficiencia del
68.2 por ciento solo 0.1por ciento abajo del esquema de cinco extracciones por lo
tanto el recomendado es el esquema de tres extracciones en turbina.
92
CONCLUSIÓNES
Con base a la información obtenida a través de los cálculos las conclusiones
obtenidas fueron las siguientes.
1. Se demuestra nuevamente que un ingenio puede ser autosuficiente
energéticamente hablando.
2. El uso de turbinas de condensación aumenta notablemente la eficiencia y
la generación de electricidad de los esquemas energéticos propuestos.
3. La utilización de software como TK-SOLVER facilita la obtención de los
resultados de cada esquema.
4. Se demostró que un ingenio puede llegar a ser una planta termoeléctrica
con el solo uso del bagazo como combustible.
5. Puesto que el bagazo de caña es uno de los llamados biocombustibles y
quedo demostrado que este y otros biocombustibles pueden ser el futuro
en cuanto a la generación de energía eléctrica.
93
RECOMENDACIONES
1. Utilizar turbinas de condensación para la cogeneración en fabricas de
azúcar
2. Elabora la metodología de selección de componentes y estudio económico
del esquema propuesto de tres extracciones en turbina.
3. Continuar con la investigación de los biocombustible para la generación de
electricidad.
94
BIBLIOGRAFÍA
[1] ESCUDERO López, Bruno Cesar. “ANÁLISIS ENERGÉTICO DE LA
INDUSTRIA AZUCARERA”, Tesis de licenciatura, Universidad Veracruzana, 2008
[2] BENÍTEZ Fundora, Artemio de Jesús.
“MÉTODO APLICADO A NUEVAS
SOLUCIONES ENERGÉTICAS PARA LA INDUSTRIA AZUCARERA”, Tesis
doctoral, Universidad de Matanzas, 2000.
[3]
GREGORIO
Bermúdez,
Junio
20,
2011
http://www.slideshare.net/gocando/turbinas-de-vapor-3159160
[4] AutoCAD Autodesk and ATC are registered trademarks of Autodesk, Inc. in the
USA and/or other countries. All other trade names, product names, or trademarks
Belong to their respective holders. © 2009 Autodesk, Inc. All rights reserved
[5] TK SOLVER 5.0 (5.00.0099.0) Database versión 1.01.001 Copyright©19822003 Universal Technical System, Inc. All rights reserved
[6] Junio 28, 2011 http://www.spiraxsarco.com/ar/pdfs/SB/p403-56.pdf
[7]
Julio
2,
2011
http://www.google.com/#sclient=psy&hl=es&source=hp&q=ciclo+rankine+real&aq
=f&aqi=g1&aql=&oq=&pbx=1&bav=on.2,or.r_gc.r_pw.&fp=ca824ec7cd339a02&bi
w=1280&bih=696no bii
[8] Junio 29, 2011 http://es.wikipedia.org/wiki/Ciclo_de_Rankine
95
ANEXOS
COGENERACIÓN
VS
CICLOS
USADOS
PARA
PRODUCIR
ÚNICAMENTE ELECTRICIDAD.
Para este anexo se tomara la molienda de 6000 ton/día con el fin de comparar la
cogeneración contra los ciclos de producción de energía eléctrica.
Para esto tenemos las siguientes graficas y tablas.
Análisis de resultados para una molienda de 6000 ton/día de caña
Para una presión de 19 ata y 320 Celsius
Esquema
kW gen
Eficiencia %
eficiencia sin
cogeneración
Rankine 3
22044.7317
67.9756063
19.97409251
22019.555
67.975043
20.07813902
21816.6027
67.8504916
20.03234943
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
1
Eficiencia
80
70
60
50
40
Eficiencia con cogeneracion
30
Eficiencia sin cogeneracion
20
10
0
Rankine 3
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
Consumo de combustible con y sin cogeneración.
Análisis de resultados para una molienda de 6000 ton/día de caña
Para una presión de 19 ata y 320 Celsius
Esquema
Rankine 3
extracciones
Rankine 5
extracciones
Rankine 4
extracciones
Comb. sin
Comb. Para vapor a
Combustible con
cogeneración (kg/s)
proceso(kg/s)
cogeneración(kg/s)
14.3091803
8.024819723
22.334
14.3091803
8.024819723
22.334
14.1253175
8.208682526
22.334
En tabla de consumo de combustible se puede observar que el combustible usado
para producir el vapor a proceso es muy bajo comparado al combustible
destinado para la generación de electricidad. Es por ello que la cogeneración
aumenta la eficiencia en los ciclos Rankine puesto que este calor es aprovechado
por el proceso al cual están destinados.
