balance de energÍa
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AUDITORÍA Y PROPUESTA DE UN PLAN DE AHORRO
ENERGÉTICO EN EL HORNO PH1 (300189), DE LA PLANTA
PARSONS DE LA REFINERÍA LA LIBERTAD
EDUARDO SANTIAGO CAZAR RIVERA
TESIS DE GRADO
Previa la Obtención del Título de
INGENIERO MECÁNICO
Escuela Superior Politécnica de Chimborazo
Facultad de Mecánica
Escuela de Ingeniería Mecánica
RIOBAMBA – ECUADOR
2007
AUDITORÍA Y PROPUESTA DE UN PLAN DE AHORRO
ENERGÉTICO EN EL HORNO PH1 (300189), DE LA PLANTA
PARSONS DE LA REFINERÍA LA LIBERTAD
POR: EDUARDO SANTIAGO CAZAR RIVERA
TESIS
Entregada como requisito para la obtención del título de Ingeniero
Mecánico de la Facultad de Mecánica Escuela de Ingeniería
Mecánica de la Escuela Superior Politécnica de Chimborazo
(ESPOCH)
2008
Riobamba - Ecuador
i
AGRADECIMIENTO
A quienes colaboraron de manera desinteresada en la realización de la
presente tesis, aportando en un sinfín de maneras, teniendo como objetivo la
realización de la misma, y con esto la culminación de mi carrera. Por esto mis
recuerdos a todas las personas que influyeron en mi vida, mientras la viva.
E.S.C.R.
ii
DEDICATORIA
A mi familia, por apoyarme de forma incondicional en todo momento, de
manera especial a mis padres, hermanos, sobrinos, y sin olvidarme de mis amigos.
Santiago
iii
ÍNDICE DE CONTENIDO
AGRADECIMIENTO………………………………………………………………………….i
DEDICATORIA……………………………………………………………………………….ii
ÍNDICE DE CONTENIDO…………………………………………………………………..iii
ÍNDICE DE TABLAS…………………………………………………………………….…..ix
ÍNDICE DE FIGURAS……………………………………………………………….……...xi
SUMARIO……………………………………………………………………………….…..xvi
SUMMARY……..………………………………………………………………………......xvii
CAPITULO I: GENERALIDADES…………………………………………………………1
1.1 Introducción…………………………………………………………………...1
1.2 Antecedentes generales…………………………………………………….2
1.3 Justificación…………………………………………………………………...2
1.4 Objetivos……………………………………………………………………….4
1.4.1 Objetivo general………………………………………………………………4
1.4.2 Objetivos específicos…………………………………………………………4
CAPITULO II: MARCO TEÓRICO Y BALANCE ENERGÉTICO DEL HORNO
PH-1 (300189)....................................................................................5
2.1 Introducción..............................................................................................5
2.1.1 Hornos para refinerías…………………….……………………………….....5
2.1.2 Modelos de hornos petroquímicos.…………………..............…………..12
2.1.3 Características de los hornos petroquímicos por zonas…….…….……16
2.1.4 Quemadores………………………………………………………...……….17
2.1.5 Tipos de quemadores…………………………………….………….…......17
iv
2.1.6 Atomizadores con ayuda de vapor……………………………..…..….….18
2.1.7 Características del quemador……………………………………………...21
2.1.8 La combustión……………………………………………………………….29
2.1.9 Relaciones químicas básicas en una combustión……………………....31
2.1.10 Estequiometria de la combustión………………………………………….31
2.1.11 Aire teórico…………………………………………………………………...32
2.1.12 Exceso de aire……………………………………………………………….33
2.1.13 Antecedentes del horno PH-1 (300189)…………………………………..35
2.1.14 Características del horno, y los componentes que lo conforman..........36
2.2 El balance energético…………….……………………….……….……….43
2.2.1 Consideraciones para la realización del balance energético………….44
2.2.2 Partida del balance energético………………………………….…..…….46
2.2.3 Identificación y cuantificación de la energía que ingresa………............48
2.2.4 Identificación y cuantificación de la energía saliente…………...............57
2.2.5 Ecuación del balance energético ........................................…..…...…..79
2.2.6 Diagrama de Sankey……………………………………………...…….…..79
CAPITULO III: ANÁLISIS DEL BALANCE Y PROPUESTAS DE
MEJORAMIENTO…………………....………………………………….80
3.1 Análisis del balance energético……………………………...…….…..…..80
3.1.1 Pérdidas por sobre carga……..…..…………………………..…………….81
3.1.2 Pérdidas por gases de combustión (Qgc)………………………………....82
3.1.3 Pérdidas por paredes………………………….……………………………83
3.2 Propuestas de mejoramiento en la eficiencia energética………….……84
3.2.1 Trabajar a carga de diseño......….………............................……….……84
v
3.2.2 Ajuste de la combustión……………….............................……………….85
3.2.3 Cambio de los atomizadores..................................................................97
3.2.4 Diseño y construcción correcta del anillo refractario…………………….98
3.2.5 Correcta operación de los quemadores….............................…………..98
3.2.6 Localización apropiada de la boquilla con respecto al anillo
refractario.....……………………............................………………………99
3.2.7 Mantenimiento de los quemadores……….............................…………100
3.2.8 Reparación del aislante en las paredes…………................................100
3.2.9 Recuperación de las pérdidas de los humos…………………………..111
3.2.10 Pre-calentador de aire de combustión………………………………….113
CAPITULO IV: DISEÑO TÉRMICO DEL PRECALENTADOR DE AIRE
COMBURENTE PARA EL HORNO PH-1 (300189) Y
BALANCE ENERGÉTICO CON LAS PRUPUESTAS DE
MEJORAMIENTO..….…………………………………………………115
4.1. Datos del requerimiento térmico del precalentador de aire
comburente…………………………………………………………………115
4.1.1. Calor aprovechable de los gases de combustión (qGCE)……………….116
4.1.2. Calor sensible requerido por el aire de combustión (qa)………………..118
4.1.3. Partida del análisis térmico del precalentador de aire de combustión…119
4.1.4. Descripción del precalentador BY-CAST, (DEKA®)……………………..134
4.1.5. Diseño de los distintos tipos de tubos intercambiadores para
el precalentador de aire comburente BY-CAST, (DEKA ®)……………137
vi
4.1.6. Quemadores de tiro forzado que se implementarían con el
precalentador…………………………………………………………………141
4.2 Balance energético del horno con las mejoras……………………….…141
4.2.1 Identificación y cuantificación de la energía que ingresa……………...142
4.2.2 Identificación y cuantificación de la energía que sale…………………..145
4.2.3 Ecuación del balance energético del horno
con las mejoras….…....………………………..……………………………..147
CAPITULO V: ANÁLISIS TÉCNICO, ECONÓMICO Y FINANCIERO DE
LAS PROPUESTAS PARA UN AHORRO ENERGÉTICO……………...…………...149
5.1 Análisis técnico de las propuestas, para el ahorro energético….……149
5.1.1 Rendimiento del horno PH-1(300189)………………………………..….150
5.1.2 Ahorro de combustible………………………………….………………..153
5.2 Análisis económico……………………………………….....……………153
5.2.1 Precio del Fuel oil # 6……………………………………………….……..153
5.2.2 Ahorro operativo…………………………………………………………....155
5.2.3 Amortización………………………………………………………………..155
5.2.4 Beneficios…………………………………………………………………...155
5.2.5 Caja generada neta………………………………………………………..156
5.2.6 Periodo de recuperación del capital……………………………………..156
5.2.7 Rentabilidad de la inversión………………………………………………156
5.2.8 Rendimiento interno (<<Discount cash flow>> DCF)………………….156
5.2.9 Evaluación del valor del dinero a través del tiempo…………………..157
vii
5.2.10 Interés nominal anual, interés efectivo del periodo de interés
equivalente anual………..………………………………………..………..158
5.2.11 Interés real (en momento constante)…………………………………….159
5.2.12 Método para la evaluación financiera de proyectos de inversión……...160
5.3 Estudio de viabilidad……………..…………………………………...........164
5.3.1 Trabajar a carga de diseño:………………………………………………165
5.3.2 Regular el exceso de aire comburente, para una optima combustión….166
5.3.3 Cambio del aislante térmico en las zonas que se requieran……………..167
5.3.4 Implementar el pre-calentador de aire comburente……………………….170
CAPITULO VI: CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES…………………….…179
6.1 Conclusiones………………………...……………………………………..179
6.2 Recomendaciones………………………………………………………....180
BIBLIOGRAFÍA…………………………………………………………………………...182
BIBLIOGRAFÍA DE INTERNET…………………………………………………………184
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS……………………………………………………187
viii
ANEXOS
ANEXO A: La constante F para el cálculo del % de Hidrogeno en el
petróleo, de acuerdo a los distintos ºAPi……………………….……...188
ANEXO B: Consumo de residuo en el horno PH-1………………………………..189
ANEXO C: Coeficiente de expansión F, para los petróleos………………………192
ANEXO D: Determinación del exceso de aire en la combustión…………………193
ANEXO E: Determinación del caudal de los humos, y su entalpía, por
medio del %O, y/o exceso de aire……………………………………...194
ANEXO F: Correcta operación de los quemadores al iniciar su
funcionamiento………………………...………………………………….195
ANEXO G: Mantenimiento y operación sugerida por el fabricante de los
quemadores……………….…..………………………………………….200
ANEXO H: Distribución de los puntos para la toma de datos de los gases
de chimenea según norma AMCA……………………………………..207
ANEXO I: Características de los gases de las chimeneas de La Refinería
La Libertad………………………………………………………….……..209
ANEXO J: Características del combustible del horno PH-1 (300189)…….……212
ANEXO K: Selección del ventilador para el aire precalentado según el
programa de Soler & Palau………………………………………….…213
ANEXO M: Diagrama de flujo de la planta Parsons ………………………………221
ix
ÍNDICE DE TABLAS
TABLA II - I Coeficiente de exceso de aire en función del tipo de combustible y
el sistema de combustión………………………………………………....34
TABLA II - II Condiciones del hidrocarburo a procesar en 1971, (dos casos)....….37
TABLA II – III Propiedades físicas y volumen del hidrocarburo a procesar………....37
TABLA II - IV Condiciones del crudo de entrada al horno PH-1 (300189)………..…37
TABLA II – V Condiciones del crudo a la salida del horno PH-1 (300189)…..…......38
TABLA II - VI % de pérdidas por in-quemados sólidos…..…………...………….……63
TABLA II - VII Pérdidas por paredes (QR)……………………….……..….………..78
TABLA III - I Energías que salen del horno PH-1 (300189)……………….…...…...80
TABLA III - II Selección de aislante térmico………………………………………...103
TABLA III - III Características de la manta aislante……..…………………….……..104
TABLA III - IV Características aislante……………………………………..………....105
TABLA III – V Pérdida de calor por las paredes, reparadas el aislante térmico…110
TABLA IV – I Propiedades físicas del aire ……………………....……...…..……......127
TABLA IV – II Propiedades físicas de los gases con hollín …………………...…..128
TABLA IV - III % de intercambio de calor en el pre-calentador de aire
comburente……................……………...………………..……........129
TABLA IV – IV Propiedades de los fluidos en el pre-calentador de aire
comburente para el horno PH-1 (300189)…………………….130 y 131
TABLA IV - V Temperatura fílmica de los fluidos del pre-calentador de aire
comburente…………………………………….………………………..133
TABLA IV - VI Área requerida para el intercambio térmico del pre-calentador del
aire comburente, para el horno PH-1(300189)……….……….…....133
x
TABLA IV - VII Medidas y él % de ahorro de combustible…….……..………...…..143
TABLA V – I Producción a sobrecarga & carga de diseño………………………….165
TABLA V – II Costos para el cambio del aislante térmico en las paredes…………168
TABLA V – III Análisis del valor presente neto (VPN) en la inversión del aislante..168
TABLA V – IV Energía que ingresa al horno ..………………………………………..171
TABLA V – V % Ahorro de combustible utilizando aire precalentado…………..…173
TABLA V - VI Cuadro de gastos de la inversión del pre-calentador…....... 174 y 175
TABLA V - VII Análisis del valor presente neto (VPN) para la inversión
del pre-calentador de aire comburente……. …………….…………177
xi
ÍNDICE DE FIGURAS
Fig. 2. 1 Zonas del horno para refinamiento [UOP]…………...…...…………..….....8
Fig. 2. 2 Foto del dámper, y partes del horno [UOP]………………….……………..9
Fig. 2. 3 Aislante protector del casing………………………………………......…....10
Fig. 2.4 Tipos de hornos petroquímicos................................................................14
Fig. 2. 5 Mesclador de baja presión (zero-govemor)…………...……….……...…..15
Fig. 2. 6 Quemador de tiro natural para hornos petroquímicos (peabody)….…...15
Fig. 2. 7 Zonas del horno………………………………………………………….…....16
Fig. 2. 8 Cabeza del atomizador a vapor (Todd)……………..……………..…….....19
Fig. 2. 9 Cabeza del atomizador a vapor (Peabody)……………...………..…….....19
Fig. 2. 10 Consumo de vapor y de aire comprimido en un atomizador a vapor
(Peabody)…………………………………………………………..…..........20
Fig. 2. 11 Tipos de llamas, problemas y causas (UOP, John Zink)……………23 y 24
Fig. 2. 12 Atomización del fuel oíl pesado y visualización de la desintegración
en gotas, mediante fotografías de alta velocidad……………..…….……...26
Fig. 2. 13 Triangulo de la combustión……………………………….…………………..30
Fig. 2. 14 Foto del horno PH-1 (300189)…………………..……….……………..…...35
Fig. 2. 15 Partes del horno………………...…….………..………..………………..…..39
Fig. 2. 16 Dibujo del horno PH-1 (300189)………………….…..……………………116
Fig. 2. 17 Esquema del quemador peabody fabricado por John Zink……….………40
Fig. 2. 18 Foto del quemador del horno……….….………………………….………….40
Fig. 2. 19 Partes del atomizador John Zink 969, utilizados en el horno……………..41
Fig. 2. 20 Partes del quemador…………..………………...………………………….…42
Fig. 2. 21 Foto del equipo de atomización del quemador………………….………….42
xii
Fig. 2. 22 Control de datos del horno PH-1, por medio del programa FoxView
SAW 01: SA1. Horno………………………………………………………...46
Fig. 2. 23 Energías que intervienen en el horno…………………….….………...…...47
Fig. 2. 24 Toma de datos de los gases de chimenea del horno PH-1 (300189).......60
Fig. 2. 25 Equipo (LAPES), analizador de sólidos en los gases de chimenea.…….60
Fig. 2. 26 Equipo electrónico (TESTO), para el análisis de gases en la
chimenea………………………………………………………………………..60
Fig. 2. 27 Equipo (LAPES), para análisis de los sólidos en los gases de
chimenea……………………………………………………………………...60
Fig. 2. 28 Pérdidas de calor por paredes del horno……………………..…………….64
Fig. 2. 29 Termo- grafía del horno PH-1 (300189), lado sur, zona de radiación…..65
Fig. 2. 30 Termo-grafía del horno PH-1, lado sur, zona de convecino.0…………...66
Fig. 2. 31 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado sur, zona de chimenea…..67
Fig. 2. 32 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado este, zona de radiación….68
Fig. 2. 33 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado este, zona de convección..…….69
Fig. 2. 34 Foto de la sección de pared afectada por perdida de aislante……….….69
Fig. 2. 35 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado este, zona de la chimenea…..….70
Fig. 2. 36 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado note, zona de radiación……...….71
Fig. 2. 37 Termo-grafía del horno PH-1(300189), lado norte, zona de convección……....72
Fig. 2. 38 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado norte, zona de la chimenea….…..73
Fig. 2. 39 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado oeste, zona de radiación…………74
Fig. 2. 40 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado oeste, zona de convección………75
Fig. 2. 41 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado oeste, zona de convección………76
Fig. 2. 42 Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado oeste, zona de convección,
centro superior…………………........................………………………………….77
xiii
Fig. 3. 1 Variación del rendimiento en función de carga del horno………….……..82
Fig. 3. 2 Impacto de las llamas a los tubos en la zona de radiación del horno
PH-1 (300189) “2007-02-10”….……………………………………….……83
Fig. 3. 3 (a, b) Estado de las boquillas atomizadoras del horno
PH-1 (300189) “2007-03-06”…………………………………………..83
Fig. 3. 4 Obtención del exceso de aire por medio del %O, en los gases de
combustión……..………………………………………………………......…...83
Fig. 3. 5 (a, b) Desprendimiento del aislante en el horno PH-1 (300189)…………...84
Fig. 3. 6 Efectos del % del aire teórico sobre la eficiencia de la combustión….…...87
Fig. 3. 7 Rendimiento de la combustión con relación al exceso de aire
comburente...............................................................................................89
Fig. 3. 8 Relación de partículas sólidas y exceso de aire.........................................90
Fig. 3. 9 Diagrama de combustión del bunker, en relación con el exceso de aire...93
Fig. 3. 10 Ahorro del combustible al reducir el exceso de aire [Ref. 7]………………95
Fig. 3. 11 Impacto de las llamas contra los tubos…..................................................97
Fig. 3. 12 Tubos afectados por el impacto de llama…….……..…….…..…………....97
Fig. 3. 13 Cambio de tubos afectados…...................................................................97
Fig. 3. 14 Atomizadores con orificios deformados……….….…………………...…....97
Fig. 3. 15 Conformación del anillo refractario en el horno PH-1 (300189)…............98
Fig. 3. 16 Ubicación correcta de la boquilla atomizadora, respecto al tabique……..99
Fig. 3. 17 Ubicación incorrecta de la boquilla atomizadora, respecto al tabique…….…...99
Fig. 3. 18 Ubicación incorrecta de la boquilla atomizadora, respecto al tabique………..100
Fig. 3. 19 Colocación de los soportes del aislante, (soldar pernos de acero
inoxidable a la platina de la pared…………...........……………………..107
Fig. 3. 20 Soldado de los soportes del aislante térmico……………….…………..107
xiv
Fig. 3. 21 Colocación de la primera capa del aislante, (6” de manta de lana
de vidrio)………………………………..………………..………………….…107
Fig. 3. 22 Colocación del tol de acero inoxidable, para separar los dos tipos
de aislante…............................................................................................107
Fig. 3. 23 Ubicación de la segunda manta aislante de lana de vidrio, (6”, para
alta temperatura)………………………………………………………………107
Fig. 3. 24 Colocación del aislante en la paredes....................................................108
Fig. 3. 25 Manta aislante para los soportes, “manta húmeda”………………...…...108
Fig. 3. 26 Colocación del aislante en los soportes….……….………..……………..108
Fig. 3. 27 Parte de la pared que se reparó el aislante………………………………108
Fig. 3. 28 Colocación de la cinta aislante, entre las uniones de las platinas,
que conforman las paredes del horno………………………………………108
Fig. 3. 29 Termo grafía del horno PH-1 (300189), lado sur, zona de radiación…..109
Fig. 4.1. Descripción de la implementación del precalentador de aire
comburente para el horno PH-1 (300189)……………………………...….115
Fig. 4. 2. Calculo del factor de corrección F para intercambiadores de cuatro
pasos, Referencia [6] pp. 535…………………..…………………………...132
Fig. 4. 3. Descripción de la unidad de etapas múltiples, del pre-calentador
(BY-CAST, DEKA ®)………………...………………………… …...............135
Fig. 4. 4. Bloque intercambiador, para aire comburente y humos [UOP]…….…….136
Fig. 4. 5. Bloque de tubos intercambiadores del pre-calentador de aire
comburente [UOP]…………………………….………….…………………..137
Fig. 4. 6. Diseño de los tubos BY-CAST para la zona de alta temperatura….…...138
Fig. 4. 7. Diseño del tubo LTL (BY-CAST)…….….…………………..………….…..139
Fig. 4. 8. Diseño del tubo LT (BY-CAST)…………………………………………......139
xv
Fig. 4. 9. Diseño del tubo HT (BY-CAST)……………………………….…………....140
Fig. 4. 10 Quemador John Zink, de tiro forzado [UOP]…..………..……………......141
Fig. 5. 1 Aumento del rendimiento, al precalentar el aire de combustión…………172
xvi
SUMARIO
Este trabajo responde a las políticas y tendencias de ahorro energético
definidas por el país, toda vez que es preocupación mundial el cuidado del consumo
de los recursos no renovables, y la contaminación que estos causan.
