Tesis 20 A.docx

UNIVERSIDAD TÉCNICA DE MANABÍ FACULTAD DE CIENCIAS MATEMÁTICAS, FÍSICAS Y QUÍMICAS. CARRERA DE INGENIERÍA MECÁNICA

TEMA “ANÁLISIS TERMOECONÓMICO DEL VAPOR SATURADO PRODUCIDO EN UN SISTEMA DE CALDERAS PIRO TUBULAR A PARTIR DE LA COMBUSTIÓN DEL FUEL #6 (BUNKER)”

TRABAJO DE TITULACION PREVIA A LA OBTENCION DEL TITULO DE INGENIERO MECÁNICO

PROFESIONALES EN FORMACIÓN: FERNANDO DAVID NEVÁREZ MACÍAS LUIS ALEJANDRO INTRIAGO ALCIVAR

TUTOR: ANGEL RAFAEL ARTEAGA LINZAN INGENIERO MECÁNICO. MAGISTER EN INGENIERÍA

Portoviejo, Manabí, Ecuador 2017

I

1. Dedicatoria “A todas aquellas personas que a través de los años le han dado sentido a nuestras vidas, por el sólo hecho de existir y estar ahí acompañándonos por los caminos de la vida, los retos y desafíos a los que nos enfrenta cada día.” Agradecido eternamente.

FERNANDO DAVID NEVÁREZ MACÍAS

LUIS ALEJANDRO INTRIAGO ALCIVAR

II

2. Agradecimiento

En primer lugar a nuestros padres, por todo su sacrificio y apoyo para que hoy pudiéramos ser los hombres y profesionales que somos, todo se lo debemos a ellos. A nuestros hermanos por forjarnos un compromiso que jamás podremos romper como un nombramiento y que nos obliga a superarnos a nosotros mismos. A toda nuestra familia, tíos y primos que de una forma u otra también formaron parte y contribuyeron a nuestra formación. A nuestro tutor por ayudarnos siempre en sus valiosas sugerencias y recomendaciones. A nuestros profesores y personas que desde la dirección de la universidad hicieron posible la proeza de enseñarnos y formar el temple de verdaderos profesionales. No pudiéramos dejar de mencionar a los compañeros de aula por soportarnos todos estos años de estudio. A todas aquellas personas que su nombramiento convertiría en interminable el trabajo; pero sin los cuales no hubiese sido posible llegar a graduarnos.

¡Gracias eterna a todos!

FERNANDO DAVID NEVÁREZ MACÍAS

LUIS ALEJANDRO INTRIAGO ALCIVAR III

3. Certificación del Director de Trabajo de Titulación.

CERTIFICACIÓN Quien suscribe la presente señor Ing. ANGEL RAFAEL ARTEAGA LINZAN, docente de la Universidad Técnica de Manabí, de la Facultad de Ciencias Matemáticas Físicas y Químicas; en mi calidad de Tutor del trabajo de titulación “ANÁLISIS TERMOECONÓMICO DEL VAPOR SATURADO PRODUCIDO EN UN SISTEMA DE CALDERAS PIRO TUBULAR A PARTIR DE LA COMBUSTIÓN DEL FUEL #6 (BUNKER)”, desarrollado por los profesionistas: FERNANDO DAVID NEVÁREZ MACÍAS y; LUIS ALEJANDRO INTRIAGO ALCIVAR; en este contexto, tengo a bien extender la presente certificación en base a lo determinado en el Artículo 8 del reglamento de titulación en vigencia, habiendo cumplido con los siguientes procesos: 

Se verificó que el trabajo desarrollado por los profesionistas cumple con el diseño metodológico y rigor científico según la modalidad de titulación aprobada.



Se asesoró oportunamente a los estudiantes en el desarrollo del trabajo de titulación.



Presentaron el informe del avance del trabajo de titulación a la Comisión de Titulación Especial de la Facultad.



Se confirmó la originalidad del trabajo de titulación.



Se entregó al revisor una certificación de haber concluido el trabajo de titulación.

Cabe mencionar que durante el desarrollo del trabajo de titulación los profesionistas pusieron interés en el desarrollo de cada una de las actividades de acuerdo al cronograma trazado. Particular que certifico para los fines pertinentes

Ing. ANGEL RAFAEL ARTEAGA LINZAN TUTOR

IV

4. Informe de revisor del Trabajo de Titulación

Luego de haber realizado el trabajo de titulación, en la modalidad de investigación y que lleva por tema:

“ANÁLISIS TERMOECONÓMICO DEL VAPOR SATURADO

PRODUCIDO EN UN SISTEMA DE CALDERAS PIRO TUBULAR A PARTIR DE LA COMBUSTIÓN DEL FUEL #6 (BUNKER)”, desarrollado por los señores:

FERNANDO DAVID NEVÁREZ MACÍAS con cédula No. 131577694-6 y; LUIS ALEJANDRO INTRIAGO ALCIVAR con cédula No. 131221282-0, previo a la obtención del título de INGENIERO MECÁNICO, bajo la tutoría y control del señor Ing. ANGEL RAFAEL ARTEAGA LINZAN docente de la Facultad de Ciencias Matemáticas, Físicas y Químicas y cumpliendo con todos los requisitos del nuevo reglamento de la Unidad de Titulación Especial de la Universidad Técnica de Manabí, aprobada por el H. Consejo Universitario, cumplo con informar que en la ejecución del mencionado trabajo de titulación, sus autores: 

Han respetado los derechos de autor correspondiente a tener menos del 10 % de similitud con otros documentos existentes en el repositorio.



Han aplicado correctamente el manual de estilo de la Universidad Andina Simón Bolívar de Ecuador.



Las conclusiones guardan estrecha relación con los objetivos planteados.



El trabajo posee suficiente argumentación técnica científica, evidenciada en el contenido bibliográfico consultado.



Mantiene rigor científico en las diferentes etapas de su desarrollo.

Sin más que informar suscribo este documento NO VINCUILANTE para los fines legales pertinentes.

Firma: Ing. Efrén Baldemiro Pico Gómez. REVISOR DEL TRABAJO DE TITULACION

V

5. Declaración sobre derechos de autores

Quienes firmamos la presente, profesionistas; FERNANDO DAVID NEVÁREZ MACÍAS Y; LUIS ALEJANDRO INTRIAGO ALCIVAR, en calidad de autores del trabajo de titulación realizado sobre “ANÁLISIS TERMOECONÓMICO DEL VAPOR SATURADO PRODUCIDO EN UN SISTEMA DE CALDERAS PIRO TUBULAR A PARTIR DE LA COMBUSTIÓN DEL FUEL #6 (BUNKER)”, hacer uso de todos los contenidos que nos pertenecen o de parte de los que contienen este proyecto, con fines estrictamente académicos o de investigación. Los derechos que como autores nos corresponden, con excepción de la presente autorización, seguirán vigentes a nuestro favor, de conformidad con lo establecido en los artículos 5, 6 ,8 ,19 y demás pertinentes de la Ley de Propiedad Intelectual y su Reglamento. Así mismo las conclusiones y recomendaciones constantes en este texto, son criterios netamente personales y asumimos con responsabilidad la descripción de las mismas

FERNANDO DAVID NEVÁREZ MACÍAS AUTOR

LUIS ALEJANDRO INTRIAGO ALCIVAR AUTOR

VI

6. Índice 1.

Tema: ........................................................................................................................... - 1 -

1.1.

Localización del proyecto .......................................................................................... - 1 -

1.1.1. Macro localización...................................................................................................... - 1 1.1.2. Micro localización....................................................................................................... - 1 1.2.

Antecedentes ............................................................................................................... - 2 -

1.2.1. Descripción de la realidad problemática .................................................................. - 5 1.3.

Formulación ................................................................................................................ - 6 -

1.4.

Justificación ................................................................................................................ - 6 -

1.5.

Delimitación de la investigación ................................................................................ - 9 -

1.5.1. Delimitación espacial .................................................................................................. - 9 1.5.2. Delimitación temporal ................................................................................................ - 9 1.6.

Hipótesis ...................................................................................................................... - 9 -

1.7.

Visualización del alcance del estudio ........................................................................ - 9 -

1.7.1. Aporte económico ........................................................................................................ - 9 1.7.2. Aporte social............................................................................................................... - 10 1.7.3. Aporte científico ......................................................................................................... - 10 1.8.

Objetivos ................................................................................................................... - 10 -

1.8.1. Objetivo general ....................................................................................................... - 10 1.8.2. Objetivos específicos................................................................................................. - 10 CAPÍTULO II. MARCO REFERENCIAL ............................................................................ - 10 2.1.

Caracterización del sistema de generación de vapor para el proceso de elaboración de conservas de atún en latas................................................................................... - 10 -

2.1.1. Caracterización del sistema ..................................................................................... - 10 2.1.2 Tanque de almacenamiento de combustible. ............................................................ - 12 2.1.3 Bomba de trasiego de combustible. ............................................................................ - 14 2.1.4 Tanque de diario de combustible ............................................................................... - 14 -

VII

2.1.5 Bomba de alimentación de combustible .................................................................... - 15 2.1.6. Precalentador líneas de retorno del combustible..................................................... - 16 2.2. Alimentación de Agua ................................................................................................... - 16 2.2.1. Tanque de alimentación de Agua de la caldera. ...................................................... - 16 2.2.2 Bomba de alimentación de Agua de la caldera ......................................................... - 17 2.3 Generación de vapor ...................................................................................................... - 18 2.3.1 Caldera pirotubular .................................................................................................... - 18 2.4 Distribución de vapor ..................................................................................................... - 19 2.4.1 Distribuidor de vapor .................................................................................................. - 19 2.4.2 Tuberías de distribución de vapor ............................................................................. - 20 2.5 Estado actual de los estudios termo económicos en la industria, particularidades en los sistemas de generación a vapor. .............................................................................. - 22 2.6. Importancia de los sistemas de generación de vapor en la industria de producción de alimentos. .................................................................................................................. - 26 2.7. Principales portadores energéticos utilizados en los sistemas de generación de vapor en la industria de conservas. ......................................................................................... - 29 2.7.1. Agua de alimentación. ................................................................................................ - 30 2.7.2. Combustible. ............................................................................................................... - 33 2.7.3. Energía Eléctrica. ....................................................................................................... - 37 2.8.

Metodología de análisis energéticos y exergoeconómicos en sistemas de generación a vapor para procesos industriales alimenticios. ................................................... - 40 -

2.8.1. Teoría de balance general. ....................................................................................... - 41 2.8.2. Balances de masa, energía y energía. ...................................................................... - 42 2.8.3. Pérdidas totales de exergía ...................................................................................... - 46 2.8.4. Costo exergético unitario ......................................................................................... - 47 2.8.5. Balance termoeconómico ......................................................................................... - 47 CAPITULO III. COSTO TERMOECONÓMICO DEL SISTEMA DE GENERACION DE VAPOR. ..................................................................................................................... - 50 3.1 Elaboración del diagrama funcional de proceso.......................................................... - 50 VIII

3.2 Elaboración de recipientes recolectores de condensado. ............................................ - 50 3.3 Recolección de condensado de cada equipo del proceso. ............................................ - 50 3.4 Medición de parámetros de materia prima.................................................................. - 51 3.5 Aplicación de la metodología termoeconómica ............................................................ - 51 3.5.1 Sistema de alimentación de agua. .............................................................................. - 51 3.5.1.1 Tanque de alimentación de agua ............................................................................. - 51 3.5.1.2 Bomba de agua de alimentación.............................................................................. - 54 3.5.2 Caldera pirotubular ................................................................................................. - 59 3.5.3. Subsistema de distribución de vapor ........................................................................ - 75 3.5.3.1. Tubería de alimentación de vapor de tanque de almacenamiento de combustible .... - 77 3.5.3.2. Válvula reductora de presión. .................................................................................... - 83 3.5.4. Sistema de alimentación de combustible ...................................................................... - 84 3.5.4.1. Tanque de almacenamiento de combustible .............................................................. - 85 3.5.4.2. Bomba de combustible de trasiego ............................................................................ - 89 3.5.4.3. Tubería de trasiego de combustible GVF3-GVF3’ ................................................... - 93 3.5.4.4. Tanque alimentación ................................................................................................. - 95 3.5.4.5. Bomba de combustible diario .................................................................................... - 98 3.5.4.6. Precalentador de combustible .................................................................................. - 106 Conclusiones ....................................................................................................................... - 110 Recomendaciones ............................................................................................................... - 111 Presupuesto ......................................................................................................................... - 112 Cronograma ............................................................................................................................ 113 Bibliografía............................................................................................................................... 114 Anexo 1 .................................................................................................................................... 121 Anexo 2 .................................................................................................................................... 122 Anexo 3 .................................................................................................................................... 123 Anexo 4 .................................................................................................................................... 124 IX

7. Resumen

Alrededor del 40% del consumo de energía de las industrias dedicadas a la producción de alimentos es utilizado en la producción de vapor, con una incidencia importante en las emisiones ambientales de efecto invernadero, por lo que el manejo confiable tanto tecnico como economico del sistema de generacion de vapor, es de suma importancia, por lo que la realizacion de analisis energeticos que contribuyan al aumento de la eficiencia general del sistema, sera clave para el desarrollo de planes de mejora continua y el propio desarrollo de la industria. El trabajo presenta el procedimiento para la realización de un análisis termoeconómico del vapor saturado producido en un sistema de calderas piro tubular a partir de la combustión del bunker, donde se muestra el marco teórico de la investigación. Se expone un análisis conceptual del tema estudiado mediante la caracterización del sistema de generación de vapor para el proceso de elaboración de conservas de atún en latas, estudiando cada uno de los componentes técnicos que intervienen en el proceso de la producción de vapor. Se analiza el estado actual de los estudios termo económicos en la industria, particularidades en los sistemas de generación a vapor y su importancia para la industria. Se analizan los principales portadores energéticos que intervienen en la producción de vapor y se expone la metodología de análisis energéticos y exergoeconómicos en sistemas de generación a vapor para procesos industriales alimenticios. Se aborda lo relacionado con la termoeconómica y su aplicación en cada uno de los componentes del sistema. Finalmente se muestran las conclusiones y recomendaciones del trabajo.

X

8. Abstract

XI

CAPÍTULO I 1. Tema: “ANÁLISIS TERMOECONÓMICO DEL VAPOR SATURADO PRODUCIDO EN UN SISTEMA DE CALDERAS PIRO TUBULAR A PARTIR DE LA COMBUSTIÓN DEL FUEL #6 (BUNKER)” 1.1.Localización del proyecto 1.1.1. Macro localización En la figura 1.1 se muestra la macro localización del proyecto

Figura 1.1. Mapa con la macro localización del proyecto Fuente: Elaboración propia con información de Google Map.

1.1.2. Micro localización La figura 1.2 muestra la micro localización donde se realizará el proyecto, específicamente en una de las mayores empresas multinacionales de elaboración de

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conservas de atún en latas del Ecuador, misma que se encuentra ubicada en la parroquia “los esteros” del cantón Manta.

Fábrica de Atún en conserva

Ciudad de Manta

Figura 1.2. Mapa con la micro localización del proyecto Fuente: Elaboración propia con información de Google Map

1.2.Antecedentes Las conservas de atún en latas, cuenta entre los productos más exportados para el período 2007-2016 con un crecimiento promedio anual del 13,27%, situandose entre tres mayores exportadores con el 9,74% a nivel mundial, superado por Tailandia y China, lo cual represento un benefico para el paais por concepto de exportaciones de USD 812 millones en el 2016 (MCE 2017). Este crecimiento economico de la industria, involucra un aumento del numero de empresas del sector y de la capacidad de las ya existentes, ademas de una mayor demanda de energia para el proceso. Esta situacion se puede apreciar en países industrializados como México, donde la tercera parte de la energía utilizada a nivel nacional es destinada a la industria, y de ésta cerca del 70% proviene de combustibles de origen fósiles. (CONAE 2002). A diferencia de los países industrializados, en el Ecuador el 19% de la energía total producida es destinada a la producción industria, situando al sector como el segundo mayor consumidor de energía en el Ecuador, superado solo por el sector de transporte con el 46% (MCSE 2016). -2-

Del total de la energía consumida por la industria, el bunker se ubica en el cuarto lugar con el 10% de participación, por debajo del diésel, electricidad y, productos de caña, con el 38%, 31% y 13% respectivamente (MCSE 2016), considerando que la electricidad consumida en el Ecuador el 100% es producida mediante centrales hidroeléctricas y, además que los productos de caña son desechos de la caña de azúcar utilizada en los ingenios azucareros, nos deja como conclusión, que los elementos combustibles a estudiar y optimizar por ser importados, altamente contaminantes y de origen fósil, son el diésel y bunker. De acuerdo a (Matteini 2014) entre el 35 al 40% del consumo energético en una planta industrial es utilizado íntegramente en su sistema de generación de vapor, considerando ademas, que en la industria atunera el vapor se genera integramente mediante la combustion del fuel oíl (Bunker), se determina a este combustible como el segundo mayor portador energético en la industria de elaboración de conservas de atún en latas (Arteaga, Fernández et al. 2017). Estos sistemas de generacion de vapor en la industria de elaboración de conservas de atún en latas, estan compuestos prinicipalmente por una caldera pirotubular, la cual provee la cantidad y calidad necesaria de vapor, el cual es el medio más idóneo de transporte del calor demandado por los diferentes procesos, tales como cocción, empaque, esterilizado, etiquetado y encartonado, para convertir al atún en un producto terminado (Avadí, Bolaños et al. 2015). En vista de lo anterior, un manejo confiable tanto tecnico como economico del sistema de generacion de vapor, es de suma importancia para la industria de elaboracion de conservas de atun en latas, por lo cual la realizacion de analisis energeticos que contribuyan al aumento de la eficiencia general del sistema, sera clave para el desarrollo de planes de mejora continua, esto de acuerdo a lo expresado por (Frias 2016), el cual sostiene que en estos sistemas gracias a los diagnósticos energéticos, se han encontrado grandes potenciales de ahorro en la generación y distribución de vapor, que van desde 5 hasta 20% del consumo de combustible. Esta necesidad de elevar la eficiencia general de los procesos, conlleva a la modernización de su infraestructura energética, para lo cual se requiere transitar por un proceso de estudio económico, tomando como base el diagnóstico y optimización de los diferentes subsistemas que integran un sistema de producción de vapor (Matteini 2014).

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Para este proceso de optimizacion existen varios metodos y tecnicas ampliamente estudiados, siendo la termoeconomia una de las opciones mas viables y funcionales cuando se requieren analisis que involucren la economia con la energia util de un sistema, como se ha demostrados en varios proyectos aplicados a este fin (Goran, Mirko et al. 2014), (Tsatsaronis 1993), (Marc.A. Rosen and Dincer 2002). Los analisis termoeconomicos son ampliamente utilizados para los análisis termodinámicos y económicos de los sistemas industriales de energía en la búsqueda de posibilidades de mejoras relacionadas con el consumo de energía (Goran, Mirko et al. 2014) los cuales se constituyen en una poderosa herramienta para la identificacion y cuantificacion de las irreversibiliddes totales de cad componetes y del sistema en general. El elemento más característico de este análisis es la asignación de los costos de la exergía (Tsatsaronis 1993), que permite ademas asignarle costos a las perdidas e ineficiencias que perjudican al ambiente como emisiones de CO2, efluentes, entre otras (Agudelo, Valero et al. 2012). De acuerdo a la revision bibliografica, se pudo determinar el importante aporte que los analisis termoeconomicos han realizado a los sitemas de generacion de vapor, tanto en el area de generacion de potencia como para los procesos industriales. Entre los cuales destacan (Marc.A. Rosen and Dincer 2002), donde evalua exergoeconomicamente el impacto del uso de varios combustibles en una planta de generacion de potencia en la india, (Franco and Russo 2001), optimizacion termoeconimcamente un generador de vapor acutotubular, el cual busca determinar el impacto de la exergia destruida por el generador de vapor sobre el total destruido, (Torres, Salazar et al. 2011) en el cual se concluyó que con la utilización del analisis termoeconomico, se pueden obtener ahorros de energia primaria (combustible), y como consecuencia un menor impacto al ambiental, (Goran, Mirko et al. 2014) realizan una profunda evalaucion exergoeconomica a un sistema de servicios industriales, el cual proporciona vapor, agua para calefaccion y aire comprimido a un complejo industrial productor de caucho. Como resultado de lo anterior expuesto, se puede apreciar que los análisis termoeconómicos han sido ampliamente utilizados en la generación de potencia y en varios proceso industriales, pero en la industria de elaboración de alimentos y especialmente en la de conservas de atún en latas, se han reportado escasos trabajos realizados por, (Avadí and Freón 2013), (Avadí, Bolaños et al. 2015) donde se determina el ciclo de vida del proceso del atún en una de las principales industrias conserveras de -4-

atún ecuatoriana, (Jimenez and S 2015) realizan un trabajo buscando optimizar el uso del vapor en el proceso de elaboración de conservas de atún en la industria peruana, mediante la recuperación del calor del consensado de los esterilizadores, (Taboada, Magan et al. 2016) realizan evaluaciones exergéticas a cada etapa del proceso de elaboración de conservas de atún en latas, en una de la principales empresas conserveras españolas y, finalmente (Arteaga, Fernández et al. 2017) desarrollan una metodología de evaluación del sistema de generación de vapor del proceso de elaboración de conservas de atún en latas, en una de las principales procesadoras y exportadoras de atún en el Ecuador. Planteamiento del problema 1.2.1. Descripción de la realidad problemática De acuerdo a cifras oficiales del Banco Central del Ecuador, actualmente el petróleo representa el 55% de las ventas totales y el 17% de la producción exportada corresponde a bienes industrializados (Méndez 2015), en vista de lo anterior se puede concluir, que la matriz productiva del Ecuador se fundamental en gran medida en las exportaciones de su producción petroleras, razón por lo cual una alza o baja de los precios internacionales de este producto, definirá una etapa de bonanza o austeridad del país. La producción petrolera en el Ecuador, de acuerdo a (MCSE 2016) en el 2007 existían 86 campos en producción, de los cuales, el 44% del total de la producción se concentra en 6 campos, lo preocupante de esto es que 5 de ellos, específicamente los campos Edén Yuturi, Shushufindi, Palo Azul, Dorine y Villano, están declinando su nivel de extracción. Por tal razón y de acuerdo al banco central del Ecuador, las exportaciones no petroleras han experimentado un repunte en sus exportaciones, donde los cinco productos que mayor participación registraron en a las exportaciones durante el 2015 fueron el banano, camarón, enlatados de pescado, flores naturales y cacao (Méndez 2015). Dentro de estos sectores la industria de elaboración de enlatados de pescado y lomos, represento el 8,71% de la exportaciones no petroleras del Ecuador durante el periodo comprendido entre el 2010 – 2016, considerando además que la industria del atún representa el 65,48% de las divisas generadas en el sector pesquero en el mismo periodo (MCE 2017), lo cual la convierte en una de las principales fuentes de exportaciones no petroleras del Ecuador.

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En la industria de elaboración de enlatados de pescado y lomos, el vapor saturado aparece como uno de los principales portadores energético de su proceso industrial, y para su generación estas industrias cuentan generalmente con una caldera de tipo piro tubular, que normalmente funcionan con quemadores de combustibles fósiles como son el Bunker y/o Diésel. El uso de combustibles fósiles en el proceso de producción del vapor tiene un elevado costo ambiental si se toma en cuenta que los mismos provienen de fuentes no renovables. Esta situación unida a la gran cantidad de equipos instalados con elevados grados de sobredimensionamiento y baja eficiencia provoca que la generación de vapor contribuya de manera negativa al impacto ambiental por concepto de emisiones de CO2 (Jimenez, Madrigal et al. 2016). Por lo tanto, mejorar la eficiencia del sistema de generación de vapor, destinado al proceso de elaboración de conservas de atún en latas es clave, no solo por la disminución del uso de portadores energéticos, sino también por la reducción de las emisiones de gases contaminantes. A pesar de todo lo expuesto, las investigaciones realizadas sobre los sistemas de generación de vapor para usos en procesos industriales alimenticios, resultan aún insuficientes, donde la industria de elaboración de conservas de atún en latas no es la excepción, lo cual dificulta la optimización de los mencionados sistemas., y es en este contexto que surge la termoeconomía como una herramienta que permitirá calcular y optimizar los costos termoeconómicos del vapor, aumentando la eficiencia global del sistema y obteniendo así productos de alta calidad y competitivos a nivel nacional e internacional. 1.3.Formulación Considerando lo planteado anteriormente el problema se expresa de la siguiente manera: ¿En qué medida los costos termo económicos del vapor saturado producido en un sistema de caldera piro tubular, incide en el ahorro energético de las industrias?

1.4.Justificación La industria del atún es la principal actividad del sector pesquero industrial del Ecuador; la cual en sus tres fases de, captura, procesamiento y comercialización ha -6-

logrado cumplir, con las regulaciones y estándares de calidad e inocuidad sanitaria, tanto en la normativa nacional (INEN, MAG, INP), como en lo relacionado con las normas internacionales (OMC, CIAT, FDA, OMS, FAO, ISO, DOLPHIN SAFE, HALAL, IFS, BRC, KOSHER, entre otras), y de igual manera con las normativas relacionadas con el ambito laboral de toda su cadena productiva, como la organización internacional del trabajo (MCE 2017), lo cual muestra la confiabilidad y prestigio, que la industria atunera ecuatoriana posee actualmente en los mercados nacionales e internacionales, lo cual se enmarca en los récords históricos de sus exportaciones de los últimos años. De igual manera según (MCE 2017), se estima que entre la captura y procesamiento, la industria genera un promedio de 24.000 puestos de trabajo directos, de los cuales al menos el 53% de las personas empleadas en plantas procesadoras de atún son mujeres, ademas genera alrrededor de 120.000 puestos de trabajos indirectos entre toda la cadena de valor del atún. En el año 2016 el Ecuador fue el tercer exportador de conserva y lomos de atún a nivel mundial, con un porcentaje de participación del 9,74%, después de Tailandia y China. No obstante, en ese mismo año, la industria de atún en conserva ecuatoriana, logro ocupar el segundo lugar en las exportaciones mundiales, con una participación del 12,13%. En vista de los anterior y por tratarse de un alimento sano, listo para consumir y fácil de preparar, por poseer un adecuado sistema de trazabilidad y de excelente calidad, y además en algunos casos un eco etiquetado, el consumo de atún a nivel internacional tiende a incrementarse (MAAMA 2015). En vista de todo lo analizado, se puede apreciar que las exportaciones de la industria de conservas de atún ecuatorianas, tienen la capacidad de aprovechar el incremento de la demanda mundial de atún, aumentando su participación en los mercados nacionales e internacionales; debido a que la calidad organoléptica del atún ecuatoriano es única, ya que al ser extraído del océano pacifico oriental (OPO) tiene una característica especial, superior a la del Océano Pacífico Central y Occidental (OPCO), por la presencia de corrientes de agua fría que inciden en el desarrollo de la musculatura del animal, así como por la apropiada manipulación de las capturas ecuatorianas, que hacen que la materia prima sea de calidad (EUA 2016). Este incremento de las exportaciones de la industria atunera ecuatoriana, repercutirá en un mayor consumo de sus diferentes flujos energéticos, como es el caso del vapor que -7-

se constituye en uno de sus principales portadores energéticos, un ejemplo de esto son los Estados Unidos de América, en el cual su industria procesadora de alimentos destina el 57% de su energía para la producción de vapor. El combustible más usado en los sistemas de generación de vapor en las indusrtrias conserveras es el combustible Bunker (Fuel oil # 6). Este normalmente proviene de la primera etapa del proceso de refinación (destilación atmosférica), de aspecto viscoso y con alto contenido energético, lo cual lo hace apto para ser usado en calderas, hornos y para las plantas de generación eléctrica (RECOPE 2011). De acuerdo (Torres 2015) el combustible bunker es de muy baja calidad, altamente contaminante, sucio, problemático en su manejo y demanda mucho mantenimiento, ademas que no se puede quemar sin la asistencia de fluidos atomizantes (vapor- aire comprimido) y una llama piloto de G.L.P. Requiere de un precalentamiento en dos etapas, uno a 35°C para bombearlo hasta el quemdor y un segundo hasta 100°C para poderlo combustionar al hogar de la caldera. En vista de los cual está prohibido su uso en muchas zonas de la República Mexicana por su alto contenido de azufre. A esto se suma el crecimiento de las importaciones de combustibles derivados de petróleo en el Ecuador, el cual aumento en 12,5% durante el periodo 2000-2012 , lo que representa mayores egresos de divisas. De acuerdo a la Agencia Pública de Noticias del Ecuador y Suramérica ANDES, en el 2012 el subsidio de combustibles costó al Ecuador USD 3.405,66 millones, y esto a su vez impacto negativamente en la dolarizada economía del país (Muñoz 2013). Ahora los análisis realizados en numerosas empresas, ponen de manifiesto el insuficiente nivel de gestión energética existente en los sistemas de generacion de vapor, así como las posibilidades de reducir los consumos y costos energéticos, mediante la creación de las capacidades técnico organizativas para administrar eficientemente la energía (Arteaga, Fernández et al. 2017). Por lo expuesto anteriormente, resulta importante el estudio e implementación de metodologías de análisis energéticos de dichos sistemas, que promuevan el manejo eficiente del sistema de generación y distribución de vapor de los sistemas energéticos industriales, por tal motivo, surge la termoeconomía como una herramienta que analiza tanto equipos como el proceso en general,

tomando en cuenta factores físicos,

económicos, biológicos y sociales, que permite ademas cuantificar e identificar las irreversibilidades de los procesos a través de la función exergética (Núñez and Oliva 2012). -8-

Razón por la cual el estudio termoeconómico del vapor saturado producido en un sistema de calderas piro tubular a partir de la combustión del fuel #6 (bunker), constituye una importante contribución en la necesidad de reducir los costos en consumo de combustibles y la mejora de la eficiencia de las calderas. Además, de acuerdo a los estándares internacionales vigentes, relacionados con la contaminación ambiental, debe incurrirse en un gran desembolso económico para el tratamiento de los gases de combustión, sin que esto reporte una disminución en los costos de producción. 1.5.Delimitación de la investigación 1.5.1. Delimitación espacial La Investigación de este trabajo se desarrollará en una fábrica de conservera de atún en latas, ubicada en la parroquia “los esteros” del cantón Manta, provincia de Manabí, Ecuador. 1.5.2. Delimitación temporal Para el desarrollo del proyecto, se considerará información existente del 2017 y su desarrollo estará en base al cronograma valorado. 1.6.Hipótesis El análisis determinará la medida en la cual los costos termo económicos del vapor saturado producido en un sistema de caldera piro-tubular incidirá en el ahorro energético y económico de las industrias. VARIABLE DEPENDIENTE: Costo termo económico del vapor saturado VARIABLE INDEPENDIENTE: Combustión del fuel #6 (BUNKER)

1.7.Visualización del alcance del estudio Basado en el análisis de los beneficios que reporta el proyecto se puede deducir que el trabajo de investigación, ha producido impactos económico, social y científico que resultan positivos para la industria y la sociedad. 1.7.1. Aporte económico El estudio termo económico del vapor saturado permitió deducir la destrucción de exergía y las pérdidas del sistema de generación de vapor, lo cual permitiría encontrar soluciones técnicas que permiten reducir los costos energéticos en la producción de vapor, -9-

disminuir la anergia del vapor generado, logrando un producto más competitivo, que equivale a obtener mayores ganancias de liquidez económica para la empresa. 1.7.2. Aporte social El estudio del costo exergético del vapor saturado producido en un sistema de caldera piro tubular, permitió reducir el uso de combustible reducir el consumo por unidad de vapor generada, lo que equivale a disminuir las emisiones de CO2 a la atmósfera, fortaleciendo la imagen ambiental de la empresa ante la sociedad. 1.7.3. Aporte científico El estudio termo económico del vapor saturado, constituye un aporte importante a la carrera de Ing. Mecánica y puede servir de guía metodológica a otras investigaciones que se realicen sobre la termo economía de los sistemas energéticos industriales. 1.8.Objetivos 1.8.1. Objetivo general Analizar el costo termo económico del vapor saturado producido en un sistema de caldera pirotubular a partir del bunker. 1.8.2. Objetivos específicos  Elaborar la situación diagnóstica del sistema objeto de estudio.  Determinar el lugar, la magnitud y la fuente de las irreversibilidades termodinámicas en el sistema energético de un generador de vapor para la industria atunera.  Calcular el costo termo económico de la generación de vapor saturado y el costo de las irreversibilidades del sistema analizado  Desarrollar una aplicación informática CAPÍTULO II. MARCO REFERENCIAL 2.1. Caracterización del sistema de generación de vapor para el proceso de elaboración de conservas de atún en latas 2.1.1. Caracterización del sistema Este trabajo se realizó, en una de las mayores empresas procesadoras de conservas de atún en latas del Ecuador, donde los equipos utilizados en dicho proceso de acuerdo a - 10 -

(Jimenez and Seijas 2015), son similares en todas las plantas de conserveras a nivel mundial, diferenciándose únicamente en las especies marinas que procesan y en su capacidad de producción. En función de lo anterior, en lo que respecta a los equipos que intervienen en el sistema de producción, se elaboró el diagrama funcional del sistema de generación de vapor de la industria de elaboración de conservas de atún en latas, él mismo que constituye el corazón de la industria moderna y se divide en los siguientes subsistemas. 