2
Esquema energético con tres extracciones en turbina
Name
hvsc
hp
S1
h2t
h2r
,76
Output
Unit
Comment
3071, 9766191936
kJ/kg
Entalpia de vapor sobrecalentado
921, 84717215512
kJ/kg
Entalpia de purga
6867, 1682202662
J/kg
Entropía de vapor sobrecalentado
kJ/kg
kJ/kg
Entalpia teórica de la primera extracción
Entalpia real de la primera extracción
2985, 7914451726
3006, 4758869376
ηter
Fracción
Eficiencia térmica de la turbina
h3t
2866, 2639426815
kJ/kg
Entalpia teórica de la segunda extracción
h3r
h4t
2915, 6349850444
2644, 5595100342
kJ/kg
kJ/kg
Entalpia real de la segunda extracción
Entalpia teórica de la tercera extracción
h4r
2747, 1396162324
kJ/kg
Entalpia real de la tercera extracción
Entalpia teórica de salida de turbina a condensador
h5t
2210, 9546341558
kJ/kg
h5r
2417, 5999105649
kJ/kg
Entalpia real del salida de turbina a
hcond
216, 08614585180
kJ/kg
Condensador
Entalpia en condensador
hdes
1
723, 25772811427
kJ/kg
Entalpia en Desaereador
Tv1
8
127, 84560840544
Celsius
Temperatura del vapor de la tercera extracción
Tc1
122, 84560840544
Celsius
Temperatura del calentador 1
9
5
Page
ΔT
1 of
Celsius
5
19 ATA.TKW
Diferencia de temperatura en calentadores
Julio 02, 2011 4:56:04
3
Input
Name
Output
Unit
Comment
hc1
522, 99935637927
kJ/kg
Entalpia calentador 1
kJ/kg*C
Calor especifico
9
CpH2O_c1
4, 2573712090149
1
Tv2
193, 95799679367
Celsius
8
Tc2
Temperatura del vapor de la segunda
Extracción
188, 95799679367
Celsius
Temperatura del calentador 2
8
hc2
843, 8501520365
kJ/kg
Entalpia en calentador 2
CpH2O_c2
4, 4658080968009
kJ/kg*C
Calor especifico
kJ/kg
Entalpia del agua de reposición
kJ/kg*C
Calor especifico
Celsius
Temperatura del agua de reposición
7
hrep
134, 90061149994
3
CpH2O_rep
4, 2156441093732
3
32
Trep
hret
378, 47476219665
kJ/kg
Entalpia del retorno de proceso.
7
90
Tret
CpH2O_ret
Celsius
4, 2052751355184
kJ/kg*C
Temperatura del retorno de proceso
Calor especifico.
1
haa
843, 8501520365
hvsat
2717,0956319169
kJ/kg
Entalpia del agua de alimentación a calderas
kJ/kg
Entalpia de vapor saturado.
kJ/kg
Flujo másico del agua de alimentación a
5
Maac
22,608097224221
7
Dp
Caldera
, 77513476207020
kg/s
Flujo en purga
4
Dvsc
21,832962462151
kg/s
Flujo de vapor sobrecalentado
5
3,428571429
%purga
%
Purga de caldera respecto al agua alimental
7,444
Bc
kg/s
Flujo de combustible
7697,8
Vci
,85
ηcald
D1
Poder calórico de combustible.
fracción
21,832962462151
kg/s
Eficiencia en caldera
Flujo de vapor hacia turbina
5
0
Dexcv
kg/s
Flujo de excedente de producción de vapor
en caldera
D2
1, 1940888057508
kg/s
Flujo en la primera extracción
kg/s
Flujo en la segunda extracción
kg/s
Flujo en la tercera extracción
9
D3
3, 1358502344273
2
D4
13,265714114891
4
D5
4, 2373093070818
kg/s
Flujo hacia condensador
kW
Potencia eléctrica neta
2
NE
7384,9977008762
4
ηgen
,98
Page
2 of
5
Fracción
19 ATA.TKW
Eficiencia del generador eléctrico
Julio 02, 2011 4:56:04
4
Input
Name
,985
12,681
Output
Unit
Comment
ηmec
Fracción
Eficiencia mecánica
Dproc
Kg/s
Flujo a proceso
D6
, 58471411489142
kg/s
Flujo a calentador
4
Mat
0
Kg/s
Flujo de agua a de atemperamiento.
