Diseño Térmico y Mecánico de un Sobrecalentador

Gonzalo E. Pinedo a, Felipe R. Ortiz b, Andrés A. Ospina c, Emmanuel D. Pérez d, Leandro de Ávila e

a. Estudiante de Ingeniería Mecánica. Faculta de ingeniería Mecánica y Mecatrónica, Universidad Tecnológica de Bolívar. Correo electrónico: gonzalopinedolopez14@gmail.com

b. Estudiante de Ingeniería Mecánica. Faculta de ingeniería Mecánica y Mecatrónica, Universidad Tecnológica de Bolívar. Correo electrónico: f.ortizeljaiek@gmail.com

c. Estudiante de Ingeniería Mecánica. Faculta de ingeniería Mecánica y Mecatrónica, Universidad Tecnológica de Bolívar. Correo electrónico: aobr300 @gmail.com

d. Estudiante de Ingeniería Mecánica. Faculta de ingeniería Mecánica y Mecatrónica, Universidad Tecnológica de Bolívar. Correo electrónico: edperezpadilla @gmail.com

e. Estudiante de Ingeniería Mecánica. Faculta de ingeniería Mecánica y Mecatrónica, Universidad Tecnológica de Bolívar. Correo electrónico: leandro_deavila @hotmail.com

Introducción.

Las Centrales termoeléctricas comúnmente utilizan el ciclo del vapor para generar potencia, con el fin de poder incrementar el rendimiento térmico de a planta en su totalidad, empleando generalmente los procesos de sobre calentamiento y recalentamiento del vapor.

en este trabajo se mostrará el procedimiento a seguir para el diseño térmico y mecánico de un sobrecalentador de un generador de vapor, encontrando los factores y condiciones necesarias para que el sobrecalentador funcione de manera óptima.

Objetivo.Generales.

Diseñar térmica y mecánicamente un sobrecalentador para un generador de potencia por vapor.

Identificar una metodología de cálculo para el diseño de un sobrecalentador para un generador de potencia por vapor.

Específicos.

Realizar cálculos térmicos y mecánicos para diseñar un sobrecalentador.

Justificación.El hecho de tener bases para el diseño de una maquina sin importar para que función cumpla y lograr una selección correcta basándose en el conocimiento adquirido en el proceso de formación de ingeniero mecánico en materias como maquinas térmicas, diseño mecánico entre otros. Demuestra valides y eficiencia como profesional en el campo laboral y demostrando ser un ingeniero de calidad.

Estado del Arte.

Cuando en una turbina se utiliza vapor saturado, el trabajo realizado está limitado por la humedad que puede manipular la turbina sin un excesivo desgaste de sus álabes; este grado de humedad se sitúa entre el 10÷ 15% Se puede aumentar el trabajo realizado extrayendo la humedad entre escalones de la turbina, situación que no es económica salvo en casos especiales; la energía total que la turbina puede transformar en trabajo es pequeña comparada con la cantidad de calor requerida para elevar la temperatura del agua del ciclo hasta la de saturación y posterior vaporización; el contenido de humedad constituye una limitación fundamental en el diseño de la turbina.

En general, una turbina transforma la energía del vapor sobrecalentado en trabajo sin formación de humedad, por lo que esa energía se recupera en la turbina. Esto no es aplicable cuando la presión del vapor sea igual o superior a la crítica 3.208 psi (221 bar); para presiones superiores a ésta, el calor aplicado a temperaturas superiores a 705ºF (374ºC) se recupera en su totalidad por la turbina de vapor.

La ventaja del sobrecalentamiento se pone de manifiesto por la reducción del consumo de calor del ciclo, cuando la temperatura del vapor que entra en la turbina se eleva.

Existen dos tipos básicos de sobrecalentadores, de convección y de radiación, que se caracterizan por la forma en que realizan la transferencia de calor desde los gases.