Alimentación de combustible.



Alimentación de agua.



Generador de vapor.



Distribución de vapor. A continuación, en función de la figura 2.1 se especificarán las principales

características técnicas y operativas de los subsistemas arriba citados.

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Figura 2.1. Subsistemas Fuente: Elaboración propia

2.1.2 Tanque de almacenamiento de combustible. El combustible bunker (fuel oíl No. 6) ingresa al sistema a 40°C (GVF1), proveniente de la empresa estatal Petrocomercial ubicada en la provincia del Guayas, mediante la utilización de tanques cisterna debidamente adaptados para el transporte de este tipo de combustibles residuales. A su llegada a la empresa objeto de estudio, este combustible se deposita en tanques de almacenamiento metálicos con capacidad para 25000 galones cada uno, es importante resaltar, que estos cuentan con sistemas de calefacción a vapor totalmente automatizados (GVV3´´), con el objetivo de mantener la temperatura del mismo a 54,8°C (ver figura 2.2 y 2.3), lo cual permitirá, obtener una viscosidad de 175,7 cSt adecuada para su correcto trasiego (GVF2) hacia el tanque de alimentación de combustible de la caldera (TDC) (Nieto, Ferro et al. 2006)

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Figura 2.2. Tanque de almacenamiento metálico N0 2

Figura 2.3. Tanque de almacenamiento metálico No 3

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2.1.3 Bomba de trasiego de combustible. La bomba de trasiego de engranajes (BF1) de 10 HP de potencia (figuras 2.4 y 2.5), es la encargada del bombeo del combustible desde el tanque de almacenamiento (TAC) a través de la tubería de trasiego (GVF3-GVF3´) hasta el tanque de alimentación (TDF), la cual está constituida de una aleación de acero al carbono célula 40 sin costura, con un diámetro de 3” y 150 metros de longitud.

Figura 2.4. Bomba de trasiego de engranajes

2.1.4 Tanque de diario de combustible El tanque diario de combustible (TDF), es un tanque metálico horizontal con capacidad para 2000 galones de combustible, cuyas dimensiones físicas son 2 metros de diámetro y 5 metros de longitud (figura 2.5); tiene tres funciones básicas, alimentar constantemente de combustible a la caldera, recibir el retorno de combustible proveniente de la caldera a través de la tubería de retorno ( GVF7-GVF7´),y finalmente mediante su sistema automático de calefacción a vapor, mantener la temperatura del combustible a 53°C, esto último con el objetivo de facilitar su traslado hacia el quemador, y especialmente obtener una combustión completa en el hogar de la caldera.

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Figura 2.5. Tanque diario de combustible

2.1.5 Bomba de alimentación de combustible La bomba de alimentación de combustible marca viking modelo xls del tipo eje libre (BF2) de 0,434 HP potencia, es la encargada de alimentar constantemente de combustible al quemador de la caldera (GV), de acuerdo a lo mostrado en la figura 2.6

Figura 2.6. Bomba de alimentación de combustible

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2.1.6. Precalentador líneas de retorno del combustible El precalentador de combustible (PF) es un elemento fundamental para la correcta y eficiente operación de la caldera (figura 2.7), debido a que este recibe el flujo de combustible (GVF5) proveniente de la bomba de combustible (BF2) a 53°C, y eleva su temperatura hasta 88 °C a la salida del mismo (GVF6), gracias a la acción del vapor que ingresa al calentador (GVV5´´) y entrega su calor latente de condensación al combustible, asegurando de esta manera que el flujo de combustible (GVF8) que llega al quemador de la caldera, tenga la viscosidad necesaria para su correcta atomización y eficiente combustión, donde el excedente de combustible (GVF7) retornara por la tubería de retorno (GVF7-GVF7´) al tanque diario. (TDF).

Figura 2.7. Precalentador de líneas de retorno

2.2. Alimentación de Agua 2.2.1. Tanque de alimentación de Agua de la caldera. El flujo de agua (GVA1) ingresa al tanque de alimentación de agua de la caldera (TD), este tanque aislado térmicamente con lana de vidrio de una 1” de espesor y una cubierta metálica de aluminio, tiene una capacidad de 3 m3 , cuyas dimensiones físicas son 1,5 metros de diámetro y 2,5 metros de longitud; gracias a su sistema de calefacción a vapor ( GVV4´´) mantiene la temperatura del agua a 53°C, se encuentra a una altura de - 16 -

3 metros con el objetivo de prevenir la cavitación del agua en la entrada de la bomba de alimentación (BA) (figura 2.8).

Figura 2.8. Tanque con aislamiento térmico

2.2.2 Bomba de alimentación de Agua de la caldera El flujo de agua (GVA2) proveniente del tanque de alimentación de agua de la caldera (TD), ingresa a la bomba de alimentación de la caldera (BA) de 3”x2 ½” y 10HP (figura 2.9), tiene como única función la de proveer del flujo suficiente de agua (GVA3) a la caldera, a (10.444 BAR) presión superior a la de operación de esta última, con el objetivo de vencer la contrapresión interna de la misma. (mesny 1997)

Figura 2,9. Bomba de alimentación de agua de caldera

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2.3 Generación de vapor 2.3.1 Caldera pirotubular El elemento central del sistema de generación de vapor, lo constituye la caldera pirotubular horizontal marca Cleaver Brooks de 4 pasos, modelo CB-600 (figura 2.10), a continuación, se detallan sus principales componentes. 

Quemador



Ventilador de tiro forzado



Compresor de aire



Control de nivel de agua El quemador es el elemento de máquina que tiene como función principal,

abastecer de combustible al hogar de la caldera (figura 2.11); este combustible proveniente del calentador (GVF8), es pulverizado por la acción combinada de la boquilla atomizadora y el aire comprimido (GVAC) proveniente del compresor de aire (CA), con el objetivo, de que este se mezcle estequiometricamente con el aire de combustión suministrado por el ventilador de tiro forzado (VTF), para luego inflamarse con la acción del electrodo de ignición accionado por el programador del equipo, y producir así la reacción química de oxidación del combustible denominada combustión. El calor generado por la combustión anteriormente descrita, se transmite mediante las tres formas de transferencia de calor conocidas (radiación, conducción y convección respectivamente), a los tubos de fuego y finalmente al agua de alimentación que los rodea, obteniéndose finalmente el cambio de fase del líquido a vapor, es importante acotar también que el ingreso del agua de alimentación ( GVA2) es gobernada y/o modulada por el control de nivel, el cual enciende y apaga la bomba de alimentación (BA).

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Figura 2.10. Caldera pirotubular horizontal marca Cleaver Brooks

Figura 2.11. Quemador

2.4 Distribución de vapor 2.4.1 Distribuidor de vapor El distribuidor de vapor (DV) (ver figura 2.12) es elemento que se encarga de recibir el vapor proveniente de la caldera pirotubular, y distribuirlo hacia los distintos equipos e instalaciones componentes del sistema, y al proceso de elaboración de conservas de atún en latas objeto de este estudio. El distribuidor de vapor analizado, consta de 3 metros de largo con un diámetro interior de 0,75 metros, y se encuentra aislado - 19 -

térmicamente con lana de fibra vidrio de 2 “de espesor, está recubierto por planchas metálicas de aluminio de ¼” de espesor, como protección al ataque de las condiciones ambientales y operacionales existentes en la sala de calderas. En la parte inferior se ubica una trampa de condensado de flotador, la cual retira constantemente el líquido de condensación formado por la transferencia de calor desde las paredes hacia el medio circundante, asegurándose de esa manera, que el vapor entregado a los equipos e instalaciones antes mencionados estará siempre en condiciones de saturación. Figura 2.12. Distribuidor de vapor

2.4.2 Tuberías de distribución de vapor

El sistema de generación de vapor consta de una extensa red de tuberías, las cuales tienen como objetivo principal, proveer de vapor a los distintos equipos e instalaciones consumidores de energía térmica, necesaria para el calentamiento de los principales portadores energéticos que interviene en el sistema (agua y combustible). El sistema de generación de vapor objeto de estudio, está compuesta por la siguiente de red de tuberías. 

Tubería de entrada al distribuidor de vapor

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Tubería de calentamiento de tanque de alimentación



Tubería de calentamiento de tanque de almacenamiento



Tubería de calentamiento de tanque de desaereador



Tubería de calentamiento de precalentador de combustible - 20 -



Tubería de Salida de vapor al proceso productivo Los parámetros termodinámicos (presión y calidad) del vapor en el distribuidor

objeto de estudio, se consideraron los mismos que los de operación de la caldera, debido que en la tubería de entrada al distribuidor de vapor (GVV1), las caídas de presión por fricción (tuberías y accesorios) y de temperatura (transferencia de calor hacia el medio ambiente) se considera despreciable, por la pequeña distancia entre ambos. Debido a la importancia del pre calentamiento del agua de alimentación (GVA1), el tanque de alimentación de agua (TD) consta de un sistema automático de calefacción, que utiliza el vapor que llega a través de la tubería (GVV4- GVV4´) y la válvula reductora de presión (GVV4´- GVV4´´); donde la finalidad de esta última, es reducir la presión del vapor hasta la de operación del tanque, ya que la transferencia de calor del vapor al agua se realiza de forma directa. Una vez que el agua de alimentación ingresa a la caldera (GVA3), esta se convertirá en vapor gracias a la acción de la energía térmica liberada por la combustión del combustible Bunker, en el hogar de la caldera; este combustible ingresa al sistema en el punto ( GVF1), el cual debe ser calentado por el equipo de calefacción del tanque de almacenamiento (TFA), el cual esta alimentado por las tuberías (GVV3 – GVV3´) a través de la válvula reductora (GVV3´- GVV3´´); este calentamiento busca reducir su viscosidad dinámica de manera que se pueda realizar el trasiego del mismo al tanque de alimentación(TDF). El tanque de alimentación de combustible, es similar operacionalmente al tanque anteriormente descrito, pero no lo es funcionalmente, ya que su función principal es alimentar y recibir el combustible de retorno de la caldera; debido a su equipo de calentamiento de combustible este necesita energía térmica, la cual es provista por la línea de vapor (GVV2-GVV2´) y por la válvula reductora de presión (GVV2´- GVV2´´). Con miras de obtener las condiciones físicas requeridas por el combustible que llega al quemador de la caldera, este debe ingresar a un precalentador; el cual funciona con vapor y electricidad, el vapor aportado por la línea (GVV5-GVV5´) y por la válvula reductora de presión (GVV5´- GVV5´´) proviene directamente de la caldera. Finalmente, el vapor necesario para el proceso, es conducido hasta el distribuidor de vapor de la planta procesadora de conservas de atún en latas, mediante la tubería GVV6 con los parámetros termodinámicos existentes en el distribuidor (DV).

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2.5 Estado actual de los estudios termo económicos en la industria, particularidades en los sistemas de generación a vapor. Termoeconomia es un término introducido por R.B. Evans y M. Tribus (Lozano and Valero 1993), relaciona la segunda ley de la termodinámica con los conceptos fundamentales de la economia, el cual permite la identificacion y cuantificacion de las irreversivilidades existentes en los sistemas de transformacion de energia. Sin embargo solo hasta finales de la decada de los ochenta, diferentes investigadores (Tsatsaronis and Winhold 1985), demostraron su utilidad a escala industrial mediante la reducción del consumo de energía térmica en casos críticos y especiales. (Tsatsaronis and Winhold 1985) aplicaron en un quemador componente de una planta de generacion de potencia que funciona a base de carbon, una evaluacion exergoeconomica con el objetivo de identificar y cuantificar sus perdidas exergeticas, con fines de proporne mejoras que optimicen su eficiencia y por consiguiente de la planta en general. (Torres 1991) presenta en su tesis doctoral, una formalización de los fundamentos de la Teoría del Coste Exergético en términos de la Exergoeconomía Simbólica, con la cual pretende sentar las bases matemáticas de la termoeconomía. (Habib, Said et al. 1995) aplica la metodologia de análisis exergético en una planta generadora de potencia en arabia saudita, en la cual determina las irreversivilidades del sistema debido a las perdidas y destrucciones exergeticas, encontrando que la eficiencia del generador de vapor es de 37%, constituyendose en el principal destructor de la exergía que ingresa al sistema. Otro importante trabajo fue realizo por (Jin, Ishida et al. 1996), donde evaluaron una planta de vapor supercrítica y una de ciclo combinado mediante la utilización de la metodología de análisis gráfico de exergía (EUD), gracias a la cual, se llegó a identificar varios puntos de ineficiencia en la planta de ciclo combinado, como que la cámara de combustión representa la mayor parte de pérdidas exergéticas del sistema, que la mayor cantidad de residuos exergéticos se encuentran el generador de vapor de recuperación de calor, y que la mayor de perdida de exergía se produce en el ciclo de fondo, donde como resultado de lo cual, recomendaciones de la implementación de la tecnología de bucle químico a la cámara de combustión del ciclo combinado. - 22 -

(Atmaca and Recep 2014) proponen un método, que utiliza de manera combinada conceptos derivados de la 1ra y 2da. ley, conocido como el método exergetico; el cual lo aplica al análisis termodinámico de calderas que usan como combustible bagazo húmedo de caña de azúcar; donde los resultados obtenidos indicaron que la eficacia de la 1ª ley es alta (84,05%), sin embargo, la tasa de irreversibilidad encontrada fue de 49.8 MW la cual representa tambien un valor significativo, lo que demuestra que alrededor del 70% de la exergia del combustible que ingresa al sistema, se destruye en el proceso de combustión. (González 1998) estudió el aumento que experimenta el rendimiento de una caldera mediante el uso de un economizador, utilizando un sistema de recuperación de gases calientes; donde se determino que mediante la implementacion de dicho sistema, se podria aprovechar hasta el 57% del calor maximo rechazado por lo gases de escape. (Correas 2004), presenta una metodologia detallada para el tratamiento del problema de diagnosticar el mal funcionamiento en sistemas térmicos, para lo cual propone un modelo aplicado a una central termica de ciclo combinado, ademas del tratamiento que se debe dar a los datos y al análisis de resultados, basando su enfoque de diagnostico en la Teoría Estructural de la termoeconomía. (Verkhinvker and Kosoy 2001), evalua mediante el analisis exergetico y economico, el desempeño de una planta convencional de generacion de potencia a vapor situada en Ucrania, donde determina que los tres principales factores que inciden en la destruccion de la exergia que ingresa al sistema, son la transformacion de la exergia quimica del combustible a calor, la transferecia de calor al fluido de trabajo, y la diferencia de temperatura de los recalentadores del sistema, donde establece ademas medidas para la mejora del rendimiento del sistema. (Franco and Russo 2002), usan la optimización termoeconómica para el caso de un generador de vapor (HRSG) como opción al método del “Pinch Point,” y señalan que se puede obtener un aumento de la eficiencia cercano al 60% con un aumento de la superficie y una disminución de la diferencia mínima de temperatura. (Mirandola and Stoppato 2003), en una planta de cogeneracion ubicada en torino Italia, sugieren un enfoque paso a paso para optimizar plantas de conversión de energía: análisis de energía (primera Ley), análisis de exergía (segunda ley), análisis termoeconómico, evaluaciones micro económicas, evaluación de impacto ambiental, análisis de emergía. - 23 -

(Zhang, Wang et al. 2006) demuestran un método de análisis de costos basado en termoeconomía, a una planta termica de 300 MW que opera con carbón pulverizado ubicada en Yiyang (provincia de Hunan, China); concluyendo que el costo específico de las irreversibilidades es un mejor indicador que el costo exergético unitario, al representar el desempeño productivo de los componentes por separados. Los autores (Rosen and Tang 2006), realizaron analisis energeticos y exergeticos a una planta de potencia de vapor, la cual opera con carbón y esta situada en Ontario Canada, determinando que mediante la reduccion del exceso de aire de combustion de 0,40% a 0,15%, se obtendria un aumento en su eficiencia exergetica del orden del 1.4 %. (Fiorini and Sciubba 2007) desarrolla un modelo para la simulación termodinámica y termoeconómica, para una planta de desalinizacion tipo desalinizacion de muti efecto (MED), la cual se alimenta del vapor producido en una planta de cogeneración; donde se concluye que con valor termoeconomico del vapor mas bajo, la eficiencia de la planta aumenta significativamente. La central termoeléctrica de Al Hussein situada en Jordania, fue evaluada por (Aljundi 2008) energética y exergéticamente a nivel de componente, y se determinó, que el condensador tiene una perdida energética de 134 MW y la caldera 13 MW, pero exergéticamente, el primero llega a 9% de pérdidas por irreversibilidades y el segundo a 77% , concluyendo así que la caldera es el principal destructor de exergía, y que la energía perdida en el condensador de tiro forzado es de baja calidad. En la misma línea de estudios (Peerapong and Limmeechokcha 2009), realiza una evaluación exergética y termoeconómica a una planta real de cogeneración, que utiliza cáscara de arroz como combustible, la cual se encuentra ubicada en Tailandia, determinando que el 77.90% de la destrucción de exergía del sistema se produce en la caldera y el 3.42% en la turbina, presentando a la caldera como la principal fuente de irreversibilidad del sistema evaluado; las eficiencias exergética de la caldera, turbina y del sistema en general fueron de 29,95%, 76,78% y 26,38 % respectivamente. En la parte económica, los resultados mostraron que la planta de cogeneración con cascara de arroz tiene un VAN de US $ 0,303 millones / año, un PBP de 3.7 años y una TIR del 27%, presentando a la cogeneración con cáscara de arroz beneficiosa para la generación de energía. La industria de procesos generalmente utiliza calderas a vapor pirotubulares, dentro de este contexto (Saidur, Ahamed et al. 2010) realizaron una evaluacion energetica - 24 -

y exergetica a una caldera pirotubular industrial, y determino que sus eficiencias energeticas y exergeticas son 72.46% y 24.89% respectivamente, ademas, propuso y evaluo economicamente la implementacion de variadores de velocidad al ventilador del tiro forzado, y la recuperacion de calor de los gases de escape, como medidas de ahorro exergetico; concluyendo de esta manera, que estas son perfectamente viables tanto tecnica como economicamente, y que ademas cuentan con un periodo de recuperacion de la inversion de un año. (Vucˇkovic´,

Stojiljkovic´

et

al.

2014)

realizaron

una

evaluacion

exergoeconomica de un sistema de servicios energeticos, que provee vapor saturado, aire comprimido y agua caliente a un proceso de elaboracion de productos de caucho, donde determino que más del 80% de la exergía total destruida por el sistema proviene de la caldera, y el 83,53% de esta es no evitable, constituyendose asi en el principal destructor de exergia del sistema analizado. (Walmsley, Walmsley et al. 2015) realizo un tabajo donde optimizo termoeconómicamente el diseño de una fabrica de leche en polvo, aplicando un bucle de recuperación de calor de escape; los resultados obtenidos del modelo mostraron que la recuperación de calor de escape es económicamente viable. Otro trabajo realizado por (Rangel, Ascencio et al. 2016), determinaron los costos exergeticos de una caldera de 350 MW que utiliza carbón pulverizado como combustible, la cual alimenta de vapor a una planta de energía convencional de 1.050 MW ubicada en españa; el costo exergetico unitario del vapor sobrecalentado fue de 2.538 kW / kW y las efciencias energeticas y exergeticas estan en el orden de 80% y 40% respectivamente, considero este segundo valor demasiado bajo debido a las irreversivilidades que existen en la camara de combustion. (Jimenez, Madrigal et al. 2016), utilizo equipos de medicion no invasivos como cámara termográfica, medidor de flujo ultrasónico y analizador de gases de la combustión, con el objetivo de desarrollar un metodo de evaluacion energetica y exergetica de una caldera pirotubular; obteniendo eficiencias energéticas por el método directo e indirecto de 76,5% y 77% respectivamente, y 27% de eficiencia exergética; como aspecto relevante a considerar, en su estudio también determino el grado de sobredimensionamiento del equipo y su impacto ambiental. De acuerdo a lo expuesto, se puede concluir que las evaluaciones exergoconomicas realizadas a los sistemas de generacion de vapor, se han enfocado en su - 25 -

gran mayoria a las plantas generadoras de potencia, reportandose escasos trabajos en sistemas de generacion de vapor industrial; especialmente en la industria de elaboracion de conservas de atun enlatas, objeto de este estudio. 2.6. Importancia de los sistemas de generación de vapor en la industria de producción de alimentos. El uso del vapor en la industria se vio impulsado inicialmente por la necesidad de aprovechar su fuerza motriz, constituyéndose en una de las más grandes contribuciones al desarrollo de la sociedad industrial moderna, además se sostiene que la primera aplicación orientada a la obtención de energía por medio del vapor, fue con la turbina a reacción de Hero a comienzos de la era cristiana (Milla 2007). Siglos más tarde en los inicios de la Revolución Industrial, Thomas Newcomen, un herrero muy hábil, invento una máquina térmica de un cilindro abierto por arriba, donde en el interior se deslizaba un émbolo, el que iba unido por una cadena en sus extremos mediante un balancín fijo en su punto medio y en el otro extremo llevaba un contrapeso capaz de levantar el émbolo. Watt en 1783 lo perfeccionó evitando el alternativo calentamiento y enfriamiento del cilindro, y su cambio consistió en producir la condensación del vapor en otro recipiente denominado la cámara de vacío, logrando reducir el consumo de vapor en 75% (Gaffert 1981). En base a esto, las centrales termoeléctricas inicialmente funcionaban con motores a vapor con pistones como es el caso de la primera central termoeléctrica, construida por Sigmund Schuckert en la ciudad de Ettal en Baviera la misma que entró en funcionamiento en 1878; y las primeras centrales comerciales, Pearl Street Station en Nueva York (E.E.U.U.) y la Edison Electric Light Station (Londres), las cuales empezaron a operar en 1882 (Sharma & Sanghi, 2015). Aunque es importante resaltar, que la turbina a vapor que permitió aumentar la capacidad y eficiencia de las centrales térmicas, dio como resultado que para 1904, la turbina de vapor haya reemplazado completamente a los motores de vapor de pistones en las grandes centrales eléctricas (PARSONS 2014). Pero el papel del vapor a lo largo de la historia, no se limita únicamente a la generación de potencia, debido a que también se reportan en la bibliografía revisada, importantes aportes del vapor al desarrollo de la industria de procesamiento de alimentos en conservas. - 26 -

En la industria del procesamiento de alimentos en conservas, los tratamientos térmicos de los alimentos a través de las diferentes etapas que lo constituyen, son muy importante, tal como se reportan en los trabajos de (Avadi, Bolaños et al. 2015) donde determina el ciclo de vida de las conservas de atún en latas en una de las principales industrias ecuatorianas; (Iribarren, Moreira et al. 2010) y (Bello, Stupak et al. 2012) realizaron estudios en Santiago de Compostela España, sobre el ciclo de vida de la conservas en lata del mejillón, constituyéndose en importantes aportes en la conservación del medio ambiente y eficiencia energética, sector en el cual España es el segundo productor mundial después de la república popular de china. En los Estados Unidos, (Bell, Farkas et al. 2002) en la universidad de carolina del norte, desarrollo un estudio dirigido a determinar las pérdidas de peso que se producen en el atún, debido al gradiente térmico producido en el interior del equipo durante la etapa de cocción, además del impacto que este produce sobre el proceso de empaque y esterilizado, para lo cual, se utilizó como producto de muestra la especie barrilete tuna (Katsuwonas pelamis). Otro aspecto importante a controlar son las características del atún, las cuales luego de ser sometido al proceso térmico de elaboración de conservas en lata, cambian normalmente sus propiedades nutricionales y organolépticas, debido a los diferentes subprocesos (refrigeración, descongelamiento, cocinado, limpieza, empaque esterilizado) que componen el mismo, por lo tanto, (Aubourg 2001) desarrollo un estudio donde enfatiza que los procesos térmicos predominantes en la conservación del atún en latas son el cocinado y esterilizado, y que por lo cual, se deber controlar durante su diseño y operación la degradación de dichas características. Otra innovación en este importante sector de la industria ha sido la incorporación de las energías renovables, donde (Quijera and Labidi 2013) adiciona al sistema de generación de vapor de una planta procesadora de atún en latas española, un sistema hibrido de calentamiento del agua de alimentación de una caldera pirotubular (solar – vapor), la cual opera con gas natural y provee de vapor saturado seco al proceso antes mencionado. Pero la importancia de los sistemas de generación de vapor no se limitan solamente a las conservas de los productos del mar, ya que los procesos agroindustriales como el procesamiento de la guayaba, caña de azúcar, zumo de naranja y varias frutas, se constituyen en grandes consumidores de vapor para los diferentes procesos térmicos que - 27 -

se utilizan para su correcto procesamiento, como lo presenta (Rocco and Morabito 2014) que desarrollaron un modelo matemático que busca optimizar los sistema de generación de vapor industriales, por el impacto económico y operacional que dicho sistema tiene sobre el proceso de producción, el cual podría representar el 70% del consumo energético total de la planta. En tal sentido (Walmsley, Walmsley et al. 2015), aplica una evaluación termoeconómica del proceso térmico de elaboración de leche en polvo, donde busca optimizar el proceso productivo mediante la aplicación del tecnología pinch; con el objetivo de predecir la perdida de eficiencia del sistema, debido al ensuciamiento de los tubos por la concentración del polvo de leche, y reducir el consumo energético. (Nasiri and Aghbashlo 2017) evalúa termoeconómicamente una industria iraní de elaboración de queso, donde especifica que el proceso de térmico de esterilizado se considera como un punto crítico de control, lo que denota la necesidad de un correcto aprovisionamiento y calidad del vapor generado en el sistema. De acuerdo a estos antecedentes, una de las técnicas más importante y comúnmente empleada en la industria alimentaria para extender la vida de los alimentos, es el proceso térmico a base de vapor, que requiere el calentamiento de los alimentos por un tiempo programado a una temperatura determinada, con el objetivo de eliminar microorganismos patógenos de importancia para la salud pública, así como aquellos microorganismos y enzimas que deterioran los alimentos durante el almacenamiento (Adepoju, Omitoyin et al. 2016). Por tal motivo en la industria de conservas de atún en latas objeto de este estudio, el vapor constituye el medio más idóneo de transporte del calor demandado por los diferentes procesos, tales como cocción, empaque, esterilizado, etiquetado y encartonado, para convertir al atún en un producto terminado (Avadí, Bolaños et al. 2015), por lo que la planta de generación de vapor se considera un “sistema clave”, cuya función es vital en el proceso productivo, dedicándose una proporción significativa de su consumo de combustibles fósiles a su producción (Noa and Brito 2010), (Mazuera, Rojas et al. 2014). Dado el carácter contaminante de las fuentes fósiles, resulta importante reducir el consumo de estos portadores energéticos a partir de la optimización y evaluación periódica de las tecnologías existentes y el diseño de otras (Nuñez 2016), Por otra parte, la utilización extensiva de combustibles de origen fósil en los procesos productivos genera emisiones de gases de efecto invernadero (es decir, CO, CO2, SOx y NOx) y - 28 -

preocupaciones ambientales posteriores (Atabani and Aldara 2014), identificándose como la actividad más dañina a nivel mundial la sobreutilización de combustibles fósiles, como el petróleo, para la generación de energía (Jimenez and S 2015). De acuerdo a la revisión bibliográfica realizada se puede concluir, que el sistema de generación de vapor saturado es clave en el proceso de conservación de alimentos, como en el caso de la industria del atún en conservas objeto de nuestro estudio. En tal sentido, el uso racional del vapor llevaría a las industrias de este sector a reducir los costos de producción y su impacto ambiental, lo cual daría como resultado, un aumento de la competitividad de los productos ecuatorianos tanto en los mercados nacionales como internacionales.