M0
0
Kg/s
Flujo a la salida de atemperador
Dcond
4, 2373093070818
kg/s
Flujo a la salida de condensador
kg/s
Flujo másico de agua de enfriamiento
Celsius
Temperatura de salida de agua de
2
Maef
38
368, 80464459141
Tsal
Enfriamiento
32
Tent
Celsius
Temperatura de entrada de agua de
enfriamiento
Dcal1
4, 8220234219732 kg/s
flujo a la salida de calentador 1
4
Dret
8, 24265
kg/s
Flujo de retorno de proceso
Drep
5, 2134847620702
kg/s
Flujo de agua de reposición
Ddes
21,414008418470
kg/s
Flujo a la salida de desareador
8
Maa
22,608097224221
kg/s
Flujo de agua alimental
kW
Potencia de bomba usada en condensador
7
NE_bomba_con 1,2872635457100
d3
253,3125
P3
Presión de extracción 3
13,3749
Pcond
Presión de descarga de turbina a
Condensador
ρliq_cond
987, 25881443152
kg/m^3
Densidad de liquido a la salida de
Condensador
ηbomba_cond
,8
Fracción
NE_bomba_des 16,639858749538
kW
Eficiencia de bomba
Potencia de bomba en Desaereador
1367,888
P1
Presión de extracción 1
810,6
P2
Presión de extracción 2
ρliq_des
896,47470143369
kg/m^3
Densidad de líquido a la salida Desaereador
Fracción
Eficiencia de bomba
2
ηbomba_des
,8
NE_bomba_cir1 ,95433265945757
kW
Potencia de bomba de Desaereador
9
1925,175
P0
ρ_agua_alim
Presión en el condensador
871, 61714745873
kg/m^3
Densidad del agua alimental
3
ηbomba_cir3
,8
Ne_disp
Fracción
7366, 1162459215
Eficiencia de bomba
kW
Potencia eléctrica disponible.
%
Eficiencia del ciclo
3
ηciclo
67,539850488626
6
ind_agua_enfria
miento
65
Page
%ret
3 of
5
87,037461243394
Índice de agua de enfriamiento
8
%
19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 4:56:04
5
Rules Sheet
Rules
Page
4 of
5
19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 4:56:04
6
Rules
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético con cuatro extracciones
Variables Sheet
Input
Name
Output
Unit
hvsc
3071, 9766191936
kJ/kg
Comment
5
hp
921, 84717215512
S1
6867, 1682202662
kJ/kg
8
h2t
3009, 5728064055
kJ/kg
6
h3r
2965, 5788145729
kJ/kg
3
ηter
,76
Fracción
h3t
2931, 9795078506
kJ/kg
h4r
2885, 5016690089
kJ/kg
3
h4t
2826, 6148426348
kJ/kg
1
h2r
3024, 5497214747
kJ/kg
1
h5t
2644, 5595100342
kJ/kg
2
h5r
2747, 1396162324
kJ/kg
9
h6t
2210, 9546341558
kJ/kg
h6r
2417, 5999105649
kJ/kg
hcond
1
216, 08614585180
kJ/kg
3
1
Tv1
0
127, 84560840544
Celsius
9
Tc1
Units Sheet
To
From
Fracción
Page
5 of
%
5
122, 84560840544
Celsius
9
Multiply By
100
Add Offset Comment
19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 4:56:04
7
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético con cuatro extracciones
Input
Name
5
ΔT
hc1
Output
Unit
Comment
Celsius
522, 99935637927
kJ/kg
9
CpH2O_c1
4, 2573712090149
kJ/kg*K
1
Tv2
163, 26376268544
Celsius
9
Tc2
158, 26376268544
Celsius
9
hc2
687, 72981341742
kJ/kg
1
CpH2O_c2
4, 3454660861582
kJ/kg*K
9
hdes
779, 09804864043
kJ/kg
3
Tv3
198, 51488467981
Celsius
5
Tc3
193, 51488467981
Celsius
5
hc3
868, 54027194251
kJ/kg
CpH2O_c3
4, 4882349664191
kJ/kg*K
3
Maac
45,740392234285
kg/s
4
Dvsc
44,172150214628
kg/s
2
Dp
1, 5682420196572
kg/s
5
3,428571429
%purga
haa
14,888
Bc
7697,8
Vci
Page
2 of
8
%
868, 54027194251
kJ/kg
Kg/s
19 ATA 4 EXT.TKW
julio 02, 2011 5:31:11
8
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético con cuatro extracciones