Por lo mencionado, se ha realizado una Auditoria y Propuesta de un Plan
Ahorro Energético en el horno PH-1 (300189), de la planta Parsons, Refinería La
Libertad, con la finalidad de determinar el consumo de energía, sus pérdidas y su
eficiencia, con la finalidad de plantear posibles propuestas de ahorro y optimización.
Para esto se recolecta los datos e información necesaria a fin de tabular y
determinar mediante las ecuaciones de conservación de materia y energía, el
rendimiento del horno y su combustión, identificando sus principales problemas y
proponiendo posibles soluciones, planteando un plan de ahorro.
Una vez identificados los valores correspondientes a dichos consumos, se
plantean las causas, y diez propuestas para mejorar el desempeño del horno, y con
ello un ahorro de combustible (bunker Nº- 6) de 163.364 galones/hora, cumpliendo
así con el objetivo principal de la tesis.
1
CAPITULO I: GENERALIDADES
1.1 INTRODUCCIÓN
Es obligación de los ecuatorianos, con más razón los profesionales aportar con
investigaciones para solucionar la gran problemática del consumo indebido de
energía.
Por el convenio entre la ESCUELA SUPERIOR POLITÉCNICA DE
CHIMBORAZO y PETROECUADOR, motivo por el cual se realizan prácticas pre-
profesionales, se tiene conocimiento de la relación del proceso que realiza la
Refinería del cantón La Libertad. Y habiendo revisado en bibliografía especializada,
que afirma: “Del total de energía utilizada en una refinería, la partida más importante
-80 a 90 % del total- procede de combustibles líquidos y gaseosos quemados en
hornos de proceso. Además, este es el proceso con mayor nivel térmico y, por lo
tanto, con mayores pérdidas de energía. Cualquier mejora introducida en el diseño
de estos equipos produce sustanciales ahorros de energía”.1 Bajo esta premisa se
realiza previamente la auditoria energética del horno PH-1 (300189).
“Se denomina auditoria energética a la recolección de datos sobre el
suministro y consumo de todas las formas de energía con el propósito de evaluar las
posibilidades de ahorro de energía y la cuantificación de las mismas, así como para
determinar la conveniencia de la oportunidad económica de ejecutarlas”.2
El análisis de la auditoria energética del horno da como referencia tres
principales causas de pérdida energética, las mismas son: Pro sobre carga,
deficiente combustión y deterioro del aislante térmico en las paredes del horno.
1 Castillo Neira p. Ahorro de energía en procesos de refinación. Año 2003, pp. 26 2 Ministerio de Energía y Minas: Eficiencia Energética, año 2000, pp. 89
2
1.2 ANTECEDENTES.
La alta dependencia de los hidrocarburos, además de los impactos de
contaminación ambiental regionales y globales, asociados al costo de la producción
y al uso de energía de fuentes no renovables, resulta para muchos países en
general y para Ecuador en particular, sumamente oneroso y negativamente
impactante en su balanza de pagos con el exterior.
Este difícil panorama ha generado la necesidad de identificar y aplicar medidas
que contribuyan la preservación de los recursos naturales. Una de las alternativas
encontradas es la utilización racional de los mismos, la cual se logra al evitar
dispendios o mejorando la eficiencia en el uso energético, de aparatos y sistemas
que transforman la energía, y contribuir a mitigar el impacto social que conlleva el
proceso de incremento de tarifas de los hidrocarburos.
Por estas razones es necesario elevar la competitividad del sector de producción
de hidrocarburos, para contribuir a la modernización y renovación de su
infraestructura tecnológica, optimizando recursos, aumentando la producción y sobre
todo contribuyendo a la preservación del medio-Ambiente.
1.2 JUSTIFICACIÓN
Es de interés nacional, por medio del Ministerio de Energía y Minas (MEM),
implementar y aplicar normas sobre el uso racional y eficiente de la energía en la
cadena de producción, transformación, distribución y comercialización de derivados
del petróleo.
El Ministerio, con el objetivo de mejorar el consumo energético en el sector
3
hidrocarburífero, propone las siguientes actividades:
• Realizar un diagnóstico del consumo energético en el sector
hidrocarburífero
• Implementar las recomendaciones del diagnóstico y las medias de ahorro
de energía en las fases de producción, transformación, distribución y
comercialización de combustibles.
• Introducir sistemas de cogeneración, con el fin de elevar la eficiencia en el
uso de combustibles primarios, reducir los costos energéticos y reducir el
impacto ambiental en aquellas instalaciones con consumos importantes de
electricidad y calor.
• Desarrollar un programa de ahorro de energía, en coordinación con los
entes responsables del sector: Ministerio de Energía y Minas (MEM),
PETROECUADOR, COMPAÑÍAS PETROLERAS, etc.
Con los estudios realizados por el Ministerio de Energía y Minas, el sector de
mayor consumo energético es el parque automotor, el mismo que se ha visto
incrementado en los últimos años, y con ello la demanda de combustibles. Demanda
que no satisfacen las refinerías del estado, haciendo que la importación de
combustibles sea un rubro de déficit obligatorio para el estado ecuatoriano.
Por esto la Refinería de La Libertad, deseosa de ofrecer mejores servicios y ser
más competitiva, ha mostrado interés en realizar auditorías energéticas en sus
instalaciones, con el fin de mejorar su eficiencia en el consumo de energía, dentro
de sus procesos productivos.
Por esto el objetivo del presente trabajo se centra en auditoria y posibles mejoras
en los procesos del HORNO PH1 (300189), de la PLANTA PARSONS.
4
1.4. OBJETIVOS
1.4.1. GENERAL.
Desarrollar una auditoria y proponer un plan de ahorro energético en el
HORNO PH1 (300189) de la planta PARSONS de la REFINERÍA LA LIBERTAD.
1.4.2. ESPECÍFICOS.
• Realizar un análisis del marco teórico en el cual se basa el balance térmico
del horno
• Realizar el balance de energía en el HORNO PH1 (300189).
• Analizar el balance y proponer el mejoramiento.
• Realizar el diseño térmico de la mejora en la eficiencia energética del Horno
PH1 (300189).
• Analizar técnica, económica y financieramente la alternativa más adecuada
para un ahorro energético.
5
CAPITULO II
MARCO TEORICO Y BALANCE ENERGÉTICO DEL HORNO PH1 (300189).
2.1 INTRODUCCIÓN
“Del total de energía utilizada en una refinería, la partida más importantes del 80
a 90 % del total, procede de combustibles líquidos y gaseosos quemados en hornos
de proceso o calderas. Además, éste es el proceso con mayor nivel térmico y, por lo
tanto, con mayores pérdidas de energía. Cualquier mejora introducida en el diseño
de estos equipos produce sustanciales ahorros de energía”3.
La ubicación del horno en relación al proceso se lo observa en el ANEXO M.
2.1.1 HORNOS PARA REFINERÍAS.
Los hornos son equipos industriales en los que se entrega el calor generado por
la oxidación de un combustible a una carga de crudo que circula por dentro de unos
tubos de una manera similar a una caldera.
Los primeros hornos empleados en la industria petrolera se inspiraron en las
calderas cilíndricas horizontales de destilación de alcohol y licores, que eran
calentados por las llamas de un hogar, con una muy mala transmisión de calor, lo
que dañaba, por recalentamiento, la porción del cilindro que estaba directamente
expuesto a la misma , además de producir depósitos de coque debido a la
descomposición del crudo, limitando la vida útil del horno a tan solo unas pocas
semanas.
3 Castillo Neira P. Ahorro de Energía en Procesos de Refinación, año 2003, pp. 26
6
Posteriormente instalación con "tubos de humos" que atravesaban al cuerpo
cilíndrico en dirección de su eje, como en ciertos tipos de calderas, mejoró
notablemente su operación, incrementando a la vez su capacidad de producción.
Estos hornos eran de funcionamiento discontinuo, debiendo descargarse y
limpiarse antes de recibir una nueva carga de crudo. Para lograr una operación
continua, indispensable en las grandes refinerías, sólo era posible adicionando una
batería de alambiques en serie, de modo que cada uno caliente el líquido trasvasado
del anterior, elevando muy poca la temperatura en cada paso. Para un trabajo en
gran escala, con este sistema, requería de grandes instalaciones, ocupando mucho
espacio físico, haciendo más difícil controlar el funcionamiento de todo el sistema.
La elaboración de crudos emulsificados con mucha agua, que producían
abundante espuma, llevó a intentar, en pequeña escala el empleo de hornos
tubulares, en los que el crudo circulaba por un serpentín calentado directamente por
las llamas del hogar. El éxito obtenido condujo a instalaciones cada vez mayores,
generándose así el Horno tubular característico de la industria petrolera actual. Este
cambio aceleró la introducción de los procesos de cracking térmico, que exigió el
uso de equipos que pudieran resistir mayores presiones y altas temperaturas que las
utilizadas hasta entonces. Procesos que se los pudieron lograr con hornos tubulares.
La instalación de estos hornos redujo el espacio físico y el personal empleado,
además de facilitar su control.
Con el nuevo diseño, los tubos próximos a las llamas absorbían calor tan
rápidamente que se producían grandes cantidades de coque que los obstruían
parcial o completamente, en cambio los tubos ubicados lejos de los quemadores
absorbían tan poco calor que su aprovechamiento era muy pobre. Una costosa
7
experiencia demostró que la eliminación de los primeros tubos muy calientes no
hacía más que agravar la situación porque se recalentaban los siguientes.
Cuando se construyeron los primeros hornos de este tipo, no se apreciaba el
importante papel que en ellos desempeñaba la transferencia de calor por
convección, de modo que sólo se aprovechaba el calor transmitido por radiación,
desperdiciando el poder calórico de los gases. Una mejor comprensión de las leyes
de la termodinámica, llevo a diseñar tubos que se ubiquen en una zona de
estrangulamiento, por la cual circulan los gases de combustión a gran velocidad,
hecho que permitió la captación de la energía por convecino, de los gases de
combustión hacia los tubos por los que circula el crudo a calentar, mejorando el ciclo
de transmisión de calor, y por ende la producción de los hornos tubulares.
En los hornos tubulares se distinguen dos secciones de calentamiento,
claramente diferenciadas, una sección de radiación y una sección de convección,
según cuál sea la forma de calentamiento predominante, como transición entre
ambas, existe comúnmente una pantalla de radiación (Shield), constituida por unos
pocos tubos colocados antes de la sección de convección, que reciben calor tanto
por radiación como por convección.
“En la sección de radiación, los tubos no se colocan nunca en el camino de
las llamas, sino lateralmente, en las paredes, techo y/o piso de la cámara de
combustión. El volumen de ésta no es de fundamental importancia en lo que se
refiere al proceso mismo de la combustión, pero es necesario darles ciertas
dimensiones mínimas para lograr una buena distribución de la energía radiante.
8
Generalmente se usa una sola fila de tubos, a veces dos y a lo más tres, por el
efecto de pantalla de las filas más próximas a los quemadores”.4
Figura 2.1. Zonas del horno para refinamiento (UOP)
En la sección de convección, las filas de tubos más próximas a la cámara de
combustión también absorben calor por radiación, especialmente la primera fila y por
esta razón los tubos de esta fila (pantalla de radiación) son los más expuestos a
percances.