2.7. Principales portadores energéticos utilizados en los sistemas de generación de vapor en la industria de conservas. De acuerdo a lo anteriormente expuesto, se puede apreciar la importancia que tienen los sistemas de generación de vapor en la industria procesadora de alimentos; debido a que estos proveen la energía térmica necesaria, para la realización de todos los procesos térmicos componentes de la industria anteriormente mencionada, como el calentamiento, cocimiento y esterilización. Otro aspecto importante, lo constituye la dependencia a los combustibles de origen fósil que tiene la industria procesadora de alimentos para la generación de vapor; como es el caso de la industria objeto de este estudio, la cual utiliza el bunker (fuel oíl # 6) como combustible principal de su sistema de generación de vapor, el cual dado su carácter contaminante y alta participación en el costo final del vapor, se constituye en un problema potencial que debe ser considerado, debido a que las industrias de este sector actualmente se encuentra buscando certificaciones ambientales, que les permitan acceder a nuevos mercados con el fin de aumentar su competitividad y por ende las ventas de sus productos. Finalmente, otro portador energético importante para la industria es la energía eléctrica, la cual consume alrededor del 40% de la energía eléctrica total consumida mundialmente, y constituye en el segundo portador energético en las industrias después del vapor (Martinez 2017). En vista de lo anterior y la similitud que existe, entre los sistemas de generación de vapor de las diferentes industrias procesadoras de alimentos, se puede concluir, que los principales portadores energéticos que intervienen en los sistemas de generación de - 29 -

vapor de la industria de elaboración de conservas de atún en latas, no solo por su valor cuantitativo (agua de alimentación) sino también cualitativo (fuel oíl # 6 y energía eléctrica) son: Agua de alimentación. Combustible. Energía Electricidad. 2.7.1. Agua de alimentación. Según el Informe de las Naciones Unidas sobre los Objetivos de Desarrollo del Milenio 2012 unos 783 millones de personas no tienen acceso a una fuente de agua potable, es decir el 11% de la población mundial; además cada año fallecen aproximadamente por esa causa un millón y medio de niños menores de 5 años (Taboada, Magan et al. 2016). Por lo cual, el agua se constituye en un elemento imprescindible para la vida en la tierra, gracias a la cual se puede obtener alimentos, generar energía, producir bienes elaborados, generar servicios de suministro y saneamiento, así como asegurar la integridad de los ecosistemas. En vista de lo anterior, el agua es también ampliamente utilizada para la obtención de alimentos, mediante la utilización del vapor de agua en diversos tratamientos térmicos a nivel industrial, por ser uno de los medios más idóneos para transportar y suministrar calor a los procesos (Nieuwlaar, Roes et al. 2015), debido a que posee propiedades físicas y ventajas económicas como una alta eficiencia en la transferencia de calor, capacidad de proporcionar calor a temperatura y presión constante, no es toxico y su costo es relativamente bajo en su proceso de generación; donde esto lo convierte así en el segundo mayor portador calorífico en la industria, solo por debajo de la administración de calor directo de la combustión. Las principales propiedades del agua químicamente pura, que interesan al sistema de generación de vapor industrial, definen que esta hierve a la temperatura de 100°C a la presión atmosférica (760 milímetros Hg) y posee un calor de vaporización de

539

calorías/gramo; es un líquido inodoro e insípido, incoloro y transparente. En capas de poco espesor (6 – 8 metros) toma un color azul, porque absorbe las radiaciones rojas (Méndez 2015).

- 30 -

La tabla 2.1, presentan las características físicas del agua en función de su temperatura, las cuales son necesarias conocer durante la realización de evaluaciones energéticas de los sistemas de generación de vapor industrial. Tabla 2.1 algunas características físicas del agua en función de la temperatura

Temperatura Densidad agua T (ºC) 0 4 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

𝜌(𝑘𝑔/𝑚3 ) 999,8 1000 999,7 998,2 995,6 992,2 988,1 983,2 977,8 971,8 965,3 958,4

Calor especifico Cp (J/kg ∗ k) 421,76

Viscosidad dinámica

Viscosidad cinemática

Tensión superficial σ (N/m)

μ (Pa ∗ s) 1793𝑥10−6

ν (m2 ∗ s) 1793𝑥10−6

0,07564

419,21 418,18 417,84 417,85 418,06 418,43 418,95 419,63 420,5 421,59

1307𝑥10−6 1002𝑥10−6 797,7𝑥10−6 653,2𝑥10−6 547𝑥10−6 466,5𝑥10−6 404𝑥10−6 354,4𝑥10−6 314,5𝑥10−6 281,8𝑥10−6

1307𝑥10−6 1004𝑥10−6 801𝑥10−6 658𝑥10−6 553𝑥10−6 475𝑥10−6 413𝑥10−6 365𝑥10−6 326𝑥10−6 294𝑥10−6

0,07423 0,07275 0,07120 0,06960 0,06794 0,06624 0,06447 0,06267 0,06080 0,05891

Fuente: (Soriano and Pancorbo 2012)

Las características químicas del agua durante su proceso de cambio de fase, podrían ocasionar potenciales problemas que pondrían en riesgo no solo la capacidad y calidad de vapor generado, sino también la integridad física del equipo; problemas como, piting por corrosión, corrosión caustica, incrustación y arrastre de condensado. Esto conllevara a incurrir en considerables gastos de tratamiento del agua de alimentación del sistema de generación de vapor, los cuales, deberán ser considerados en las posteriores evaluaciones termoeconómica. La norma británica BS – 2486, la ABMA (American Boiler Manufacturing Association) y el TÜV, ofrecen estándares que buscan una operación eficiente, confiable y mantenible de los sistemas de generación de vapor; en base a las cuales se elaboraron las tablas 2.2 y 2.3, las cuales presentan los requerimientos que debe cumplir el agua de alimentación y de la caldera (Norese 2017). Tabla 2.2. Requerimientos agua alimentación calderas vapor según BS 2486

PARÁMETRO Dureza total Contenido de oxígeno Dióxido de carbono Contenido total de hierro Contenido total de cobre

VALOR REQUERIDO < 2 ppm < 8 ppb < 25 mg/l < 0,05 mg/l < 0,01 mg/l - 31 -

Alcalinidad total Contenido de aceite pH a 25 ºC Condición general

< 25 ppm < 1 mg/l 8.5 – 9.5 Incoloro, claro y libre de agentes Indisolubles.

Tabla 2.3. Requerimientos agua caldera según BS 2486

PARAMETRO pH a 25 ºC Alcalinidad Total CaCO3 Alcalinidad Cáustica Secuestrantes de Oxígeno: 􀂉 Sulfito de Sodio 􀂉 Hidrazina 􀂉 Taninos 􀂉 Dietilhidroxilamina Fosfato Na3PO4 Hierro Sílice Sólidos disueltos Sólidos en suspensión Conductividad Condición general

VALOR RECOMENDADO 10.5 - 11,8 < 700 ppm > 350 ppm 30 – 70 ppm 0.1 – 10 ppm 120 – 180 ppm 0.1 – 1.0 ppm (en agua alimentación) 30 - 60 mg/l < 3.0 ppm 150 ppm < 3500 ppm < 200 ppm < 7000 uS/cm Incoloro, claro y libre de agentes Indisolubles.

De acuerdo a la bibliografía revisada, contar con un suficiente y continuo abastecimiento de vapor de agua hacia el proceso de elaboración de alimentos en conservas, permitirá la realización de apropiados tratamientos térmicos de la materia prima en las diferentes etapas del proceso; esto se podrá lograr, en gran medida si se cumplen los requerimientos mínimos de calidad del agua de alimentación de la caldera; entendiéndose por esto, el cumplimiento de las propiedades físicas y químicas que exige el fabricante de la caldera al agua que ingresa al mencionado equipo. Otro aspecto importante a tener en cuenta, es que las industrias utilizan el 22 % del agua que se consumen anualmente en el mundo, aunque en los países de ingresos elevados este consumo representa el 59%, y el 10% para los de bajo ingreso (MAAMA 2015); esto demuestra la estrecha relación que existe entre el desarrollo del nivel de vida económico de sus habitantes, el nivel de industrialización y el consumo de sus recursos naturales. Esto ocurre debido a que este recurso suele considerarse como un bien gratuito, por la falta de conocimiento sobre la protección del ciclo del agua, el uso incorrecto y la - 32 -

carencia de un marco legal regulatorio, es decir por la falta de políticas adecuadas para una correcta gestión y costo. En vista de lo cual y de acuerdo a las demandas sectoriales del consumo de agua en el 2011, el Ecuador se presenta como un país no industrializado, con un uso consuntivo del agua predominante de 80% para el sector agrícola, seguido por el uso doméstico (13%) y la industria (7%) (EUA 2016) En vista de lo anterior, y a pesar que el Ecuador es un país tropical que recibe una precipitación promedio de aproximadamente 2087 mm anuales (EUA 2016), el 6 de agosto del 2014 entro en vigencia la ley de recursos hídricos y aprovechamiento del agua (Ley de aguas) que fue publicada en el registro oficial No 305 , la cual prohíbe toda clase de privatización del agua, por su trascendencia para la vida, la economía y el ambiente, por tanto, no puede ser objeto de ningún acuerdo comercial, con gobierno, entidad multilateral, o empresa privada nacional o extranjera y se gestión será exclusivamente pública o comunitaria. Finalmente, de acuerdo a lo expuesto se concluye, que el agua es un elemento vital para la superveniencia de todos los seres vivos, y en forma de vapor también lo es para el procesamiento de alimentos en conservas; además, que toda sociedad moderna necesita de ella para promover y mantener su bienestar socioeconómico, debido a la relación directa que existe entre el consumo de agua per cápita, la industrialización de la sociedad y el aumento del poder adquisitivo. Pero para esto es necesario, el desarrollo y establecimiento de políticas y leyes que eviten su desperdicio, promuevan su cuidado y eviten su monopolio.

2.7.2. Combustible. El petroleo se concoce desde la prehistoria, donde ya en la etapa precolombiana los indigenas sudamericanos lo utilizaban para la impermeabilizacion de sus embarcaciones; en otro punto importante en la historia, la biblia tambien lo menciona como el asfalto con el que se pegaron los ladrillos de la torre de Babel, y como los pozos de asfaltos que derrotaron a los reyes de Sodoma y Gomorra. Se dice que el primer pozo petrolero con fines comerciales tuvo lugar en Rumania, aunque de acuerdo a una gran cantidad de bibliografia, se sostiene que el coronel Edwin L. Drake dos años mas tardes (1859) completo en los Estados unidos el primer pozo

- 33 -

petrolero, y desde ese momento el consumo de petrolero en el mundo ha ido en franco aumento. Desde 1910, el gasoleo que comprendia la parte residual del proceso de destilacion del petroleo, empezo a utilizarse como combustible cuando el almirante Fisher ordeno cambiar el uso del carbon por el gasoleo en toda la flota britanica, desde ese momento se lo empezo a utilizar para alimentar los hogares de hornos, caldera, locomotaras, uso domestico y flota mercante, debido a su mayor poder calorifico y bajo precio (Bibliotecadigital 2017). El Bunker (fuel oil # 6), es un combustible obtenido de la parte residual del proceso de destilacion del petroleo, posee una alta viscosidad, fuerte olor a azufre y alto valor energetico, lo que lo hace apto para su uso industrial en calderas, hornos y para las plantas de generación eléctrica (RECOPE 2011). De acuerdo a (Muñoz 2013), las industrias utilizan la energía básicamente para tres aplicaciones fundamentales, calentamiento o enfriamiento, fuerza motriz y generación de vapor. Para el caso de la industria ecuatoriana, el 39% del suministro energético proviene de diesel, 31% de la energia electrica .y el 17% de fuel oil, lo cual muestra a los combustibles fósiles como la fuente energética principal de la industria ecuatoriana (Tsatsaronis 1993) En vista de lo anterior, surge la necesidad de identificar y cuantificar las diversas ineficiencias y perdidas energeticas, en los equipos componentes de los procesos industriales estudiados, con el objetivo de reducir el consumo de combustible y por ende el impacto que estos ocacionan al ambiente; para lo cual, primeramente se debe conocer las principales carcteristicas tecnicas del combustible utilizado en el proceso objeto de estudio. Estas caracteristicas, de acuerdo a la metodologia sovietica de evaluacion energetica de generadores de vapor y la metodologia propuesta por valero y lozano (Valero 1998), son la composicion quimica elemental del combustible, poder calorifico, calor especifico, densidad y viscosidad. La composicion quimica elemental de una muestra de combustible, se define como el porcentaje de masa o volumen de cada uno de los elementos que forman parte del combustible, es decir, carbono (C), hidrógeno (H2), azufre (S), oxígeno (O2), nitrógeno (N2), cenizas (A) y humedad (W). La tabla 2.4, muestra el valor de la composicion quimica elemental de varios combustibles utilizados en las centrales termicas. - 34 -

Tabla 2.4. Valor de la composicion quimica elemental de varios combustibles utilizados en las centrales termicas Combustible

Gas natural

Fuel oil

Caracteristicas

Valores medios

Carbono (% peso)

69

Hidrogeno (% peso)

23

Oxigeno (% peso)

1,5

Nitrogeno (% peso)

6

Azufre (% peso)

0,5

P.C.S (kcal/m3 )

10,600

Carbono (% peso)

83

Hidrogeno (% peso)

13

Oxigeno (% peso)

0,4

Nitrogeno (% peso)

0,4

Azufre (% peso)

<1 (fuelbia)

Vanadio (% peso)

0,3

3

Carbon

P.C.S (kcal/m )

10,300

Carbono (% peso)

83-40

Hidrogeno (% peso)

5,5-0,4

Oxigeno (% peso)

13,7-2,3

Nitrogeno (% peso)

1,6-0,2

Azufre (% peso)

3,8-0,3

P.C.S ( kcal/kg)

8600-4500

Humedad (% peso)

36,8-2,1

Materia Volatil (% peso)

36,5-2,6

Cenizas (% peso)

18,9-3,6

Carbono fijo

81-40

Fuente: Del libro tecnologia de las centrales termoelectricas convencionales

La composicion quimica elemental se considera como la caracteristicas tecnica mas importante del combustible, debido a que es la base para el calculo del volumen de aire necesario para la combustion, los gases generados, su entalpia y el poder calorifico. El poder calorifico es el calor liberado durante la combustion completa de la unidad de masa del combustible, se mide en kj/kg o en kj/kg o en las respectivas unidades inglesas, se pude determinar experimentalmente mediante bombas calorimetricas o analiticamente en funcion de la composicion quimica elemental del combustible. Existen muchas formulas y de diferentes autores para su determinacion, un ejemplo de ellos es mediante la ecucacion 1 presentada por el cientifco ruso Dmitri mendeleyev (Borroto and Rubio 2010). - 35 -

𝑄𝑡𝑖 = 339𝑥𝐶𝑡 + 1030𝑥𝐻𝑡 − 109𝑥(𝑂𝑡 − 𝑆𝑡 ) − 25𝑥𝑊𝑡´

𝑘𝑗

(1)

𝑘𝑔

El calor especifico del combustible, se define como la cantidad de energia necesaria para elevar la temperatrura a una unidad de masa de combustible un grado, y se determina mediante la ecuacion 2 propuesta por (Borroto and Rubio 2010). 9𝑥𝐻

𝑤

𝑄𝑡𝑖 = 𝑄𝑡𝑠 − 2500 [( 100𝑡 ) + (100𝑡 )]

𝑘𝑗

(2)

𝑘𝑔

La viscosidad es una caracteristica de los fluidos en particular de los liquidos, la cual representa la resistencia que opone el fluido al escurrimiento o a la circulacion en una cañeria o conducto cualquiera, y generalmente para los combustibles residuales como el caso del bunker se especifica para dos temperaturas, con el objetivo de graficar el comportamiento del combustible durante su precalentamiento al ser una mezcla de varios hidrocarburos, la viscosidad depende tanto de la composición del petróleo residual (material básico) como también de la cantidad de diluyente existente en la mezcla final, la cual debe ser cuidadosamente realizada para evitar que los componentes altamente volátiles entrarán en ebullición durante su precalentamiento en el generador de vapor. La densidad por sí sola no tiene una relación directa con las características del búnker, pero es un dato necesario para los cálculos de balance de energía. Las principales características del bunker se muestran en la tabla 2.5. Tabla 2.5. Propiedades físicas y químicas del Bunker (FUEL OIL) Propiedad

Promedio

Minimo

maximo

Limite de

metodo

especificacion Densidad a 15ºC

936,6

913,6

988,9

Reportar

ASTMD-1298

0,13 %

0,03 %

1,00 %

Maximo 2,00 %

ASTM D-1796

Temperatura de inflacion

110,9 ºC

82,0 ºC

132,0 ºC

Minimo 60,0 ºC

ASTM D-93

Fraccion de masa de azufre

1,10 %

0,76 %

2,03 %

Maximo 3,00 %

ASTM D-4294

Viscosidad a 50ºC

80,84 SSF

33,00

183,00

Maximo 300 SSF

ASTM D-88

SSF

SSF

7,68 %

3,44 %

12,75 %

Maximo 20,00 %

ASTM D-4530

0,02 %

0,00 %

0,07%

Maximo 0,20 %

ASTM D-482

Fraccion

de

volumen

agua

y

sedimento

Fraccion de masa residuo carbon conradson Fraccion de masa de ceniza

- 36 -

Punto de fluidez

19,46 ºC

0,00 ºC

30,00 ºC

Maximo 30,0ºC

ASTM D-97

Fuente: Departamento de Control de la Calidad de (RECOPE 2011)

De acuerdo a lo analizado, se concluye que el rol que los combustibles de origen fosil han desempeñado a travez de los años, en el desarrollo de la industria de procesos ha sido clave, tal como es el caso del bunker en la industria de alimentos en conservas; esto se manifiesta, en una fuerte dependencia de la industria alimenticia a este tipo de combustibles, lo cual preocupa a la humanidad a sabiendas de lo limitado de sus reservas certificadas a nivel mundial, por lo cual, con el objetivo de mantener la seguridad alimentaria de la humanidad y ademas reducir el impacto ambiental que las industrias ocasionan al medio circundante, consideramos necesaria, la implementacion de metodologias de evaluacion termoeconomica industrial, que reduscan tanto el consumo de combustibles y promuevan su reemplazo, por otras fuentes de energia alternativas mas amigables con el medio ambiente. 2.7.3. Energía Eléctrica. Desde tiempos inmemoriales el hombre observo que las primeras manifestaciones de la electricidad, sucedían de manera natural como el caso de los rayos, o de actividades tan simples como frotar un objeto que cause electricidad por fricción; en tal sentido la historia registra que en el año 600 a.c. Tales de Mileto, filósofo y matemático griego, al frotar con un paño un tipo de resina llamada ámbar, adquirió la capacidad de atraer objetos ligeros, como trozos de papel; la palabra ámbar en griego significa elektron y de esta se derivó electricidad. Las propiedades naturales de la electricidad y el magnetismo, fueron estudiadas por primera vez por el filósofo, medico, ingeniero, físico y astrónomo ingles William Gilbert en su libro sobre el iman. Dichos estudios sirvieron de base, para que el físico y jurista alemán Otto von Guericke en 1660 y el científico inglés Francis Hauksbee en el siglo XVIII crearan las primeras máquinas eléctricas, las cuales fueron utilizadas en sendos experimentos por el astrónomo y físico ingles Stephen Gray y el físico francés Charles Du Fay para demostrar, la existencia de la electricidad de carga positiva y negativa, que los materiales aislantes podrían evitar que la electricidad se pierda de objetos cargados, y la repulsión entre cuerpos cargados eléctricamente del mismo signo. Estas máquinas utilizadas por Gray y Du Fay, presentaban la limitación que solo podían almacenar una cantidad limitada de electricidad, pero en el año de 1745 en la - 37 -

universidad de Leyden se descubrió que en un frasco de vidrio con agua se podía almacenar cargas eléctricas, a dicho se inventó se denominó botella de Leyden y se constituyó en el primer condensador eléctrico del mundo. El físico francés charles coulomb en 1780, publico la ley del cuadrado inverso que hoy se conoce como la ley de Coulomb, la cual resulto de sus experimentos realizados sobre las fuerzas magnéticas y eléctricas utilizando la balanza de torsión, donde se definió que la fuerza entre cargas eléctricas, son proporcionales al producto de las cargas individuales e inversamente proporcional al cuadrado de la distancia que las separa Los estudios de la electricidad en los siglos XVII y XVIII, se limitaron al estudio de la electricidad estática, la cual comprende descargas súbitas de electricidad; en cambio se denomina corriente eléctrica a un flujo constante de electricidad a lo largo de un cable conductor, que pudo ser estudiada gracias la invención de la pila fotovoltaica por parte del físico italiano Alessandro Volta en el año 1800, convirtiéndose esta en una importante herramienta para los estudios de electricidad de esa época, además de ser la precursora de las baterías actuales. Hans Oersted en 1820, realizando estudios sobre la influencia que tienen la electricidad y el magnetismo sobre la aguja de una brújula, logro descubrir el electroimán, como consecuencia de esto, Michael Faraday en el año de 1821 mientras replicaba este experimento y realizando los propios, determino que aplicando electricidad a una varilla de hierro en estado perpendicular y acercando un imán, esta empezaba a girar alrededor del imán, logrando por primera vez transformar la energía eléctrica en energía mecánica, descubriendo de esa manera el motor eléctrico. Continuando con sus estudios, Faraday en 1831 desarrollo un experimento en el cual movía un imán dentro y fuera de una bobina de alambre, demostrando que la energía mecánica podría usarse para generar energía eléctrica, creando así el primer generador electromagnético del mundo. En base a los estudios desarrollados por Faraday, el estadounidense Thomas Davenport en 1835 desarrolla el primer motor eléctrico práctico el cual no fue económico debido a que su fuente de energía era una batería, lo cual no cambio hasta finales del siglo XIX cuando se desarrollaron varios avances tecnológicos, que permitieron que tanto la energía eléctrica como los motores eléctricos sean competitivos; de igual manera, en 1873 el belga Zenobe Gramme construyo el primer generador eléctrico para uso industrial.

- 38 -

En vista de los importantes avances a nivel mundial que la energía eléctrica había alcanzado hasta el año 1881, en lo que respecta a la generación, almacenamiento y usos, se construyó en Inglaterra la primera central hidroeléctrica de generación de energía, la cual abastecía al ayuntamiento local y a locales privados, pero cerro sus operaciones en 1884 debido a que no era rentable, se presume por que la energía eléctrica era más costosa que el gas o porque los bombillos no tenían la durabilidad deseada. En vista de lo anterior, en 1879 Swan produjo un bombillo de vacío; en el mismo año Thomas Edison producía su propio bombillo eléctrico; pero a partir de 1892 luego de la fusión, ambos empezaron a producir bombillos incandescentes con un filamento sólido, el cual fue el dispositivo que estimuló la aparición de un sistema de distribución eléctrica. Con la invención de un bombillo eficiente y duradero que iluminaba tanto las calles como los interiores de los edificios, se tornó atractivo sustituir el gas que iluminaba las grandes ciudades por la naciente energía eléctrica, por lo que en 1882 entraron en funcionamiento las primeras centrales térmica comerciales a vapor, en Londres con el objetivo de iluminar la ciudad; y el mismo año la central de Pearl Street en Manhattan Estados Unidos, la cual cubría la demanda de 400 lámparas, pero ya para 1884 está cubría alrededor de 10164 lámparas, donde ambas trabajan con motores a vapor. El ingeniero británico Charles Algernon Parsonsen el año de 1884 invento la turbina de reacción a vapor que lleva su nombre, y casi simultáneamente en los Estados Unidos Charles G. Curtis la turbina de acción (turbina a vapor); en vista de lo cual, para 1905 casi la totalidad de las central térmica contaban con turbinas a vapor, donde se incorporó también los primeros generadores de vapor acuotubulares, que se conocen hasta la actualidad. Actualmente las modernas centrales eléctricas, pueden ser alimentadas con carbón, combustibles derivados del petróleo, energía nuclear o usar la energía potencial del agua que cae para producir energía hidroeléctrica. La central nuclear (NPP), funciona bajo el mismo principio de las centrales térmicas convencionales que consumen combustibles derivados del petróleo, con la única diferencia que su fuente de calor proviene de uno o más reactores nucleares. La primera vez que un reactor genero electricidad fue el 20 de diciembre de 1951 en la estación experimental EBR-I cerca de Arco, Idaho en los Estados Unidos, pero el 27 de junio de 1954 en Obninsk en la URSS, comenzó a operar la primera planta de energía nuclear que generaba electricidad para una red eléctrica, pero la primera central - 39 -

eléctrica a escala comercial del mundo, en Calder Hall Inglaterra, se inauguró el 17 de octubre de 1956. Por lo tanto la unión, de la invención de la bombilla eléctrica, la invención de motores eléctricos y de un sistema confiable de generación de electricidad, dieron como resultado la electrificación y la modernización de la industria de los países del primer mundo, por lo que para el siglo XX en la industria, los motores eléctricos empezaron a conducir todo tipo de máquinas, como taladros, amoladoras, tornos, laminadoras, cintas transportadoras y grúas. Lo anterior dio como resultado, un aumento en el consumo de energía eléctrica por parte de una sociedad cada vez más industrializada, esto hizo que se requieran centrales eléctricas de mayor capacidad, lo que a su vez significo instalaciones y equipos cada vez más eficientes y por ende de mayor potencia. Tal es el caso de los generadores de vapor, donde se vio que los que ofrecían mejores condiciones para garantizar grandes flujos de vapor y altos niveles de presión y temperatura, eran los diseños llamados calderas acuotubulares en las que el combustible mayoritariamente era carbón. Este aumento de eficiencia y complejidad en los generadores de vapor, hizo posible aumentar la capacidad de las centrales termoeléctricas de 20 MW en los años 20 del siglo pasado, a niveles de potencias de entre 400 a 600 MW, incluso existen actualmente algunas instalaciones de 1200 MW. En vista de todo lo expuesto, podemos concluir que los descubrimientos que revolucionaron las actividades industriales y domesticas en el mundo, fueron la energía eléctrica, la bombilla incandescente, el motor eléctrico y el generador electromagnético; los cuales, hicieron posible que la electricidad se torne atractiva técnica y económicamente sobre las lámparas a gas, las cuales en ese momento alumbraran las grandes ciudades de los países desarrollados, permitiendo así la instalación de las primeras centrales eléctricas de la historia.

2.8. Metodología de análisis energéticos y exergoeconómicos en sistemas de generación a vapor para procesos industriales alimenticios. Las industrias procesadora de alimentos, se encuentran en una constante búsqueda de tecnologías y metodologías que les permitan mejorar su gestión energética, con los objetivos macros de mantener las reservas de combustibles fósiles de la nación, mejorar - 40 -

la calidad del medio ambiente, prevenir el calentamiento global y fortalecer la seguridad energética; y los objetivos micros de aumentar la eficiencia energética industrial, reducir el consumo de energía cuando sus precios aumentan y buscar sustitutos energéticos o energía limpias. 2.8.1. Teoría de balance general. Para la correcta evaluación exergoeconómica de un proceso industrial, se requiere de una clara comprensión de las ecuaciones de balances, para cada una de los flujos de masa, energía y exergía que cruzan las fronteras del volumen de control del sistema objeto de estudio. (Caselle, Nada et al. 2015) presenta la ecuación 3 de balance general para un sistema abierto cualquiera. 𝐴= 𝐸+𝐺−𝑆−𝐶

(3)

Donde: A→ acumulación E→ entrada G→ generación S→ salida C→ consumo Donde los términos entrada y la salida, se refieren a las unidades que entran y salen a través de los límites del sistema, el consumo y la generación representan, las unidades consumidas durante las reacciones químicas y las unidades de productos de dichas reacciones, respectivamente; la acumulación (positivas o negativas) se refiere al cambio de la cantidad de unidades dentro del sistema, cuando no se trate de un sistema de estado estacionario. El balance general se aplica a cantidades de elementos tales como entropía, aspectos moleculares, atómicos y cargas eléctricas, así como también a cantidades de masa, energía, exergía, costos exergéticos y exergoeconómico (Rosen and Tang 2006) De acuerdo al mismo autor, la ecuación general de balance se puede presentar en forma integral o diferencial, como se muestra en las ecuaciones (4) y (5) respectivamente.