Input
Name
,85
ηcald
D1
Output
Unit
Comment
Fracción
44,172150214628
kg/s
2
0
Dexcv
D2
kg/s
1, 8219596643465
kg/s
7
D3
6, 5657645852183
kg/s
8
D4
, 70204223801729
kg/s
5
D5
26,851759056195
kg/s
5
D6
8, 2306246708503
kg/s
9
NE
14502,937620738
kW
6
,98
ηgen
Fracción
,985
ηmec
Fracción
D7
1, 1357590561955
kg/s
3
25,716
Dproc
kg/s
Mat
0
kg/s
hvsat
2717, 0956319169
kJ/kg
5
M0
0
kg/s
Dcond
8, 2306246708503
kg/s
9
Maef
683, 29643903513
kg/s
7
CpH2O_rep
4, 4197102140741
2
38
Page
Tsal
3 of
8
Celsius
19 ATA 4 EXT.TKW
Julio 02, 2011 5:31:11
9
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético con cuatro extracciones
Input
Name
32
Tent
Output
Unit
Comment
Celsius
Dcal1
9, 3663837270459
kg/s
2
Dcal2
10,068425965063
kg/s
2
Drep
10,568842019657
kg/s
3
Dret
16, 7154
kg/s
Ddes
43,918432569938
kg/s
8
hrep
141, 43072685037
kJ/kg
2
hret
378, 47476219665
kJ/kg
7
32
Trep
Celsius
CpH2O_ret
4, 2052751355184
kJ/kg*K
1
90
Tret
Celsius
Maa
45,740392234285
kg/s
4
Ne_bomba_con 2,5004035177464 kW
8
253,3125
P4
kPa
13,3749
Pcond
kPa
ρliq_cond
987,25881443152
ηbomba_cond
,8
Ne_bomba_des
kg/m^3
kg/m^3
25,416169936408
kW
3
1498,09
P1
kPa
1089,244
P2
kPa
ρliq_des
883,09310211841
kg/m^3
2
Page
4 of
8
19 ATA 4 EXT.TKW
Julio 02, 2011 5:31:11
10
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético con cuatro extracciones
Input
Name
Output
,8
ηbomba_des
Unit
Comment
fracción
Ne_bomba_cir1 1,1226687746459 kW
9
1925,175
P0
ρliq_cir1
kPa
866,38604014440
kg/m^3
9
ηbomba_cir1
,8
NE_disp
fracción
14473,898378509
kW
8
ηciclo
68,077725383927
%
6
Ind_agua_enfria 83,018782457071
miento9
65
%ret
Rules Sheet
Rules
Page
5 of
8
19 ATA 4 EXT.TKW
Julio 02, 2011 5:31:11
11
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético con cuatro extracciones
Rules
Page
6 of
8
19 ATA 4 EXT.TKW
Julio 02, 2011 5:31:11
12
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético con cuatro extracciones
Rules
Page
7 of
7
19 ATA 4 EXT.TKW
Julio 02, 2011 5:31:11
13
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético con cinco extracciones
Variables Sheet
Input
Name
Output
Unit
hvsc
3071, 9766191936
kJ/kg
5
Svsc
6867, 1682202662
J/kg
8
hp
921,84717215512
kJ/kg
h2t
3023,0379356499
kJ/kg
9
h2r
ηter
,76
h3t
3034, 7832197004
kJ/kg
7
2965, 3822557142
kJ/kg
3
h3r
2990, 9649029492
kJ/kg
9
h4t
h4r
2894, 3661865998
kJ/kg
2936, 9926904223
kJ/kg
2
h5t
2799, 6840621418
kJ/kg
7
h5r
2865, 0342758343
kJ/kg
h6t
2644, 5595100342
kJ/kg
2
h6r
2747, 1396162324
kJ/kg
9
h7t
2210, 9546341558 kJ/kg
3
h7r
2417, 5999105649 kJ/kg
1
hdes
Page
1 of
9
747, 10104986333 kJ/kg
19 ATA 4 EXT.TKW
Julio 02, 2011 5:31:11
14
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético de cinco extracciones
Input
Name
Output
Unit
hc1
518, 74198517026
kJ/kg
Comment
4
CpH2O_c1
4, 2573712090149
kJ/kg*K
1
Tc2
152, 01774027129
Celsius
9
hc2
658, 15015728041
kJ/kg
3
Tc3
184, 04337734224
Celsius
6
hc3
818, 55051157425
kJ/kg
1
Tv1
127, 84560840544
Celsius
9
ΔT
6
Tv2
Celsius
158, 01774027129
Celsius
9
Tv3
190, 04337734224
Celsius
6
Tv4
201, 09327645802
Celsius
2
hc4
878, 22021488999
kJ/kg
1
Tc4
195,09327645802
Celsius
2
haa
878, 22021488999
kJ/kg
1
Maac
68,930032126931
kg/s
4
Dvsc
66,566716739426
kg/s
9
Dp
3,428571429
Page
2 of
%purga
9
2, 3633153875045