Para efectuar y controlar la combustión, los hornos están provistos de
quemadores con sus respectivos registros de aire, de un dámper para regular el
tiraje dentro del horno y de una cámara de combustión o caja de fuego, que es el
espacio donde se produce la combustión.
4 www.monografias.com/trabajo14/impacto-ambiental/impacto-ambiental.shtml
9
Se debe procurar una adecuada circulación de aire, los hornos deben ser
herméticos, permitiendo la entrada de aire sólo a través de los registros
especialmente diseñados para este objeto. La hermeticidad la da la estructura del
horno, formada por las vigas que le confieren la resistencia mecánica necesaria para
su rigidez y por planchas de acero soldadas entre sí que unen estas vigas. La
superficie o manto normalmente se denomina casing.
Figura 2.2. Foto del Damper, y partes del horno (UOP)
La protección del casing hacia el calor proveniente desde el interior, la da
una cubierta de material aislante adosada a él con la ayuda de pequeñas mallas o
clips de acero inoxidable. Esta cubierta aislante no debe permitir el paso de
gases de combustión hacia el casing, por lo que no debe tener grietas y no
debe estar separada o desprendida de él.
Una capa de pintura de aluminio, aplicada sobre una capa de pintura anti-óxido
protege el casing del medio ambiente. Esta pintura soporta hasta 250ºC.
10
En el interior las partes más calientes del casing están recubiertas con una
pintura de aluminio con silicona, que soporta hasta 500ºC.
Tanto en el diseño como en la operación de los hornos, se tendrá presente la
tendencia del crudo, o de sus productos, a descomponerse formando coque que se
deposita en las paredes interiores de los tubos.
Figura 2.3. Aislante protector del casing.
“Al formarse coque se dificulta el flujo, por lo tanto la capacidad del equipo, y
disminuye enormemente la transmisión del calor, por lo aislante del coque. La
temperatura de los tubos aumenta, disminuyendo su resistencia. Por esto se instalan
termocuplas de metal, que permiten medir la temperatura de la superficie exterior de
los tubos, la cual no debe exceder nunca de ciertos parámetros o valores máximos
que dependen de la presión de trabajo y de la naturaleza del metal de los tubos”5.
Los hornos modernos están divididos, de acuerdo a su empleo, en tres clases:
i. Hornos en los cuales sólo se desea calentar el material con el objeto de
destilarlo, sin que se pretenda producir su descomposición o cracking. En 5www.monografias.com/trabajo14/ nuevmicro/nuevmicro.shtml
11
ellos, el efecto destructivo del tiempo de calentamiento, tan importante en el
cracking, se trata de reducir al mínimo compatible con la temperatura que es
necesario alcanzar.
ii. Aquellos en que, además del calentamiento, se desean una descomposición
química de los productos por un elevado nivel térmico. Este tipo se diseña
para dar el máximo efecto "temperatura - tiempo" a las altas temperaturas de
operación en unidades de cracking de destilados livianos, en las que no se
utiliza una cámara de reacción. Se construye de modo que se obtenga una
sección de reacción en el horno, donde se produce muy poco o ningún
aumento de temperatura.
iii. Los hornos en que se desea obtener sólo una descomposición parcial del
producto, efectuándose el resto en una cámara de reacción, generalmente no
calentada exteriormente. Estos hornos son de diseño y construcción más
difíciles, porque se tratan en ellos productos que muchas veces son
extraordinariamente sensibles a las variaciones de las condiciones en que se
efectúa el cracking. Se construyen para un efecto "temperatura - tiempo" que
permita una temperatura de salida que asegure el funcionamiento efectivo de
las cámaras de reacción, sin una descomposición excesiva en el Horno y el
consiguiente deposito de coque en los tubos.
En la mayor parte de las plantas petroquímicas o refinerías, el suministro de
energía necesaria para los distintos procesos se realiza mediante hornos de caldeo
directo, en los cuales el calor que se libera en la combustión proviene generalmente
de gases residuales de elaboración o de aceites combustibles pesados, se
transmite, a través de mecanismos bien conocidos, a los fluidos que han de
12
calentarse y que circulan a gran velocidad por las tuberías instaladas sobre las
paredes (hornos de serpentín o pipe-stille).
En una refinería han de perseguirse, entre otros, los siguientes objetivos:
• Calentamiento del fluido, sin evaporación (por ejemplo, el caldero de un aceite
de baja volatilidad que alimenta un circuito con varios cambiadores en serie o
en paralelo, que ceden el calor a otros fluidos).
• Calentamiento del fluido con evaporación parcial (es la operación más
difundida, ya que constituye la base del proceso de destilación de distintas
fracciones de petróleos y crudos); los hornos que lo realizan son en general
de grandes dimensiones.
• Calentamientos de fluidos con reacción química (es el caso de los hornos de
crackiing y de reforming térmico; los productos se calientan hasta la
temperatura deseada en hornos de serpentín, y se arrastran a determinadas
zonas del horno, donde, circulando en haces tubulares llamados zona de
soaking o de reacción, se absorbe el calor necesario para las reacciones
endotérmicas que han de producirse; en cualquier caso las mencionadas
operaciones tienen lugar en presencia de catalizadores, que se encuentran en
reactores situados fuera del horno).
2.1.2 MODELOS DE HORNOS PETROQUÍMICOS.
La estructura del horno está concebida de la siguiente forma: una envoltura
metálica de forma cilíndrica o paralelepípeda que lleva en su interior, además de una
protección de ladrillo refractario aislante, una serie de tubos unidos entre sí. En uno
o en barios circuitos en paralelo, corre el fluido que debe calentarse. Como se pude
13
ver en la figura (2.4.), los tipos de hornos que se fabrican son distintos, y cada uno
se diferencia de los demás por alguna característica especial.
Desde el punto de vista constructivo, la diferencia fundamental estriba en la
posición de los tubos por donde circula el fluido. En la mayor parte de los hornos se
distingue una zona de radiación y otra de convección.
En la zona de radiación se transmite la mayor parte de calor; mientras que la
zona de convección se utiliza como zona de precalentamiento del fluido que ingresa.
En la mayoría de los hornos, la combustión se produce con aire inducido por tiro
natural, y la depresión existe en la cámara de combustión entre 2 y 10 mm de
columna de agua.
Los tipos de hornos que se muestran en a), b), y c) tienen la ventaja de poseer
un elevado coeficiente de transmisión y adaptarse a potencias altas; sin embargo, su
construcción es bien complicada, y por tanto resultan muy caros. Los tipos
esquematizados en d), e) y f) presentan un funcionamiento flexible y son adecuados
para potencias bajas y medias.
Los hornos g) y h) (isoflow) llevan a menudo tubos con aletas en la zona de
convección; así se aumenta la superficie de transferencia, lo que da lugar a una
cierta reducción de la superficie de los tubos en la zona radiante (en definitiva, las
dimensiones del horno son menores). Los quemadores de los hornos <<isoflow>> se
suelen instalar en la parte inferior del horno; en la zona más alta de la cámara de
combustión se monta un cono invertido que se llama cono radiante. Por una parte
permite la subdivisión de los gases a la salida, y por otra, produce un incremento en
la velocidad de los gases en una zona donde su temperatura es baja.
14
Figura 2.4. Tipos de hornos petroquímicos. (LA COMBUSTIÒN Giuliano Salvi, Pág. 458)
15
El horno k) emplea quemadores de copa radiante, que se muestra en la figura
2.5 y se usa fundamentalmente en instalaciones petroquímicas para producir gases
(etileno o hidrogeno), donde se precisa una gran transmisión de calor.
En los demás hornos, cuando hay una ligera depresión, se montan quemadores
como el que se muestra en la figura 2.6. Cuando se usa aceite combustible la
atomización se hace generalmente por medio de vapor (a veces con auxilio de aire
comprimido); las virolas regulables que se ilustran en el dibujo abriendo más o
menos los pasos del aire, dan lugar a un control sobre la llama. Si el combustible
usado es gas, sale por un anillo concéntrico al quemador, situado cerca de la boca
refractaria de este.
Fig. 2.6 Quemador de tiro natural para hornos petroquímicos (peabody)
16
En todos los tipos de hornos, los gases de combustión se enfrían mediante las
paredes de los tubos, lo que da lugar a una circulación de humos en la zona de
convección. [Ref. 2]
2.1.3 CARACTERÍSTICAS DE LOS HORNOS PETROQUIMICOS POR ZONAS:
• La zona denominada de radiación compuesta por una cámara de combustión
que alojan por las paredes de esta a los tubos, por cuyo interior circula el
fluido a calentar. la transmisión de calor en esta zona se efectúa
fundamentalmente por radiación y una pequeña parte por convección entre
los humos y los tubos.
Fig. 2.7. Zonas del horno
• Con el fin de recuperar el calor sensible de los humos (de la zona de
radiación salen a 800-1000 0C), normalmente se les hace circular a
velocidades elevadas a través de un haz de tubos (perpendicular o
paralelamente a los mismos) por los que circulan el fluido a calentar (crudo y
17
en otro sistema de haz de tubos circula el vapor). Esta zona se denomina de
convección por ser esta la forma de transmisión de calor que predomina en la
misma.
2.1.4 QUEMADORES.
Los quemadores de Fuel oil atomizan el combustible a fin de ofrecer la mayor
superficie de contacto con el aire de combustión, que a la vez dispersa las partículas
convenientemente dentro del hogar, para formar una mezcla aire/combustible de
rápida ignición. Los procedimientos más difundidos son la atomización mecánica,
con vapor o con aire.
Para que la atomización sea la correcta, se debe reducir la viscosidad del
combustible a valores convenientes, para lo que resulta necesario el calentamiento
previo del mismo. Sin embargo, si se superan las temperaturas máximas admisibles,
se corre el riesgo de formación de gases que interrumpan el bombeo de combustible
y en consecuencia se produzcan fallas en la ignición. También es importante que
este no contenga ácidos, arenilla, u otras materias extrañas que puedan taponar o
dañar los orificios de los quemadores y sus válvulas de control.
2.1.5 TIPOS DE QUEMADORES
Los métodos de clasificación de los quemadores para aceites combustibles
resultan simples refiriéndose a los atomizadores. Distinguiendo los atomizadores con
atomización mecánica en donde la atomización del combustible se obtiene mediante
su propia presión a través de placas atomizadoras adecuadas para el combustible, y
18
los atomizadores de pulverización con fluido auxiliar. Estos últimos son del tipo que
presenta el horno a estudiar.
Utilizando un fluido auxiliar a presión la impulsión del aceite puede reducirse
considerablemente, ya que la energía necesaria para la pulverización la aporta en
parte el mismo fluido auxiliar.
El fluido auxiliar puede ser vapor, aire comprimido o incluso un gas combustible
también comprimido; contribuyendo al equilibrio energético con su aporte de calorías
y de energía dinámica.
Existen grupos de atomizadores con característica similares según el tipo de
fluido: para una determinada calidad de combustible líquido el criterio de
clasificación se basa en los valores de la presión del fluido auxiliar del atomizador.
En general se habla de altas presiones cuando el fluido está comprimido de 3 a 10
Ata. De media presión entre 05 y 2 Ata y de bajas presiones por debajo de 0.5 Ata.
En este caso se encuentra el vapor a 103 psig = 7 Ata, se estaría hablando de
atomizadores con flujo auxiliar (vapor) de alta presión.
2.1.6 ATOMIZADORES CON AYUDA DE VAPOR.
Con este sistema la atomización del combustible se logra mediante la inyección
de vapor en el interior de la tobera: se utiliza, por una parte, la expansión debida al
cambio de presión del vapor en los pasos de la tobera, y por otra, la acción de
calentamiento debida al gran contenido térmico del fluido auxiliar, se reduce así la
temperatura de precalentamiento en el caso de los combustibles densos.
19
En la figura 2. 8. y 2. 9. que representan dos toberas para atomización del
vapor. En la primera el combustible, introducido por un tubo central, pasa a través de
una serie de orificios coaxiales, y posteriormente, mediante unos surcos
tangenciales, alcanza el centro de una cámara. Tiene lugar un cambio de presión,
iniciándose el proceso de atomización: siguiendo hacia la cámara de mezcla, el
combustible parcialmente atomizado encuentra al vapor, que fluye a gran velocidad,
y por efecto conjunto del rozamiento y de la presión, se emulsiona con éste. La
mezcla homogénea de vapor y aceite así formada pasa luego a través de los
orificios de la tobera, donde la expansión del vapor provoca la división del aceite en
partículas finísimas.
Fig. 2.8. Cabeza del atomizador a vapor (Todd)
Fig. 2.9. Cabeza del atomizador a vapor (peabody)
Figura 2. 8., 2. 9. Atomizadores de vapor (LA COMBUSTION Giuliano Salvi. Pág. 358, 359)
La segunda tobera representa un tipo de atomizador sencillo y muy difundido,
cuyo mecanismo de funcionamiento es similar al anteriormente descrito, con la
20
diferencia que la cámara de mezcla es mucho más corta. El chorro final tiene la
forma de un cono sólido, cuyo ángulo viene establecido por el perfil del orificio de
salida. En la figura 2.10 se reproduce el diagrama que proporciona para esta tobera
el consumo de vapor o del aire comprimido en función de la presión del combustible
y del fluido atomizante.
Fig. 2. 10. Consumo de vapor y de aire comprimido en un atomizador a vapor (Peabody)
La presión del aceite varia entre 1.5 y 8 Ata. Mi entras que la del vapor supera a
la del combustible en razón de 1.5 a 2 Ata. Por efecto de la acción conjunta del
calentamiento generado por el vapor y de la presión del combustible, relativamente
más baja, es posible trabajar con productos cuya viscosidad en la tobera pueden
alcanzar 7 – 10 0E, valores más elevados de los admitidos para los combustibles de
atomización mecánica (2-3 0E).
La atomización con vapor proporciona por término medio un chorro más fino que
el obtenido mediante la atomización mecánica: la necesidad de mantenimiento y
limpieza de las toberas es inferior. La acción del vapor es fuertemente detergente,
por lo que un simple soplo de vapor en los pasos del aceite resulta suficiente para
expulsar eventuales residuos de carbono acumulado durante el funcionamiento.
21
Con la atomización con vapor el campo de regulación es más amplio. A demás la
llama puede regularse fácilmente en lo que se refiere a longitud y forma. Puesto que
la forma del chorro está determinada por la inclinación y disposición del orificio de
salida, es posible obtener a voluntad chorros muy estrechos o muy largos o incluso.
Por ejemplo, un chorro plano. La constancia de las características del chorro está
asegurada si se mantiene inalterada la diferencia de presión entre combustible y
vapor; tal diferencia o, como se dice comercialmente, la presión <<diferencial>>
puede ser de 1.5 a 2 Ata y su valor se establece empíricamente en la puesta a punto
de cada instalación hasta lograr los mejores resultados de combustión. Un cambio
en la presión diferencial da lugar a sensibles diferencias en las características del
chorro y a igual presión del aceite en el caudal de la tobera. [Ref. 2]
2.1.7 CARACTERISTICAS DEL QUEMADOR.
I) FORMA DE LA LLAMA
Las variables de operación del quemador tales como la presión de mezcla del
combustible o la cantidad de aire, son los que tienen mucho más efecto en la forma
y longitud de la llama que cualquier otra variable de operación.
Buenas mezclas producidas por un alto grado de turbulencia y altas velocidades
dan lugar a una llama corta e intensa o mezclas pobres y de bajas velocidades
producen llamas largas, suaves y delgadas.
Un aumento en el exceso de aire tiende a acortar la llama, mientras que la
disminución del exceso de aire tiende a producir una llama larga. Se puede
22
conseguir una llama corta e intensa incluso con cantidades reducidas de exceso de
aire pero esto supone la adopción de instalaciones especiales que sean capaces de
conseguir una turbulencia intensa y una recirculación parcial de los gases de
combustión.