El sobrecalentador de convección se emplea cuando la temperatura de los gases es pequeña. En una unidad generadora de vapor que utilice este diseño, la temperatura del vapor que sale del sobrecalentador aumenta con la producción de la caldera. Como el régimen de transferencia de calor por convección es casi proporcional al régimen de gases y, por tanto, a la producción de la caldera, la absorción total en el sobrecalentador de convección y la

temperatura del vapor, aumentan con la producción de la caldera. Este efecto se acentúa tanto más, cuanto más alejado del hogar se ubique el sobrecalentador de convección y cuanto menor sea la temperatura de los gases que entran en el mismo.

El sobrecalentador de radiación recibe la energía desde el hogar por radiación, y muy poca convección. Normalmente tiene una configuración de pantallas (paredes divisorias) o de placas colgadas formadas por tubos refrigerados por vapor, ampliamente espaciadas en la dirección perpendicular al flujo de gases. A veces, este sobrecalentador se incorpora a las paredes del cerramiento del hogar.

Como el calor absorbido por las paredes del hogar no aumenta tan rápidamente como la producción de la caldera, la temperatura de salida del sobrecalentador radiante disminuye al aumentar la producción de la caldera.

En ciertos casos, las dos curvas de variación de la temperatura, que tienen pendientes opuestas, correspondientes a los sobrecalentadores de convección y radiación, se pueden compensar combinando en serie ambos tipos de sobrecalentadores, obteniéndose para la temperatura del sobrecalentador una curva plana, en amplios márgenes de carga.

También se puede obtener una curva de temperatura plana para el vapor sobrecalentado, mediante un sobrecalentador que tenga fuego independiente del que existe en el hogar. En el diseño de los sobrecalentadores radiantes y convectivos hay que tener mucho cuidado en evitar diferencias en la distribución de los flujos de vapor y de gases, que podrían conducir al recalentamiento de los tubos.

La mayor caída de presión, asociada a velocidades mayores, mejora la distribución del flujo de vapor entre ambos lados del sobrecalentador.

Las condiciones para el diseño del sobrecalentador se aplican también al diseño del recalentador. Sin embargo, la caída de presión en un recalentador es crítica, porque la mejora en el consumo de calor del ciclo se puede anular por una pérdida de presión demasiado grande en el recalentador; por lo tanto, el flujo másico de vapor en el recalentador suele ser algo menor que en el sobrecalentador.

Metodología de Diseño.

Comportamiento del acero.

A temperaturas que exceden los 343°C los aceros sufren un gradual decrecimiento de su tenacidad y de su resistencia a la rotura. La fatiga en el material es función de las tensiones aplicadas, del tiempo que permanece el material en el entorno de trabajo y de la temperatura. El metal se deformará continuamente, incluso para valores de las tensiones mucho menores que la tensión de rotura.

Para el caso específico de los sobrecalentadores de las Centrales Termo Eléctricas, las fallas debidas al sobrecalentamiento a corto plazo o corto tiempo, son el resultado de la exposición de los tubos a temperaturas significativamente superiores a la indicada por diseño, o debido a la sucesión de eventos anormales, tales como irregularidad en el flujo de agua o de vapor y se caracterizan por un gran aumento del diámetro, particularmente en el diámetro interior, y por una considerable reducción en el espesor de las paredes, en la zona de la fractura. Estas condiciones físicas de adelgazamiento y crecimiento diametral proporcionan la forma más fácil y exacta de comprobar el grado de la avería por sobrecalentamiento rápido.

Formación de cenizas y Depósitos. Corrosión.

La formación de depósitos por compuestos del combustible sobre las paredes del horno y de la superficie del

sobrecalentador es un problema bastante serio. Estos depósitos, acompañados de corrosión en los tubos de los sobrecalentadores y recalentadores, son los responsables de la rotura de estos en las calderas con altas temperaturas de vapor. Las calderas son actualmente diseñadas para temperaturas del vapor en el rango de 538 a 546 ºC para minimizar depósitos y corrosión.