- 41 -

𝐶𝑎 = 𝐶𝑒 + 𝐶𝑔 − 𝐶𝑠 − 𝐶𝑐

(4)

Donde: Ca→ cantidad acumulada Ce→ cantidad de entrada Cg→ cantidad generada Cs→ cantidad de salida Cc→ cantidad consumida 𝑇𝑎 = 𝑇𝑒 + 𝑇𝑔 − 𝑇𝑠 − 𝑇𝑐

(5)

Donde: Ta→ tasa de acumulación Te→ tasa de entrada Tg→ tasa de generación Ts→ tasa de salida Tc→ tasa de consumo Para los procesos de estado estacionario que se encuentran comúnmente en la ingeniería, el término tasa de acumulación en el balance diferencial es igual a cero (Rosen and Tang 2006) El balance integral describe lo que ocurre en un sistema entre dos instantes de tiempo, y el balance diferencial describe lo que ocurre en un sistema en un instante dado de tiempo, el balance Integral se aplica generalmente a procesos por muestras y el balance diferencial en procesos continuos. 2.8.2. Balances de masa, energía y energía. La palabra exergía fue concebida por el esloveno Rant en 1953, donde en una reunión científica sugirió que el término se utilizara para denotar la “capacidad de trabajo técnico”; para los años 60 en la literatura alemana aparece una función llamada Arbeitsfaehigkeit, la cual es completamente equivalente a la exergía, esta estaba siendo utilizado en la evaluación de procesos de conversión de energía; en las siguientes dos décadas la denominación de "exergía" ganó lentamente aceptación universal, aunque otros términos como energía disponible, disponibilidad, trabajo disponible, trabajo

- 42 -

potencial, energía útil, entropía potencial, y la essergia todavía se encuentran ocasionalmente en la literatura. El método de análisis exergético, ha sido desarrollado tanto en sus fundamentos como en varias aplicaciones en los años setenta, a través de los trabajos de Gaggioli, Moran, Fratzscher, Beyer, Szargut, Brodyanski y muchos otros, tanto en los Estados Unidos como en Europa. (Jin, Ishida et al. 1996) analizó exergéticamente un ciclo de Rankine orgánico, y determino las eficiencias energéticas y exergéticas del mencionado sistema, resaltando la importancia que tiene esta metodología para identificar y cuantificar las diferentes irreversibilidades de los sistemas energéticos. La literatura histórica y los trabajos anteriormente analizados, revelan la aplicabilidad, importancia y actualidad del método de análisis exergético convencional, compuesto principalmente por balances de masa, energía y exergía; no solo en sistema de conversión de energías convencionales, sino también en sistemas energéticos alternativos, como los ciclos de Rankine orgánico y sistemas solares. La ecuación de balance de masas, indica la igualdad entre la suma de los flujos másicos de las corrientes de entrada y las corrientes de salida, la cual se muestra en la ecuación 6.

∑ 𝑚̇𝑖𝑛 =: ∑ 𝑚̇𝑜𝑢𝑡

(6)

Donde: 𝑚̇𝑖𝑛 → Masa de entrada 𝑚̇𝑜𝑢𝑡 → Masa de salida La ecuación de balance de energía, de acuerdo con la primera ley de la termodinámica, indica el balance entre las entalpías de las corrientes de entrada, las entalpías de las corrientes de salida, la transferencia de energía por calor con él medio y la transferencia de energía por trabajo, y se expresa mediante la ecuación 7. ̇ 𝑄𝑛𝑒𝑡,𝑖𝑛 − 𝑊𝑛𝑒𝑡,𝑜𝑢𝑡 = ∑ 𝑚̇𝑜𝑢𝑡 ℎ𝑜𝑢𝑡 − ∑ 𝑚̇𝑖𝑛 ℎ𝑖𝑛

(7)

Donde: - 43 -

𝑄𝑛𝑒𝑡,𝑖𝑛 = 𝑡𝑎𝑠𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑠𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 𝑊𝑛𝑒𝑡,𝑜𝑢𝑡 = 𝑡𝑎𝑠𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑a 𝑚̇𝑖𝑛 = 𝑡𝑎𝑠𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 𝑚̇𝑜𝑢𝑡 = 𝑡𝑎𝑠𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 ℎ𝑖𝑛 = 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 ℎ𝑜𝑢𝑡 = 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 De acuerdo a lo planteado por (Atmaca and Recep 2014), la eficiencia energética de un sistema se define como la relación entre la energía de salida y la energía que ingresa al sistema, como se presenta en la ecuación 8.

𝜂1 =

∑ 𝑚𝑜𝑢𝑡 ̇ ℎ𝑜𝑢𝑡 ∑ 𝑚𝑖𝑛 ̇ ℎ𝑖𝑛

𝑜

𝑊𝑛𝑒𝑡,𝑜𝑢𝑡 𝑄𝑛𝑒𝑡,𝑖𝑛

(8)

La mayoría de los volúmenes de control que se encuentran en la práctica, como turbinas, compresores, toberas, difusores, intercambiadores de calor, tuberías y ductos operan en forma estacionaria. Teniendo en cuenta lo anterior, el balance de exergía para un proceso de flujo estacionario se define mediante la ecuación 9, y define que la cantidad de exergía que entra en un sistema de flujo estacionario en todas las formas (calor, trabajo, transferencia de masa), debe ser igual a la cantidad de exergía que sale, más la exergía destruida. ∑ 𝑄 − 𝑊 + ∑ 𝑚̇𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 − ∑ 𝑚̇𝑠𝑎𝑙𝑒 − 𝐸𝑑𝑒𝑠𝑡𝑟𝑢𝑖𝑑𝑎 = 0

(9)

Donde: 𝑄 = 𝑡𝑎𝑠𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑠𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 𝑊𝑛𝑒𝑡,𝑜𝑢𝑡 = 𝑡𝑎𝑠𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑a 𝑚̇𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 = 𝑡𝑎𝑠𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 𝑚̇𝑠𝑎𝑙𝑒 = 𝑡𝑎𝑠𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 𝐸𝑑𝑒𝑠𝑡𝑟𝑢𝑖𝑑𝑎 = 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑠𝑡𝑟𝑢𝑖𝑑𝑎 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑚𝑎 En lo que respecta a la exergía total de una corriente de flujo, esta se divide en sus componentes de exergía física, exergía cinética, exergía potencial y exergía química (Tsatsaronis 1993) la cual se representa de acuerdo a (Anvari, Khoshbakhti et al. 2015) mediante la ecuación 10. - 44 -

𝐸̇ = 𝐸̇ 𝑃𝐻 + 𝐸̇ 𝐾𝑁 + 𝐸̇ 𝑃𝑇 + 𝐸̇ 𝐶𝐻

(10)

Donde 𝐸̇ 𝑃𝐻  𝑇𝑎𝑠𝑎 𝑑𝑒 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑓í𝑠𝑖𝑐𝑎 (𝐾𝐽/𝑠) 𝐸̇ 𝐾𝑁  𝑇𝑎𝑠𝑎 𝑑𝑒 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑐𝑖𝑛é𝑡𝑖𝑐𝑎 (𝐾𝐽/𝑠) 𝐸̇ 𝑃𝑇  𝑇𝑎𝑠𝑎 𝑑𝑒 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑝𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙 (𝐾𝐽/𝑠) 𝐸̇ 𝐶𝐻  𝑇𝑎𝑠𝑎 𝑑𝑒 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑞𝑢í𝑚𝑖𝑐𝑎 (𝐾𝐽/𝑠)

Es importante especificar que las tasas de exergía cinética y potencial son igual a cero, cuando se considera que un sistema se encuentra en reposo en relación con su entorno. Existen varios autores que han estudiado el tema de la exergía física, tal el caso de (Kotas 1985), (Chand, Sankar et al. 2013) y (Bejan, Tsatsaronis et al. 1995), que la resuelven mediante la ecuación 11.

𝐸̇ = 𝐸̇ 𝑃𝐻 + 𝐸̇ 𝐾𝑁 + 𝐸̇ 𝑃𝑇 + 𝐸̇ 𝐶𝐻

(11)

(Valero 1998) durante la realización del curso “análisis termoeconómico de sistemas energéticos” en la universidad de campinas (Brasil), presento una ecuación para la determinación de la exergía química de los combustibles líquidos, la cual se muestra en la ecuación 12. 𝑒𝑞𝐺𝑉𝐹 = 𝛥ℎ𝑓 − 𝑇𝑜 𝑆𝑜 − ∑ 𝑓𝑗ὐ𝑗.

(12)

Donde: 𝛥ℎ𝑓 = La entalpia de formación del combustible 𝑓𝑗ὐ𝑗 = 𝑃𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎𝑙𝑒𝑠 𝑞𝑢𝑖𝑚𝑖𝑐𝑜𝑠 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑑𝑎 𝑒𝑙𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜

Otro aspecto importante a considerar es la determinación de la exergía física del combustible bunker, la cual de acuerdo a (Tolga and Mecit 2015) para sustancias incompresibles se determina mediante la ecuación 13. 𝑇

𝑒𝑥 = 𝐶𝑝 [𝑡 − 𝑇𝑜 − 𝑇𝑜 𝐿𝑛 ( 𝑇 )] 𝑂

(13) - 45 -

Donde: 𝐶𝑝 𝐶𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐𝑖𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑠𝑢𝑠𝑡𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 (𝐾𝐽/𝑘𝑔°𝐶) 𝑡 𝑇𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑠𝑢𝑠𝑡𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 (°𝐶) 𝑇 𝑡 + 273 (º𝐾) 𝑇𝑂 𝑇𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑜 𝑎𝑚𝑏𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 (°𝐾)

2.8.3. Pérdidas totales de exergía Las pérdidas totales de exergía, se refiere tanto la exergía destruida irreversiblemente dentro de un proceso (interna pérdidas), y cualquier otra exergía que se desperdicie en el medio ambiente debido a otras ineficiencias, como por ejemplo flujos de residuos o perdidas de calor por falta de un adecuado aislamiento (pérdidas externas) (Szargut 1988, Valero 1998), y se representan mediante la ecuación 14. ∑ 𝐸𝑃𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝐸̇𝐹,𝑡𝑜𝑡 − 𝐸̇𝑃,𝑡𝑜𝑡 = 𝐸̇𝐷 − 𝐸̇𝑃𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎

(14)

Donde: 𝐸𝑝𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝐸̇𝐹,𝑡𝑜𝑡 = 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑢𝑒𝑙 𝐸̇𝑃,𝑡𝑜𝑡 = 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜 𝐸̇𝐷 = 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑠𝑡𝑟𝑢𝑖𝑑𝑎 𝑖𝑟𝑟𝑒𝑣𝑒𝑟𝑠𝑖𝑏𝑙𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒𝑛𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑢𝑛 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑜 𝐸̇𝑃𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎 = 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑞𝑢𝑒 𝑠𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑐𝑖𝑒 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑜 𝑎𝑚𝑏𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 La eficiencia exergética, es el indicador más utilizados después de la pérdida total de exergía para la evaluación de la sostenibilidad de los procesos alimenticios, muestra cuán bien se utilizan las exergías que entran al proceso; siempre será menor que la eficiencia energética porque esta representa la desviación del proceso alimenticio actual respecto al ideal; en resumen, la eficiencia exergética es igual a la cantidad total de exergía útil que sale del proceso dividido por la cantidad total de exergía requerida (Zisopoulos, Rossier et al. 2015), como lo muestra la ecuación 15.

- 46 -

𝜂1 =

𝐸̇𝑃 𝐸̇𝐹

𝑜𝑟

𝜂1 = 1 −

𝐸̇𝐷 +𝐸̇𝐿 𝐸̇𝐹

(15)

La destrucción de exergía, representa la contribución del componente k a la reducción de la eficiencia exergética del sistema, de acuerdo a la ecuación 16. 𝐸̇

𝑦𝑘 = 𝐸̇ 𝐷𝑘 ; 𝐹,𝑡𝑜𝑡

𝐸̇

𝑦𝑡𝑜𝑡 = 𝐸̇𝐷𝑡𝑜𝑡

𝐹,𝑡𝑜𝑡

(16)

2.8.4. Costo exergético unitario Debido a que todos los procesos termodinámicos que se realizan en la naturaleza son de carácter irreversible, siempre será necesario invertir una cantidad mayor de recursos en un determinado proceso para la obtención de una unidad de producto, como se presenta en la ecuación 17. 𝑘=

𝐹 𝑃

≥1

(17)

donde: 𝐹 𝐼𝑛𝑑𝑖𝑐𝑎 𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑛𝑡𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑐𝑢𝑟𝑠𝑜𝑠 𝑖𝑛𝑣𝑒𝑟𝑡𝑖𝑑𝑜𝑠 𝑒𝑛 𝑢𝑛𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔𝑖𝑎 𝑃 𝑅𝑒𝑝𝑟𝑒𝑠𝑒𝑛𝑡𝑎 𝑙𝑎 𝑢𝑛𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜 𝑒𝑛 𝑢𝑛𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔𝑖𝑎

2.8.5. Balance termoeconómico En un mundo con recursos naturales finitos y una creciente demanda de energía por parte de los países de primer mundo, el desarrollo de técnicas para diseñar sistemas de energías eficientes y rentables es uno de los principales desafíos que enfrentan los ingenieros energéticos; razón por la cual, es cada vez más importante conocer los mecanismos que degradan la energía y desarrollar tecnologías que mejoren el diseño de los sistemas de energía y reduzcan el impacto ambiental (Mohammad, Pouria et al. 2008). Bajo este contexto, muchos investigadores han desarrollado excelentes métodos para la realización de análisis económicos basados en los conceptos de exergía, los cuales se conocen por una variedad de nombres (termoeconomía, costos de la segunda ley, contabilidad de costos y exergoeconomía); teniendo todos en común, que combinan la segunda ley de la termodinámica con los principios de la economía para alcanzar los objetivos anteriormente definidos, y que además reconocen a la exergía ( no la anergia) como la parte útil de la energía, que es a quien se debe asignar el costo y / o precio monetario (Mohammad, Pouria et al. 2008). Razón por la cual se define a la termoeconomía como un camino hacia el desarrollo sostenible, y que el análisis exergético y exergoeconómico proporciona una - 47 -

asistencia efectiva para identificar, evaluar y reducir las ineficiencias termodinámicas y resaltar las posibles mejoras. En vista de lo anterior, se denota la importante utilidad que tiene la metodología termoeconómica en la evaluación energética industrial; tanto por ofrecer alternativas de mejoras con criterios energéticos y económicos, en sus etapas de diseño, operación y mantenimiento, como también por la actualidad de sus teorías, plasmadas en los trabajos realizados en diversos tipos de aplicaciones, en todo tipo de industria hasta la actualidad. De acuerdo a las anteriores aseveraciones se reportan importantes aplicaciones entre las que podemos destacar que: (Montes, García et al. 2009) aplica una evaluación termoeconómica a dos ciclos combinados, donde el primero utiliza como combustible biomasa y el segundo utiliza la biomasa como co-combustión y el gas natural como combustible principal, determinado que el segundo ciclo ofrece mayores rendimientos energéticos y exergéticos en el orden del 2 y al 4% respectivamente. (Walmsley, Walmsley et al. 2015) en un sistema de trigeneración ubicado en un parque industrial de Turquía, realiza una evaluación termoeconómica (exergoeconómica) al sistema completo, dichos resultados indican que la cámara de combustión, la turbina de vapor a alta presión y el condensador exhiben un importante potencial de mejora económica debido a sus altos costos de destrucción de la exergía. (Bejan, Tsatsaronis et al. 1995) realiza un revisión exhaustiva de varios métodos de análisis termoeconómicos, en el cual detalla las ventajas y desventajas de cada uno de ellos, y compara sus resultados tomando como punto de referencia el problema CGAM; encontrando que el método termoeconómico de entradas y salidas utilizado en el presente trabajo, es el más adecuado por su fácil comprensión, menor complejidad y por necesitar menos relaciones para la determinación de los costos termoeconómicos del sistema. Los estudios recientemente analizados y lo expuesto por (Bejan, Tsatsaronis et al. 1995), ponen de manifiesto la utilidad y actualidad del método termoeconómico utilizado, en la evaluación termoeconómica de la industria de la elaboración de conservas de atún en latas objeto de estudio, compuesto principalmente por las ecuaciones de balance de costo termoeconómico 18, balance de costos termoeconómicos unitarios 19 y costo de la destrucción de la exergía 20.

- 48 -

̇ = 𝐶𝐹,𝐾 ̇ + 𝑍̇𝐾𝐶𝐼 + 𝑍̇𝐾𝑂𝑀 𝐶𝑃,𝐾

(18)

donde: ĊP,K→ costo termo económico del producto ĊF,K→ costos termo económico del fuel Ż𝐶𝐼→ costos del capital de inversión 𝐾

Ż𝑂𝑀→ costos de operación y mantenimiento 𝐾

𝑐𝑃,𝐾 𝐸̇𝑃,𝐾 = 𝑐𝐹,𝐾 𝐸̇𝑃,𝐾 + 𝑍̇𝐾𝑇

(19)

donde: cP,K y cF,K→ Son los costos por unidad de exergía asociados con el producto y el fuel respectivamente. Ż𝑇→ Es la suma total de los costos capitales de operación y mantenimiento para los 𝐾

componentes considerados. ̇ = 𝐶𝐹,𝐾 ̇ 𝐸̇𝐷,𝐾 𝐶𝐷,𝐾

(20)

- 49 -

CAPITULO III. COSTO TERMOECONÓMICO DEL SISTEMA DE GENERACION DE VAPOR. Para la correcta estimación del costo termoeconómico del vapor generador por el sistema objeto de estudio, se deberá aplicar una metodología de recolección de datos que asegure la confiabilidad, de todos los parámetros térmicos (flujos de masa, presión, temperatura) de los diferentes flujos que intervienen en el mencionado sistema; los cuales son recopilados durante la etapa de medición, con los que posteriormente se determinaran sus propiedades termodinámicas (entalpia, entropía). Esta metodología propuesta por (Arteaga, Fernández et al. 2017) consta de las siguientes etapas. 

Elaboración de diagrama funcional de proceso.



Elaboración e instalación de recipientes recolectores de condensado.



Recolección de condensado de cada equipo del proceso.



Medición de parámetros de materia prima.

3.1 Elaboración del diagrama funcional de proceso. El diagrama funcional de proceso tiene como objetivo principal, representar de manera esquemática, sistemática y con una adecuada codificación, todos los elementos que intervienen en el proceso de generación de vapor objeto de estudio, a partir del cual, se podrán establecer todos los flujos de los portadores energéticos que intervienen en el proceso, tal como se presenta en la figura 2.1. 3.2 Elaboración de recipientes recolectores de condensado. La elaboración de recipientes metálicos debidamente cubicados, se realiza con el objetivo de establecer mediante la ley de la conservación de la masa, el consumo de vapor de cada uno de los equipos del proceso en estudio; para lo cual es necesario, recoger el condensado del vapor que produce cada uno de los equipos analizados. Por lo que, mediante acoples y mangueras adecuadas para la manipulación de vapor, se instalaran a cada uno de los equipos antes mencionados. 3.3 Recolección de condensado de cada equipo del proceso. De acuerdo a lo anterior y mediante la metodología propuesta por (Sarco 2014), se almacenará y cuantificará el condensado de vapor producido por cada equipo, para - 50 -

luego mediante un paquete informático estadístico determinar su desviación y error estándar. La presión del vapor al ingreso de cada equipo, se seleccionó en base a la presión de operación de la válvula reductora; en función de esta y su entalpia específica, se establecieron los restantes parámetros termodinámicos necesarios para la realización de los cálculos energéticos, exergéticos y termoeconómicos, presentados en la tabla 3 que se muestra en los anexos. 3.4 Medición de parámetros de materia prima. Se entiende por materia prima del proceso objeto de estudio, al combustible bunker (fuel oíl # 6) y al agua de alimentación que circulan por el sistema, sus parámetros térmicos se determinaron de manera simultáneamente a los del flujo de vapor, los cuales se encuentran detallados en la tabla 2 de anexos. Luego de haber obtenido todos los parámetros termodinámicos, se aplica a todos los subsistemas componentes del sistema de generación de vapor, la metodología termoeconómica descrita por (Vucˇkovic´, Stojiljkovic´ et al. 2014), la cual es utilizada por varios autores para la evaluación termoeconómica de los sistemas energéticos en la industria; los resultados obtenidos están descritos en las tablas 2 y 3 de anexos. 3.5 Aplicación de la metodología termoeconómica 3.5.1 Sistema de alimentación de agua. Los principales equipos componentes del sistema de alimentación de agua se detallan a continuación. - tanque de alimentación de agua. - Bomba de alimentación de agua 3.5.1.1 Tanque de alimentación de agua El tanque de alimentación de agua mostrado en la figura 3.1, cumple cuatro funciones principales: -

Alimentar constantemente con agua de alimentación, que cumpla todos los parámetros térmicos y químicos requeridos por el fabricante de la caldera.

- 51 -

-

Almacenar la cantidad de agua de alimentación, necesaria para abastecer a la caldera, en caso que sufra alguna avería o desabastecimiento el sistema que alimenta de agua al mencionado tanque.

-

Mantener el agua de alimentación a la temperatura optima recomendada por el fabricante, lo cual reducirá la posibilidad que los tubos de la caldera sufran averías por choques térmicos y por corrosión por pitting.

-

Dosificar los químicos para el tratamiento del agua de alimentación, con lo cual se busca evitar la incrustación y la corrosión por bajo PH.

Figura 3.1. Tanque de alimentación de agua Fuente: Elaboración propia

Para el Balance energético en el sistema de agua de alimentación de la caldera se presentan dos incógnitas, el flujo de vapor necesario para el calentamiento del agua de alimentación (𝐺𝐺𝑉𝑉4" ) , y el flujo de agua de alimentación de caldera (𝐺𝐺𝑉𝐴2 ). En tal sentido, de acuerdo a la ley de la conservación de la masa y la primera ley de la termodinámica, se plantea un sistema de 2 ecuaciones lineales con dos incógnitas.

𝐺𝐺𝑉𝐴2 = 𝐺𝐺𝑉𝐴4" + 𝐺𝐺𝑉𝐴1

(21)

𝐺𝐺𝑉𝐴2 ∗ ℎ𝐺𝑉𝐴2 = 𝐺𝐺𝑉𝐴1 ∗ ℎ𝐺𝑉𝐴1 + 𝐺𝐺𝑉𝑉4" ∗ ℎ𝐺𝑉𝑉4"

(22)

Reemplazando valores de la tabla 2 se obtiene. 𝐺𝐺𝑉𝐴2 = 3978 𝑘𝑔/ℎ𝑟 𝐺𝐺𝑉𝐴4" = 82.52 𝑘𝑔/ℎ𝑟

- 52 -

En el Balance exergético para la determinación de la exergía de todos los componentes del sistema, se debe primero establecer su ambiente de referencia, 𝑇𝜊 = 298º𝐾 (25º) y, 𝑃𝜊 = 0,10𝑀𝑃𝑎 (Valero y Lozano; 1994), con el cual se determinarán sus propiedades termodinámicas. 𝐾𝑗

ℎ𝜊 = 104,9 𝐾𝑔

𝐾𝑗

𝑆𝜊 = 0,3674 𝐾𝑔 º𝐾

En función de lo anterior y lo planteado por (Kotas 1985), se determina la exergía física de todas las corrientes de los flujos que intervienen en el subsistema tanque de alimentación de agua; para lo cual, reemplazando valores (tabla 2 de anexos) se tiene. 𝐸𝐺𝑉𝑉4" = 14.25

𝑘𝑗 𝑘𝑔

𝐸𝐺𝑉𝐴1 = 1.651

𝑘𝑗 𝑘𝑔

𝐸𝐺𝑉𝐴2 = 5.6

𝑘𝑗 𝑘𝑔

Las ecuaciones establecidas para el cálculo del Fuel y el producto se muestran en la tabla 1 de anexo; en vista de lo cual, y lo expuesto por (Zisopoulos, Rossier et al. The use of exergetic indicators in the food industry - A review) se determina la eficiencia exergética (tabla 2 de anexo). 𝜂𝐸𝑥𝑒𝑟𝑇𝐷 = 35.21% Las irreversibilidades totales del subsistema tanque de alimentación de agua, se determinan de acuerdo a lo expuesto por (Szargut 1988), (Valero 1998) mediante la ecuación 9. 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑇𝐷 = 10.31

𝑘𝑗 𝑘𝑔

La tasa de exergía total destruida por el subsistema analizado, se determina mediante lo expuesto por (Vucˇkovic´, Stojiljkovic´ et al. 2014). 𝑦𝑇𝐷 = 0.3162% El Costo exergético unitario de acuerdo a lo planteado por (Rosen and Tang 2006) y (Belman, Zaleta et al. 2002), se determina mediante la ecuación 23. - 53 -

𝑘𝐺𝑉𝐴2 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐴2 = 𝑘𝐺𝑉𝐴1 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐴1 + 𝑘𝐺𝑉𝑉4" ∗ 𝐸𝐺𝑉𝑉4"

(23)

Reemplazando valores obtenemos (tabla 2 de anexos). 𝑘𝐺𝑉𝐴2 = 14.69 El costo termoeconómico total de salida, se determina mediante la realización del balance de todos los costos termoeconómicos que interviene en el subsistema analizado, de acuerdo a lo planteado por (Bejan, Tsatsaronis et al. 1995), de acuerdo a lo expresado en la ecuación 24. El costo del agua en el cantón Manta, tiene un valor de 0.0008 USD/kg, por lo cual en base a lo anterior y reemplazando valores (tabla 1 de anexos). 𝑢𝑠𝑑

𝐶𝑇𝐺𝑉𝐴2 = 0.001373 𝑠𝑒𝑔

(24)

3.5.1.2 Bomba de agua de alimentación La bomba de agua mostrada en la figura 3.2, tiene como función principal mantener el nivel óptimo del agua interna de la caldera, en el rango recomendado por el fabricante.

Figura 3.2. Bomba de agua Fuente: Elaboración propia

- 54 -

Tabla 3.1. Parámetros operativos de la tubería GVA2 Tubería

Longitud m

GVA2

Diámetro m

6

# Codo

0,0779

k Codo

2

# Válvula

K Válvula

# Filtros

1

8

1

30

K filtros 150

Área

𝑚2 0,0047

La ecuación de Bernoulli (25), se utilizó para la determinación de la energía necesaria que la bomba debe transmitir al fluido, con el objetivo de vencer las diferentes cargas del subsistema analizado. 𝐻𝐵 =

𝑃𝐺𝑉𝐴3 −𝑃𝐺𝑉𝐴2 𝛾𝐺𝑉𝐴

+

2 2 𝑉𝐺𝑉𝐴3 −𝑉𝐺𝑉𝐴2

2𝑔

+ 𝑧𝐺𝑉𝐴3 − 𝑧𝐺𝑉𝐴2 + 𝐻𝐹𝐺𝑉𝐴2−𝐺𝑉𝐴3

(25)

Mediante la ecuación de la continuidad, se determinan las velocidades de entrada y salida. 𝐺𝐺𝑉𝐴2 = 𝐺𝐺𝑉𝐴3 𝐴𝐺𝑉𝐴2 ∗ 𝑉𝐺𝑉𝐴2 = 𝐴𝐺𝑉𝐴3 ∗ 𝑉𝐺𝑉𝐴3 Reemplazando valores de la tabla 5 obtenemos. 𝑉𝐺𝑉𝐴2

𝑚2 = 0.0051 𝑠

𝑉𝐺𝑉𝐴3 = 1.67

𝑚2 𝑠

Mediante la ecuación de Darcy-Weisbach (26), determinamos las perdías de energía por fricción. 𝐿

ℎ𝑓𝐺𝑉𝐴2 = 𝑓𝐺𝑉𝐴2 ∗ 𝐷𝐺𝑉𝐴2 ∗ 𝐺𝑉𝐴2

𝑉𝐺𝑉𝐴2 2 2𝑔

(26)

El factor de fricción (𝑓) es un parámetro adimensional que se utiliza en la dinámica de fluidos, para calcular las pérdidas de carga por fricción en tuberías, el cual se puede determinar gráficamente mediante el uso del diagrama de Moody; en función del número de Reynolds y la rugosidad relativa para flujos turbulentos. En consecuencia, a lo anterior, y mediante la ecuación 27 ReGVA2 =

VGVA2 *DGVA2 vGVA2

(27)

- 55 -

𝑅𝑒 = 161322 La rugosidad absoluta del acero comercial es 1,5 × 10−4 𝑓𝑡, dato obtenido de (Mott 2006), y mediante la ecuación 28. 𝜀𝐺𝑉𝐴2 𝐷𝐺𝑉𝐴2

= 5,83 × 10−4

(28)

Razón por la cual se obtiene. 𝑓 = 0.0195 Las pérdidas de carga en accesorios se determinan por la siguiente ecuación 29 𝐿𝑒𝐺𝑉𝐴2 𝐷𝐺𝑉𝐴2

= 𝐾𝐺𝑉𝐴2

(29)

Remplazando valores de la tabla 3.1 se obtienen las longitudes equivalentes de todos los accesorios de la tubería de succión mediante la ecuación 30. 𝐿𝑒𝑎𝑐 = 𝐾𝑎𝑐 ∗ 𝐷𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟𝑖𝑎 ∗ 𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑐𝑐𝑒𝑠𝑜𝑟𝑖𝑜

(30)

Obteniendo así. 𝐿𝑒𝐶𝑂𝐷𝑂𝐺𝑉𝐴2 = 4,67𝑚 𝐿𝑒𝑉𝐴𝐿𝐺𝑉𝐴2 = 0,621𝑚 𝐿𝑒𝐹𝐼𝐿𝑇𝑅𝑂𝐺𝑉𝐴2 = 11,68𝑚 La longitud equivalente total de la tubería de succión, se determina mediante la ecuación 31. 𝐿𝑒𝐴𝐶 = 𝐿𝑒𝐹𝐼𝐿𝑇𝑅𝑂𝐺𝑉𝐴2 + 𝐿𝑒𝑉𝐴𝐿𝐺𝑉𝐴2 + 𝐿𝑒𝐶𝑂𝐷𝑂𝐺𝑉𝐴2 (31) 𝐿𝑒𝑇𝐺𝑉𝐴2 = 22,98𝑚 Finalmente reemplazando valores. ℎ𝑓𝐺𝑉𝐴2 = 0,344𝑚 Para la tubería de descarga, se procede de manera análoga en función de los valores tabulados en la tabla 3.2.