En la práctica la utilización de llamas cortas está limitada por el costo de las
instalaciones para aumentar la presión del combustible y del aire, como el costo del
refractario y otras partes que constituyen el horno por las condiciones de cuidados
especiales para resistir la intensa combustión, la longitud de la llama se controla
observando solo la parte luminosa.
23
TIPOS DE LLAMAS, PROBLEMAS Y CAUSAS
1. Buena Llama 2. Llama mala 3. Llama mala 4. Llama mala
* Se tiene humo claro y fijamos la
llama
• Color de la llama: amarillo brillante con anaranjado
* Fuego intenso
• La llama llega a los tubos, esto los afecta.
• Combustión incompleta
• Demasiado combustible, deficiencia de aire, deficiencia del vapor atomizante, o la cabeza del atomizador esta gastada.
* Llama inclinada
• La llama llega a un sector de los tubos, afectándolos.
• La lanza del quemador inclinada o demasiado baja.
• Atomizador defectuoso.
• Goteo de combustible-sucio
• Demasiado caliente el combustible.
• Poca atomización del vapor
* Chispeo
• Agua en el combustible.
• Suciedades en el combustible.
• Combustible frío.
• Poca atomización por parte del vapor.
24
5. Llama mala 6. Llama mala 7. Llama mala 7 a. Llama destello-por fuera
* Llama humeante
• Poco aire de combustión.
• Combustible frío.
• La cabeza del quemador esta demasiado larga.
* Llama deslumbrante.
• Demasiado aire secundario.
• Demasiado vapor atomizan te.
* Forma pobre
• Poco aire primario.
• Defecto en la parte delantera del tabique del anillo refractario
* Destello por fuera
• Muy poco tiro.
• Poco aire primario (combustible).
• Escaso vapor presurizado.
Figura 2. 11. Formas de las llamas (UOP, John Zink.
25
II) ESTABILIDAD
Esta característica de los quemadores es muy importante por operaciones de
seguridad y fiabilidad. Un quemador estable es aquel que puede mantenerse
prendido aún cuando está frío o a través de rangos de presiones, velocidades de
salida y razones de aire/combustible ordinariamente usados, (Sí el quemador
funciona solo por el piloto no se lo considera estable).
Con quemadores estables es necesario cerrar la puerta del horno hasta
desarrollar una temperatura estable en la cámara de combustión, si la puerta está
abierta el aire en el horno es consumido rápidamente y la llama se quiere extinguir,
bajo estas condiciones el piloto se vuelve una fuente potencialmente peligrosa
porque los gases de combustión se acumulan rápidamente y la llama se incendia
violentamente.
Los quemadores con refractario son desarrollados para mantener el encendido
en cámaras frías con la ayuda del calor de su propio refractario, pero un problema
persiste en cámaras frías y fijas es que son operados en estequiometria o razones
aire/combustible bajos. Productos fríos producidos por la combustión incompleta
recirculan en la raíz de la llama que es baja en oxígeno. Se ha rediseñado estos
quemadores con ladrillo refractario en el fondo aportando un calor de reradiación a la
atmósfera circundante, asegurando atmósferas estables sin combinar oxígeno y
combustible.
La estabilidad es alcanzada por los requerimientos de combustión - temperaturas
mínimas de encendido aplicadas a una mezcla que están dentro de los límites de
inflamabilidad, - aire/combustible indiferentes a cambios de temperatura con
26
diferentes atmósferas circundantes, así mantener la raíz de la llama en proximidades
cercanas a la nariz del quemador.
III) ATOMIZACION
La pulverización se obtiene mediante la formación, a la salida del final del
atomizador, de una sutilísima película en forma de cono, lleno o vació, con el líquido
en rapidísimo movimiento, que se fragmenta en finísimas gotas de dimensiones y
forma estrechamente dependientes de las condiciones operativas de las
características de viscosidad y tensión superficial del líquido.
El chorro en su parte central contiene una gran proporción de combustible,
mientras que en la parte externa tiene una elevada proporción de aire.
En los chorros líquidos con flujo axial, una simple vibración del chorro es
suficiente para producir la desintegración.
La distancia de la parte terminal del atomizador (tobera, disco, copa, etc.), a la
que esto ocurre, depende de la viscosidad (cuanto más alta es esta, mayor es la
distancia), de la presión, de la tensión superficial y de la velocidad de la salida del
líquido.
Fig. 2. 12. – Atomización de fuel Oil pesado y visualización de la desintegración en gotas
mediante fotografía de alta velocidad
27
La viscosidad a más de influir en el tipo de atomización, ejerce un considerable
efecto sobre la cantidad de líquido atomizable (Vapor).
Los aceites muy viscosos no se pueden atomizar a la temperatura ambiente,
dada la dificultad del líquido para fluir en las canalizaciones. Entonces es preciso
reducir su viscosidad calentándolos para facilitar su paso a través del atomizador.
La tensión superficial representa un papel importante en la fase de rotura entre la
película del líquido unida al atomizador y de los largos ligamentos que de estas se
derivan y que dan origen a las gotitas.
El método más utilizado para producir gotitas a bajas presiones de
funcionamiento está basado en la formación de películas líquidas (5 micras de
espesor) obtenidas, haciendo pasar el líquido a través de hendiduras, orificios o
espacios anulares estrechísimos, mediante toberas (boquillas) de forma y
construcción especial.
Cuanto mayor sea la cantidad y la velocidad del vapor, más pequeñas resultaran
las gotitas.
La atomización de los aceites combustibles y de los combustibles líquidos en
general se efectúa con el fin de aumentar la velocidad de evaporación y de asegurar
un rápido acceso del comburente a los vapores que hay que quemar.
Las dimensiones de las gotitas determinan la capacidad de encendido del
combustible, en el sentido de que cuando más pequeñas sean las gotas, más fácil
resultara el encendido.
En la combustión de aceites residuales hay que tener en cuenta que existen
residuos no vaporizables que requieren un tiempo determinado para la combustión;
en este caso, las paredes deben permanecer alejadas para evitar la formación de
coke.
28
IV) ATOMIZACIÓN CORRECTA DEL COMBUSTIBLE.
Los combustibles líquidos pueden quemarse en las cámaras de combustión
según dos técnicas distintas:
• Después de vaporizarse (método valido para producto ligeros), con obtención de
combustibles similares a los de los combustibles gaseosos.
• Después de pulverizarse en finísimas gotas, que bajo el efecto del calor
transmitido por las paredes y de los gases calientes, contenidos en la cámara de
combustión, se evaporan y arden casi instantáneamente (productos pesados).
Generalmente el diámetro de las gotas producidas con este método oscila entre
10 y 200 micras, aunque también pueden darse gotas más gruesas. Suele
admitirse que un buen atomizador comercial produce más de un 85% de las
gotas con un diámetro inferior a 50 micras.
La pulverización o atomización, con formación de un chorro o rociado o minúsculas
gotas, se obtienen generalmente por medios mecánicos, por el efecto de la
inyección a presión del combustible en una tobera (boquilla), o aprovechando la
energía de un fluido atomizador secundario; el dispositivo utilizado para obtener los
efectos descritos se conoce como atomizador.
V) CAMPO DE REGULACIÓN
Con este término se define el caudal máximo y mínimo de combustible que se
gasta en un quemador; esta relación que algunos llaman elasticidad es propia de
todo tipo de quemador y varía según el tipo de combustible utilizado, las
29
dimensiones de los conductos de combustible y aire, la velocidad de los mismos y al
forma en que se mezclan estos dos.
Con combustibles líquidos y quemadores iguales, generalmente resulta más fácil
conseguir un amplio campo de regulación utilizando destilados o combustibles
ligeros, mejor que combustibles densos o residuos. A igual viscosidad y densidad del
aceite se obtendrán varios campos de regulación según los métodos utilizados para
la atomización. Con igual combustible y método de atomización se puede obtener
muchos campos de regulación utilizando varios grados de turbulencia para la mezcla
aire- (vapor-combustible).
natomizante vapor min. P
atomisante vapor max. P
ecombustibl del min. P
ecombustibl del max. P===Regulación de Campo [2.1]
El aumento de la presión no puede ser ilimitado por dificultades como el costo de
las instalaciones y el fenómeno llamado arranque de la llama sucede cuando la
velocidad de la mezcla aire*combustible supera la velocidad de propagación de la
llama y al disminución de la presión se ve limitada por el retroceso de llama cuando
la velocidad de combustión supera la velocidad de la mezcla gaseosa que hay que
quemar.
Se requiere un amplio campo de regulación cuando se tratan de hornos que
necesitan una gran liberación de calor durante la carga y luego solo compasar las
pérdidas, en hornos de proceso continuo requiere un campo de regulación elegido
con rendimiento constante de combustión incluso con pequeñas pero bien
controladas variaciones de caudal entorno a un punto determinado.
2. 1. 8 LA COMBUSTION:
min. Caudal
max. Caudal=nnnn1111
30
Es la oxidación rápida entre el oxigeno del aire con los distintos elementos
químicos que constituyen el combustible, en la cual se origina un desprendimiento
de luz y calor (llama).
En una reacción de oxidación tenemos:
Combustible + comburente → gases de combustión + calor
Para que la combustión tenga lugar han de coexistir tres factores:
- combustible.
- comburente.
- energía de activación.
Estos tres factores se representan en el denominado triángulo de combustión, en él
cual si falta alguno de los vértices la combustión no puede llevarse a cabo.
Fig. 2. 13 – Triangulo de la combustión
Los principales elementos combustibles son: el carbono, hidrogeno y azufre, el
porcentaje de cada uno de estos elemento depende de las características del
combustible, presentando además otros elementos como el nitrógeno, oxigeno,
vanadio, níquel, sodio, etc.
El comburente universal es el oxígeno, por lo que en la práctica se utiliza el aire
como comburente, ya que está compuesto, prácticamente, por 21% Oxígeno (O2) y
31
calorSOOS
calorHOOH
calorCOOC
+→+
+→+
+→+
22
222
22
2
1
79% Nitrógeno (N2); únicamente en casos especiales se utilizan atmósferas
enriquecidas en oxígeno e incluso oxígeno puro, para que el combustible arda o
reaccione con el oxigeno debe agregarse calor, este calor es la ignición o energía de
activación.
La energía de activación es el elemento desencadenante de la reacción de
combustión; en el caso de los quemadores peabody, es una antorcha.
2. 1. 9 REACCIONES QUÍMICAS BÁSICAS EN LA COMBUSTION
Las reacciones químicas en la combustión, al oxidarse el oxígeno del aire con el
carbono, hidrógeno y azufre se efectúa en proporciones de peso bien determinadas.
Es por esto que se obtiene las tres reacciones químicas básicas siguientes:
[2. 2]
Los elementos de la izquierda se denominan reactivos y los de la derecha se
denominan productos.
2. 1. 10 ESTEQUIOMETRIA DE LA COMBUSTION.
La estequiometría de la combustión se ocupa de las relaciones másicas y
volumétricas entre reactivos y productos. Los aspectos a determinar son
principalmente:
- Aire necesario para la combustión
- Productos de la combustión y su composición
32
Para predecir estas cantidades es preciso referirse a un proceso ideal que
dependa de unos pocos parámetros, básicamente la naturaleza del combustible.
Para definir este proceso ideal se consideran los tipos de combustión que pueden
darse:
-Combustión completa: Conduce a la oxidación total de todos los elementos que
constituyen el combustible. En el caso de hidrocarburos:
Elemento Producto de Combustión
Carbono CO2
Hidrogeno H2O
Azufre SO2
Nitrógeno N2
Oxigeno Participará como oxidante
A pesar de que el nitrógeno se lo considere como masa inerte, a las altas
temperaturas de los humos pueden formarse óxidos de nitrógeno en pequeñas
proporciones (del orden de 0.01%).
- Combustión incompleta: Los componentes del combustible no se oxidan
totalmente por lo que aparecen los denominados in-quemados, los más importantes
son CO y H2; otros posibles in-quemados son carbono, restos de combustible, etc.
- Combustión estequiométrica: Es la Combustión completa realizada con la
cantidad estricta de oxígeno, esta es llamada teórica.
2. 1. 11 AIRE TEÓRICO.
33
Una combustión que se realiza con aire teórico, produce una combustión
completa, la cantidad de aire requerido para la combustión perfecta o completa de
una libra de un combustible líquido o sólido esta dado por la fórmula:
( ) ( ) ( ) ( )
−++=
comblb
aireftOSHC
3
568.0*%568.0*%54.4*%514.1*% requerd Aire
[2. 3]
Donde todos los porcentajes son por peso.
Para aceites combustibles que no se indiquen las cantidades de azufre, oxígeno
y elementos inertes (cenizas. Nitrógeno, agua, etc.), se puede calcular el aire teórico
con las expresiones:
Donde Spgr es la gravedad específica (60/60 ºF) del aceite combustible.
( )[ ] ( )[ ] ]4.2[*1260%**1.25gal
requerido aire3
→+= SpgrHSpgrft 6
2. 1. 12 EXCESO DE AIRE
Para asegurar una combustión prácticamente completa, y debido a las
imperfecciones inherentes a los sistemas de mezcla aire-combustible, es preciso
utilizar siempre una cantidad de aire en exceso, superior a la teórica.
La relación entre el aire realmente utilizado y el aire mínimo necesario, se le
denomina índice de exceso de aire, y se designa normalmente por α .
Si:
pobreesmezclalaquediceseairedeexceso
ricaesmezclalaquediceseairededefecto
tricaestequiomecombustión
,1
,1
1
>
<
=
α
αα
6 “NORAMERICAN COMBUSTION HANDBOOK FORMULA 2/4”
[ ] [ ]5.2 4 ReferenciaairedeteoricoVolumen
airederealVolumen=α
34
De esta manera el exceso de aire ε , que se lo expresa generalmente en
porcentaje, viene dado por la relación:
También se lo puede determinar conociendo el %CO2 en el análisis de gases, en
la siguiente relación:
El coeficiente de exceso de aire a suministrar al horno depende de:
- Tipo de combustible.
- Modo de combustión.
- Construcción del horno y sistema de combustión.
En la tabla se muestran los rangos típicos para el coeficiente de exceso de aire en
función del tipo de combustible y sistema de combustión.
Tabla II - I – Coeficientes de exceso de aire en función del tipo de combustible y el sistema de
Combustión
Tipo de combustible
Sistema de combustión
Coeficiente de exceso de aire
Porcentaje en volumen de oxígeno
Gas natural - 5 -10 1 – 2 Propano - 5 -10 1 – 2 Gas de coke - 5 -10 1 – 2
Fuel oil Nº 2 Atomización por vapor
10 – 12 2 – 3
Fuel oil Nº 6 Atomización por vapor
10 – 15 2 – 3
Carbón Pulverizado 15 – 20 3 – 3.5
[ ] [ ]2.6 4Re100*)1( ferencia−= αε
( )[ ] [ ]7.24Re100*
%*43212
%*12
22
2
ferenci
COHSC
OC
++
=ε
35
Durante la explotación y pruebas de equipos, el coeficiente de exceso de aire se
determina experimentalmente (análisis de los productos de la combustión), y durante
los cálculos de diseño o de comprobación se asume por recomendación
(documentos normativos).
2. 1. 13 ANTECEDENTES DEL HORNO PH-1 (300189)
El horno es de tipo (cabin), en forma de cabina, con tubos horizontales. Fue
construido por la empresa ERNEST KIRCHNER Ltd. e instalado por la Cia.
PARSONS. No se conoce historial antes de octubre del 1971. La tabla general de
condiciones de funcionamiento tenemos en el libro de historial del horno 10-1401 B
llamado así por la empresa “ANGLO ECUADORIAN OILFIELDS LIMITED”, luego
cambiado de nombre por CEPE y de allí en adelante llamado PH 1 (300189), este
libro se encuentra en el departamento de inspección técnica, llamado 10-1401 (B)
paginas 508 a la 780.