kg/s
%
5 EXT SIN PROC ATEM 19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 5:40:35
15
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético de cinco extracciones
Input
Name
Output
haac
878, 22021488999
Unit
Comment
kJ/kg
1
7697,8
Vci
KJ/kg
22,334
Bc
kg/s
,85
ηcald
Fracción
0
Dexcv
kg/s
D1
66,566716739426
kg/s
9
D2
1, 8558676403778
kg/s
6
D3
2, 1357859750194
kg/s
D4
9,1869593046434
kg/s
8
D5
, 89083581190422
kg/s
5
D6
40,081307227423
kg/s
5
D7
12,415960780058
kg/s
4
h1
3071, 9766191936
kJ/kg
5
Ne
22019,555302059
kW
7
,98
ηgen
Fracción
,985
ηmec
Fracción
0
M0
kg/s
Dcond
12,415960780058
kg/s
4
hcond
216, 08614585180
kJ/kg
1
Maef
1037, 5090557884
kg/s
6
Page
3 of
9
5 EXT SIN PROC ATEM 19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 5:40:35
16
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético de cinco extracciones
Input
Name
38
Tsal
32
Tent
CpH2O_ret
Output
Unit
Comment
Celsius
Celsius
4, 2052751355184
kJ/kg*K
1
Mat
38,395
0
Dproc
hvsat
kg/s
kg/s
2717, 0956319169
kJ/kg
5
CpH2O_rep
4, 3909510005295
kJ/kg*K
3
D9
1, 6863072274235
kg/s
3
Dcal1
14,102268007481
kg/s
9
Dcal2
14,993103819386
kg/s
1
Dret
24,95675
kg/s
Drep
15,801565387504
kg/s
5
Ddes
64,938378511534
kg/s
1
hret
378, 47476219665
kJ/kg
7
hrep
140, 51043201694
kJ/kg
5
Dcal3
67,074164486553
kg/s
5
Maa
68,930032126931
kg/s
4
90
Tret
Celsius
32
Trep
Celsius
ρliqcond
Page
4 of
9
987, 25881443152
kg/m^3
5 EXT SIN PROC ATEM 19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 5:40:35
17
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético de cinco extracciones
Input
Name
Output
Unit
ρliqdes
890, 83384545298
kg/m^3
Comment
8
Ne_bomba_con
3,8685928066088
kW
d4
253,3125
P6
kPa
13,3749
Pcond
kPa
,78
ηbomba_cond
Fracción
Ne_des_cond
28,197225010799
kW
2
922,0575
P3
kPa
1256,43
P2
kPa
,78
ηbomba_des
Fracción
Ne_circ_3
2,0902877615684
kW
9
1925,175
P1
ρliq_d3
kPa
876,02721385816
ηbomba_circ_3
,78
Ne_circ_4
1925,175
Fracción
0
P0
ρliq_d2
kW
kPa
863,37871381617
ηbomba_circ_4
,78
kg/m^3
kg/m^3
Fracción
ind_agua_enfria 83,562526828759
miento7
Ne_disp
21985,399196480
kW
7
ηciclo
67,974042763083
%
Eficiencia del ciclo
3
CpH2O_c2
4, 3294299474906
kJ/kg*K
3
CpH2O_c3
4, 4475955798837
kJ/kg*K
4
CpH2O_c4
Page
5 of
9
4,5015401393341
kJ/kg*K
5 EXT SIN PROC ATEM 19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 5:40:35
18
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético de cinco extracciones
Input
Name
65
%ret
Output
Unit
Comment
Rules Sheet
Rules
Page
6 of
9
5 EXT SIN PROC ATEM 19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 5:40:35
19
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético de cinco extracciones
Rules
Page
7 of
9
5 EXT SIN PROC ATEM 19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 5:40:35
20
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético de cinco extracciones
Rules
Page
8 of
9
5 EXT SIN PROC ATEM 19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 5:40:35
21
Company Name: Universidad Veracruzana
Esquema energético de cinco extracciones
Rules
Units Sheet
To
From
Multiply By
kJ/kg
J/kg
1000
Fracción
%
Ton/hr
J/kg*K
100
3,6
1000
kg/s
KJ/kg*K
Pa
kPa
Page
9 of
9
Add Offset Comment
1000
5 EXT SIN PROC ATEM 19 ATA.TKW
Julio 02, 2011 5:40:35