- 56 -

Tabla 3.2. Parámetros operativos de la tubería GVA3

Tuberí

Longitud

Diámetr o

a

m

m

GVA3

16

0,0627

# cod

k cod

o

o

12

30

# Válvula s abiertas

K Válvula s abiertas

# Válvula retención

K Válvula retención

1

340

20

2,5

Área

𝑚2 0,003

ℎ𝑓𝐺𝑉𝐴3 = 3,15𝑚 Las pérdidas totales por fricción en tuberías, se determina mediante la ecuación 32. 𝐻𝐹𝐺𝑉𝐴2−𝐺𝑉𝐴3 = ℎ𝑓𝐺𝑉𝐴2 + ℎ𝑓𝐺𝑉𝐴3 (32) 𝐻𝐹𝐺𝑉𝐴2−𝐺𝑉𝐴3 = 3,49𝑚 Reemplazando valores en la ecuación 24 se obtiene. 𝐻𝐵(𝐺𝑉𝐴2−𝐺𝑉𝐴3) = 100,9 La potencia eléctrica necesaria que se debe suministrar a la bomba, se determina mediante la ecuación 33. 𝑁𝐵𝐴2 = 𝑉𝐺𝑉𝐴3 ∗ Ɣ𝐺𝑉𝐴3 ∗ 𝐻𝐵(𝐺𝑉𝐴2−𝐺𝑉𝐴3) (33) 𝑁𝐵𝐴2 = 5,106 𝑘𝑊 La potencia que se entrega al motor eléctrico, se determina mediante la ecuación 34. 𝑃𝑚𝐵𝐴2 =

√3∗ 𝐹.𝑃∗ 𝐼∗ 𝑌 1000

(34) 𝑃𝑚𝐵𝐴2 = 9,39𝐾𝑤

En vista de lo cual, la eficiencia del grupo de bombeo se define mediante la ecuación 35. 𝜂𝐵𝐴2 =

𝑁𝐵𝐴2

(35)

𝑃𝑚𝐵𝐴2

𝜂𝐵𝐴2 = 54,36%

- 57 -

Mediante la realización de balances de exergía se determinan las irreversibilidades del subsistema analizado. 𝐸𝐺𝑉𝐴2 + 𝐸𝐺𝑉𝐸𝐶𝑄 = 𝐸𝐺𝑉𝐴3 + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐵𝐴2 La exergía entregada al fluido se determina mediante la ecuación 36. 𝐸𝐺𝑉𝐸𝐵𝐴 = 𝐺𝐺𝑉𝐴2 (ℎ𝐺𝑉𝐴3 − ℎ𝐺𝑉𝐴2 )

(36) 𝐸𝐺𝑉𝐸𝐵𝐴 = 2.278

𝑘𝑗 𝑠

En vista de lo cual (tabla 2 de anexos), obtenemos.

𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐵𝐴2 = 1.118

𝑘𝑗 𝑠

La tasa de exergía total destruida. 𝑦𝐵𝐴2 = 0.03429% La eficiencia exergética se determina de acuerdo a (Valero 1998), ecuación 37. 𝜂𝐸𝑥𝑒𝑟𝐵𝐴2 = 1 − ((𝑇

𝑇𝑜 𝐺𝑉𝐴3

) ∗ (1 − (

∆𝑃𝐵𝐴2 𝑃𝑚𝐵𝐴2 ) 𝑉𝐵𝐴2

𝜌𝑎𝑔 ∗(

)))

(37)

Donde: 𝑃𝑚𝐵𝐴2 = 𝑃𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒𝑔𝑎𝑑𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑒𝑙 𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟 ∆𝑃𝐵𝐴2 =Diferencia de Presiones En Kpa Reemplazando valores. 𝜂𝐸𝑥𝑒𝑟𝐵𝐴2 = 53,17% El costo exergético unitario de salida, se determina mediante la realización de balances de costos exergéticos unitarios. 𝑘𝐺𝑉𝐴2 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐴2 + 𝐾𝐺𝑉𝐸𝐵𝐴 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐸𝐵𝐴 = 𝑘𝐺𝑉𝐴3 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐴3 Reemplazando valores (tabla 2 anexos) tenemos. 𝑘𝐺𝑉𝐴3 = 12.51

- 58 -

El costo termoeconómico total de salida, se determina mediante la aplicación de la ecuación 38. 𝑢𝑠𝑑

𝐶𝑇𝐺𝑉𝐴3 = 5,92 𝑠𝑒𝑔

(38)

3.5.2 Caldera pirotubular Es el equipo principal del sistema de generación de vapor, ya que proporciona la energía térmica necesaria para la realización de todos los procesos térmicos, de la industria objeto de estudio.

Figura 3.3. Caldera pirotubular

Para el balance de energía por el método indirecto se determinó su composición química elemental. 𝐶 𝑡 = 83.976% 𝐻 𝑡 = 11.516% 𝑁 𝑡 = 0.596% 𝑂𝑡 = 0.696% 𝑆 𝑡 = 1.716% 𝑊𝑡 =

1.5% 100% Esta composición química elemental, fue obtenida de una muestra de combustible

bunker (fuel oíl #6) enviada para su análisis al laboratorio “Sertinlab” de la ciudad de Quito, el cual se encuentra debidamente certificado ante las autoridades ambientales del Ecuador, - 59 -

y brinda servicios de este tipo a diversas industrias ecuatorianas de varios sectores productivos. En función de la composición química del combustible y la ecuación de Mendeleyev presentada por (Borroto and Rubio 2010), se obtiene el poder calorífico inferior del combustible Bunker. 𝑄𝑏 𝑡 = 40405

𝑘𝑗 𝑘𝑔

El calor total disponible del combustible a la entrada del quemador, se determina por la ecuación 39. 𝑄𝑇𝐷 = 𝑄𝑏𝑡 + 𝑄𝑓𝑐

(39)

Donde: 𝑄𝑇𝐷 = 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑖𝑠𝑝𝑜𝑛𝑖𝑏𝑙𝑒 (𝑘𝑗⁄𝑘𝑔𝑐𝑜𝑚𝑏 ) 𝑄𝑏𝑡 = 𝑝𝑜𝑑𝑒𝑟 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟𝑖𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑖𝑛𝑓𝑒𝑟𝑖𝑜𝑟 (𝑘𝑗⁄𝑘𝑔𝐶𝑂𝑀𝐵) 𝑄𝑓𝑐 = 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑓𝑖𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒 (𝑘𝑗⁄𝑘𝑔𝐶𝑂𝑀𝐵) El calor físico del combustible se determina por la ecuación 40. 𝑄𝑓𝑐 = 𝐶𝐺𝑉𝐹8 𝑥 𝑇𝐺𝑉𝐹8

(40)

Donde: 𝐶𝐺𝑉𝐹8 = 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐𝑖𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒 (𝑘𝑗⁄𝑘𝑔°𝐶) 𝑇𝐺𝑉𝐹8 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒 𝑎 𝑙𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑞𝑢𝑒𝑚𝑎𝑑𝑜𝑟 (𝐶°) El calor específico del bunker se determina mediante la ecuación 41. 𝐶𝐺𝑉𝐹8 = 1.938 (𝑘𝑗⁄𝑘𝑔°𝐶)

(41)

Reemplazando valores se obtienen. 𝑄𝑓𝑐 = 155,1 𝑘𝑗⁄𝑘𝑔 𝑄𝑇𝐷 = 40560

𝑘𝑗 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏

En función de la composición química elemental del combustible, se obtiene el valor del volumen total de gases de acuerdo a la ecuación (42) - 60 -

𝑉𝑇 = 𝑉𝑅𝑂2 + 𝑉𝑁2 + 𝑉𝐻2𝑂 + (∝ℎ − 1) 𝑉𝑡 𝑎

(42)

Donde: 𝑉𝑇 = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 (𝑚3 ⁄𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏) 𝑉𝑅𝑂2 = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑑𝑒 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑡𝑟𝑖𝑎𝑡ó𝑚𝑖𝑐𝑜𝑠 (𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏) 𝑉𝑁2 = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑛𝑖𝑡𝑟ó𝑔𝑒𝑛𝑜 (𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏) 𝑉𝐻2𝑂 = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑟𝑒𝑎𝑙 𝑑𝑒𝑙 𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑎𝑔𝑢𝑎 (𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏) ∝ℎ = 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑒𝑥𝑐𝑒𝑠𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑒𝑛 𝑒𝑙 ℎ𝑜𝑔𝑎𝑟 (%) 𝑉𝑡 𝑎 = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒 (𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔 ) El volumen de los gases triatómicos se determina por la ecuación (43) 𝑉𝑅𝑂2 =

1.86(𝐶 𝑡 +0.375 𝑆 𝑡 )

(43)

100

𝑉𝑅𝑂2 = 1.574 𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏 El volumen teórico del aire, se calcula mediante la ecuación 44. 𝑉𝑡 𝑎 = {0.0889[𝐶 𝑡 + (0.375 ∗ 𝑆 𝑡 )] + [0.265 ∗ 𝐻 𝑡 ] − [0.0333 ∗ 𝑂𝑡 ]}

(44)

𝑉𝑡 𝑎 = 10.55 𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏 El volumen teórico del nitrógeno se calcula mediante la ecuación 45. 𝑉𝑡 𝑁2 = 0.76 ∗ 𝑉𝑡 𝑎 +

0.89∗𝑁 𝑡 100

(45)

𝑉𝑡 𝑁2 = 8.344 𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏

El volumen teórico del vapor de agua, se calcula mediante la ecuación 46. 𝑉𝑡 𝐻2𝑂 = (0.1111 ∗ 𝐻 𝑡 ) + (0.0124 ∗ 𝑊 𝑡 ) + (0.0161 ∗ 𝑉𝑡 𝑎 )

(46)

𝑉𝑡 𝐻2𝑂 = 1.467 𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏

- 61 -

El volumen real del valor de agua en los gases de escape, toma en cuenta la humedad del aire que entra al hogar por concepto del exceso de aire, esto de acuerdo a la ecuación 47. 𝑉𝐻2𝑂 = 𝑉𝑡 𝐻2𝑂 + [0.0161 ∗ (∝ℎ − 1)𝑉𝑡 𝑎 ] 𝑉𝐻2𝑂 = 1.628

(47)

𝑚3 𝑛 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏

Finalmente reemplazando valores. 𝑚3 𝑛 𝑉𝑇 = 21.533 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏 La composición química de los gases de escape de la caldera CLEAVER BROOKS modelo CB-600, se determinó mediante el análisis realizado por la empresa “ELICROM.SA” de la ciudad de Quito, obteniendo los siguientes valores. 𝐶𝑂2 = 6.45% 𝑂2 = 10.21% 𝐶𝑂 = 0.0125% 𝑇𝑔𝑒 = 188.2% 𝑇𝐺𝑉𝐺𝐶 = 30°𝐶 El coeficiente de exceso de aire, es la cantidad de aire extra que debe ser suministrada al hogar para obtener una combustión completa, y está directamente relacionado con la cantidad de oxigeno presente en los gases de escape, de acuerdo a la ecuación 48. 𝑚𝑎

∝ℎ = 𝑚𝑎−𝑂

2

(48)

Donde: 𝑚𝑎 = 𝑝𝑜𝑟𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑜𝑥í𝑔𝑒𝑛𝑜 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒 21(%) 𝑂2 = 𝑐𝑎𝑛𝑡𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑜𝑥í𝑔𝑒𝑛𝑜 𝑒𝑛 𝑙𝑜𝑠 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑐𝑎𝑝𝑒 (%) Reemplazando valores. - 62 -

∝ℎ = 1.946% Los gases de escape de combustión salen de la caldera a 188.2°C, esto indica que estos gases tienen una elevada entalpia, la cual se puede determinar mediante la ecuación 49. ℎ𝑔𝑒 = ℎ𝑔𝑒 + (∝ℎ − 1) ∗ ℎ𝑎 + ℎ𝑐𝑒𝑛

(49)

Donde: ℎ𝑔𝑒 = 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝í𝑎 𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑠 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑒𝑠𝑎𝑝𝑒 (𝐾𝑗⁄𝐾𝑔) ℎ𝑎 = 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝í𝑎 𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑎 𝑙𝑎 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 𝑑𝑒𝑙 ℎ𝑜𝑟𝑛𝑜 (𝐾𝑗⁄𝐾𝑔) ℎ𝑐𝑒𝑛 = 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝í𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑎𝑠 𝑐𝑒𝑛𝑖𝑧𝑎𝑠 (𝐾𝑗⁄𝐾𝑔) La entalpía teórica de los gases de escape producto de la combustión, se define como la suma de la energía por unidad de masa de cada uno de los gases componentes, tal como se muestra en la ecuación 50. ℎ𝑔𝑒 = 𝑉𝑅𝑂2 ∗ (𝑐𝜃)𝐶𝑂2 + 𝑉𝑁2 (𝑐𝜃)𝑁2 + 𝑉𝐻2 𝑂 (𝑐𝜃)𝐻2 𝑂

(50)

Donde: (𝑐𝜃)𝐶𝑂2 = 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝í𝑎 𝑑𝑒 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑡𝑟𝑖𝑎𝑡ó𝑚𝑖𝑐𝑜𝑠 (𝑘𝑗⁄𝑚3 ) (𝑐𝜃)𝑁2 = 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝í𝑎 𝑑𝑒 𝑛𝑖𝑡𝑟ó𝑔𝑒𝑛𝑜 (𝑘𝑗⁄𝑚3 ) (𝑐𝜃)𝐻2 𝑂 = entalpía vapor de agua (𝑘𝑗⁄𝑚3 ) Los calores específicos de las sustancias componentes de los gases de escape de la caldera, se obtienen para la temperatura de 188.2°C. (𝑐𝜃)𝐶𝑂2 = 335.42 𝑘𝑗⁄𝑚3 (𝑐𝜃)𝑁2 = 244.63 𝑘𝑗⁄𝑚3 (𝑐𝜃)𝐻2 𝑂 = 285.87 𝑘𝑗⁄𝑚3 (𝑐𝜃)𝑎𝑖𝑟𝑒 = 250.47 𝑘𝑗⁄𝑚3 Reemplazando valores. - 63 -

ℎ𝑔𝑒 = 2988.55 𝑘𝑗⁄𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏 La entalpía teórica del aire a la salida del horno, se determina mediante la ecuación 51. ℎ𝑎 = 𝑉𝑡𝑎 ∗ (𝑐𝜃)𝑎𝑖𝑟𝑒

(51)

Reemplazando valores. ℎ𝑎 = 2643.614

𝑘𝑗 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏

La entalpía de la ceniza no se considera en este caso, debido a que esta es solo característica de los combustibles sólidos. Por lo cual, reemplazando valores se obtuvo la entalpía real de los gases de escape. ℎ𝑔𝑒 = 5490.066

𝑘𝑗 𝑘𝑔

La energía perdida con los gases de escape de la caldera, se define como la energía perdida por unidad de masa de combustible que ingresa al hogar, y se determina mediante la ecuación 52. 𝑄2 =

(ℎ𝑔𝑒 −(∝ℎ ∗ℎ𝑎𝑓 )∗(100−𝑞4 ) 𝑄𝑇𝐷

(52)

Donde: ℎ𝑎𝑓 = 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝í𝑎 𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒 (𝑡𝑜𝑚𝑎𝑑𝑎 𝑐𝑜𝑚𝑜 𝑟𝑒𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑒𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑎𝑚𝑏𝑖𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙) 𝑇𝑎𝑚𝑏 = 𝑇𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑎𝑚𝑏𝑖𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙, 30°𝐶 𝑞4 = 𝑝é𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠 𝑚𝑒𝑐á𝑛𝑖𝑐𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑒𝑟𝑔í𝑎, 𝑝𝑜𝑟 𝑐𝑜𝑛𝑐𝑒𝑝𝑡𝑜 𝑑𝑒 ℎ𝑜𝑙𝑙𝑖𝑛 𝑒𝑛 𝑒𝑙 ℎ𝑜𝑔𝑎𝑟 (%) La entalpía teórica del aire, representa la cantidad de energía que ingresa al quemador de la caldera en el aire de combustión, la ecuación 53 determina su valor. ℎ𝑡𝑎 = 𝑉𝑡𝑎 ∗ 𝐶𝑎𝑓 + 𝑡𝑎𝑓

(53)

Donde: 𝑡𝑎𝑓 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑎 𝑙𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 𝑎𝑙 ℎ𝑜𝑔𝑎𝑟30 (°𝐶) 𝐶𝑎𝑓 = 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑒𝑠𝑝𝑒𝑐í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑎 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑎𝑚𝑏𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 1.3205 𝑘𝑗⁄𝑘𝑔°𝐶 - 64 -

Reemplazando valores. ℎ𝑡𝑎 = 417.961

𝑘𝑗 𝑘𝑔

Para la determinación de las pérdidas por incompleta combustión mecánica (𝑞4 ), se tuvo en cuenta el índice de Bacharach, resultando así una pérdida de 2.4%. Reemplazando valores, obtenemos. 𝑄2 = 498717

𝑘𝐽 𝑘𝑔 𝑐𝑜𝑚𝑏

Esta energía expresada en porcentaje se determina mediante la ecuación 54.

𝑄

𝑞2 = 𝑄 2

(54)

𝑇𝐷

Reemplazando valores, obtenemos. 𝑞2 = 11.24% En los productos de la combustión aparecen gases combustibles como el monóxido de carbono (𝐶𝑂), metano (𝐶𝐻4 ) y di hidrógeno (𝐻2 ). La pérdida de calor como resultado de la no combustión de estos gases se denomina perdida por incompleta combustión química (𝒒𝟑 ), y se determina mediante la ecuación 55. 𝑉

𝑞3 = (126.4 ∗ 𝐶𝑂 + 358.2 ∗ 𝐶𝐻4 + 108 ∗ 𝐻2 ∗ 𝑄𝐺𝑆 ) 𝑇𝐷

(55)

Donde: 𝐶𝑂, 𝐶𝐻4 , 𝐻2 = 𝐶𝑜𝑛𝑡𝑒𝑛𝑖𝑑𝑜 𝑑𝑒 𝑒𝑙𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜𝑠 𝑒𝑛 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑜𝑛(%)

Debido a la no existencia de metano y di hidrogeno, no se tomarán en cuenta en los cálculos. 𝑉𝐺𝑆 = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑠 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜𝑠 𝑒𝑚𝑖𝑡𝑖𝑑𝑜𝑠 𝑎 𝑙𝑎 𝑎𝑡𝑚𝑜𝑠𝑓𝑒𝑟𝑎 (𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔𝑐𝑜𝑚𝑏 ) La ecuación 56 se utiliza para el cálculo del volumen de gases secos. 𝑉𝐺𝑆 = 𝑉 𝑡 𝐺𝑆 + (∝ −1)𝑉𝑡𝑎

(56)

Donde: - 65 -

𝑉 𝑡 𝐺𝑆 = 𝑣𝑜𝑙ú𝑚𝑒𝑛 𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑠 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑜𝑠 (𝑚3 𝑛⁄𝑘𝑔𝑐𝑜𝑚𝑏 ) El volumen de los gases secos emitidos a la atmosfera no considera el exceso de aire para la combustión completa, como lo muestra la ecuación 57. 𝑉 𝑡 𝐺𝑆 = 0.01(1.866𝐶 𝑡 + 0.75𝑆 𝑡 ) + 0.79𝑉𝑡𝑎 + 0.008𝑁2𝑡

(57)

Reemplazando valores, obtenemos. 𝑞3 = 0.0775 % Para la determinación de las pérdidas de calor por convección y radiación en las paredes de la caldera, se realizó un cálculo de transferencia de calor a través de la carcasa y las tapas delanteras y traseras, utilizando las ecuaciones de transferencia de calor fundamentales como son: 1. Ecuación de Fourier, transferencia de calor por conducción. 2. Ecuación enfriamiento de Newton, transferencia de calor por convección. 3. Ecuación de Boltzman, transferencia de calor por radiación. kj

El resultado obtenido fue 𝑄5 = 42530.4 h , que representa el 0.5% del calor total disponible ∗ (𝑄𝑇𝐷 ), este valor coincide con las recomendaciones hechas por varios autores, sobre la estimación de pérdidas por radiación y convección en las calderas pirotubulares. Las pérdidas de calor físico de las escorias están constituidas por cenizas y otros elementos combustibles, esta se consideran una pérdida importante para los balances energéticos en calderas que trabajan con combustibles sólidos; para los combustibles líquidos esta se considera despreciable, como es el caso de la empresa objeto de estudio. 𝑞6 = 0% De esta manera, conociendo todas las pérdidas de energía que se producen en la caldera pirotubular analizada, se determina mediante la ecuación 58 su eficiencia térmica. 𝜂𝑇 𝐺𝑉 = 100 − (𝑞2 + 𝑞3 + 𝑞4 + 𝑞5 + 𝑞6 )

(58)

𝜂𝑇 𝐺𝑉 = 84.93% Considerando a su exergía cinética y potencial en estado de equilibrio con el ambiente de referencia, la exergía especifica total del combustible bunker de acuerdo a lo expuesto por (Tsatsaronis 1993), se determina mediante la ecuación 59. - 66 -

𝑒̇ = 𝑒̇ 𝑃𝐻 + 𝑒̇ 𝐶𝐻

(59)

La exergía química del combustible se determina mediante la ecuación 60. 𝑒𝑞 = 𝛥ℎ𝑓 − 𝑇𝑜 𝑆𝑜 − ∑ 𝑓𝑗ὐ𝑗

(60)

Para el cálculo de los elementos constituyentes como la entalpia de formación (𝛥ℎ𝑓 ), la entropía del ambiente de referencia (𝑇𝑜 𝑆𝑜 ) y los potenciales químicos constituyentes del combustible (∑ 𝑓𝑗ὐ𝑗) se siguió la metodología propuesta por Valero en el año 1994 en un curso en la Universidad de Campinas-Brasil.

La entalpia de formación del combustible para el ambiente referencia se plantea según la ecuación 61. ℎ

𝛥ℎ𝑓 = 𝑃. 𝐶. 𝑆 + 𝐶 𝛥ℎ𝑓𝑜 𝐶𝑂2 + 2 𝛥ℎ𝑓𝑜 𝐻2 𝑂 + 𝑆𝛥ℎ𝑓𝑜 𝑆𝑂2

(59)

(61)

El poder calorífico superior del combustible bunker, se determina de acuerdo a la ecuación 60. 𝑃. 𝐶. 𝑆 = 430,39 + 114,63(ℎ) − 135,420(𝑜) + 83,33(𝑛) + 359,25(𝑠) (62) Donde: ℎ = 1,64 (

𝑚𝑜𝑙 ℎ ) 𝑚𝑜𝑙 𝐶

c= 1 porque son (moles carbono/mol de carbono) 𝑚𝑜𝑙 𝑠 𝑠 = 0,00765 ( ) 𝑚𝑜𝑙 𝐶 𝑜 = 0,00621 (

𝑚𝑜𝑙 𝑜 ) 𝑚𝑜𝑙 𝐶 - 67 -

𝑛 = 0,00608 (

𝑚𝑜𝑙 𝑛 ) 𝑚𝑜𝑙 𝐶

Reemplazando valores, obtenemos. 𝑃. 𝐶. 𝑆 = 622.48

𝑘𝐽 𝑀𝑜𝑙°𝐶

La entalpia de formación de las sustancias componentes del combustible, se muestran a continuación. ∆ℎ𝑓. 𝐶𝑂2 = −394,07

𝐾𝐽 𝐶𝑂2 𝑀𝑂𝐿

∆ℎ𝑓. 𝐻2𝑂 = −143,12

𝐾𝐽 𝐻2𝑂 𝑀𝑂𝐿

∆ℎ𝑓. 𝑆𝑂2 = −297,36

𝐾𝐽 𝑆𝑂2 𝑀𝑂𝐿

Por tanto, reemplazando valores se obtiene. 𝛥ℎ𝑓 = −10,42

𝑘𝐽 𝑀𝑜𝑙 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑟𝑏𝑜𝑛𝑜

La entropía del combustible a las condiciones de referencia, se determinan en la ecuación 63 𝑆𝑜 = (4,69 + 18,43ℎ + 44,66𝑜 + 86,14ℎ + 86,73𝑠) ∗ 10−3 𝑆𝑜 = 0,03637

(63)

𝑘𝐽 𝑀𝑜𝑙 𝑐 𝑜 𝐾

El potencial químico del combustible se determina de acuerdo al mismo autor, mediante la ecuación 64. ∑ 𝑓𝑗ὐ𝑗 = 𝑓𝑐 ὐ𝑐 + 𝑓ℎ ὐℎ + 𝑓𝑜 ὐ𝑜 + 𝑓𝑛 ὐ𝑛 + 𝑓𝑠 ὐ𝑠 = −643.107

kJ mol de carbono

(64)

Donde. 𝑓𝐶 = 𝑐 𝑓𝐻 = ℎ 𝑓𝑂 = 𝑜 𝑓𝑁 = 𝑛 - 68 -

𝑓𝑆 = 𝑠 Los potenciales químicos de los constituyentes del combustible. kJ Mol C

ὐc = −412,9

kJ Mol H

ὐℎ = −137,29

ὐ𝑛 = −28,92

kJ Mol N

ὐ𝑠 = −611,59

kJ Mol S

ὐ𝑜 = −32,6207

kJ Mol O

Reemplazando valores. ∑ 𝑓𝑗ὐ𝑗 = −643,9

kJ mol de carbono

El factor de conversión se determina mediante la ecuación 65 Fc =

gr C ) kg C gr C 12( ) kg C

1000(

(65)

En vista de lo cual el valor de la exergía química específica se obtiene en función de lo anterior. 𝑒𝑞 = 622,6

𝑘𝐽 𝐶 𝑚𝑜𝑙

Para la obtención de la exergía química especifica en unidades de masa, se debe multiplicar por su factor de conversión. 𝐸𝑞𝐺𝑉𝐹 = 43567

𝑘𝐽 𝑚𝑜𝑙 𝑘𝑔

La exergía específica del aire que ingresa al sistema de generación de vapor se determina mediante la siguiente ecuación. 𝑒𝑎̇ = 𝑒𝑞𝑎 + 𝑒𝑓𝑎 Donde la exergía física del aire (𝑒𝑓𝑎 ) debido a su baja temperatura se considera despreciable. - 69 -

Sin embargo, la exergía química del aire que ingresa al sistema de generación de vapor se determina mediante la ecuación 66. 𝑒𝑞𝑎 = ∑ 𝑋𝑛 𝑏𝑛 + 𝑅 𝑇𝑜 ∑ 𝑋𝑛 𝐿𝑛 𝑋𝑛

(66)

La composición química del aire está compuesta específicamente por Oxígeno, nitrógeno y vapor de agua, pero para objeto de este cálculo se tomará la siguiente composición. 79,01% nitrógeno 20,99% oxigeno Para determinar el vapor de agua, se considera la temperatura de 25°C y la humedad relativa media de la ciudad de manta como 77% De acuerdo a la carta psicométrica para 𝐻𝑟 = 77% y 25°C, el contenido absoluto de la humedad será 𝑋 = 0,01535 𝐺𝑟 𝑑𝑒 𝐻2𝑂⁄𝐺𝑟 𝑑𝑒 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑠𝑒𝑐𝑜 Por tanto, la exergía química del aire en función de lo anterior será expresada mediante la siguiente ecuación. 𝑒𝑞𝑎 = 𝑋𝑛2 𝑒𝑁2 + 𝑋𝑂2 𝑒𝑂2 + 𝑋𝐻2 𝑂 + 𝑅𝑇0 [(𝑋𝑁2 𝐿𝑛 (𝑋𝑁2 ) + 𝑋𝑂2 𝐿𝑛(𝑋𝑂2 ) + 𝑋𝐻2𝑂 𝐿𝑛(𝑋𝐻2𝑂 )] La fracción molar de agua, se determinará mediante la ecuación 67. 𝑀

𝑋𝑚 = 𝑀 𝑎.𝑠 ∗ 𝑋

(67)

𝐻2 𝑂

donde: 𝑀𝑎.𝑠 = Peso molecular del aire seco para las condiciones establecidas, 28,83

𝑀𝐻2 𝑂 = 𝑃𝑒𝑠𝑜 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑐𝑢𝑙𝑎𝑟 𝑑𝑒𝑙 𝑣𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑎𝑔𝑢𝑎, 18

Gr a. s . mol a. s

𝐺𝑟 𝐻2 𝑂 𝑀𝑜𝑙 𝐻2 𝑂

Para determinar el peso molecular del aire seco. Por tanto, reemplazando valores tenemos. - 70 -

𝑋𝑚 = 0,02459

𝑀𝑜𝑙 𝐻2 𝑂 𝑀𝑜𝑙 𝑎. 𝑠

Las componentes molares del nitrógeno, oxígeno y el vapor de agua en la mezcla de aire húmedo se determinan mediante la ecuación general 68. 𝑋𝑚

𝑋𝐻2 𝑂 = 1+𝑋

(68)

𝑚

En vista de lo cual reemplazando valores. 𝑋𝐻2 𝑂 = 0,024

𝑀𝑜𝑙 𝐻2 𝑂 𝑀𝑜𝑙 𝑎. ℎ

Para la determinación de las fracciones molares del nitrógeno y oxígeno, se determina mediante la siguiente ecuación. 𝑋𝑁2 =

0,1701 𝑀𝑜𝑙 𝑁2 = 0,771 1 + 𝑋𝑚 𝑀𝑜𝑙 𝑎. ℎ

𝑋 𝑂2 =

0,2099 𝑀𝑜𝑙 𝑂2 = 0,205 1 + 𝑋𝑚 𝑀𝑜𝑙 𝑎. ℎ

La exergía química específica de cada uno de los elementos constituyentes del aire en el ambiente de referencia se obtienen de (Szargut 1988). 𝑒°𝑁2 = 0,69

𝐾𝑗 𝑚𝑜𝑙

𝑒° 𝑂2 = 3,97

𝐾𝑗 𝑚𝑜𝑙 𝐾𝑗

𝑒° 𝐻2 𝑂𝑣 = 9,5 𝑚𝑜𝑙 Reemplazando valores se obtiene 𝑒𝑞𝑎 = 0,07385

𝐾𝑗 𝑚𝑜𝑙

El peso molecular del aire húmedo se determina mediante la ecuación 69. 𝑃𝑚𝑎.ℎ = 𝑋𝑁2 ∗ 𝑀𝑛2 + 𝑋𝑂2 ∗ 𝑀𝑂2 + 𝑋𝐻2 𝑂𝑉 ∗ 𝑀𝐻2 𝑂 𝑃𝑚𝑎.ℎ = 28,58

(69)

𝐺𝑟 𝑎. ℎ 𝑀𝑜𝑙 𝑎. ℎ

- 71 -

En función de contar con la exergía química del aire expresadas en unidades de masa, se divide su valor para el peso molecular del aire húmedo. 𝑒𝑞𝑎 = 2,584

𝐾𝑗 𝐾𝑔 𝑎. ℎ

La exergía específica de los gases de escape del sistema de generación de vapor se determina mediante la ecuación 70. 𝑒𝐺𝐸 ̇ = 𝑒𝑞𝐺𝐸 + 𝑒𝑓𝐺𝐸

(70)

De acuerdo a lo reportado en la literatura, para una temperatura de 200° C en los gases productos de la combustión es 45

𝐾𝑗 𝐾𝑔

de gases totales.