Fig. 2. 14. Foto del Horno PH1 (300189)
36
Se debe mencionar que durante su funcionamiento el horno ha sufrido algunas
modificaciones, como:
• Cambio de refractario.
• Cambio de aislante térmico.
• Cambio de tubos tanto e la zona de radiación como en la de convección.
• Cambios de tubos en la zona de recuperación del vapor.
• Cambios de las platinas del casing, en las paredes como en el piso, cubierta y
base de la chimenea.
• Cambio en los soportes de los tubos.
• Otros.
Estos cambios y reparaciones se encontrar detalladamente en el libro, 10-
1401 B, ubicado en inspección técnica.
Teniendo como referencia la ultima reparación se la hizo del 6 al 12 de
septiembre del 2006, la misma que se la realizo por cambio de tubos, y otros.
. 2. 1. 14 CARACTERÍSTICAS DEL HORNO Y LOS COMPONENTES QUE LO
CONFORMAN.
Las diferentes características, se las obtiene de los libros ubicados en inspección
técnica, en donde se encuentran las condiciones en las que se operaba el horno
PH-1, en la época de ANGLO, por tal motivo consideradas como las condiciones de
diseño. Otras condiciones se las obtiene del libro de la UOP “FIRED HEATERS”
(113), y de barias bibliografías:
37
a) CONDICIONES DE OPERACIÓN DE DISEÑO DEL HORNO PH-1 (300189):
TABLA 2 - II. Condición del hidrocarburo a procesar en 1971, (Dos Casos):
Case 3 Case 4
Total Absorbed Duty MM CHU/HR Design 32 29.8
Max. Average Radiante Heat Transfer Pate CHU/HR 6.660 -
Max. Allowable Tube Wall Temp: C0 427 -
Max. Allowable Pressure Drop psi 150 -
Min. Efficiency, Heat to Oil base on LHV and 20% Exceso Air 80 -
TABLA 2 - III. Propiedades físicas, y volumen del hidrocarburo a procesar en 1971:
Lago mar (Crude) - 100%
Lago cinco (Crude) 40% -
700 API Naphena) 60%
100% 100%
Gravity API 55.7 31.3
Density Lb/Gal (160C) 6.29 7.24
Quantity lb/HR 221383 254757
Quantity GPM (160) 585 588
Dist. Curve – sec sheets 14 15
TABLA 2 - IV. Condiciones del crudo de entrada al horno PH-1 (300189) en 1971:
Temperature 186 268
Pressure Psig 180 **
Weight % Vaporised 17% 0
Viscosity Liquid Centipoise 0.25 0.40
Viscosity Vapor Centipoise 0.011 -
38
TABLA 2 - V. Condiciones del crudo a la salida del horno PH-1 (300189) en 1971:
Tenperature 0C 352 385
Pressure psig 30 30
Weight % Vaporised 86% 48.5%
Viscosity Liquid Centipoise 0.95 0.85
Viscosity vapor centipoise 0.011 0.011
Nota: En eL libro 10-1401 B, se encuentran las características de funcionamiento
(paginas 785, y 786). De estas tablas se determina que el HORNO PH1 (300189)
esta trabajando fuera de los parámetros de diseño, ya que este fue diseñado para
trabajar con una carga de 20107 barriles/día, y en la actualidad la carga es de 23000
barriles/día, tomando en cuenta que también ha variado las características físico
químicas del crudo que se esta procesando en la actualidad.
b) DIBUJOS Y PARTES DEL HORNO.
El horno es del tipo (Cabin), con los tubos horizontales, con una hilera de 15
quemadores del tipo (Peabody), fabricados original mente por John Zink.
El horno PH 1 de la planta Parsons, Refinería La Libertad, presenta las siguientes
características y dimensiones, determinadas en los siguientes gráficos:
39
1) tubos de radiación 2) Tubos de impacto 3) Soporte de los tubos de
impacto 4) Base del soporte de los
tubos 5) Pared de soporte de tubos 6) Fin del pliego de tubos 7) Tabique (plancha de
desviación) 8) Puerta de acceso 9) Cubierta de la puerta de
acceso en el techo 10) Mirrilla (apertura de
observación) 11) Quemador 12) Plancha de acceso cubierta 13) Chimenea 14) Damper “regulador de tiro” 15) Tubos de la zona de
convección 16) Cemento aislante 17) Estrechamiento de la caja
(cadera) 18) Área sobrante 19) Manta de lana mineral 20) Soporte de ases de tubos 21) Termo-cupla controladora
de la combustión 22) Ajuste regulador de vapor
controlador 23) Calibrador del tiro
controlador 24) Muestreo de los gases de
combustión 25) Base de termo-cupla
(control) 26) Arandela de toma de
corriente 27) Tubos del recuperador del
vapor.
Figura 2. 15. partes del horno.
40
c) QUEMADOR DEL HORNO.
El quemador del horno, es uno de tipo peabody, que atomiza el combustible con
ayuda de vapor originalmente fabricado por John Zink. Diseñados para trabajar a
una presión característica de 90 a 110 psig en el combustible, y 100 a 130 psig en el
lado de vapor.
Fig. 2. 17. Esquema del quemador Peabody fabricado por John Zink
Fig. 2. 18. Foto del quemador del horno
41
Figura 2. 19. Partes del atomizador John Zink 969, usados en el horno
42
Fig. 2. 20. Partes del quemador del horno
Fig. 2. 21. Foto del equipo de atomización del quemador del horno
43
2.2 EL BALANCE ENERGÉTICO.
El balance energético de una instalación es la información fundamental para
apreciar correctamente el rendimiento térmico de un proceso y para valorar las
pérdidas de calor que pueden reducirse.
En resumen, consiste en una comparación entre la suma de las diferentes
formas de energía que entran y salen del sistema, todas referidas a la misma unidad
de tiempo, y expresadas en las mismas unidades de térmicas (calorías, Kw h,
toneladas de carbón equivalentes, etc.) bien con relación a una unidad de peso de
producción, o bien a otra forma que resulte adecuada.
Según lo estimado, el balance energético debe apoyarse en el de materia, y a
su vez este viene condicionado por el diagrama de flujo de la instalación, en el que
deben estar representados todos los circuitos posibles, incluso los que se utilizan
solamente en condiciones excepcionales, ya que ciertas anomalías que a veces se
observan en los cálculos pueden explicarse solamente por la existencia de flujos no
controlados.
Para la realización de los cálculos es muy interesante tener preparados
formularios adecuados para que la obtención de resultados sea totalmente rutinaria.
Sobre los formularios y al lado del espacio reservado para los resultados deben
indicarse los valores límites admisibles al objeto de advertir inmediatamente si la
instalación no trabaja en las condiciones idóneas.
El proceso debe dividirse en sus múltiples fases, y para cada una de ellas
efectuar los oportunos balances parciales que deben cuadrar con el global de la
fábrica.
44
A su vez deben contrastarse los resultados de los balances con los datos comerciales,
pues normalmente no debe haber discordancia en los resultados. [Ref.3]
2.2.1 CONSIDERACIONES PARA LA REALIZACIÓN DEL BALANCE
ENERGETICO.
Para que un balance energético ofrezca resultados significativos, en su
realización se deben tomar las siguientes consideraciones:
i) Las condiciones del proceso entre el comienzo y el final de la toma de datos
no deben presentar alteraciones incontroladas. Como norma:
- Procesos discontinuos: la toma de datos se realizará durante una carga
completa.
- Procesos continuos: la toma de datos comienza una vez estabilizadas
las condiciones de operación y continúa durante un periodo de tiempo tal
que las pequeñas variaciones no influyan en los resultados.
- Procesos cíclicos: la toma de datos comienza y termina en puntos
correspondientes del ciclo.
ii) En el diagrama de flujos deben delimitarse con claridad las distintas zonas
del proceso para facilitar una exhaustiva toma de datos que permita realizar
los correspondientes balances parciales de calor y, una vez efectuados los
cálculos, localizar rápidamente los puntos donde las pérdidas se encuentran
por encima de los límites admisibles.
iii) Debe presentar una especial atención a los sistemas de medidas, pues los
errores que por ellos se originan afectan directamente a los resultados.
Citemos los más frecuentes:
45
* Error por cambio en las condiciones de operación para las que ha
sido diseñado el aparato. Es muy normal en los diagramas
utilizados para medir el caudal de vapor a la salida de la caldera,
cuando esta no trabaja exactamente en las condiciones de
proyecto.
* Error por defectuosa colocación del elemento sensor. Es frecuente
en la medida de temperatura de gases cuando la sonda no penetra
hasta un filete del flujo representativo.
* Error de transmisión. Normal en el caso de que las mediciones se
recojan sobre un papel y el dato consignado (por un sistema
eléctrico o neumático) ha sufrido una serie de transformaciones
hasta el lugar de su lectura.
* Errores intrínsecos del aparato, bien por su principio, bien por
defecto accidental. Debe comprobarse cuidadosamente la exactitud
del aparato y en cada caso determinar la curva de calibración.
• Para corregir al máximo el efecto de estos errores, se aconseja:
Calibrado, revisión y puesta a punto periódica de todos los aparatos
de medida.
• Dar mayor credibilidad a los datos procedentes de análisis de
muestras.
• Procurar utilizar sistemas de medidas directos.
• Elegir para las mediciones personal responsable y calificado para
esta función.
46
• Supervisión y vigilancia constante por parte de los técnicos,
incluso realizando personalmente algunas medidas y
comprobaciones. [Ref. 3]
En la Refinería La Libertad, el seguimiento de los procesos, es computarizado,
dado por el programa Fox View SAW 01: SA 1 pc1 - Horno; el cual nos permite
obtener algunos de los datos necesarios, para el balance.
En el grafico a continuación, se muestra la captura del programa que monitorea el
funcionamiento del horno:
Figura 2. 22. Control de dato del horno PH 1, por medio del programa Fox View SAW 01: SA 1, horno
2.2.2 PARTIDA DEL BALANCE ENERGÉTICO:
Un horno petroquímico es considerado como una caldera, ya que su
funcionamiento es similar, con la diferencia que calienta crudo, para su posterior
destilación. Por tal motivo para el balance energético del horno se seguirán los
pasos como si fuese una caldera:
47
Figura 2. 23. Energías que intervienen en el horno PH-1 (300189)
Calor sensible del combustible (CC) Calor sensible del crudo de salida (QCUS)
Calor de combustión (CCO) Calor sensible del vapor que sale del recuperador
(QVSR)
Calor sensible del aire de combustión (Qa) Calor sensible de los gases de combustión (Qgc)
Calor aportado por el Vapor de atomización (QVq) Calor de in-quemados gaseoso (Qig)
Calor sensible del crudo a calentar (QCUE) Calor de in-quemados sólidos (Qis)
Calor sensible del vapor que ingresa al recuperador (QVER) Calor por radiación (QR)
Perdidas (P)
H
O
R
N
O
PH 1
48
2.2.3 IDENTIFICACION Y CUANTIFICACION DE LA ENERGÍA QUE INGRESA
AL HORNO
Se considerara todos los tipos de energía que intervienen en el equipo, ya que el
horno es considerado como una caldera, se realizara el balance energético, como
tal.
A) CALOR SENSIBLE DEL COMBUSTIBLE PRECALENTADO(qC)
[ ]ecombustibl de ))(( 3Nmókgkcaltcq ccC = , [2.8]7
En donde:
CNmCkgq o
c
03kcal ó kcalen ecombustibl del específicoCalor =
e.combustibl del mientoprecalenta de aTemperatur =tc
Para esto se procede de la siguiente manera:
• Gravedad específica del combustible
5.131
5.141gr
0
60
60 +=
APISr
F, [2. 9]8
Se obtiene del laboratorio de la refinería, que las características del combustible
son:
• 0API = 16.2 y F
Sg60
60gr = 0.9575
Para determinar el calor específico (Cc) del combustible (fuel oil con
FSg
60
60gr = 0.9575) se debe reajustar
FSg
60
60gr la gravedad específica, a la
temperatura que esta ingresando al quemador.
7 “MANUAL DE AUDITORIA ENERGETICA ((Cadem) Capitulo I; Calderas, octubre 1991).”
8 “MANUAL DEL INGENIERO MECANICO (Tercera edicion en español), Editorial McGraw-Hill. pp 1-29”
49
• Reajuste de la gravedad específica a T = 1200C o 2480F
[ ] 10 .2 3.62
gr 3
60
60
ftlb
SgF= 9
65225.59)3.62)(9575.0(3.6260
603==
=
FSpgr
ft
lb
expansión de volumen 016764.03
→=lb
ft
Calcúlese el volumen de expansión del residuo (combustible) de 600F a 2480F
( )[ ])(60T*F 0
2
3
Flb
ft− [2. 11]10
Donde F se determina en la tabla 2.4 Pág: 23 del “North American
COMBUSTION HANDBOOK” ó en el Anexo C
F = 0.00040
Se calcula que el aumento del volumen es de:
( ) [ ][ ] [ ]11 2. 00126006.0 *60248*0.0004*016764.03
0
lb
ftF =−
El volumen específico del bunker (combustible) a 2480F es:
(0.016764+0.00126006) lb
ft
lb
ft 33
0180246.0=
El inverso: 55.47963ft
lb.
Para calcular F
Sg60
60gr :
[ ]10 .2 3.62
gr 3
60
60
ftlb
SgF=
9 “NORTH AMERICAN COMBUSTION HANDBOOK, Edited by R.J. Reed. 1978. pp. 21” 10 “NORTH AMERICAN COMBUSTION HANDBOOK, Edited by R.J. Reed. 1978. pp. 23”
50
FSg gr = 0.88981 a 2480F
• Calor especifico (cc), del combustible “bunker”
( )[ ]Spgr
FTempcc
0*00045.0388.0 += [2. 12] 11
cc = 0.5296314776 Flb
But0
• Calor sensible del combustible precalentado(Qc)
( )( ) [ ]ecombustibl de 3Nmókgkcaltccq cc = [2. 8]
El combustible entra a una temperatura de 2480F
qC = 131.3486064 lbBut = 72.989838
kgkcal
B) PODER CALÓRICO DEL COMBUSTIBLE (qCO)
Es la energía química producida en la combustión.
qCO = P.C.I. [ ]econbustibldeunidadkcal [2. 13]
• Poder calorífico inferior P.C.I.