Por otra parte, los metales y minerales en el combustible reaccionan con el oxígeno durante la combustión para formar óxidos, algunos de estos reaccionan con otros para formar un gran número de nuevos compuestos tales como sulfatos, vanadatos y silicatos

El gas producto de la combustión va intercambiando calor en las áreas de transferencia de calor de la caldera, lo que implica que el flujo de gas se va enfriando, permitiendo que algunos componentes gaseosos se enfríen y pasen al estado líquido y los líquidos se convierten en sólidos. Los sólidos que se forman generalmente en el área de la llama permanecen como tales.

El rango de temperatura en una caldera puede variar de 1650 ºC en la llama a 150 ºC en la chimenea, este amplio

rango de temperatura explica el porqué de los cambios en el estafo físico de los componentes del flujo de gas.

Cálculos.empleando tubería de 60x6 mm, con material SA-213T22. sin variación en el espesor y en el diámetro de estos tubos, como lo establece el diseño original.

Para la ejecución práctica de esta solución innovadora, que modifica las indicaciones técnicas del fabricante de la caldera, resulta imprescindible realizar los cálculos térmicos, hidráulicos, de resistencia mecánica y de vida remanente con tubos de 60x6 mm SA-213T22 En la sección siguiente, se muestran los cálculos y resultados obtenido

Calculo hidráulico

Se utiliza la metodología especializada

Caída de presión

∆ psc=∆serpo paquete+∆ preg+∆ psepar+∆ paccesorios

Donde

∆ pserp: Caída de presión en un elemento ó serpentín

∆ preg: caída de presión en los dispositivos separadores de vapor.

∆ paccesorios: Caída de presión en los accesorios de medición.

En este caso, entre el colector de entrada y el de salida:

Reguladores de sobrecalentamiento ∆ preg=0

Dispositivos separadores de vapor ∆ psepar=0

Accesorios de medición ∆ paccesorios=0

Por tanto:

∆ psc=∆ psepó paquete

La caída de presión en un serpentín es:

∆ ppaquete=∆ pserp=∆ p f+∆ plocal+∆ pcol+∆ pnivel

Donde:

∆ p f Caída de presión por fricción

∆ plocal: caída de presión local

∆ pcol: Diferencia de caída de presión en los colectores para un elemento

∆ pnivel Caida de presión de nivel. Solo se tiene en cuenta cuando la presión es superior a los 100 kg /cm2, que es el caso del sobrecalentador secundario, 130 kg /cm2

Caída de presión por Fricción y Local (∆ p f+ 1)

∆ p f+1=0,634 Kg /cm2

Caída de presión en los colectores (∆ pcol)

∆ pcol=23 (∆ psuperiorcolector recibidor−∆ pinferior

colector distribuidor )

∆ pcol=23 (∆ pcol ,salida−∆ pcol ,entrada )

∆ pcol=23

(1,39−0,69 )=0,467 Kg /cm2

Caída de presión de Nivel (∆ pnivel)

∆ pnivel=0,012595 kg /cm2

Caída de presión total en sobrecalentador secundario

∆ pscII=∆ p f , local+∆ pcol+∆ pnivel=0,63+0,467+0,0126

∆ pscII=1,11 kg/cm2

Cálculos térmicos

Calor absorbido por el vapor en el sobrecalentador

QabscII=D (iscII−iscII ) , Kcal /h

QabscII: Calor abosrbido por el vapor a su paso por el sobrecalentado secundario

D: Flujo de vapor, Kg /h;

D=488262Kg /h

Al 100% de la carga

i ' ' scII: Entalpía del vapor a la salida del sobrecalentador secundario

Con p=130Kg /cm2 y t scII' ' =540° C, se obtiene que

iscII' ' =823,1Kcal /Kg

i ' scII: Entalpía del vapor en la entrada del sobrecalentador secundario

Con p=130Kg /cm2 y t scII' =412 °C, se obtiene que

iscII' ' =733,4Kcal /Kg

Luego entonces,

QabscII=488262∗(823,1−733,4)