La exergía química se calcula por la misma ecuación que se utilizó para el aire de combustión, se considera además que la combustión se realizó de manera completa, y se obtuvieron los siguientes gases. 𝑁2 , 𝐶𝑂2 , 𝐻2 𝑂𝑣 𝑦 𝑂2 Las fracciones molares de los componentes de los gases productos de la combustión. 𝑋𝑁2 = 0,7549

𝑀𝑜𝑙 𝑁2 𝑀𝑜𝑙 𝐺𝑎𝑠𝑒𝑠

𝑋𝐶𝑂2 = 0,0731

𝑀𝑜𝑙 𝐶𝑜2 𝑀𝑜𝑙 𝐺𝑎𝑠𝑒𝑠

𝑋𝐻2 𝑂𝑣 = 0,0756

𝑋 𝑂2 = 0,0977

𝑀𝑜𝑙 𝐻2 𝑂 𝑀𝑜𝑙 𝐺𝑎𝑠𝑒𝑠

𝑀𝑜𝑙 𝑂2 𝑀𝑜𝑙 𝐺𝑎𝑠𝑒𝑠

El peso molecular se determina mediante la ecuación 71. 𝑃𝑚𝐺𝐸 = 𝑋𝑁2 𝑃𝑚𝑁2 + 𝑋 𝐶𝑂2 𝑃𝑚𝐶𝑂2 + 𝑋𝐻2 𝑂2 𝑃𝑚𝐻2 𝑂2 + 𝑋𝑂2 𝑃𝑚𝑂2 𝑃𝑚𝐺𝐸 = 28,85

(71)

𝐺𝑟 𝐺𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 𝑀𝑜𝑙 𝐺𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠

El valor de las exergías de cada componente de los gases de escape se muestra a continuación. 𝑒°𝑁2 = 159

𝐶𝑎𝑙 𝐾𝑗 = 0,665 𝑀𝑜𝑙 𝑀𝑜𝑙 - 72 -

𝑒°𝐶𝑂2 = 4822

𝐶𝑎𝑙 𝐾𝑗 = 20,16 𝑀𝑜𝑙 𝑀𝑜𝑙 𝐶𝑎𝑙

𝐾𝑗

𝑒°𝐻2 𝑂𝑣 = 2066 𝑀𝑜𝑙 = 8,64 𝑀𝑜𝑙 𝑒°𝑂2 = 943

𝐶𝑎𝑙 𝐾𝑗 = 3,942 𝑀𝑜𝑙 𝑀𝑜𝑙

En vista de lo anterior y reemplazando valores, se obtiene. 𝑒𝑞𝐺𝐸 = 967,7

𝐾𝑗 𝐾 𝑀𝑜𝑙 𝐺𝑎𝑠𝑒𝑠

Como es común, trabajar con la exergía referida a unidades de masa, como

𝐾𝑐𝑎𝑙 𝐾𝑔

𝐾𝑗

𝑜 𝐾𝑔,

esta debe ser dividida por el peso molecular de los gases totales. 𝑘𝐽

𝑒𝑞𝐺𝐸 = 33,55 𝑘𝑔 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 Finalmente reemplazando valores se obtiene. 𝑒𝐺.𝐸 = 78,62

𝐾𝑗 𝐾𝑔 𝐺𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠

Para la determinación de la exergía de pérdidas de calor por convención y radiación se utiliza la ecuación 72. 𝑇

𝑒𝐶𝐴𝐿𝑂𝑅 = 𝑄 (1 − 𝑇𝑜 )

(72)

𝑝

Donde 𝑄 = 𝐶𝑎𝑙𝑜𝑟 𝑇𝑝 = 𝑇𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑝𝑎𝑟𝑒𝑑 Para caldera, la perdida por convención y radiación, es 𝐸𝐺𝑉𝑝𝑒𝑟𝑑 = 𝑄5 (1 − 𝑇

𝑇𝑜

𝑝 𝐺𝑉

) = 1,95

𝑘𝐽 𝑆

Mediante el mismo método se determina el valor de la exergía perdida por transferencia de calor en cualquier equipo o instalación analizada. Las pérdidas de calor por incompleta combustión química (q3) y la incompleta combustión mecánica (q4), se consideran despreciables debido a su bajo valor exergético. - 73 -

En lo que respecta a las exergía contenida en las purgas de fondo y de nivel de la caldera, esta se determina mediante la ecuación 73. 𝐸𝐺𝑉𝑃 = 𝐺𝐺𝑉𝑃 [(ℎ𝐺𝑉𝑃 − ℎ𝑜 ) − 𝑇𝑜 ∗ (𝑠𝐺𝑉𝑃 − 𝑠𝑜 )]

(73)

Por lo tanto, reemplazando valores termodinámicos (tabla 2 de anexos) en la ecuación anterior se obtiene. 𝐸𝐺𝑉𝑃 = 16,06

𝑘𝐽 𝑠

Considerando que el motor del ventilador del quemador y del compresor de aire, constituye como los elementos de máquina de mayor consumo de energía eléctrica del equipo denominado caldera pirotubular y que la energía eléctrica es considera exergía pura, la exergía consumida del equipo en mención se determina mediante la ecuación 74. 𝑊𝑒𝑙𝑒𝑐𝑡𝐺𝑉 = 𝐸𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑒𝑠𝑎𝑖𝑟𝑒 + 𝐸𝑞𝑢𝑒𝑚𝑎𝑑𝑜𝑟 𝐸𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑒𝑠𝑎𝑖𝑟𝑒 = 8,47 𝐸𝑞𝑢𝑒𝑚𝑎𝑑𝑜𝑟 = 7,47

𝑊𝑒𝑙𝑒𝑐𝑡𝐺𝑉 = 15,94

(74)

𝑘𝑗 𝑠

𝑘𝑗 𝑠

𝑘𝑗 𝑠

Con el balance exergético, determinaremos las irreversibilidades del sistema, como se plantea en el balance exergético en la ecuación 75. 𝐸𝐺𝑉𝐹8 + 𝐸𝐺𝑉𝐴3 + 𝐸𝑞𝑎𝑖𝑟𝑒 + 𝑊𝑒𝑙𝑒𝑐𝑡𝐺𝑉 = 𝐸𝐺𝑉𝑉1 + 𝐸𝐺𝑉𝐸𝐶𝑄 + 𝐸𝐺𝑉𝑃 + 𝐸𝐺𝑉𝑝𝑒𝑟𝑑 + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐺𝑉 (75)

𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐺𝑉 = 2289

𝑘𝐽 𝑠

La eficiencia exergética y la tasa de destrucción de exergía se determina. 𝜂𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔 =24,99% 𝑦𝐺𝑉 = 70.22% Mediante la siguiente ecuación de balance, se determina el costo exergético unitario del vapor a la salida de la caldera. - 74 -

Reemplazando valores (tabla 2 de anexos) tenemos: 𝑘𝐺𝑉𝐹8 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹8 + 𝑘𝐺𝑉𝐴3 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐴3 + 𝑘𝑎𝑖𝑟𝑒 ∗ 𝐸𝑞𝑎𝑖𝑟𝑒 + 𝑘𝐺𝑉𝐸𝐶𝑄 ∗ 𝑊𝐺𝑉𝐸𝐶𝑄 = 𝑘𝐺𝑉𝑉1 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝑉1 + 𝑘𝐺𝑉𝐶𝑄 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐶𝑄 + 𝑘𝐺𝑉𝑃 ∗ 𝐸𝑇𝐺𝑉𝑃 𝑘𝐺𝑉𝐴3 = 12.51 De acuerdo a la siguiente ecuación de balance se procede de manera similar para la determinación del costo termoeconómico total de vapor. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹8 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐴 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐴3 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐸𝐶𝑄 + 𝑍 = 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉1 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑃 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐺𝐶 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉1 = 0,0209 $/𝑠 Tubería de alimentación de vapor del tanque de almacenamiento de combustible 3.5.3. Subsistema de distribución de vapor El subsistema de distribución de vapor está integrado de manera general por un manifold de vapor y una compleja red de tuberías, las cuales se encargan de transportar el vapor hacia los diferentes equipos y/o instalaciones del sistema en estudio; otra función importante del mencionado subsistema, es abastecer de vapor al proceso de elaboración de conservas de atún en latas; de acuerdo a la siguiente distribución. 

Distribuidor de vapor



Tubería de alimentación de vapor de tanque de alimentación de agua.



Válvula reductora de presión de vapor de tanque de alimentación de agua.



Tubería de alimentación de vapor de tanque de almacenamiento de combustible.



Válvula reductora de presión de vapor de tanque de almacenamiento de combustible.



Tubería de alimentación de vapor de tanque diario de combustible.



Válvula reductora de presión de vapor de tanque diario de combustible.



Tubería de alimentación de vapor de precalentador de combustible.



Válvula reductora de presión de vapor de precalentador de combustible. Las tuberías antes mencionadas cumplen funciones similares dentro del sistema de

generación de vapor analizado; razón por la cual, la metodología de evaluación energética, exergética y termoeconómica, será la misma para cada una de ellas. En vista de lo anterior, solo será necesario analizar y/o calcular una tubería del sistema de distribución de vapor objeto de estudio; eligiendo para ello, la tubería que - 75 -

alimenta de vapor al tanque de almacenamiento de combustible, por ser esta la de mayor longitud y complejidad. Las dimensiones físicas de la tubería (longitud, diámetro interno y externo), accesorios (número y constantes), dimensiones del aislamiento y temperatura de la superficie, se encuentran tabuladas en la tabla 8; la cual permitirá junto con la metodología en este epígrafe desarrollada, la evaluación y / o cálculo de cualquiera de las tuberías componentes del mencionado sistema analizado.

- 76 -

5 13 2 3

CODOS 45°

CODOS 90°

(M)

0,0254 0,0254 0,0254 0,0254

Z (M)

21 2 2

SALIDA

0,0267 0,0213 0,0171 0,0213

ESPESOR DEL AISLANTE

DIAMETRO EXT (M)

DIAMETRO INT (M) 0,0209 0,0158 0,0125 0,0158

(#)

ENTRADA

11 106 14 3,2

(M)

LONGITUD

PARED (°C)

40 40 45 45

ALTURA

VALVULAS

30 30 30 30

ACCESORIOS

FILTROS

GVV4-GVV4' GVV3-GVV3' GVV2-GVV2´ GVV5-GVV5´

TEMPERATURA

TUBERIA

AMBIENTE (°C)

TEMPERATURA

DE

LA

DE TUBERIA

Tabla 3.3. Parámetros físicos de tuberías del sistema de distribución de vapor

1

1 1 1 1

1 1 5

3 3 1,8

3.5.3.1. Tubería de alimentación de vapor de tanque de almacenamiento de combustible

Figura 3.4. Tubería de alimentación de vapor Fuente: elaboración propia

Para la realización de balance de energía de la tubería de alimentación de vapor del tanque de almacenamiento de combustible, ilustrada en la figura 3. Es de suma importancia establecer sus parámetros térmicos y termodinámicos tanto a la entrada como a la salida de la misma. En vista de lo anterior, con el objetivo de determinar los parámetros termodinámicos a la salida de la tubería analizada, se establecerá las caídas de presión y las pérdidas de calor, mediante la aplicación de las leyes fundamentales de la mecánica de fluidos y la transferencia de calor, planteadas por (levenspiel, 1993), y aplicadas por (Gonzales y vega, 2002). - 77 -

Las caídas de presión, se determinan mediante la aplicación de la ecuación de Bernoulli. 𝐻𝐵𝐺𝑉𝑉3 −𝐺𝑉𝑉3` =

2 2 𝑃𝐺𝑉𝑉3 − 𝑃𝐺𝑉𝑉3` 𝑉𝐺𝑉𝑉3 − 𝑉𝐺𝑉𝑉3` + + 𝑧𝐺𝑉𝑉3 − 𝑧𝐺𝑉𝑉3` + 𝐻𝐹𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` 𝛾𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 2𝑔

Las pérdidas de carga por fricción en tuberías y accesorios, se determinan. ℎ𝐹 𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = (𝑓𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` ∗ (

𝐿𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` 𝐷𝑖𝑛𝑡𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

)∗

(𝑉𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` )2 2∗𝑔

)

El número de Reynolds se determina, mediante la ecuación 76. 𝑅𝑒𝐺𝑉𝑉3 =

𝑉𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` ∗𝑑𝑖𝑛𝑡𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

(76)

𝜈𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

𝜈𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 0.000003314

La velocidad del vapor se determina mediante la ecuación de la continuidad. 𝐴𝐺𝑉𝑉3 ∗ 𝑉𝐺𝑉𝑉3 = 𝐴𝐺𝑉𝑉3` ∗ 𝑉𝐺𝑉𝑉3`

En base a lo anterior y reemplazando valores tabla 7 “parámetros físicos de tuberías del sistema de distribución de vapor” y 8 “propiedades del aire en la tubería línea de vapor” se obtiene. 𝑅𝑒 = 64850

La rugosidad relativa se obtiene mediante la siguiente ecuación 77. 𝑅𝑢𝑔𝑟𝑒𝑙𝑎𝑡𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` =

𝑑𝑖𝑛𝑡𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

(77)

𝜀𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

𝑅𝑢𝑔𝑟𝑒𝑙𝑎𝑡𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 345,7

En función de lo anterior. 𝑓𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3 = 0,0275

Las pérdidas de carga por accesorios en la tubería analizada, se determinan siguiendo la metodología detallada anteriormente, y de acuerdo a la siguiente ecuación. 𝐿𝑒𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 𝐾𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` 𝐷𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

Reemplazando valore, se obtiene. 𝑙𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑐𝑜𝑑𝑜𝑠

𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

= 11.471𝑚

𝐿𝑣𝑎𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎𝑠𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 10.744𝑚 - 78 -

Reemplazando valores tabla 7 “parámetros físicos de tuberías del sistema de distribución de vapor” y de acuerdo a lo anterior, se determina la longitud equivalente total de la tubería. 𝐿𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 128.22 𝑚

Finalmente remplazando valores. ℎ𝑓𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 0,4647 𝑚

Con el objetivo de expresar el valor anteriormente obtenido, en unidades de presión compatibles con los manómetros industriales utilizados en el presente trabajo, se multiplica este por la densidad del vapor a las condiciones termodinámicas del mismo. ℎ𝑓𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 2,034 𝑏𝑎𝑟

Considerando que no existen reducciones ni aumentos del diámetro de la tubería a lo largo de su trayectoria, se desprecia las cabezas de velocidad; de igual manera, en vista que la entrada y salida de la tubería analizada se encuentra a la misma altura, no se considera las cabezas de altura. Reemplazando valores en la ecuación de Bernoulli, se obtiene. 𝑃𝐺𝑉𝑉3` = 7,824 𝑏𝑎𝑟

La transferencia de calor por convección se calcula mediante la siguiente ecuación 78. 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣𝐺𝑉𝑉3 ∗ 𝐴𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐺𝑉𝑉3 ∗ (𝑇𝑝𝐺𝑉𝑉3 − 𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒 )

(78)

En la Tabla 3.4 “propiedades del aire en la tubería línea de vapor” se presentan las propiedades del aire, las cuales fueron determinadas en función de su temperatura fílmica, muy necesarias para el cálculo de la transferencia de calor por convección en la tubería analizada.

Tabla 3.4. Propiedades del aire en la tubería línea de vapor

𝑻𝒇𝒊𝒍𝒎

𝒈

(ºK)

𝒎/𝒔𝟐

𝒗𝒙𝟏𝟎−𝟔

𝒌𝒙𝟏𝟎−𝟑

𝒎𝟐 /𝒔

𝑾/𝒎°𝑲

𝑷𝒓

𝜷

𝜶𝒙𝟏𝟎−𝟔

𝟏/º𝑲

𝒎𝟐 /𝒔

- 79 -

308

9,8

16,94

0,7055

27,07

O,003247

24,054

El número de Rayleigh, es un numero adimensional asociado a la transferencia de calor en el interior del fluido, cuando el número de Rayleigh está por debajo del valor critico 𝑅𝑎𝑑 ≤ 1012 la transferencia de calor se produce por convección, se determina mediante la

ecuación 79. 𝑅𝑎𝑎𝑖𝑟𝑒𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3 =

𝑔∗𝛽𝑎𝑖𝑟𝑒𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3 ∗(𝑇𝑝

𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3

−𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒 ) ∗(𝐷𝑒𝑥𝑡𝑇

𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3

𝜈𝑎𝑖𝑟𝑒𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3 ∗𝛼𝑎𝑖𝑟𝑒𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3

)

3

(79)

Reemplazando valores “Tabla 3.3. “Parámetros físicos de tuberías del sistema de distribución de vapor” y 3.4. “propiedades del aire en la tubería línea de vapor” se obtiene. 𝑅𝑎𝑎𝑖𝑟𝑒𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3 = 292672

El número de Nusselt, es un número adimensional que mide el aumento de la transferencia de calor en una superficie por la que un fluido circula, el cual se determina mediante la ecuación 80 criterial de Churchill y chu. 2 1

𝑁𝑢𝑑𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` =

0.60 +

6 0,387∗𝑅𝑎𝑑𝑎𝑖𝑟𝑒

(

𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

8 9 27 0.559 16 [1+( ) ] 0.7055

(80) )

Para su aplicación debe cumplir la siguiente condición. 𝑅𝑎𝑑 ≤ 1012

En vista de lo cual reemplazando valores Tabla 3.3 “parámetros físicos de tuberías del sistema de distribución de vapor”, obtenemos. 𝑁𝑢𝑑𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 10,35

El coeficiente de calor por convección, se determina mediante la ecuación 81. ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` =

𝑁𝑢𝑑𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` ∗𝑘𝑎𝑖𝑟𝑒𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` 𝐷𝑒𝑥𝑡𝑇

(81)

𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 3,884

Finalmente remplazando valores, se obtiene. 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 519,1 W - 80 -

El medio predomínate de transferencia de calor en tuberías de vapor correctamente aisladas, es la convección; pero con fines de exponer la poca influencia que tiene la radiación en estos casos, se procedió a determinar la cantidad de calor perdido mediante la ley de (Stefan Boltzmann), de acuerdo a la ecuación 82. 𝑄𝑟𝑎𝑑𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 𝜀𝑎𝑙𝑢𝑚 ∗ 𝛾𝑎𝑖𝑟𝑒 ∗ 𝐴𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐺𝑉𝑉3 ∗ ((𝑇𝑝𝑔𝑣𝑣3 )4 − (𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒 )4 )

(82)

Donde: 𝜀𝑎𝑙𝑢𝑚  𝐸𝑚𝑖𝑠𝑖𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑙𝑢𝑚𝑖𝑛𝑖𝑜 (𝑐𝑢𝑏𝑖𝑒𝑟𝑡𝑎 𝑚𝑒𝑡á𝑙𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒 𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟) 𝛾𝑎𝑖𝑟𝑒  𝐶𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝐵𝑜𝑙𝑡𝑧𝑚𝑎𝑛 (5,67 ∗

10−8 𝑊 𝑚 2 𝐾4

)

El aluminio tiene una emisividad de 0,0418 (Incropera and De witt 1999) cuando la temperatura se encuentra en un rango de 300 – 350°K, en vista de lo cual reemplazando valores obtenemos. 𝑄𝑟𝑎𝑑𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 37,03 W

Como consecuencia de lo anterior, el calor total perdido por convección y radiación a través de las paredes de la tubería, se determina por la ecuación 83. 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 𝑄𝑟𝑎𝑑𝐺𝑉𝑉3 + 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝐺𝑉𝑉3

(83)

Remplazando valores. 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 0,5561 𝑊

Para determinar las condiciones del vapor a la salida del tramo del conducto de los 106 metros se utiliza la ecuación de la continuidad. 𝐺𝐺𝑉𝑉3 ∗ ℎ𝐺𝑉𝑉3 = 𝐺𝐺𝑉𝑉3` ℎ𝐺𝑉𝑉3` + 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3`

Despejando valores ℎ𝐺𝑉𝑉3` = 2688

𝑘𝑗 𝑘𝑔

En vista de lo anterior obtenemos 𝑥𝐺𝑉𝑉3` = 0,9613

Mediante la realización de balances de exergía se determinan las irreversibilidades de la tubería analizada, de acuerdo a la siguiente ecuación 84. 𝐸𝐺𝑉𝑉3 = 𝐸𝐺𝑉𝑉3` + 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝐺𝑉𝑉3 ` + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑒𝑟𝐺𝑉𝑉3`

(84) - 81 -

La exergía del vapor a la salida de la tubería, se determina mediante la siguiente ecuación 85. 𝐸𝐺𝑉𝑉3` = ((ℎ𝐺𝑉𝑉3` − ℎ𝑜 ) − 𝑇𝑜 ∗ (𝑆𝐺𝑉𝑉3`` − 𝑆𝑜 )) ∗ 𝐺𝐺𝑉𝑉3`

(85)

Reemplazando valores tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados”, de anexos en las ecuaciones anteriores. 𝐸𝐺𝑉𝑉3´ = 9,032

𝑘𝑗 𝑠

Despejando 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑒𝑟𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3´ = 𝑂, 4464

𝑘𝑗 𝑠

Las pérdidas exergéticas debido a la transferencia de calor por convección y radiación hacia el medio circundante, se determina mediante las ecuaciones anteriormente aplicadas. 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3` = 0,04741

𝑘𝑗 𝑠

La tasa de destrucción de exergía de la tubería, respecto al total de exergía destruida por el sistema. 𝑦𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3´ = 0,0137%

La eficiencia exergética se obtiene reemplazando valores tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados”, de anexos. 𝜂𝑒𝑥𝑒𝑟𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3´ = 0,9482%

Mediante la siguiente ecuación, se determina el costo exergético unitario del vapor a la salida de la tubería. 𝑘𝐺𝑉𝑉3 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝑉3 = 𝑘𝐺𝑉𝑉3` ∗ 𝐸𝐺𝑉𝑉3` + 𝑘𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝐺𝑉𝑉3 ∗ 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝐺𝑉𝑉3

Remplazando valores obtenemos tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados, de anexos. 𝑘𝐺𝑉𝑉3` = 4,402

Mediante la siguiente ecuación de balance, se determina el costo termoeconómico de salida del vapor de la tubería analizada. - 82 -

𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉3 + 𝑍𝑚𝑎𝑛 𝐺𝑉𝑉3−𝐺𝑉𝑉3´ = 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉3``

Reemplazando valores tabla 3 “análisis exergético y evaluación exergoeconómica a nivel de componente” de anexos, obtenemos. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉3` = 0,0002576

𝑢𝑠𝑑 𝑠𝑒𝑔

3.5.3.2. Válvula reductora de presión. La funcion principal de las valvulas reductoras, es mantener los parametros de presion recomendados por el fabricante del equipo al cual alimentan, con objetivos claros de aumentar su eficiencia y mantener su seguridad operacional.

Figura 3.5. Válvula reductora de presión Fuente: elaboración propia

La ecuación de balance de exergía, permite la determinación de las irreversibilidades de la válvula reductora de presión. 𝐸𝐺𝑉𝑉3` = 𝐸𝐺𝑉𝑉3`` + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑉𝑅_𝑇𝐷𝐹

La presente ecuación se plantea, para la determinación de la exergía física del vapor a la salida de la válvula reductora. 𝐸𝑠𝐺𝑉𝑉3`` = ((ℎ𝐺𝑉𝑉3`` − ℎ𝑜 ) − 𝑇𝑜 ∗ (𝑠𝐺𝑉𝑉3`` − 𝑆𝑜 )) ∗ 𝐺𝐺𝑉𝑉1

Reemplazando valores en las anteriores ecuaciones tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados”, de anexos. kj

𝐸𝑠𝐺𝑉𝑉3`` = 7,578 s

- 83 -

𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑉𝑅𝑇𝐷𝐹 = 1,445

𝑘𝑗 𝑠

La tasa de contribución de exergía del equipo analizado. 𝑦𝑉𝑅_𝑇𝐷𝐹 = 0,4463%

La eficiencia exergética para la válvula reductora. 𝜂𝑒𝑥𝑒𝑟𝑉𝑅_𝑇𝐷𝐹 = 0,839%

El costo exergético unitario del vapor a la salida de la válvula reductora, se obtienen mediante la ecuación 86 de balance. 𝑘𝐸𝐺𝑉𝑉3` ∗ 𝐸𝐺𝑉𝑉3` = 𝑘𝐺𝑉𝑉3`` ∗ 𝐸𝐺𝑉𝑉3``

(86)

Reemplazando valores tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados”, de anexos). 𝑘𝐺𝑉𝑉3`` = 4,643

El Costo termoeconómico del vapor a la salida del de la válvula reductora, se determina mediante la presente ecuación de balance. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉3 + 𝑍𝑀𝑎𝑛𝑡𝐺𝑉𝑉3` = 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉3`

Reemplazando valores tabla 3 “análisis exergético y evaluación exergoeconómica a nivel de componente” de anexos. 𝑢𝑠𝑑

𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉3`` = 0,0002576 𝑠𝑒𝑔

3.5.4. Sistema de alimentación de combustible El sistema de alimentación de combustible consta de los siguientes subsistemas. 

tanque de almacenamiento



bomba de trasiego



tubería de trasiego



tanque de alimentación



bomba de alimentación



calentador

- 84 -

3.5.4.1. Tanque de almacenamiento de combustible El objetivo principal del tanque de almacenamiento de combustible, es almacenar y mantener en óptimas condiciones el combustible bunker utilizado por el sistema para la generación de vapor.