Para determinar el poder calorífico inferior del combustible, deberemos calcular
el poder calorífico superior:
→−+=
S
SpgrkgkcalGHV %*8.56
45215738 [2. 14] 12
Se tiene:
88982.0=Spgr
%S = 1.42; determinado por los exámenes del laboratorio de La Refinería:
42.1*8.5688982.0
45215738 −+=
kgkcalGHV [2. 14]
11 “NORTH AMERICAN COMBUSTION HANDBOOK, Edited by R.J. Reed. 1978. pp. 24” 12 “NORTH AMERICAN COMBUSTION HANDBOOK, Edited by R.J. Reed. 1978. pp. 23”
51
=
kgkcalGHV 14686.10738
• Poder calórico inferior:
Hkg
kcalGHVNHV %*7.50−
=
[2. 15]13
• % de Hidrogeno para 88982.0=Spgr
28.165.1315.141
grados
60
60
=−=→
FSpgr
API ; el % de hidrogeno no varia si este
es calentado, ya que los grados API, que intervienen en el son siempre a
600 F
5.131
5.2122%
0 +−=
APIFH [2. 16] 14
Donde: →F se obtiene de la Tabla del ANEXO A
( )0.934 gr Sp1.007 ;209 para 25 0 ≥≤= fp APIF
370345.14255.1312.16
5.212225% −=
+−=H
637634.10% =H
Hkg
kcalGHVNHV %*7.50−
=
[2. 15]
P.C.I = NHV = 10198.81882kg
kcal = 18353.24855lb
Btu = qCO
C) EVALUACIÓN DEL FLUJO DE COMBUSTIBLE QUE SE QUEMA:
El flujo es evaluado con el promedio, obtenido de los registros del consumo de
residuo, que se quema en el horno; Tablas del ANEXO B: 13 “NORTH AMERICAN COMBUSTION HANDBOOK, Edited by R.J. Reed. 1978. pp. 24” 14 “NORTH AMERICAN COMBUSTION HANDBOOK, Edited by R.J. Reed. 1978. pp. 24”
52
• 340.881 h
barildia
baril 20336298.14=
• h
galónbarril
galónh
baril 5412453.59642*20336298.14 =
• A 60 0F: 16.2 0API = 0.9577 → Densidad relativa → 7.9782galon
lb
• TCcmb → temperatura del combustible a quemar = 1200C = 248°F;
• FSg gr = 0.88981 a 2480F → 7.41126galon
lb
• 0
m Ccmb = 4421.1195 hlb
D) CALOR SENSIBLE DEL AIRE DE COMBUSTIÓN (qa)
∆=
econbustibldeunidadeskcaltcgq paa ))()(( ; [2. 17]15
ambiente ra temperatumenos Quemador) al entra (que combustion de aire del aTemperatur→∆t
El tipo de quemador que tiene el horno es de tiro natural, e ingresa el aire
comburente a temperatura ambiente por tanto: 0=∆t
cpa = calor específico del aire
Kkgkcal
0aire :
84 10949.0
10616.0219.0
TTcpa −+=
Kkgcal
0 ; [2. 18] Si el aire esta entre (280 a 1500) 0K
ga =
ecombustibl de unidadaire de kg
ga se obtiene de da siguiente forma:
Se analiza la combustión en el horno (en el sitio adecuado de tal forma que no
existan entradas parásitas de aire) obtenemos: Tch, O2, CO2, CO, opacidad; con
15 “MANUAL DE AUDITORIA ENERGETICA ((Cadem) Capitulo I; Calderas, octubre 1991).”
53
estos valores se procede a calcula el exceso de aire ingresando en el diagrama de
OSTWALD de dicho combustible o en la tabla A-9 del ANEXO D, con O2, y/o CO2 se
obtiene el exceso de aire de la combustión y los kg de aire que se utilizan por unidad
de combustible quemado, este es el valor de Ga.:
• Oxigeno: %O = 5.8235
• Dióxido de carbono: %CO2 = 12
• Temperatura de chimenea: Tch = 555.58 0C
Por la tabla A-9 en ANEXO D, se obtiene:
• Exceso de aire =1.36
• ga = 17.8
ecombustibl de unidadaire de kg
Debido a que no es aire precalentado, este no aporta con energía a la
combustión, ni al proceso.
→∆=
econbustibldeunidadeskcaltcgq paa ))()(( = 0
El combustible es atomizado por medio de vapor, por tal motivo se deberá
considerarse la entalpía del vapor, misma que aporta al calor de entrada.
E) CALOR APORTADO POR EL VAPOR DE ATOMIZACIÓN (QVq)
Se cuenta tabulado el consumo total de vapor en el horno y como referencia, en
algún momento se detuvo los demás procesos que demandan vapor y da como
resultado que el 34% de la cantidad de vapor que va al “recuperador (vapor que es
calentado en el horno)”, es consumido por este. De esto un 4% se pierde por fugas,
el 30% del vapor es usado en la atomización del combustible.
Se encuentra tabulado y promediado, el caudal que sale del “recuperador” (qV)
54
qV = 4530.8 hlb
hlbq
V8.4530*3.0= = 1359.24
hlb → Cantidad de vapor que atomiza
• Entalpía del vapor de atomización (hVq)
Si se tiene:
tienese do,interpolan e vapor;de En tablas103
740
2
=
=
inlbp
FT
hVq = 1399.4 lbBtu
qVq * hVg = hBtuQVq 456.1902120= ; [2. 14]
F) CALOR DEL FLUIDO DE ENTRADA (qFE)
En los hornos petroquímicos la carga a calentarse es el crudo. En este caso se
considera que no ocurre la evaporación del mismo, por tal motivo para el balance
energético interviene su calor específico, el cual se lo calcula a continuación:
• Características del crudo:
Gravedad especifica del crudo a calentar: 887.060
60=
FpgrS , Dato del laboratorio
285.1315.141
grados
60
60
=−=→
FSpgr
API
0API = 28
I. Calor sensible del crudo a calentar (qCUE)
[ ]calentar a crudo del ))(( 3Nmókgkcaltcq CUECUECUE = ; [2. 8]
En donde:
CNmCkgc o
CUE
03kcal ó kcalen crudo del especificocalor =
55
horno. del igreso al crudo del aTemperatur =CUET
El crudo ingresa con una temperatura de: TCUE = 231.420C, por tal motivo,
se determina su densidad, a esta temperatura:
• Reajuste de la gravedad especifica a T = 231.420C o 448.5560F
[ ] 10 .2 ; 3.62
gr 3
60
60
ftlb
SgF=
2601.55)3.62)(887.0(3.6260
603==
=
FSpgr
ft
lb
expansión de volumen 018096.03
→=lb
ft
Calcúlese el volumen de expansión del residuo (combustible) de 600F a 448.550F
( )[ ])(60T*F 0
2
3
Flb
ft− ; [2. 11]
Donde F encontramos en la tabla 2.4 Pág. 23 del “North American
COMBUSTION HANDBOOK” ó en Anexo C:
F = 0.0004
Entonces se tiene que el aumento del volumen es:
( )[ ][ ]lb
ftF
30 9620002812560.060448.556*0.0004018096.0 =− ; [2. 11]
El volumen específico del crudo a calentar, que esta a 448.5560F es:
(0.018096+0.00028125) lb
ft
lb
ft 33
0209088.0=
El inverso: 47.82675153ft
lb.
Para calcular F
Sg60
60gr :
56
[ ] 10.2 ; 3.62
gr 3
60
60
ftlb
SgF=
FSg
60
60gr = 0.767846147 a (448.5560F ó 231.420C)
• Calor especifico del crudo a calentar (cCUE),
( )[ ] [ ]
[ ]0767846147
556.448*00045.0388.0
12 2. ;*00045.0388.0 0
+=
+=
CUE
CUE
c
Spgr
FTempc
cCUE = 0.672182481 Flb
But0
Se procede a calcular el calor sensible del crudo a calentar:
[ ]calentar a crudo del ))(( 3Nmókgkcaltcq CUECUECUE = ; [2. 8]
[ ]lb
BtuqCUE 556.448*672182481.0=
qCUE = 300.1739384 lbBtu
II. Cantidad del crudo que se procesa (0
m CP):
• 0
m CP = 23000 hgalon
horas
dia
barilgalon
diabaril 40250
24
1*42* →
• Si el crudo tiene las características:
•
→=
=→=
=→
galon
lb6.4112 0.7678 Sg
7678.0Sg 556.448T ra temperatuunacon Ingresa
0.8871 Sg API 28
60
60rr
60
60rr
0
E
60
60rr
0
F
• 0
m CP = 258103.125 hlb
57
III. Calor sensible del vapor que ingresa al recuperador qVER
Considérese que en el horno existe un “RECUPERADOR”, y a este ingresa
vapor, con el fin de recalentarlo, y ser distribuido el toda la planta, e incluso en la
atomización, del combustible en los quemadores del horno. Ya que es un flujo que
ingresa al horno, este interviene en el balance de energía:
Se tiene tabulado los siguientes datos del vapor que ingresa al “recuperador”
horno:
tienese do,interpolan e vapor;de En tablas773.131Presión
1514.354T aTemperatur
2
0
VER
=
=
inlbp
F
VER
hVER = 1195.25 lbBtu
Si el caudal de vapor que ingresa al “recuperador” es de: qQvr = 4530.8 hlb
qVER = hVER qQvr = 5415438.7 hBtu ; [2. 14]
2.2.4 IDENTIFICACIÓN Y CUANTIFICACIÓN DE LA ENERGÍA SALIENTE:
Se consideraran todas las formas de energía cuantificables salientes del equipo,
siendo estas las siguientes:
G. CALOR EN EL FLUIDO DE SALIDA (QFS)
El horno tiene dos flujos de salida, uno es el crudo calentado, para su posterior
procesamiento, el otro es el vapor recalentado. De estos se obtienen los calores
específicos:
• Calor sensible del crudo a la salida (qCUS)
58
[ ]calentar a crudo del ))(( 3Nmókgkcaltcq CUSCUSCUS = ; [2. 8]
En donde:
CNmCkgc o
CUS
03kcal ó kcalen crudo del especificocalor =
horno. del salida la a crudo del aTemperatur =CUST
El crudo sale con una temperatura de: TCUS = 327.5
0C, por tal motivo, se
determinar su densidad, a esta temperatura:
• Reajuste de la gravedad especifica a T = 327.50C o 621.50F; si 887.060
60 =Sgpr
[ ] 10 .2 ; 3.62
gr 3
60
60
ftlb
SgF=
2601.55)3.62)(887.0(3.6260
603==
=
FSpgr
ft
lb
expansión de volumen 018096.03
→=lb
ft
Calcúlese el volumen de expansión del residuo (combustible) de 600F a
448.5560F
( )[ ])(60T*F 0
2
3
Flb
ft− ; [2. 11]
De la tabla del Anexo C se obtiene que:
F = 0.00040
Se tiene que el aumento del volumen es:
( )[ ][ ]lb
ftF
30 00040644.060621.5*0.0004018096.0 =− ; [2. 11]
El volumen específico del crudo calentado a 621.50F es:
59
(0.018096+0.00040644) lb
ft
lb
ft 33
0221606.0=
Tenemos el inverso: 45.1253ft
lb.
Con esta variación del volumen especifico, se tiene la gravedad especifica de:
FSg
60
60gr = 0.723737 a (621.50F ó 327.50C)
• Calor especifico del crudo a la salida (CCUE), a 621.5 ºC
( )[ ]
[ ]723737.0
5.621*00045.0388.0
*00045.0388.0 0
+=
+=
CUE
CUE
c
Spgr
FTempc
[2. 12]
cCUE = 0.7848034 Flb
But0
Se procede a calcular el calor sensible del crudo a la salida:
[ ] 8] [2. ;calentar a crudo del ))(( 3Nmókgkcaltcq CUSCUSCUS =
qCUS = 487.7550324 lbBtu
• Calor sensible del vapor que sale del recuperador QVSR
Los siguientes datos del vapor que ingresa al “recuperador” horno:
tienese do,interpolan e vapor;de En tablas773.131Presión
181.760T aTemperatur
2
0
VSR
=
=
inlbp
F
VER
hVSR = 1408.064828 lbBtu ;
qVSR = 4530.8 hlb ; caudal de vapor que ingresa al recuperador
hBtuqhQ VSRVSRVSR 123.6379660* == ; [2. 14]
60
H. CALOR SENSIBLE DE LOS GASES DE COMBUSTIÓN (Qgc)
Se tiene la composición de los gases de combustión, por el estudio realizado por
el laboratorio de LA REFINERIA:
Fig. 2. 24. Toma de datos de los gases de chimenea del horno PH1 (300189).
Fig. 2. 25. Equipo (LAPES), analiza sólidos en los gases de chimenea del horno PH1 (300189).
Fig. 2. 26. Equipo electrónico (TESTO), para el análisis de gases en la chimenea del horno PH1 (300189).
Fig. 2. 27. Equipo (LAPES), para análisis de los sólidos, en los gases de chimenea del
horno PH1 (300189).
61
La toma de datos de los gases de chimenea del horno PH1 (300189), se lo realiza
periódicamente todos los martes. Los equipos son calibrados y sus tomas son
bastante fiables.
a) Oxígeno: %O = 5.8235
b) Dióxido de carbono: %CO2 = 12
c) Monóxido de carbono: CO 3
mmg = 28.5
d) Dióxido de azufre: SO2 3m
mg = 1243.5
e) Óxido de nitrógeno NO 3m
mg = 323.5
f) Velocidad promedio de los gases: s
mvg 12=
g) Temperatura de chimenea: Tch = 555.58 0C
h) Si tenemos como referencia el diámetro de la chimenea ( )m61.1=Φ ;
• Se determina el área de la chimenea Ach = 4
* 2Φπ = 2.035830 m2
• Calculamos el caudal de los gases de combustión s
mAvQ chgcau
3
42.24* == ;
Qcau = 87947.88103h
m3
Para el cálculo del calor sensible de los gases de combustión (Qgc); se lo realiza
por medio de tablas: A-18 y A-19 de anexos D y E; en estas se ingresa con %O y/o
con %CO2; y con la temperatura de los gases de salida Tch:
• Oxigeno: %O = 5.8235
• Dióxido de carbono: %CO2 = 12
• Temperatura de chimenea: Tch = 555.58 0C
Por la tabla A-18 en ANEXO E, se obtiene:
62
• El caudal de humos expresado en ecombustibl de unidadhumos de kg
• Qcau = 18.7 ecombustibl de unidadhumos de kg
• Con la temperatura de humos y en la misma tabla, se obtiene su entalpía
específica (hgch) expresada en humos de kgkcal
• hgch = 145 humos de kgkcal
• qgc = 2711.5 ecombustibl de unidadkcal
• 0
m cmb = 2005.0424 kg/h
• 0
m cmb * qgc = Qgc = 5436672.468 kcal/h = 21572716.35 hBtu ; [2. 15]
I. CALOR DE INQUEMADOS GASEOSOS (qig)
El calor perdido por inquemados gaseosos se los calcula por medio de la
siguiente formula:
+−
=10003100
*21
21
2
CHCO
Oqig ; [2. 16]16
Qig = % de perdidas sobre el P.C.I. del combustible;
Si se tiene:
O2 = concentración de O2 en los humos (%) = 5.82% olaboratori de datos promedio→
CO = concentración de CO en los humos (ppm) = 5.81 olaboratori de datos promedio→
CH = concentración de CH en los humos (ppm)
Por convenio se suele utilizar CO = CH, puesto que los aparatos de medida o
dan la suma de los dos y se toma la mitad de dicha lectura igual para el CO y el CH
o miden sólo el CO y al CH se el asigna un valor igual. Ref. [3]
16 ““MANUAL DE AUDITORIA ENERGETICA ((Cadem) Capitulo I; Calderas, octubre 1991). pp. 6”
63
[ ]16 2. ;m * P.C.I. de % 1000
8181.5
3100
8181.5*
82.521
21cmb
0
+
−=Qig
Qig = 0.0106452738 % de (P.C.I. * 0
m cmb);
P.C.I * 0
m cmb = 81141886.55 hBtu ; [2. 16]
Qig = 2176.858092 h
kcal = 8637.77599 h
Btu
J. CALOR DE INQUEMADOS SÓLIDOS (Qis)
Se calcula midiendo la opacidad mediante escala Bacharach. Opacímetro 10
emboladas;
Opacidad = 2 olaboratori elpor odeterminad ⇒
En ordenadas de la tabla adjunta nos proporciona el % de perdidas respecto al
P.C.I. del combustible.
TABLA 2 - VI. % de pérdidas por in-quemados sólidos [Ref. 3]
Qis = 1.5 % de (P.C.I. * Mcmb)
Qis = 306735.9623 h
kcal = 1217128.298 h
Btu
K. CALOR POR RADIACIÓN (QR)
El QR, se calcula midiendo las temperaturas y la superficie del horno,
distinguiendo paredes verticales y horizontales hacia arriba y hacia abajo.
64
En la figura 2. 28, de la ficha de hornos Industriales, se calculan las perdidas
expresadas en 2mW (al multiplicar por 0.86 se obtienen en 2*mh
kcal ).