QabscII=43797101,4 Kcal /h

qabscII=QabscII

F scII, Kcalh−m2

F scII: Área de transferencia de calor del sobrecalentador secundario; F scII=840m2

Por lo tanto:

qabscII=43797101,4

840

qabscII=52,139 ¿103 Kcalh−m2

Coeficiente de transferencia de calor desde la pared interior de tubo al vapor

α 2=2,28 ¿103 Kcalm2−h−°C

Calor máximo especifico, absorbido por el tubo del sobrecalentador.

qmax=7,039¿103 Kcalh−m2

Calor promedio absorbido por el tubo del sobrecalentador.

qscII=8,359¿103 Kcalh−m2

Temperatura promedio de la pared del tubo del sobrecalentador.

t paredscII=t∫ , pared+t ext , pared

2

t paredscII=479,66+638,4

2=558,7 ° C

t paredscII=558,7 ° C=1038° F

Este valor de temperatura de la pared del tubo se corresponde con las mediciones realizadas con los termopares que se encuentran instalados en varios serpentines y que se han utilizado en el análisis del comportamiento de la caldera al operar tanto con fuel oil como con crudo cubano.

Calculo de resistencia mecánica

Determinación del espesor mínimo (t) que debe tener la pared del tubo para que cumpla la condición de resistencia mecánica.

t= p∗D2∗S+ p

+0,005D

Donde p es igual a presión interna del tubo.

p=130 Kgcm2 =1846 lb

pulg2

D: Diámetro exterior del tubo

D=60mm=2,36 pulg

S: Tensión permisible del acero SA-213 T22

Para

t pared=1038° F ,

S=11745 lbpulg2

Sustituyendo

t= 1846∗2,362∗11745+1846

+0,005∗2036=0,17195+0,0118

t=0,1837 pulg=4,67mm

El tubo SA- 213 T 22 de 60x6 tiene un espesor de 6 mm y la condición de resistencia mecánica se cumple para un valor igual a 4,67 mm, por lo que se garantiza la plena seguridad de operación por este indicador.

Afectación por Velocidad de Corrosión Real.

Total, horas operación: 99717 horas (11,38 años); Horas de trabajo por año: 8760 horas. Espesor promedio: 8,85 mm; Espesor mínimo: 7, 4 mm; Espesor original nominal: 10 mm.

Velocidad de corrosión:

V cp=(10−8,85 )∗8760

99717=0,101 mm

año;V promediode corrosion

V cp=(10−7,4 )∗8760

99717=0,2284 mm

año;V promedio de corrosionmas critico

La variación del espesor admitida hasta que el tubo falle por falta de resistencia mecánica es:

∆ t=6mm−1,33mm

Para la velocidad promedio de corrosión de 0,101mm/año se requieren 13,16 años de explotación.

Estimación de la vida remanente en servicio.

Para realizar la Estimación de la Vida Remanente en Servicio se utiliza el Método Gráfico-Analítico en función del Parámetro de Larson Millar (PML)

σ cortante=P∗D2∗t

σ cortante=1846∗2,362∗0,2362°

σ cortante=9221lb / pl2

Para el valor de σ cortante=9221lb / pl2 se obtiene el mínimo valor del Parámetro de Larson Millar es igual a

LM Pmin=36000

Conociendo que:

LM Pmin=(T +460 )∗(20+ log t )

Donde:

T=1034 ° F, temperatura promedio de la pared del tubo; t tiempo de explotación en horas, hasta la fractura por creep

Sustituyendo:

36000= (1004+460 )∗(20+ log t )

360001004+460

−20= log t rotura

log t=4,59=4,6;

t rotura=40000horas

40000h /8760h/año=4,56años

Esto significa que, según el criterio del Parámetro de Larson Miller mínimo, (LM Pmin=36000) el tubo de 60X6 mm con material SA- 213 T 22 puede estar en explotación, a un ritmo de años 8760 h, un tiempo mínimo equivalente a 4.56 años sin que ocurra avería por Creep.