Figura 3.6. Tanque de almacenamiento de combustible Fuente: elaboración propia

El procedimiento para la determinación del calor transferido por convección y radiación, desde las paredes del tanque de almacenamiento de combustible hacia el medio circundante, es similar al que se aplicó a las tuberías del subsistema distribución de vapor. De acuerdo a lo anteriormente expuesto, se determina las perdidas por convección. 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝑇𝐴𝐶 = ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑥𝑡 ∗ 𝐴𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ∗ 𝑇𝑝𝑻𝑨𝑪 − 𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒

El cálculo del número de Reynolds, el número de Nusselt y el coeficiente de transferencia de calor, se obtienen mediante las ecuaciones anteriormente analizadas y aplicadas; en las cuales se reemplazan los valores reportados en la tabla 3.4 “Parámetros de operación” y la Tabla 3.5 “parámetros del aire tanque de almacenamiento de combustible”. 𝑅𝑎𝑎𝑖𝑟𝑒 = 1,771𝑥1011 𝑁𝑢𝑑𝑎𝑖𝑟𝑒 = 608,2 ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑥𝑡 = 3,206 Tabla 3.4. Parámetros de operación

𝑫𝒆𝒙𝒕

𝑳𝑻𝑨𝑭

𝑷

𝑇𝑝𝑻𝑨𝑭

𝑻𝒂𝒊𝒓𝒆

𝝆𝒃𝒖𝒏𝒌𝒆𝒓

𝑪

𝒌𝒈 𝒎𝟑

𝒈 𝒎 𝒔𝟐

𝒎

𝒎

𝒃𝒂𝒓 𝒂𝒃𝒔

𝑲

º𝑲

5,15

4,67

1,013

320

303

950

9,8

1.875

𝑨𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍 𝒎𝟐

96,39

- 85 -

Tabla 3.5 parámetros del aire tanque de almacenamiento de combustible

𝒄𝒑𝒂𝒊𝒓𝒆

𝒌𝒙𝟏𝟎−𝟑

𝜶𝒙𝟏𝟎−𝟎𝟔

𝒗𝒙𝟏𝟎−𝟔

𝒌𝑱 𝑲 𝒌𝒈

𝑾 𝒎𝑲

𝒎𝟐 𝒔

𝒎𝟐 𝒔

1,0074

27,15

𝑻𝒇𝒊𝒍𝒎𝑻𝑫𝑭

311,5

24,20

17,05

𝑷𝒓

𝝆

𝜷

𝒌𝒈 𝒎𝟑

0,705

1,1231

3,361

Remplazando los valores anteriormente calculados, en la anterior ecuación de transferencia de calor. 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝑇𝐴𝐶 = 5,254 𝑊

La transferencia de calor se determina mediante la siguiente ecuación (Stefan Boltzmann). 4 𝑄𝑟𝑎𝑑𝑇𝐴𝐶 = 𝜀𝑚𝑎𝑡 ∗ 𝜀𝑚𝑎𝑡 ∗ 𝐴𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ∗ (𝑇𝑝4 ) − (𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒 )

Donde. 𝜀𝑚𝑎𝑡 = 𝑒𝑚𝑖𝑠𝑖𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒𝑙 𝑝𝑙𝑎𝑛𝑐ℎ𝑎 𝑛𝑒𝑔𝑟𝑎, (0,85) 𝛾𝑎𝑖𝑟𝑒 = 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑏𝑜𝑙𝑡𝑧𝑚𝑎𝑛, (5,67 ∗ 10−8

𝑊 ) 𝑚2 𝐾

Reemplazando valores de la tabla 3.4 “Parámetros de operación” obtenemos. 𝑄𝑟𝑎𝑑 = 9,555 𝑊

En razón de lo cual, el calor total transferido al medio ambiente por convección y radiación se determina mediante la siguiente ecuación 87. 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝑐𝑜𝑛𝑣

𝑟𝑎𝑑𝑇𝐴𝐶

= (𝑄𝑟𝑎𝑑𝑇𝐴𝐶 + 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝑇𝐴𝐶 )

(87)

𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝑐𝑜𝑛𝑣

𝑟𝑎𝑑𝑇𝐴𝐶

= 14,81 𝑊

La eficiencia energética del tanque de almacenamiento de combustible se determina mediante la ecuación 88. 𝜂 𝑇𝐴𝐶 =

𝑄𝐺𝑉𝐹2𝑇𝐴𝐹 −𝑄𝐺𝑉𝐹1𝑇𝐴𝐹 𝑄𝐺𝑉𝑉3`` −𝑄𝐺𝑉𝐶3

(88)

Reemplazando valores, se obtiene la eficiencia energética de la instalación analizada. - 86 -

𝜂 𝑇𝐴𝐶 = 8,528%

Mediante la siguiente ecuación de balance de exergías, se determina las irreversibilidades de la instalación analizada. 𝐸𝐺𝑉𝑉3`` + 𝐸𝐺𝑉𝐹1 = 𝐸𝐺𝑉𝐹2 + 𝐸𝐺𝑉𝐶3 + 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐴𝐶 + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑇𝐴𝐶

Para la determinación de la exergía total del combustible Bunker, se considerará tanto su componente de exergía física como la exergía química; de acuerdo a lo planteado por (Valero 1998) y mostrado en la ecuación 89. 𝐸𝐺𝑉𝐹2 = 𝐺𝐺𝑉𝐹2 ∗ ((ℎ𝐺𝑉𝐹2 − ℎ𝑜𝑏 ) − 𝑇𝑜 ∗ (𝐶𝐺𝑉𝐹2 ∗ 𝐿𝑛

𝑇𝐺𝑉𝐹1 )) 𝑇0

+ 𝐵𝑞𝑐𝑜𝑚𝑏

(89)

Reemplazando valores de la tabla 2 “parámetros termodinámicos de algunos flujos”, en la anterior ecuación se obtiene la exergía total del combustible. 𝐸𝐺𝑉𝐹2 = 3223

𝑘𝑗 𝑠

La exergía física del condensado producido por el sistema de calefacción del tanque de almacenamiento de combustible, se determina reemplazando valores de la tabla 2 “parámetros termodinámicos de algunos flujos” de anexos en la siguiente ecuación 90. 𝐸𝐺𝑉𝐶3 = 𝐺𝐺𝑉𝐶3 ∗ ((ℎ𝐺𝑉𝐶3 − ℎ𝑜 ) − 𝑇𝑜 ∗ (𝑠𝐺𝑉𝐶3 − 𝑠𝑜 )) 𝐸𝐺𝑉𝐶3 = 0,8075

(90) 𝑘𝑗 𝑠

La exergía perdida por transferencia de calor, por convección y radiación desde las paredes del tanque al medio circundante, se obtienen mediante la ecuación de Carnot anteriormente descrita y aplicada. 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐴𝐶 = 1,011

𝑘𝑗 𝑠

Finalmente reemplazando valores de la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos, en la ecuación de balance energético inicialmente planteada, se encuentran las irreversibilidades del sistema analizado. 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑇𝐴𝐶 = 5,547

𝑘𝑗 𝑠

- 87 -

La tasa de contribución de la destrucción de exergía del sistema analizado a la destrucción total del sistema, se obtiene. 𝑦𝑇𝐴𝐶 = 0,1702

La eficiencia energética del tanque de almacenamiento de combustible se determina en función de la tabla 1 “definición del fuel – producto”, y remplazando en ellos posteriormente los valores termodinámicos de la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados”. 𝜂𝐸𝑥𝑒𝑟𝑇𝐴𝐶 = 3,142%

El costo exergético unitario del combustible de salida, se determina mediante la aplicación de la ecuación de balance de costos exergéticos. 𝑘𝐺𝑉𝑉3`` ∗ 𝐸𝐺𝑉𝑉3`` + 𝑘𝐺𝑉𝐹1 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹1 = 𝑘𝐺𝑉𝐹2 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹2 + 𝑘𝐺𝑉𝐶3 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐶3 + 𝑘𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐴𝐶 ∗ 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐴𝐶

Reemplazando valores de la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos se obtiene. 𝑘𝐺𝑉𝐹2 = 1,013

El costo termoeconómico total del combustible de salida, se determina mediante la resolución de la presente ecuación de balance; de los costos termoeconómicos que intervienen en el sistema analizado. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉3`` + 𝑍𝑇𝐴𝐶 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹1 = 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹2

Reemplazando valores de la tabla 3 “análisis exergético y evaluación exergoeconómica a nivel de componente” de anexos, en la ecuación anteriormente planteada se obtiene. 𝑢𝑠𝑑

𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹2 = 0,016737 𝑠𝑒𝑔

- 88 -

3.5.4.2. Bomba de combustible de trasiego

Figura 3.7. Bomba de combustible de trasiego Fuente: elaboración propia

Las principales funciones de la bomba de trasiego de combustible, es descargar el bunker del carro cisterna que trae el combustible a la planta industrial, y enviarlo hacia el tanque diario de combustible que abastece de manera continua a la caldera. Mediante la presente ecuación de Bernoulli, se determina la cantidad de energía que la bomba debe suministra al fluido, para que este pueda vencer las diversas resistencias que ofrece la tubería al paso del mismo. 𝐻𝐵 𝐺𝑉𝐹2−𝐺𝑉𝐹3 =

2 2 𝑃𝐺𝑉𝐹3 − 𝑃𝐺𝑉𝐹2 𝑉𝐺𝑉𝐹3 − 𝑉𝐺𝑉𝐹2 + + 𝑧𝐺𝑉𝐹3 − 𝑧𝐺𝑉𝐹2 + 𝐻𝐹𝐺𝑉𝐹3−𝐺𝑉𝐹2 𝛾𝑏𝑢𝑛𝑘𝑒𝑟 2𝑔

Las pérdidas de carga por longitud de tubería y accesorios se determinan mediante la siguiente ecuación 91. ℎ𝑓𝐺𝑉𝐴2 = 𝑓𝐺𝑉𝐹2 ∗

𝐿𝑒𝑞𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐺𝑉𝐹3−𝐺𝑉𝐹3` 𝐷𝐺𝑉𝐹2

∗

𝑉𝐺𝑉𝐹2 2 2𝑔

(91)

Los diámetros y el flujo del combustible que circula por las tuberías de succión y descarga para el equipo analizado son iguales; por lo cual su velocidad se determinará mediante la aplicación de la ley de la continuidad. 𝑉𝐺𝑉𝐹2 + 𝐴𝐺𝑉𝐹2 = 𝐴𝐺𝑉𝐹3 + 𝑉𝐺𝑉𝐹3

Reemplazando valores de la tabla 2 “parámetros termodinámicos de algunos flujos” de anexos, se obtiene la velocidad. 𝑉𝐺𝑉𝐹2 = 1,33

𝑚 𝑠

La ecuación para el cálculo del número de Reynolds ha sido ampliamente utilizada en el presente trabajo, por lo cual reemplazando valores de la tabla 3.6 “Parámetros de operación de la tubería de la bomba”, se obtiene. - 89 -

𝑅𝑒 = 185,4

Para la determinación del coeficiente de fricción de la tubería analizada, se procede de manera similar que en los casos anteriores. 𝑓𝑓𝑟𝑖𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛 = 0,3452

Mediante la siguiente ecuación, se determina las longitudes equivalentes de la tubería y accesorios con que cuenta la línea de succión y descarga de la bomba de trasiego de combustible. 𝐿𝑒𝑞𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐺𝑉𝐹3−𝐺𝑉𝐹3` 𝐷𝐺𝑉𝐹3

= 𝐾𝐺𝑉𝐹3

En base a la ecuación anterior y reemplazando valores de la tabla 3.6 “Parámetros de operación de la tubería de la bomba”, se obtienen las longitudes equivalentes de todos los accesorios. 𝑙𝑐𝑜𝑑𝑜𝑠 = 33,86 𝑚 𝐿𝑣𝑎𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎𝑠 = 42,64 𝑚 𝐿𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 = 0,090 𝑚 𝐿𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 = 0,087 𝑚 Tabla 3.6. Parámetros de operación de la tubería de la bomba

D

0,0627

Codos

Válvulas Longitud A

( K codos K

90º

#

#

m2 )

90º

válvula

18

2

150

0,0309

30

340

En función de Lo anterior, se obtiene la longitud equivalente total por accesorios de las tuberías de succión y descarga del equipo analizado. 𝐿𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑎𝑐𝑐𝑒𝑠𝑜𝑟𝑖𝑜𝑠 = 76,67 𝑚

Finalmente, la longitud equivalente total de las tuberías de succión y descarga, se define mediante la ecuación 92. 𝐿𝑒𝑞𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐺𝑉𝐹3−𝐺𝑉𝐹3` = 𝐿𝐺𝑉𝐹3−𝐺𝑉𝐹3` + 𝑙𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑎𝑐𝑐𝑒𝑠𝑜𝑟𝑖𝑜𝑠

(92)

𝐿𝑒𝑞𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐺𝑉𝐹3−𝐺𝑉𝐹3` = 226,7 𝑚

Reemplazando valores obtenemos la perdida de carga por tubería y accesorios. - 90 -

ℎ𝑓𝐺𝑉𝐴2 = 112,7 𝑚

La potencia eléctrica que debe suministrar la bomba al fluido, se determina mediante la ecuación 93. 𝑁𝐵𝐹1 = 𝑉1 ∗ 𝐴1 ∗ 𝜌𝑏𝑢𝑛𝑘𝑒𝑟 ∗ ℎ𝑓𝐺𝑉𝐴2 ∗ 9,8 ∗ 10−03

(93)

𝑁𝐵𝐹1 = 4,314𝑘𝑤

La potencia eléctrica que se suministra al motor eléctrico de la bomba, se determina mediante la ecuación 94. 𝑉

𝑃𝑚𝐵𝐹1 = 𝑠𝑞𝑟𝑡(3) ∗ 𝑓𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟𝑝𝑜𝑡 ∗ 𝐼 ∗ 1000

(94)

𝑃𝑚𝐵𝐹1 = 7,126𝑘𝑤

Razón por la cual se obtiene la eficiencia energética de bombeo 𝜂 = 60.55%

Mediante la ecuación de balance exergético siguiente, se determina las irreversibilidades de la bomba analizada. 𝐸𝐺𝑉𝐹2 + 𝐸𝐺𝑉𝐸𝐵𝑇 = 𝐸𝐺𝑉𝐹3 + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐵𝐹1

La exergías del bunker de acuerdo a lo expuesto anteriormente, se determina mediante la ecuación 95. 𝐸𝐺𝑉𝐹3 = 𝑚𝐺𝑉𝐹3 ∗ ((ℎ𝐺𝑉𝐹3 − ℎ𝑜𝑏 ) − 𝑇𝑜 ∗ (𝐶𝐺𝑉𝐹3 ∗ 𝐺𝐺𝑉𝐹3 )) + 𝐸𝑞𝑐𝑜𝑚𝑏

(95)

Reemplazando valores de la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos, obtenemos los valores de las exergías involucrados en el equipo analizado. 𝐸𝐺𝑉𝐹3 = 3221,122

kj s

𝐸𝐺𝑉𝐸𝐵𝑇 = 0,02977

kj s

De igual manera, Sustituyendo valores de la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos en la ecuación de balance exergético, se determinan sus irreversibilidades. 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐵𝐹1 = 0,02626

𝑘𝑗 𝑠

La tasa de destrucción del equipo, se determina mediante la ecuación 96. - 91 -

𝑦𝐵𝐹1 = 0,000080585%

(96)

La eficiencia exergética de la bomba de trasiego; se determina como en casos anteriores en función de la tabla 1” definición de fuel y componentes del producto” de anexos. 𝜂𝑒𝑥𝑒𝑟𝑔𝐵𝐹1 = 58,89%

El costo exergético unitario del combustible de salida, se obtienen mediante la ecuación 97. (𝑘𝐺𝑉𝐹2 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹2 ) + (𝑘𝐺𝑉𝐸𝐵𝑇 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐸𝐵𝑇 ) = 𝑘𝐺𝑉𝐹3 ∗ 𝐵𝐺𝑉𝐹3

(97)

Remplazando en la ecuación anterior los valores la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados”, de anexos obtenemos. 𝑘𝐺𝑉𝐹3 = 1,013

Los costos termoeconómico de salida del combustible, se determinan mediante la ecuación de balance siguiente. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹2 + 𝑍𝐵𝐹1 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐸𝐵𝑇 = 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹3

El costo de la energía eléctrica en el Ecuador es 0,09$/kW-h, valor con el cual obtenemos el costo termoeconómico total de la energía eléctrica utilizada por la bomba. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐸𝐵𝑇 = 0,0001781

𝑈𝑠𝑑 𝑠

Reemplazando valores de la tabla 3 “análisis exergético y evaluación exergoeconómica a nivel de componente” de anexos, se obtiene el costo termoeconómico total del combustible de salida. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹3 = 0,01692

𝑈𝑠𝑑 𝑠

- 92 -

3.5.4.3. Tubería de trasiego de combustible GVF3-GVF3’

Figura 3.8. Tubería de trasiego de combustible Fuente: elaboración propia

Esta tubería conecta la bomba de trasiego con el tanque diario de combustible, y su única función es transportar el combustible desde el tanque de almacenamiento (TAC) hasta el tanque diario de combustible (TDC). Las pérdidas de energía de la mencionada tubería, se determinan mediante la ecuación de balance de energía presentada a continuación. 𝑄𝐺𝑉𝐹3 = 𝑄𝐺𝑉𝐹3′ + 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑

𝐺𝑉𝐹(3−3′ )

La energía del combustible que ingresa, se determina mediante la siguiente ecuación 98. 𝑄𝐺𝑉𝐹3 = (𝐺𝐺𝑉𝐹3 )(𝐶𝑒𝑠𝑝𝐺𝑉𝐹3 )(𝑇𝐺𝑉𝐹3 )

(98)

Remplazando valores de la tabla 2 “parámetros termodinámicos de algunos flujos” de anexos, y calculando el calor especifico del combustible bunker por medio de la ecuación anteriormente aplicada, se obtiene. 𝑄𝐺𝑉𝐹3 = 7,627 𝑊

Se procede manera similar para determinar el valor de la energía del combustible de salida. 𝑄𝐺𝑉𝐹3′ = 5,722 𝑊

Finamente, reemplazando valores en la ecuación de balance de energía se obtiene. 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑

𝐺𝑉𝐹(3−3′ )

= 1.904 𝑊 - 93 -

En vista de lo anterior se determina su eficiencia energética. 𝜂𝐺𝑉𝐹(3−3´) = 75.03 %

Mediante la ecuación de balance de exergía, se determinan las irreversibilidades de la tubería analizada. 𝐸𝐺𝑉𝐹3 = 𝐸𝐺𝑉𝐹3′ + 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝐺𝑉𝐹(3−3´) + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐺𝑉𝐹(3−3´)

Las ecuaciones utilizadas para determinar las exergías del combustible bunker a la entrada y salida de la tubería analizada, son similares a las utilizadas en el caso anterior; razón por la cual en función de los valores tablados en la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos, se obtienen el valor sus irreversibilidades. 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐺𝑉𝐹(3−3´) = 0,01889

𝑘𝑗 𝑠

La eficiencia exergética de la tubería de trasiego; se determina como en casos anteriores en función de la tabla 1” definición de fuel y componentes del producto” de anexos. 𝜂𝐸𝐺𝑉𝐹(3−3´) = 99,99 %

La tasa de contribución de la tubería a la destrucción total de exergía del sistema, se determina por la ecuación ya conocida. y𝐺𝑉𝐹(3−3´) = 0,0005796%

El costo exergético unitario del combustible de salida, se determina mediante la ecuación 99. 𝑘𝐺𝑉𝐹3 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹3 = 𝑘𝐺𝑉𝐹3′ ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹3′

(99)

Reemplazando valore de la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos, en la anterior ecuación. 𝑘𝐺𝑉𝐹3′ = 1,013

El costo termoeconómico del combustible de salida, se determina mediante la aplicación de la siguiente ecuación de balance de costos termoeconómicos. 𝑍𝐺𝑉𝐹3−𝐺𝑉𝐹3` + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹3 = 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹3′

Reemplazando valores de la tabla 3 “análisis exergético y evaluación exergoeconómica a nivel de componente” de anexos en la ecuación anterior, se obtiene el costo termoeconómico del combustible de salida. - 94 -

𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹3′ = 0,01692

𝑈𝑠𝑑 𝑠

3.5.4.4. Tanque alimentación

Figura 3.9. Tanque alimentación Fuente: elaboración propia

El principal objetivo del tanque diario de combustible, es mantener la cantidad y a la temperatura adecuada, el combustible utilizado para el proceso de generación de vapor. En la presente ecuación de balance de energía, se presentan todos los flujos energéticos que intervienen durante la operación del equipo analizado. 𝑄𝐺𝑉𝐹3′ + 𝑄𝐺𝑉𝑉2′′ + 𝑄𝐺𝑉𝐹7′ = 𝑄𝐺𝑉𝐹4 + 𝑄𝐺𝑉𝐶2 + 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐷𝐶

La energía de los flujos de los diferentes portadores energéticos (combustible, vapor, condensado y transferencia de calor) que cruzan el volumen de control del equipo analizado, se determinan por ecuaciones ya conocidas y aplicadas en casos anteriores, en vista de lo cual se obtienen los siguientes resultados. 𝑄𝐺𝑉𝐹3′ = 5,722 𝑊 𝑄𝐺𝑉𝑉2′′ = 12,97 𝑊 𝑄𝐺𝑉𝐶2 = 2,656 𝑊 𝑄𝐺𝑉𝐹4 = 16,21 𝑊 𝑄𝐺𝑉𝐹7′ = 9,309 𝑊

Las pérdidas de calor por convección se determinan mediante la ecuación 100. 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝑇𝐷𝐶 = ℎ𝑎𝑖𝑟𝑒𝑇𝐷𝐶 ∗ 𝐴𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑇𝐷𝐶 ∗ (𝑇𝑝 𝑇𝐷𝐶 − 𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑇𝐷𝐶 )

(100)

- 95 -

Para la determinación del número de Raleigh, Nusselt y coeficiente de conductividad térmica, se reemplaza en las ecuaciones ya conocidas, valores de la Tabla 3.7 “dimensiones físicas del tanque diario de combustible” y la Tabla 3.8 “parámetros del aire del tanque diario de combustible”.

′ 𝑁𝑢𝑎𝑖𝑟𝑒 = 0.00001725 𝑇𝐷𝐶

𝑅𝑎𝑎𝑖𝑟𝑒𝑇𝐷𝐶 = 2,148𝑥1010 ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣𝑇𝐷𝐶 = 3,494 Tabla 3.7. Dimensiones físicas del tanque diario de combustible

𝑫𝒆𝒙𝒕

𝑳𝒕𝒂𝒏𝒒𝒖𝒆

𝑨𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍

𝒎

𝒎

𝒎𝟐

2,4

5

46,75

Tabla 3.8. Parámetros del aire del tanque diario de combustible

𝑻𝒇𝒊𝒍𝒎𝑻𝑫𝑭 °𝑲 313,5

𝑇𝑝

𝑇𝐷𝐶

𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑇𝐷𝐶

𝒌𝒙𝟏𝟎−𝟑

𝜶𝒙𝟏𝟎−𝟎𝟔

𝒗𝟏𝟎−𝟔

°𝑪

𝑾/𝒎°𝑲

𝒎𝟐 /𝒔

𝒎𝟐 /𝒔

°𝑪

51

30

27,29

24,49

17,25

𝑷𝒓

𝜷 𝟏/°𝑲

0,705

0,00319

En vista de lo cual y remplazando valores de la tabla # 10 “dimensiones físicas del tanque diario de combustible”, obtenemos las pérdidas de calor por convección. 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝑇𝐷𝐶 = 3430 𝑊

Para las pérdidas de calor por radiación se remplazan valores de la tabla # 3.8 “dimensiones físicas del tanque diario de combustible”, en la ecuación 101. 4 4 𝑄𝑟𝑎𝑑𝑇𝐷𝐶 = 𝜖𝑚𝑎𝑡 ∗ 𝛾𝑎𝑖𝑟𝑒 ∗ 𝐴𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑇𝐷𝐶 ∗ ((𝑇𝑝𝑇𝐷𝐶 ) − (𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒 ))

(101)

𝑄𝑟𝑎𝑑𝑇𝐷𝐹 = 5838 𝑊

De acuerdo a lo anterior el calor total emitido por el tanque diario de combustible. 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐷𝐶 = 9,268 𝑊

La eficiencia energética del tanque diario de combustible, se determina mediante la ecuación 102 reemplazando en la ecuación anterior valores de la tabla 2 “parámetros termodinámicos de algunos flujos”. - 96 -

𝜂 𝑇𝐷𝐶 = 57,65 %

Mediante la ecuación de balance de exergías se determinan las irreversibilidades del tanque diario de combustible. 𝐸𝐺𝑉𝑉2′′ + 𝐸𝐺𝑉𝐹3′ + 𝐸𝐺𝑉𝐹7′ = 𝐸𝐺𝑉𝐶2 + 𝐸𝐺𝑉𝐹4 + 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐷𝐹 + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑇𝐷𝐹

Las pérdidas de exergía por transferencia de calor al medio, se determina a continuación por el método anteriormente desarrollado. 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐷𝐶 = 0,7394

𝑘𝑗 𝑠

Las ecuaciones utilizadas para determinar las exergías de los flujos de combustible, vapor y condensado presentes en la ecuación de balance exergético anterior, son similares a las utilizadas en casos anteriores; razón por la cual en función de lo anterior y de los valores tabulados en la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos, se determinan sus irreversibilidades. 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑇𝐷𝐶 = 1,908

𝑘𝑗 𝑠

La eficiencia exergética del tanque diario de combustible, se determina en función de la tabla 1” definición de fuel y componentes del producto” de anexos y la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos. 𝜂𝑒𝑥𝑇𝐷𝐶 = 3,966 %

La tasa de contribución del tanque diario de combustible, a la destrucción total de exergía del sistema. 𝑦𝑇𝐷𝐶 = 0,05853

El costo exergético unitario del combustible de salida, se determina mediante la siguiente ecuación. 𝑘𝐺𝑉𝑉2′′ ∗ 𝐸𝐺𝑉𝑉2′′ + 𝑘𝐺𝑉𝐹3′ ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹3′ + 𝑘𝐺𝑉𝐹7′ ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹7′ = 𝑘𝐺𝑉𝐶2 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐶2 + 𝑘𝐺𝑉𝐹4 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹4 + 𝑘𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐷𝐶 ∗ 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑇𝐷𝐶

Reemplazando en la ecuación anterior, valores de la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos, se obtiene el costo exergético unitario a la salida del combustible. 𝑘𝐺𝑉𝐹4 = 1,021

- 97 -

Mediante la ecuación de balance de costos termoeconómicos del tanque diario de combustible, se determina el costo termoeconómico del combustible de salida. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉2′′ + 𝑍𝑇𝐷𝐹 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹3′ + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹7′ = 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹4 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐶2

Reemplazando valores de la tabla 3 “análisis exergético y evaluación exergoeconómica a nivel de componente” de anexos en la ecuación anterior, se obtiene el costo termoeconómico del combustible de salida. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹4 = 0,03797

𝑈𝑠𝑑 𝑠

3.5.4.5. Bomba de combustible diario La función de la bomba de alimentación de combustible, es abastecer de manera suficiente, continua y con los parámetros técnicos requeridos, al quemador de la caldera.

Figura 3.10. Bomba de combustible diario Fuente: elaboración propia

La línea de succión y descarga de la bomba de alimentación de combustible de la caldera, se encuentra dividida en 4 tramos tal como se presenta en la tabla 3.10 “parámetros físicos de la tubería”. Mediante la ecuación de Bernoulli, se determina la energía que necesita el combustible para vencer las diferentes cargas del sistema de bombeo analizado. 𝐻𝐵 𝐺𝑉𝐹4−𝐺𝑉𝐹5 =

2 2 𝑃𝐺𝑉𝐹5 − 𝑃𝐺𝑉𝐹4 𝑉𝐺𝑉𝐹5 − 𝑉𝐺𝑉𝐹4 + + 𝑧𝐺𝑉𝐹5 − 𝑧𝐺𝑉𝐹5 + 𝐻𝐹𝐺𝑉𝐹5−𝐺𝑉𝐹4 𝛾𝑏𝑢𝑛𝑘𝑒𝑟 2𝑔

De acuerdo a la ecuación de la continuidad presentada se obtiene la velocidad de la tubería de succión; para lo cual se remplaza valores de la tabla 3.8 “parámetros físicos de la tubería”. 𝑉𝐺𝑉𝐹4 ∗ 𝐴𝐺𝑉𝐹4 = 𝑉𝐺𝑉𝐹5 ∗ 𝐴𝐺𝑉𝐹4

Despejando. - 98 -

𝑉𝐺𝑉𝐹4 = 0,07971

𝑚2 𝑠

Para la obtención de la velocidad de la tubería de descarga, se procede manera análoga a lo anterior. 𝑉𝐺𝑉𝐹5 = 1.389

𝑚2 𝑠

Las perdías de carga por fricción en tuberías y accesorios, se determina mediante la siguiente ecuación. 𝐿𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐺𝑉𝐹4

𝐻𝑓𝐺𝑉𝐹4 = 𝑓𝐺𝑉𝐹4 ∗ ( 𝑑

𝑖𝑛𝑡𝐺𝑉𝐹4

2 𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝐺𝑉𝐹4 ) 2∗𝑔

)∗(

De acuerdo a la metodología anteriormente empleada y reemplazando valores de la tabla 3.8 “parámetros físicos de la tubería”, se determinan el valor del número de Reynolds. 𝑅𝑒𝐺𝑉𝐹4 = 9,299

De acuerdo a lo anterior, el flujo de combustible que circula por la tubería de succión analizada se encuentra en régimen laminar; por tanto, el factor de fricción de esta, se determina según la teoría correspondiente para este tipo de casos. 𝑓𝐺𝑉𝐹4 = 6,882

En lo que respecta a las pérdidas de carga en accesorios, se determinan mediante la ecuación. 𝐿𝑒𝐺𝑉𝐹4 𝐷𝐺𝑉𝐹4

= 𝐾𝐺𝑉𝐹4

De acuerdo a la metodología anteriormente utilizada, la longitud equivalente por accesorios y la longitud equivalente total de la tubería de succión, se determina reemplazando valores de la tabla 3.10” parámetros físicos de la tubería” en la ecuación anterior. Tabla 3.10. Parámetros físicos de la tubería

𝒗𝟏𝟎−𝟔

K Codos

Válvulas Longitud

90º

𝑫𝒊𝒏𝒕

#

#

A

codos

K

90º

válvula

𝒎𝟐 /𝒔

Succión 0,0525

7

1

5

2,168x10−3

30

8

0,00045

Tubería descarga tramo (𝑮𝑽𝑭𝟓𝟏) - 99 -

0,0525

12

1

3

2,168x10−3

30

8

0,00045

5,57x10−4

30

-

0,00045

1,236x10−4

30

-

0,00005

Tubería descarga tramo (𝑮𝑽𝑭𝟓𝟐) 0,0266

12

-

4

Tubería descarga tramo (𝑮𝑽𝑭𝟓𝟑) 0,0125

3

-

2

En consecuencia, se obtiene 𝐿𝑐𝑜𝑑𝑜𝐺𝑉𝐹4 = 11,03 𝑚 𝐿𝑣𝑎𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎𝐺𝑉𝐹4 = 0,42 𝑚 𝐿𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐺𝑉𝐹4 = 16,45 𝑚

Finalmente reemplazando valores en la ecuación de cálculo de pérdidas de cargas, de la tabla 3.10 parámetros físicos de la tubería”, se obtienen las pérdidas de carga en la tubería de succión. ℎ𝑓𝐺𝑉𝐹4 = 0,6988 𝑚.

De acuerdo a esta metodología utilizada, se procederá de manera similar para la determinación de las pérdidas de carga por fricción en la tubería de descarga de la bomba analizada (tramos 1, 2 y 3). Los parámetros necesarios para la determinación del número de Reynolds, y los que se desprenden de su aplicación como el factor de fricción, se encuentran tabulados en la tabla 3.11. Tabla 3.11. Numero de Reynolds y parámetros para determinarlo

𝑹𝒆

𝛎𝐛𝐮𝐧𝐤𝐞𝐫

V

𝒎𝟐 /𝒔

𝒎/𝒔

𝒇

Tubería descarga tramo (𝑮𝑽𝑭𝟓𝟏) 9,229

0,00045

0,07971

6,882

0,3102

3,49

1,398

0,1831

Tubería descarga tramo (𝑮𝑽𝑭𝟓𝟐) 18,34

0,00045

Tubería descarga tramo (𝑮𝑽𝑭𝟓𝟑) 349,5

0,00005

- 100 -

Siguiendo con la metodología planteada y en base a los valores de la Tabla 3.10 de parámetros físicos de la tubería y la tabla 3.11, Se determina las pérdidas de carga de cada una los tramos componentes de la tubería de descarga.

- 101 -

Tabla 3.12. Longitudes y pérdidas de carga de tubería de descarga por tramo

𝑳𝒄𝒐𝒅𝒐

𝑳𝒗𝒂𝒍𝒗𝒖𝒍𝒂

𝑳𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍

𝒉𝒇

𝒎

𝒎

𝒎

𝒎

22,32

0,9484

13,58

8,747

3,125

4,565

Tubería descarga tramo (𝑮𝑽𝑭𝟓𝟏) 18,9

0,42

Tubería descarga tramo (𝑮𝑽𝑭𝟓𝟐) 9,576

−

Tubería descarga tramo (𝑮𝑽𝑭𝟓𝟑) 1,125

−

Adicional a los valores reportados en la tabla 3.12 “longitudes y pérdidas de carga de tubería de descarga por tramo “, existen pérdidas de carga dos filtros de canastilla (ℎ𝑓𝑓𝑖𝑙𝑡𝑟𝑜𝑠 ) situados a la salida del precalentador de combustible, que ofrecen una pérdida de 7,7 𝑚. De igual manera el precalentador de combustible a vapor (ℎ𝑓𝑐𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑎𝑑𝑜𝑟 ), produce una pérdida de carga de 7,7 𝑚. De acuerdo a lo anterior y mediante la siguiente ecuación, se determina las pérdidas de carga totales de la tubería de descarga. 𝐻𝑓𝐺𝑉𝐹4−𝐺𝑉𝐹5 = ℎ𝑓𝐺𝑉𝐹51 + ℎ𝑓𝐺𝑉𝐹5 2 + ℎ𝑓𝐺𝑉𝐹5 3 + ℎ𝑓𝑓𝑖𝑙𝑡𝑟𝑜𝑠 + ℎ𝑓𝑐𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑎𝑑𝑜𝑟

Reemplazando valores se obtiene, las pérdidas totales por fricción en accesorios y tuberías. 𝐻𝑓𝐺𝑉𝐹4−𝐺𝑉𝐹5 = 30,36𝑚

En tal virtud, reemplazando valores en la ecuación de Bernoulli inicialmente planteada se obtiene. 𝐻𝐵 𝐺𝑉𝐹4−𝐺𝑉𝐹5 = 77,44 𝑚

Considerando que este tipo de instalaciones industriales, cuenta con tuberías de retorno de combustible desde el quemador de la caldera hasta el tanque diario de combustible, tal como se muestra en la figura 2.1 “diagrama funcional del sistema de generación de vapor”; es importante considerar la influencia de esta tubería en el sistema general de bombeo de la mencionada instalación.