Fig. 2. 28. Perdidas de calor por paredes del horno
Al multiplicar por cada superficie se obtienen las perdidas en h
kcal .
El estudio de la temperatura del horno está determinado por medio de termo-
grafía del cual se estudia en los siguientes reportes.
Para facilidad de estudio del horno, a este se lo ha dividido en lados por posición
cardinal, teniendo lado: norte, sur, este y oeste.
Se tiene el siguiente estudio por termo-fotografía, de este se ha calculado
temperaturas promedios, que dará un aproximado de perdidas por radiación,
determinado en la tabla de perdidas por paredes QR.
65
HORNO PH1 lado sur zona de radiación
Info:
Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00150.ISI
Image Date/Time Lunes, 05 de Marzo de 2007 12:56:03
Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 9:04:49
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data:
Label Emissivity Backgroun Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 51.37 10.99 127.9 33.2
A2 0.82 44.97 54.58 10.38 78.9 34.8
A3 0.82 44.97 63.98 11.92 87.4 40.0
A4 0.82 44.97 73.45 9.06 106.9 51.2
A5 0.82 44.97 148.24 35.08 211.2 78.5
L1 0.82 44.97 117.83 14.22 140.4 96.5
L2 0.82 44.97 94.03 11.74 112.0 68.6
P1 0.82 44.97 169.06 . . .
Comments: se observa que en la “ventana” el aislamiento esta deteriorado, y existe
una fuerte concentración de calor en esta área, en las demás áreas, se tiene
temperaturas aceptables, sin embargo debe considerarse el área 4, que presenta,
algunas zonas de altas temperaturas.
Figura 2. 29. Termo- grafía del horno PH-1 (300189), lado sur, zona de radiación
66
Horno PH1 Lado sur, zona convección
Info: Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00170.ISI
Image Date/Time Martes, 10 de Abril de 2007 20:46:20
Report Date/Time Lunes, 16 de Abril de 2007 13:40:20
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data:
Label Emissivity Backgroun Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 51.84 22.57 127.6 27.1
A2 0.82 44.97 25.22 2.76 34.7 21.1
A3 0.82 44.97 23.02 3.27 33.3 19.2
A4 0.82 44.97 23.30 3.68 33.8 18.5
P1 0.82 44.97 125.73 . . .
P2 0.82 44.97 128.13 . . .
P3 0.82 44.97 100.05 . . .
P4 0.82 44.97 127.6 . . .
P5 0.82 44.97 104.47 . . .
P6 0.82 44.97 103.02 . . .
P7 0.82 44.97 75.51 . . .
Comments: Se aprecia altas temperaturas en la base de la zona de convección, se
recomienda el cambio del aislante en esta área.
Figura 2. 30. Termo-grafía del horno PH-1, lado sur, zona de convecino.
67
HORNO PH1 lado sur base de la chimenea
Info:
Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00152.ISI
Image Date/Time Lunes, 05 de Marzo de 2007 13:01:30
Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 9:31:10
Temp Unit Celsius
User
Location
Target Data:
Label Emissivity Backgroun Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 101.75 21.91 147.6 51.6
A2 0.82 44.97 63.61 8.05 98.2 41.5
L1 0.82 44.97 104.49 22.12 138.5 71.5
Comments: En esta termo-grafía, se nota una elevada temperatura en la base de la
chimenea, se determinar un deterioro en el aislamiento.
Figura 2. 31. Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado sur, zona de chimenea.
68
HORNO PH1 zona radiación, lado este
Info:
Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00154.ISI
Image Date/Time Lunes, 05 de Marzo de 2007 13:10:38
Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 14:38:16
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data:
Label Emissivity Backgroun Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 80.14 15.27 142.5 38.6
A2 0.82 44.97 77.45 14.20 152.6 53.5
A3 0.82 44.97 91.39 19.82 142.5 38.7
A4 0.82 44.97 77.71 13.48 111.5 56.6
A5 0.82 44.97 91.91 15.90 152.6 61.6
P1 0.82 44.97 121.47 . . .
P2 0.82 44.97 123.93 . . .
P3 0.82 44.97 131.6 . . .
P4 0.82 44.97 100.43 . . .
P5 0.82 44.97 112.53 . . .
P6 0.82 44.97 105.46 . . .
Comments: En la zona de radiación, lado este, se presentan áreas con
desprendimiento del aislante, por esto se visualiza en el área 3 y 5, que muestran
elevada temperatura.
Figura 2. 32. Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado este, zona de radiación.
69
HORNO PH1 lado este zona convección
Info: Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00155.ISI
Image Date/Time Lunes, 05 de Marzo de 2007 13:11:31
Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 10:00:48
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 149.01 43.21 429.0 56.5
A2 0.82 44.97 102.33 20.40 229.1 59.8
A3 0.82 44.97 81.51 14.70 129.2 32.2
P1 0.82 44.97 429.05 . . .
P2 0.82 44.97 278.79 . . .
P3 0.82 44.97 301.16 . . .
Comments: En esta termo-grafía se puede
observar el deterioro del aislamiento en la zona de
convección, además de problemas en la zona de la cadera.
En esta figura 2. 34. se puede apreciar que una sección
esta seriamente afectada, presentando una temperatura
elevada de 429 0C, por tal motivo se deduce la perdida del aislante térmico.
Figura 2. 33. Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado este, zona de convección
70
HORNO PH1 lado este base-chimenea
Info: Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00156.ISI
Image Date/Time Lunes, 05 de Marzo de 2007 13:12:34
Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 10:07:01
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 105.42 18.51 143.0 50.8
A2 0.82 44.97 67.89 9.86 113.9 49.8
P1 0.82 44.97 142.61 . . .
P2 0.82 44.97 149.55 . . .
P3 0.82 44.97 131.94 . . .
P4 0.82 44.97 159.79 . . .
Comments: Se aprecia que en la base de la chimenea, la temperatura es elevada,
presenta problemas de aislamiento.
Figura 2. 35. Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado este, zona de la chimenea.
71
HORNO PH1 lado norte radiación
Info: Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00159.ISI
Image Date/Time Lunes, 05 de Marzo de 2007 13:17:41
Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 10:32:47
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 68.37 21.85 149.1 33.2
A2 0.82 44.97 57.30 15.35 178.3 31.4
A3 0.82 44.97 51.07 6.32 70.3 37.1
A4 0.82 44.97 44.91 6.57 85.8 34.5
P1 0.82 44.97 250.51 . . .
P2 0.82 44.97 134.47 . . .
P3 0.82 44.97 178.25 . . .
Comments: En la zona de radiación lado Norte, por ser la parte donde ingresan y
salen los fluidos, es complicado determinar, la temperatura de las paredes del horno,
sin embargo, se puede decir, que el aislamiento esta en buen estado, el promedio de
temperatura este por los 65 0C, si se puede apreciar que en las tuberías, del crudo,
el aislante esta desprendido.
Figura 2. 36. termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado note, zona de radiación.
72
HORNO PH1 lado norte zona de convección
Info: Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00160.ISI
Image Date/Time Lunes, 05 de Marzo de 2007 13:20:31
Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 10:43:25
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 88.91 13.02 124.6 51.4
A2 0.82 44.97 87.53 7.35 107.0 66.0
A3 0.82 44.97 86.97 29.53 207.4 41.8
A4 0.82 44.97 87.07 13.68 101.2 49.2
P1 0.82 44.97 145.95 . . .
P2 0.82 44.97 107.68 . . .
Comments: Obsérvese que el aislamiento de la zona de convección, al lado norte
esta relativamente aceptable, auque si presenta puntos, que deben mejorar su
aislamiento, P1 = 145.95 0C
Figura 2. 37. Termo-grafía del horno PH-1(300189), lado norte, zona de convección
73
HORNO PH1 lado norte base de la chimenea
Info: Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00161.ISI
Image Date/Time Lunes, 05 de Marzo de 2007 13:20:45
Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 10:45:45
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 66.96 12.80 104.2 26.4
A2 0.82 44.97 63.97 5.63 79.1 52.4
P1 0.82 44.97 178.1 . . .
Comments: Se aprecia que el aislamiento esta desprendido en algunos puntos, se
recomienda una reparación en los mismos.
Figura 2. 38. termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado norte, zona de la chimenea
74
HORNO PH1 lado Oeste zona de radiación
Info: Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00147.ISI
Image Date/Time Lunes, 05 de Marzo de 2007 12:48:05
Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 8:31:23
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 80.54 19.50 151.4 44.1
A2 0.82 44.97 85.04 22.02 141.4 41.0
A3 0.82 44.97 84.70 19.07 132.6 49.5
L1 0.82 44.97 120.15 18.15 141.4 40.0
L2 0.82 44.97 111.38 17.60 151.4 59.8
P1 0.82 44.97 148.74 . . .
P2 0.82 44.97 148.26 . . .
P3 0.82 44.97 157.12 . . .
P4 0.82 44.97 135.03 . . .
P5 0.82 44.97 147.17 . . .
Comments: Se puede apreciar que en la zona de radiación, lado oeste, existen
áreas con desprendimiento del aislante, y se muestra un patrón, que en las áreas
que son pegadas a la estructura del horno están con una elevada temperatura, se
determina perdida del aislante. Por esta razón se profundiza el estudio de la parte
central de esta zona. El promedio de temperatura de la Zona es de 850C
Figura 2. 39. Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado oeste, zona de radiación.
75
HORNO PH1 lado oeste zona de convección
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Report Date/Time Lunes, 12 de Marzo de 2007 8:23:08
Temp Unit Celsius
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Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 128.83 42.47 218.5 62.6
A2 0.82 44.97 129.32 48.78 239.9 59.7
A3 0.82 44.97 123.50 38.24 224.9 45.1
A4 0.82 44.97 136.81 37.25 221.8 67.4
P1 0.82 44.97 226.63 . . .
P2 0.82 44.97 218.46 . . .
P3 0.82 44.97 246.95 . . .
P4 0.82 44.97 215.48 . . .
Comments: Se observa, que en la zona de convección, existen áreas con
temperaturas, elevadas, esto debido a que las “ventoleras”, por donde se realiza le
sopleteado, de los tubos de la zona de convección, las tapas no tienen aislante
térmico, por eso tenemos una temperatura promedio de 1300C
Figura 2. 40. Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado oeste, zona de convección.
76
Horno PH1 Lado oeste, zona de convección, centro inferior
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Image Date/Time Miércoles, 11 de Abril de 2007 21:15:34
Report Date/Time Martes, 17 de Abril de 2007 10:56:29
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 138.90 38.94 226.9 42.5
A2 0.82 44.97 223.87 27.79 281.3 98.9
A3 0.82 44.97 153.42 22.17 209.1 112.5
A4 0.82 44.97 126.66 27.44 247.8 94.5
P1 0.82 44.97 265.33 . . .
P2 0.82 44.97 238.75 . . .
P3 0.82 44.97 235.65 . . .
P4 0.82 44.97 230.74 . . .
P5 0.82 44.97 259.71 . . .
P6 0.82 44.97 236.66 . . .
Comments: Se aprecia en esta zona, que el aislante está bastante deteriorado,
dando como resultado áreas con temperaturas elevadas alrededor de 2230C, se
recomienda la reparación de las mismas.
Figura 2. 41. Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado oeste, zona de convección.
77
Horno PH1 Lado oeste, zona de convección, centro superior
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Image Date/Time Miércoles, 11 de Abril de 2007 21:12:23
Report Date/Time Martes, 17 de Abril de 2007 10:42:02
Emp unit t Celsius
User
Location
Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 94.94 5.75 107.7 57.5
A2 0.82 44.97 115.92 14.70 152.2 64.2
A3 0.82 44.97 100.13 8.66 141.2 84.8
A4 0.82 44.97 131.44 14.50 177.0 111.2
A5 0.82 44.97 85.70 6.28 108.7 60.6
P1 0.82 44.97 106.87 . . .
P2 0.82 44.97 187.43 . . .
P3 0.82 44.97 191.79 . . .
P4 0.82 44.97 174.98 . . .
P5 0.82 44.97 150.3 . . .
P6 0.82 44.97 150.03 . . .
P7 0.82 44.97 164.37 . . .
Comments: Se observa que en las “ventoleras”, hay una concentración de
temperatura, por lo que se recomienda, se las ponga un aislamiento apropiado.
Además tenemos áreas con temperaturas elevadas, se recomienda, el
mantenimiento del aislante en esta zona.
Figura 2. 42. Termo-grafía del horno PH-1 (300189), lado oeste, zona de convección, centro superior.
78
TABLA 2 - VII. Pérdidas por paredes QR
Las perdidas por paredes: QR = 525404.3394 hKcal
Lado
Zo n a
Área (m^2) Temperatura promedio *C Pérdidas (W/m^2) Pérdidas (Kcal/m^2h) Pérdidas QR (Kcal/h) R a d i a c i ó n 2 5, 9 2 6 0, 8 4 5 5 0 0 4 3 0 1 1 1 4 5, 6v e n t a n a 0, 4 0 8 1 4 8, 2 4 2 1 0 0 1 8 0 6 7 3 6, 8 4 8Su r c a d e r a 2, 9 0 6 8 8 5 1, 8 4 4 0 0 3 4 4 9 9 9, 9 6 6 7 2Co n v e c c i ó n 1 0, 9 7 6 4 0, 8 5 0 0 0base- chimenea
6, 6 6 7 5 1 0 1, 7 5 1 1 3 0 9 7 1, 8 6 4 7 9, 4 7 6 5R a d i a c i ó n 9 5, 7 6 8 3, 7 2 8 5 0 7 3 1 7 0 0 0 0, 5 6Es t e c a d e r a 1 9, 9 5 1 5 2, 4 2 2 0 0 0 1 7 2 0 3 4 3 1 4Co n v e c c i ó n 9 1, 2 3 8 9 1, 9 2 9 6 0 8 2 5, 6 7 5 3 2 6, 0 9 2 8b a s e- c h i m e n e a 6, 6 6 7 5 1 0 5, 4 2 1 2 0 0 1 0 3 2 6 8 8 0, 8 6R a d i a c i ó n 2 5, 9 2 6 5, 2 0 1 5 5 0 4 7 3 1 2 2 6 0, 1 6v e n t a n a 0, 4 0 8 1 3 0, 8 3 1 7 0 0 1 4 6 2 5 9 6, 4 9 6N o r t e c a d e r a 2, 9 0 6 8 8 8 9, 0 7 9 1 0 7 8 2, 6 2 2 7 4, 9 2 4 2 8 8Co n v e c c i ó n 1 0, 9 7 6 8 7, 6 2 8 9 0 7 6 5, 4 8 4 0 1, 0 3 0 4b a s e- c h i m e n e a 6, 6 6 7 5 9 0, 9 6 9 6 0 8 2 5, 6 5 5 0 4, 6 8 8R a d i a c i ó n 9 5, 7 6 9 4, 3 1 2 0 0 1 0 3 2 9 8 8 2 4, 3 2O es t e c a d e r a 1 9, 9 5 1 3 8, 9 1 9 0 0 1 6 3 4 3 2 5 9 8, 3Co n v e c c i ó n 9 1, 2 3 8 1 2 4, 0 9 1 6 0 0 1 3 7 6 1 2 5 5 4 3, 4 8 8b a s e- c h i m e n e a 6, 6 6 7 5 1 0 7, 6 3 1 2 8 0 1 1 0 0, 8 7 3 3 9, 5 8 4T e c h o l a d o s u r 8, 0 5 2 7 7 1 2 8, 6 2 1 8 8 0 1 6 1 6, 8 1 3 0 1 9, 7 1 8 5 4l a d o n o r t e 8, 0 5 2 7 7 1 3 0, 0 8 1 9 0 0 1 6 3 4 1 3 1 5 8, 2 2 6 1 8
TOTAL QR 525404,3394
79
2.2.5 ECUACIÓN DEL BALANCE ENERGÉTICO.
Para el balance energético, se parte de la ecuación de la conservación de la
energía:
Esale E entra +∆=E ;
Si se considera que el flujo es constante (no existe un incremento de energía en el
equipo):
sale E entra E 0 =→=∆E
(qc + P.C.I. + qa) * 0
m cmb + (qCUE2*0
m CP) + QVq + QVER = EEntrada
(qCUS * 0
m CP) + (qgc * 0
m cmb) + QVSR + Qis + Qig + QR + EPin = ESalen
(qc + P.C.I. + qa) * 0
m cmb2 + (qCUE2*0
m CP2) + QVq + QVER = (qCUS * 0
m CP2) + (qgc * *0
m cmb2) +
QVSR + Qis + Qig + QR + EPin
• EPin = Energía por perdidas incontroladas.