- 102 -

Mediante la ecuación de Bernoulli se determina las pérdidas de carga por fricción en tuberías y accesorios; es importante considerar que debido a que el diámetro de esta no cambia durante toda su longitud, la velocidad se mantiene constante y por tanto se elimina en ambos miembros de la ecuación general de Bernoulli, tal como se aprecia a continuación. 𝐻𝐹𝐺𝑉𝑉7−𝐺𝑉𝑉7` =

𝑃𝐺𝑉𝐹7 − 𝑃𝐺𝑉𝐹7` + (𝑧𝐺𝑉𝐹7 − 𝑧𝐺𝑉𝐹7` ) 𝛾𝑏𝑢𝑛𝑘𝑒𝑟

Los parámetros necesarios para la determinación de las pérdidas de carga, mediante la ecuación de Bernoulli antes mencionada, se plantean en la tabla 14 “parámetros de operación de la tubería de retorno de combustible”. Tabla 3.13. Parámetros de operación de la tubería de retorno

𝛾𝑏𝑢𝑛𝑘𝑒𝑟

950

2 𝑉𝐺𝑉𝐹7

4.473

2 𝑉𝐺𝑉𝐹7`

0

𝑔

𝑧𝐺𝑉𝐹7`

9.8

3

𝑧𝐺𝑉𝐹7

1

En consecuencia, reemplazando valores de tabla anterior en la ecuación de Bernoulli se obtiene 𝐻𝐹𝐺𝑉𝑉7−𝐺𝑉𝑉7` = 45.08 𝑚

La tobera del quemador de la caldera pirotubular objeto de estudio, ofrece una resistencia considerable al paso del fluido combustible hacia el hogar de la misma, debido a su diámetro reducido y compleja constitución; razón por la cual, se consideró necesario su evaluación mediante la aplicación de la ecuación de Bernoulli, con el objetivo de calcular las pérdidas de carga que ofrece esta al paso del fluido combustible proveniente de la bomba de alimentación de combustible, tal como se muestra en la siguiente ecuación.

𝐻𝐹𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟𝑎 =

𝑃𝑒𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟𝑎 𝑉𝑒2𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟𝑎 + 𝛾𝑏𝑢𝑛𝑘𝑒𝑟 2𝑔

Tabla 3.14. Parámetros de operación de la tubería de la tobera

𝑃𝑒𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟𝑎

2,4

𝐴𝑒𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟𝑎

0,0000819

𝐴𝑠𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟𝑎

0,000007

𝑉𝑒 𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟𝑎

0,9502

𝑉𝑠 𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟𝑎

11,12

- 103 -

En consecuencia, reemplazando valores de tabla anterior en la ecuación de Bernoulli de la tobera de combustible se obtiene 𝐻𝐹𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟𝑎 = 19 𝑚

Finalmente, las pérdidas de carga totales de todo el sistema de bombeo analizado, se determina mediante la siguiente ecuación. 𝐻𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐵𝐹2 = 𝐻𝑓𝐺𝑉𝐹4−𝐺𝑉𝐹5

Reemplazando valores se obtiene. 𝐻𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐵𝐹2 = 141,5 𝑚

La energía necesaria que se debe suministrar al fluido combustible para vencer las cargas del sistema de bombeo analizado, se determina mediante la siguiente ecuación. 𝑁𝐵𝐴2 = (𝐺𝐺𝑉𝐹4 ) ∗ 𝐻𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝐵𝐹2 ∗ 9,8 ∗ 10−3 𝑁𝐵𝐴2 = 0,2277

La potencia eléctrica, necesaria que se debe suministrar al motor eléctrico de la bomba, da como resultado 𝑃𝑚𝐵𝐹2 =

(𝑠𝑞𝑟𝑡(3) ∗ 𝐹𝑃 ∗ 𝐼𝑚𝑏𝑑 )𝑉 1000

𝑃𝑚𝐵𝐹2 = 0,3239

De acuerdo a lo anterior, reemplazando valores en la ecuación ya anteriormente aplicada de eficiencia energética a grupos de bombeo, se obtiene. 𝜂𝐵𝐹2 = 70,3%

De acuerdo a la metodología anteriormente utilizada, las irreversibilidades de un equipo, sistema y / o instalación se determinan mediante un balance de exergía, tal como se presenta a continuación. 𝐸𝐺𝑉𝐹4 + 𝑊𝑡𝐵𝐹2 = 𝐸𝐺𝑉𝐹5 + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐵𝐹2

Las exergías de los flujos que intervienen en la bomba de combustible de alimentación de la caldera, se determinan reemplazando valores tabulados en la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos en las ecuaciones ya conocidas, para la determinación de la exergía del vapor, condensado, combustibles y perdidas de calor por transferencia de calor; para finalmente remplazar estas en la

- 104 -

ecuación anterior de balance de exergías, para obtener las irreversibilidades del equipo analizado. 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝐵𝐹2 = 0,3932

𝑘𝑗 𝑠

La tasa de contribución de la exergía destruida por el equipo analizado, a la destrucción de total de exergía destruida por el sistema; se determina por la ecuación anteriormente aplicada. 𝑦𝐵𝐹2 = 0,01207

La Eficiencia exergética de la bomba de alimentación de combustible de la caldera, se determina mediante la ecuación anteriormente aplicada en los grupos de bombeo, de alimentación de agua y de trasiego de combustible. 𝜂𝑒𝑥𝑒𝑟_𝐵𝐹2 = 67,94%

El costo exergético unitario del combustible a la salida de la bomba de alimentación analizada, se determina mediante la ecuación de balance general de costos exergéticos planteada a continuación. 𝑘𝐺𝑉𝐹4 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹4 + 𝑘𝐺𝑉𝐸𝐵𝐶𝐶𝐴 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐸𝐵𝐶𝐶𝐴 = 𝑘𝐺𝑉𝑉𝐹5 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹5

Reemplazando valores de la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados “de anexo, se obtiene. 𝑘𝐺𝑉𝑉𝐹5 = 1,021

El costo termoeconómico del combustible a la salida de la bomba de alimentación, se determina en función de la ecuación de balance de costos termoeconómicos mostrada a continuación. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹4 + 𝑍𝐵𝐹2 + 𝐶𝑇𝑒𝑙𝑒𝑐𝑡𝑟𝐵𝐹2 = 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹5

Reemplazando valores de la tabla 3 “análisis exergético y evaluación exergoeconómico a nivel de componente” de anexos, se obtiene el costo termoeconómico total y unitario del combustible a la salida de la bomba de alimentación, tal como se muestra a continuación. 𝑢𝑠𝑑

𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹5 = 0,038 𝑠𝑒𝑔

- 105 -

3.5.4.6. Precalentador de combustible La función principal del precalentador, es mantener el combustible que ingresa al quemador de la caldera a la temperatura de 80°C, esto con el objetivo de reducir su viscosidad hasta un punto que permita obtener, una correcta atomización y mejor combustión en el hogar de la caldera.

Figura 3.11. Precalentador de combustible Fuente: elaboración propia

Mediante la ecuación 108, se presentan el balance de todos los flujos de los portadores energéticos que intervienen en la operación del precalentador de combustible. 𝑄𝐺𝑉𝑉5′′ + 𝑄𝐺𝑉𝐹5 = 𝑄𝐺𝑉𝐶4 + 𝑄𝐺𝑉𝐹6 + 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝑃𝐹

(108)

La energía de los flujos de los diferentes portadores energéticos (combustible, vapor, condensado y transferencia de calor) que cruzan el volumen de control del precalentador de combustible, se determinan por las ecuaciones clásicas para este tipo de análisis y aplicadas ampliamente durante la realización de este trabajo; en vista de lo cual se obtienen los siguientes resultados. 𝑄𝐺𝑉𝑉5′′ = 14,97 𝑊 𝑄𝐺𝑉𝐶4 = 2,744 𝑊 𝑄𝐺𝑉𝐹5 = 16,28 𝑊 𝑄𝐺𝑉𝐹6 = 25,46 𝑊

Las pérdidas de calor por convección se determinan mediante la ecuación. 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝑃𝐹 = ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑥𝑡𝑃𝐹 ∗ 𝐴𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑃𝐹 ∗ (𝑇𝑝𝑎𝑟𝑒𝑑𝑃𝐹 − 𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒𝑃𝐹 ) - 106 -

Para la determinación del número de Raleigh, Nusselt y coeficiente de conductividad térmica; se reemplaza en las ecuaciones ya conocidas, valores de la Tabla 3.16 “dimensiones físicas del precalentador” y la Tabla 3.16 parámetros del aire del precalentado”. 𝑅𝑎𝑎𝑖𝑟𝑒𝑃𝐹 = 2.059𝑥107 𝑁𝑢𝑎𝑖𝑟𝑒𝑃𝐹 = 10,35 ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑥𝑡𝑃𝐹 = 4,025 Tabla 3.15. Dimensiones físicas del precalentador

𝑫𝒆𝒙𝒕𝑷𝑭

𝑳𝑷𝑭

𝑨𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍𝑷𝑭

𝒎

𝒎

𝒎𝟐

0,20

1,2

0,8168

Tabla 3.16. Parámetros del aire del precalentador

𝑻𝒇𝒊𝒍𝒎𝑻𝑫𝑭

𝑇𝑝𝑎𝑟𝑒𝑑𝑃𝐹

𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒𝑃𝐹

°𝑲

°𝑪

°𝑪

𝒌𝒙𝟏𝟎−𝟑 𝑾

𝜶𝒙𝟏𝟎−𝟎𝟔

𝒗𝟏𝟎−𝟔

𝒎𝟐 /𝒔

𝒎𝟐 /𝒔

𝑷𝒓

𝜷 𝟏/°𝑲

/𝒎°𝑲 323

70

30

23,002

25,904

18,2

0,704

0,003096

En vista de lo cual y remplazando valores de la Tabla 3.15 “dimensiones físicas del precalentador” en la anterior ecuación, obtenemos las pérdidas de calor por convección. 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣𝑃𝐹 = 131,5 𝑊

Para las pérdidas de calor por radiación se remplazan valores de la tabla 3.15 “dimensiones físicas del precalentador”, en la ecuación. 4 𝑄𝑟𝑎𝑑𝑃𝐹 = 𝜀𝑃𝐹 ∗ 𝛾𝑎𝑖𝑟𝑒 ∗ 𝐴𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑃𝐹 ∗ ((𝑇𝑝𝑎𝑟𝑒𝑑 4𝑃𝐹 ) − (𝑇𝑎𝑖𝑟𝑒 ))

Donde. 𝜀𝑃𝐹 = 𝑒𝑚𝑖𝑠𝑖𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒𝑙 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒𝑙 𝑝𝑟𝑒𝑐𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑎𝑑𝑜𝑟 (0,30) 𝑄𝑟𝑎𝑑𝑃𝐹 = 75,2 𝑊 - 107 -

De acuerdo a lo anterior el calor total emitido por el precalentador de combustible. 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝑃𝐹 = 0,2067

La eficiencia energética del precalentador de combustible se determina mediante la ecuación siguiente. 𝜂𝑃𝐹 = 𝑄

𝑄𝐺𝑉𝐹6 𝐺𝑉𝑉5′′ +𝑄𝐺𝑉𝐹5

Reemplazando valores en la ecuación anterior. 𝜂𝑃𝐹 = 81,48%

Mediante la ecuación de balance de exergía, se determinan las irreversibilidades del precalentador de combustible. 𝐸𝐺𝑉𝑉5′′ + 𝐸𝐺𝑉𝐹5 = 𝐸𝐺𝑉𝐶4 + 𝐸𝐺𝑉𝐹6 + 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑃𝐹 + 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑃𝐹

Las exergías de los flujos que intervienen en el precalentador de combustible, se determinan reemplazando valores tabulados en la tabla 2 “parámetros termodinámicos de algunos flujos” de anexos en las ecuaciones ya conocidas, para la determinación de la exergía del vapor, condensado, combustibles y perdidas de calor por transferencia de calor; para finalmente remplazar estas en la ecuación anterior de balance de exergías, para obtener las irreversibilidades del equipo analizado. 𝐼𝑟𝑟𝑒𝑣𝑃𝐹 = 1,605

𝑘𝑗 𝑠

La eficiencia exergética del precalentador, se determina en función de la tabla 3.1 “definición de fuel y producto para cada componente del sistema” y los valores de la tabla 2 “cálculo de variables para flujos seleccionados” de anexos. 𝜂𝑒𝑥𝑒𝑟𝑃𝐹 = 45,05%

La tasa de destrucción de exergía del precalentador se determina. 𝑦𝑃𝐹 = 0,04925

Mediante la ecuación de balance de costos exergéticos unitarios, de los flujos que intervienen en el precalentador de combustible, se determina el costo exergético unitario del combustible de salida del precalentador. 𝑘𝐺𝑉𝑉5′′ ∗ 𝐸𝐺𝑉𝑉5′′ + 𝑘𝐺𝑉𝐹5 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹5 = 𝑘𝐺𝑉𝐶4 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐶4 + 𝑘𝐺𝑉𝐹6 ∗ 𝐸𝐺𝑉𝐹6 + 𝑘𝑝𝑒𝑟𝑑𝑃𝐹 ∗ 𝐸𝑝𝑒𝑟𝑑𝑃𝐹

Reemplazando valores en la ecuación anterior tenemos. 𝑘𝐺𝑉𝐹6 = 1,024 - 108 -

Mediante la siguiente ecuación de balance de costos termoeconómicos, se determina el costo termoeconómico del combustible de salida del precalentador. 𝐶𝑇𝐺𝑉𝑉5′′ + 𝑍𝑃𝐹 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹5 = 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹6 + 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐶4

Reemplazando valores de la tabla 3 “análisis exergético y evaluación exergoeconómica a nivel de componente” 𝐶𝑇𝐺𝑉𝐹6 = 0,0381

𝑈𝑠𝑑 𝑠

- 109 -

Conclusiones

- 110 -

Recomendaciones

- 111 -

Presupuesto Análisis del presupuesto RUBRO Recursos Humanos Recursos Materiales Transporte Alimentación Papel Impresión

CANTIDAD 2 22 12 1000 100

Sub total 12% IVA TOTAL

VALOR UNITARIO 900,00 45.00 36.00 4,00 6,00

VALOR TOTAL 900,00 45.00 36.00 4,00 6,00 991,00 138,74 1129,74

Fuente: Docentes de la Universidad Técnica de Manabí Elaboración: Autores del trabajo de titulación

- 112 -

Cronograma Cronograma de trabajo TIEMPO EN MESES ACTIVIDADES

Presentación y aprobación del anteproyecto Planificación con los directivos de la entidad e inicio del estudio de caso Recolección de la información Procesamiento y análisis de la información Elaboración del informe Revisión del Tutor Correcciones del revisor

Sustentación del trabajo de titulación ante el tribunal

Julio

Agosto

Septiemb

Octubre

RECURSOS Noviembre

Diciembre

HUMANOS

MATERIALES

COSTO

Autores del trabajo de titulación

Copias Útiles de oficina

$ 40,00

Autores del trabajo de titulación Autoridad de la entidad Autores del trabajo de titulación

Equipo de computación Útiles de oficina

70,00

Equipo de computación Útiles de oficina Equipo de computación Útiles de oficina Útiles de oficina Equipo de computación Equipo de computación Útiles de oficina Equipo de computación Útiles de oficina Útiles de oficina Equipo de computación

85,92

Autoras del trabajo de titulación Autores del trabajo de titulación Autores del trabajo de titulación Tutor Autores del trabajo de titulación Lector Autores del trabajo de titulación Tutor, Lector Tribunal de defensa del trabajo de titulación

TOTAL

80,00

110,00

80,00

80,00

60,00

$ 605.92

113

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120

Anexo 1 DEFINICION DE FUEL Y PRODUCTO PARA CADA COMPONENTE DEL SISTEMA Componentes 𝑇𝐷 𝐵𝐴2 𝐺𝑉 𝐷𝑉1 𝑇𝑉𝑇𝐷𝐹 𝑉𝑅 𝑇𝐷𝐹 𝑇𝑉𝑇𝐴𝐹 𝑉𝑅𝑇𝐴𝐹 𝑇𝑉𝑇𝐷 𝑉𝑅𝑇𝐷 𝑇𝑉𝑃𝐹 𝑉𝑅𝑃𝐹 𝑃𝐹 𝑇𝐹𝑅𝐸𝑇 𝑇𝐷𝐹 𝐵𝐹2 𝑇𝐴𝐹 𝐵𝐹1 𝑇𝐹𝑇𝐷𝐹

Exergia del fuel 𝐸𝐺𝑉𝑉4 ´´ + 𝐸𝐺𝑉𝐴1 𝑊𝐺𝑉𝐸𝐵𝐴 𝐸𝐺𝑉𝐴 + 𝐸𝐺𝑉𝐹8 + 𝐸𝐺𝑉𝐸𝐶𝐶𝑄 − 𝐸𝐺𝑉𝐺𝐶 − 𝐸𝐺𝑉𝑃 𝐸𝐺𝑉𝑉1 − 𝐸𝐺𝑉𝐶1 𝐸𝐺𝑉𝑉2 𝐸𝐺𝑉𝑉2´ 𝐸𝐺𝑉𝑉3 𝐸𝐺𝑉𝑉3´ 𝐸𝐺𝑉𝑉4 𝐸𝐺𝑉𝑉4´ 𝐸𝐺𝑉𝑉5 𝐸𝐺𝑉𝑉5´ 𝐸𝐺𝑉𝑉5´´ − 𝐸𝐺𝑉𝐶4 𝐸𝐺𝑉𝐹7 𝐸𝐺𝑉𝑉2´´ − 𝐸𝐺𝑉𝐶4 𝐸𝑊𝐺𝑉𝐸𝐵𝐶𝐶𝐴 𝐸𝐺𝑉𝑉3´´ − 𝐸𝐺𝑉𝐶3 𝑊𝐺𝑉𝐸𝐵𝑇 𝐸𝐺𝑉𝐹3

Exergia del producto 𝐸𝐺𝑉𝐴2 𝐸𝐺𝑉𝑉3 + 𝐸𝐺𝑉𝐴2 𝐸𝐺𝑉𝑉1 − 𝐸𝐺𝑉𝐴3 𝐸𝐺𝑉𝑉2 + 𝐸𝐺𝑉𝑉3 + 𝐸𝐺𝑉𝑉4 + 𝐸𝐺𝑉𝑉5 + 𝐸𝐺𝑉𝑉6 𝐸𝐺𝑉𝑉2´ 𝐸𝐺𝑉𝑉2´´ 𝐸𝐺𝑉𝑉3´ 𝐸𝐺𝑉𝑉3´´ 𝐸𝐺𝑉𝑉4´ 𝐸𝐺𝑉𝑉4´´ 𝐸𝐺𝑉𝑉5´ 𝐸𝐺𝑉𝑉5´´ 𝐸𝐺𝑉𝐹6 − 𝐸𝐺𝑉𝐹5 𝐸𝐺𝑉𝐹7´´ 𝐸𝐺𝑉𝐹4 − 𝐸𝐺𝑉𝐹7´ − 𝐸𝐺𝑉𝐹3´ 𝐸𝐺𝑉𝐹5 − 𝐸𝐺𝑉𝐹4 𝐸𝐺𝑉𝐹2 − 𝐸𝐺𝑉𝐹1 𝐸𝐺𝑉𝐹3 − 𝐸𝐺𝑉𝐹2 𝑊𝐺𝑉𝐹3´

121

Anexo 2

CALCULO DE VARIABLES PARA FLUJOS SELECCIONADOS NOMENCLATUR MATERIAL A GVA1 agua GVA2 agua GVA3 agua GVV1 VAPOR GVV2 VAPOR GVV2´ VAPOR GVV2´´ VAPOR GVV3 VAPOR GVV3´ VAPOR GVV3´´ VAPOR GVV4 VAPOR GVV4´ VAPOR GVV4´´ VAPOR GVV5 VAPOR GVV5´ VAPOR GVV5´´ VAPOR GVV6 VAPOR GVP AGUA GVC1 AGUA GVC2 AGUA GVC3 AGUA GVC4 AGUA GVF1 FUEL GVF2 FUEL GVF3 FUEL GVF3´ FUEL GVF4 FUEL GVF5 FUEL GVF6 FUEL GVF7 FUEL GVF7´ FUEL GVF8 FUEL GVA AIRE GVGC GAS

G kg/s

P

1,08222 1,10500 1,10500 0,97222 0,00473 0,00473 0,00473 0,01192 0,01192 0,01192 0,02292 0,02292 0,02292 0,00543 0,00543 0,00543 0,9223 0,1329 0,0049 0,00473 0,01192 0,00543 0,07392 0,07392 0,07392 0,07392 0,16417 0,16417 0,16417 0,09025 0,09025 0,07392 1,938 2,03

1,013 1,3 10,448 8,724 8,724 8,668 3,013 8,724 7,8241 3,013 8,724 8,636 2,51325 8,724 8,7051 2,01325 8,724 8,724 8,724 3,013 3,013 2,01325 1,013 1,01325 10,71 1,101 1,03 13,46 5,386 5,386 1,013

bar

1,013 1,013

T

ºC

40 52,7 53 174 174 173,76 142,7 174 169,5 133,7 174 173,6 132,3 174 173,94 144,7 174 174 174 133,7 133,7 120,4 40 54,8 55 42 52,8 53 88 88 55 88 30 188,2

h

kj/kg s

167,617 220,71 222,772 2771,813 2771,813 2745,280 2745,230 2771,813 2668,000 2668,000 2771,813 2727,121 2727,121 2771,813 2745,230 2745,230 2771,813 736,8 736,8 562,1 562,1 505,6 73,52 102,8 103,2 77,41 98,74 99,15 172,4 172,4 103,2 99,35 250,47 5488

kj/kgK 0,5724 0,7386 0,742 6,632 6,632 6,575 7,039 6,632 6,492 6,899 6,632 6,536 7,076 6,632 6,602 7,251 6,632 2,081 2,081 1,673 1,673 1,532 …………. …………. …………. …………. …………. …………. …………. …………. …………. …………. …………. ………….

E

KW

1,651 5,6 6,761 776,8 3,775 3,73 3,076 9,526 9,032 7,578 18,317 17,946 14,25 4,337 4,31 3,259 736,956 16,06 0,592 0,32 0,8075 0,2891 3220,906 3221,118 3221,122 3220,929 7152,916 7152,923 7154,261 3932,571 3931,877 3221,708 3,36 159,5

CT

$/h

3,141 4,943 5,9256 75,24 0,3676 0,3676 0,3676 0,9274 0,9274 0,9274 1,7831 1,7831 1,7831 0,42228 0,42228 0,42228 71,748 0 0 0 0 0 59,292 60,252 60,912 60,912 136,692 136,8 137,16 75,384 75,384 61,776 0 0

ct $/GJ 528,3 245,1 243,4 26,9 27,04 27,37 33,19 27,04 28,52 33,99 27,04 27,06 34,75 27,04 27,21 35,98 27,04 0 0 0 0 0 5,113 5,196 5,2519 5,2522 5,308 5,309 5,325 5,26 5,326 5,325 0 0

k 1 14,69 12,51 5,657 4,402 4,456 5,403 4,402 5,534 5,534 4,402 4,493 5,657 4,402 4,43 5,858 4,402 0 0 0 0 0 1 1,013 1,013 1,013 1,021 1,021 1,024 1,024 1,024 1,024 1 0

122

Anexo 3

RESULTADOS DE ANALISIS EXERGETICO Y EVALUACION EXERGOECONOMICA A NIVEL DE COMPONENTE COMPONENTES NUMERO 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19

k TD VR_TD BA2 GV VR_TAF TAF BF1 VR_TDF TDF BF2 VR_PF PF DV1 GVV4-GVV4' GVV3-GVV3' GVF3-GVF3´ GVF7-GVF7´ GVV2-GVV2´ GVV5-GVV5´ ENERGIA SUMINISTRADA

ANALISIS EXERGETICO CONVENCIONAL 𝐹,𝑘

𝑃,𝑘

(KW)

(KW)

15,91 17,95 2,278 3.082 9,032 6,770 0,02977 3,73 2,756 0,06578 4,310 2,97 776,800 18,320 9,526 3221,122 3932,571 3,775 4,337 3.258,8900 175,060

5,6 14,25 1,161 770,100 7,578 0,2127 0,003508 3,076 0,1093 0,0074180 3,259 1,338 772,900 17,950 9,032 3220,929 3931,877 3,730 4,310 737,0000

𝐷,𝑘

(KW) 10,310 3,700 1,117 2.311,900 1,454 6,557 0,02626 0,65400 2,64670 0,05836 1,05100 1,63200 3,90000 0,37000 0,494 0,193 0,694 0,045 0,027 2.346,8296

VARIABLES 𝑘

𝐷,𝐾

(%)

(%)

35,20 79,39 53,17 24,99 83,90 3,14 58,890 82,47 3,97 68,000 75,61 45,05 99,50 97,98 94,814 99,994 99,982 98,808 99,377 22,61506218

0,316 0,1135 0,0343 70,9413 0,0446 0,2012 0,0008 0,02007 0,0812 0,0018 0,0323 0,0501 0,1197 0,0114 0,0152 0,0059 0,0213 0,0014 0,00082850 72,0131586

𝑍𝑘 ($/h)

EVALUACION DE DESEMPEÑO EXERGOECONOMICO 𝐶𝐷,𝑘 𝑐𝐹,𝑘 𝑐𝑃,𝑘 ($/h) ($/Gj) ($/Gj) 0,02 0,00 0,14 6,10 0,00 0,03 0,01 0,00 0,02 0,01 0,00 0,01 0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 6,34

3,192 0,368 0,101 45,085 0,149 0,898 0,002 0,064 0,316 0,005 0,103 0,232 0,378 0,036 0,048 0,004 0,013 0,004 0,003 51,00

85,99 27,6 25 5,417 28,52 38,05 25 27,37 33,19 25 27,21 39,48 26,92 27,04 27,04 5,2519 5,325 27,04 27,04

123

245,1 34,75 235,3 24,54 33,99 1256 51461 33,19 977,7 1607 35,98 89,43 27,04 27,06 28,52 5,2522 5,326 27,37 27,21

Anexo 4

NOMENCLATURA DEFINICION Temperatura de la pared de las tuberias encargadas de transportar el fluido calor especifico del fluido en una ubicacion especifica del sistema eficiencia(energetica, exergetica o termoeconomica) temperatura del fluido en una ubicacion especifica de sistema calor ubicado en un punto especifico del sistema flujo masico en un punto especifico del sistema exergia ubicada en un punto especifico del sistema entalpia ubicada en un punto especifico del sistema temperatura de referencia exergia quimica del combustible en un punto especifico del sistema 𝐸𝑞 y eficiencia del sistema en destruccion de exergia costo unitario termoeconomico inversion hecha en el equipo 𝐼𝑛𝑣 Mant mantenimiento del equipo costo de operacion del equipo Z inversion economica en el equipo c costo unitario termoeconomico CT costo economico en funcion del tiempo dtr destruccion de exergia Irrev irreversibilidades en el equipo especifico τ perd perdidas producidas por transferencia de energia (conveccion, radiacion, combustion incompleta, etc) P presion en un punto especifico del sistema produc exergia total que sale del equipo fuel exergia total que entra en el equipo destruc exergia total destruida en un equipo L longitud de la tuberia N numero de equipos D diametro de la tuberia A area de la tuberia ρ densidad del fluido Vel velociddad del fluido HF perdidas por friccion en tuberias y accesorios Leq Longitud equivalente del equipo por donde se traslada el fluido(tuberias, codos, valvulas, etc) D (int-ext) diametro interior o exterior val valvulas compabi compuerta totalmente abierta Re numero de Reynolds μ viscocidad dinamica ν viscocidad cinematica del fluido Ru(rel-abs) rugosidad relativa o absoluta f coeficiente de friccion de dicho material 𝑒𝑠𝑝𝑎𝑖𝑠 espesor del aislante en una tuberia especifica 𝐷𝑒𝑥𝑡 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 suma del diametro de la tuberia mas el duplo del espesor 𝑃𝑚 potencia mecanica del motor coeficiente de dilatacion volumetrica Pr numero de prandtl α coeficiente de difucion termica

unidades °𝐶 𝑘𝑗 ⁄𝑘𝑔°𝐶 % °𝐶 𝑘𝑗 ⁄𝑘𝑔 𝑘𝑔/ℎ𝑟 𝑘𝑊 𝑘𝑗 ⁄𝑘𝑔 °𝐶 𝑘𝑊 %

$/ℎ $/ℎ $/ℎ $/ℎ $/𝐺𝐽 $/ℎ 𝑘𝑊 𝑘𝑊 𝑘𝑊 𝑏𝑎𝑟 𝑘𝑊 𝑘𝑊 𝑘𝑊 𝑚 𝑚 𝑚2 𝑘𝑔/𝑚3 𝑚/𝑠 𝑚 𝑚 𝑚

𝑚 2 /𝑠 𝑚2 /𝑠

𝑚 𝑚 𝑚 𝑘𝑊

124