EPin = 9469362,357 .
2.2.6 DIAGRAMA DE SANKEY:
calor
calor almacenadoen paredes
perdid-paredes
perd-apertura
s
perd-conv
ección
HOGAR
DIAGRAMA DE SANKEY PARA BALANCE DE CALOR EN UN HORNO
perdidas gases
humedad
disponibleNetocalorcalor total
de entrada calor
útil de salida
carga decalentamiento
80
CAPITULO III
ANÁLISIS DEL BALANCE Y PROPUESTAS DE MEJORAMIENTO.
3.1. ANÁLISIS DEL BALANCE ENERGÉTICO:
Por los datos obtenidos en el capitulo anterior, y los cálculos realizados en el
mismo, se puede determinar la relación de energía del horno PH-1(300189) que se
la muestra en la siguiente tabla:
TABLA III - I Energías que intervienen en el horno PH – 1 (300189)
QE hBtu QU h
Btu Qgc hBtu Qis h
Btu Qig hBtu QR h
Btu QP hBtu
83878330.6 49379467.65 21572716.35 1217128.298 8637.776 2084804.419 9615576.11
QE → Energía de entrada → 100% QU → Calor útil → 58.87 % Qgc → Calor de los gases de combustión o calor de humos → 25.72 % Qis → Calor de in-quemados sólidos → 1.45 % Qig → Calor de in-quemados gaseosos. → 0.010% QR → Calor de pérdidas por paredes. → 2.48 % QP → Calor de pérdidas. → 11.711 %
De esto se deduce, que la energía útil es del 58.87%, debido a barios factores
que se estudiaran a continuación:
81
3.1.1. PÉRDIDAS POR SOBRE-CARGA.
Se debe tener en cuenta que el nivel de carga, en relación con la variación del
rendimiento de un horno es apreciable. Ya que al trabajar con una carga, superior a
la de diseño, se presentaran una serie de problemas, tales como:
a) Más consumo de combustible.
b) Desgaste de las boquillas atomizadoras.
c) Problemas en el cono de la llama.
d) Impacto de la llama, contra los tubos.
e) Aumento del exceso de aire, para controlar la forma de la llama y evitar el
impacto contra los tubos.
f) Deterioro en el aislamiento.
Los mismos causan un alto porcentaje de perdida energética, y responden al
bajo rendimiento del horno.
El horno PH-1 (300189) de la planta Parsons, fue diseñado para una carga de
221383 lb/h de crudo con 55.7 0API. En la actualidad se procesa 256996lb/h de un
crudo con 28 0API, por esto se determina que se trabaja con una sobre carga del:
1.166
165866959.1221383
125.258103
Diseño de Carga
Trabajo de Carga== ; [3. 1]
Se observa en el grafico 3.1 y se determina que la sobrecarga, afecta en un
0.112 del rendimiento, lo que corresponde a (9394373.027 h
Btu = 2753.07 kW).
Esto equivale al Qperdidas, El resto de perdidas de energía son incontroladas siendo al
rededor de 221203.083h
Btu .
82
Figura 3.1. Variación del rendimiento en función de la carga del horno.
3.1.2. PÉRDIDAS POR GASES DE COMBUSTIÓN (QGC).
La pérdida por gases de combustión o humos, está relacionado directamente
por el exceso de aire en la combustión y por la temperatura en la salida de estos.
El horno presenta un defecto en las boquillas atomizadoras (deformación en los
orificios de expulsión del combustible), junto con las exigencias de sobrecarga lo que
obliga a inyectar más combustible, además de funcionar con solo con 14 de los 15
quemadores que tiene el horno. Son los causantes de defectos en la atomización del
combustible y forma de la llama, ocasionando impacto de esta contra los tubos de la
zona de radiación.
En compensación de la defectuosa atomización, y la consiguiente deformación
de la llama se esta trabajando con exceso de aire comburente, superior al
recomendado (36% de exceso de aire comburente, determinado por el %O = 5.8 en
los gases de chimenea, dato del laboratorio de la Refinería, y
83
utilizando la figura 3.4), lo que aumenta el caudal de los humos y de su temperatura
a 550ºC, a más de provocar una disminución del rendimiento termico de la llama y
de la combustión. Causando una perdida por gases de chimenea de: Qgc = 25.72%
= 21572716.35 h
Btu = 158.5987783 h
galon = 5436672.467h
Kcal = 6322 kW.
Fig. 3. 2- Impacto de las llamas a los tubos en la zona de radiación horno PH 1 (300189).
a) Fig. 3. 3 - (a, b) Estado de las boquillas atomizadoras horno PH 1 (300189) “2007-03-06”
b.)
Fig. 3. 4. Obtención del exceso de aire por medio
de %O, en los gases de combustión.
3.1. 3. PÉRDIDAS POR PAREDES.
El estudio del comportamiento del aislante del horno se lo determino por medio de
termo-fotografía, observándose elevadas temperaturas en algunas áreas de
84
las distintas paredes que conforman la cabina del horno, al igual que zonas
puntuales en similar situación, por este estudio se determino desprendimiento del
material aíslenle, erosión y separación en las platinas que conforman las paredes,
etc. Produciendo perdidas de energía de: QR = 2.486% = 2084804.419 hBtu
=
610.9635 KW.
Estado del aislante que fue comprobado en un paro de planta por problemas en
los tubos, se pudo observar que el horno presenta desprendimiento del aislante,
como se aprecia en la figura 3.5.
Fig. 3. 5 - a y b. Desprendimiento del aislante en el horno PH1 (300189) a)
b.)
3.2. PROPUESTAS DE MEJORAMIENTO EN LA EFICIENCIA ENERGÉTICA
Basándose en experiencias de varias auditorias energéticas, al igual que
bibliografía especializada, para mejorar el rendimiento del horno se puede
ejecutar las siguientes acciones:
3.2.1. TRABAJAR A CARGA DE DISEÑO.-
85
Como ya se ha analizado (la figura 3.1.), tenemos que el Horno al trabajar a
sobre carga del 1.1658 veces mayor a la que se lo hacía en el año 1971 (con la
empresa ANGLO), se determina una pérdida del 10% de su eficiencia, debido a que
en la zona de radiación, la transmisión térmica bajan significativamente, ya que a
mayor flujo de carga que pasa en menor tiempo por los tubos, afecta la eficiencia en
la transferencia de calor; causando un aumento en el consumo de combustible.
Si se operara el horno a una carga de 20000 barriles/día, la eficiencia se
incrementaría el 10%, lo que equivale a un ahorro de combustible, proporcional a la
carga de:
576.6677609 h
lb de ahorro de combustible = 77.81 h
galon .
Con este ahorro de combustible, a más de mejorar la eficiencia del horno en un
10%, es obligación trabajar a carga de diseño, que es 20000barriles/día.
3. 2. 2 AJUSTE DE COMBUSTIÓN.
Sabiendo que la eficiencia de la combustión está ligada, al exceso de aire
comburente, y al funcionamiento correcto de los atomizadores, las pérdidas de
combustión se pueden minimizar:
Reduciendo al mínimo el exceso de aire. Para el caso de los combustibles
líquidos (Kérex, diesel y bunker), se aconseja que el exceso de aire no
sobrepase el 20%.
Manteniendo los quemadores en buen estado de operación, mediante una
revisión periódica, realización una correcta limpieza como indica el
86
fabricante, “limpieza a base de vapor, sin estropear los orificios
atomizadores”17
Manteniendo libre de suciedades las superficies de intercambio de calor. En
el lado de fuego, remover periódicamente las incrustaciones de in-quemados
sólidos (hollín), y en el lado del elemento que se quiere calentar, remover
incrustaciones de coque.
En el caso de los combustibles líquidos pesados, precalentarlos hasta
obtener una viscosidad adecuada para lograr su óptima atomización.
A. OPTIMIZACIÓN DEL EXCESO DE AIRE.
El exceso de aire comburente debe ser el mínimo indispensable para lograr una
combustión completa. Para combustibles líquidos se recomienda que el exceso de
aire no exceda el 20%.
El exceso de aire comburente es un parámetro muy importante para obtener una
eficiente combustión. En la figura 3.6. Se indica el efecto sobre la eficiencia de
combustión de un elevado o un insuficiente exceso de aire, además de la coloración
del humo de chimenea de acuerdo a que región de exceso de aire se encuentra la
combustión.
En la región A se tiene humo negro denso y el color de la llama es rojizo. El
combustible no es quemado totalmente, lo que provoca gran producción de
monóxido de carbono y hollín.
La región B se caracteriza por el color negro del humo. La llama tiene un color
anaranjado. Los gases de combustión tienen un alto contenido de dióxido de
carbono, existiendo un porcentaje bajo de monóxido de carbono. [Ref. 4]
17Universal Oil Products (UOP). Engineering Design Seminar, Fired Heaters, 1997
87
Fig. 3. 6 – Efectos del % del aire teórico sobre la eficiencia de la combustión.
En la región C, el combustible se quema en su totalidad. El color de la llama es
dorado y los gases de escape prácticamente son transparentes.
En la región D, la llama tiene color amarillo y los gases de escape tienen un color
blanco. El combustible se quema totalmente, aunque la concentración de este gas
disminuye por la dilución que existe en el aire.
En la región E, los gases de combustión son de color blanco. El color de la llama
es blanco opaco. Los gases de escape se caracterizan por un bajo contenido de
bióxido de carbono y un elevado contenido de oxígeno.
Se observa que si se trabaja con un exceso α = 140, la eficiencia del la
combustión se estaría en un 72%. Se pierde entonces el 6% de la combustión, si se
trabajara con un α = 120.
Se podría calibrar la combustión observando el color del humo, pero la variedad
de los parámetros que intervienen en el proceso de combustión no se pueden
analizar de esta manera. Por esta razón, es necesario recurrir al uso de
instrumentación para medir los parámetros, tales como: %O; %CO2; % de in-
quemados. [Ref. 4]
88
Las consecuencias de trabajar con un elevado exceso de aire son las siguientes:
i) Disminución de la temperatura de la llama.
Como la transmisión de calor en el hogar se efectúa predominantemente por
radiación, que es una función de la cuarta potencia de la temperatura de la llama, al
disminuir la temperatura de esta como consecuencia del aumento del exceso de
aire, disminuye el calor radiado en una proporción mucho más importante.
ii) Aumento de las pérdidas por chimenea.
Al trabajar con elevados excesos de aire, aumenta la cantidad de calor que se va
al exterior del equipo térmico con los gases de combustión. En el siguiente ejemplo,
se comparan las pérdidas por gases a la misma temperatura para dos excesos de
aire distintos:
Exceso de aire α 1.2 1.4
Temperatura (ºC) 300
Volúmenes 13.14 15.23
Relaciones 15.23 / 13.14 = 1.16
En efecto, la mayor dilución con aire de los gases calientes hace que, por un
lado, baje la temperatura adiabática de llama con lo cual disminuye la fracción de
calor absorbido en la zona radiante, que depende fundamentalmente de la cuarta
potencia de la temperatura de esta, más que de la cantidad de gases. Por otro lado,
en la zona convectiva aumenta el rendimiento, por ser mayor la temperatura y el
caudal de humo; pero este aumento de rendimiento en la zona de convección no
compensa las perdidas en la zona de radiación además, los humos salen a la
chimenea con más temperatura; el rendimiento neto, por tanto disminuye.
89
Se presenta en la figura 3.7. , los rendimientos de cualquier horno o caldera en
función de los mismos parámetros de temperatura de humos y exceso de aire, para
combustibles típicos de refinería.
Figura 3. 7. Rendimiento de la combustión con relación al exceso de aire comburente [Referencia 7]
Se recomienda, operar con valores mínimos de exceso de aire. Sin embargo, la
disminución de éste tiene un límite, ya que por debajo de un cierto valor del caudal
de aire (propio para cada quemador) las emisiones de monóxido de carbono y
partículas sólidas crecen muy rápidamente (figura 3.8.); estas emisiones tienen el
doble inconveniente: son contaminantes de la atmósfera, y provocan el
ensuciamiento de las zonas de convección. Siendo más afectados los hornos de tiro
inducido. Ya que el ensuciamiento de la zona de convección, hace que, al disminuir
el tiro, se reduzca el caudal de aire comburente, lo que a su vez, implica una mayor
emisión de partículas sólidas; haciendo necesario, con mayor frecuencia, una
limpieza exterior de los tubos de la citada zona, cuyo ensuciamiento se pone de
manifiesto al aumentar progresivamente la temperatura de salida de los humos
como consecuencia de la disminución del intercambio térmico. Para ajustar el
exceso de aire al mínimo es conveniente instalar analizadores de in-quemados que
90
permitan establecer la curva característica (figura 3.8.), para los quemadores
instalados y determinar así el punto óptimo de funcionamiento (A).
Figura 3. 8. Relación de partícula solidas y exceso de aire [Referencia 7]
Otro límite en la reducción del exceso de aire es la duración de los tubos del
serpentín de la zona de radiación, como es sabido, el flujo de calor que reciben los
tubos no es uniforme, presentándose valores máximos en la generatriz que ve la
llama (<<flujo frontal>>); el reparto de este flujo frontal recibe un valor máximo de
temperatura, cuya localización está en función de la altura y forma de la llama, este
valor puede verse incrementado hasta en un 50% si el exceso de aire típico (30%)
se reduce a la mitad; y si el material del serpentín del horno en cuestión ha sido
diseñado en base a una tasa de transmisión media apreciablemente inferior al valor
local máximo de este flujo térmico, puede llegar a sobrepasarse el límite superior de
temperatura admisible para el metal de los tubos, con la consiguiente reducción en
la vida de los mismos, por ello son aconsejables la utilización de equipos de medida
como pirómetros para controlar la temperatura de la llama y no sobrepasar del
dimensionamiento térmico de los tubos.
B. AIRE TEÓRICO PARA EL HORNO PH-1 (300189).
91
( )[ ] ( )[ ]SpgrHSpgrft *1260%**1.25
galrequerido aire3
+= 18
[2. 6]
• FSg gr = 0.88981 a 2480F
• 637634.10% =H
a) Aire teórico requerido (Atr):
Atr=1358.743stiblegaldecombu
orequeridoaireteoricft 3 .
• Atr = 11.429875 ecombustibl dekg
requerido teoricoaire3m
b) Densidad del aire de combustión:
•
+
=30 760
local) abarometricpresión (*
273
273*293.1
m
kg
mmHg
p
Caireϕ
• si la temperatura ambiente promedio 22 0C
• =aireϕ 1.196572881 3mkg
Aire necesario para la combustión (Acn) = Atr * aireϕ [3. 2]
• Acn = 13.67667846
ecombustibl de kgaire dekg ;
Volumen teórico requerido de aire (VAtr) = Acn * MCmb
MCmb = masa de combustible quemado; (promedio, tabulado)
MCmb=2005.0424 h
kg hv
VAtr = 27422.32021
haire de kg ;
C. RENDIMIENTO DE LA COMBUSTIÓN DEL HORNO PH 1 (300189) (ηc):
18 “NORAMERICAN COMBUSTION HANDBOOK. Formula 2/4”
92
• Sin aire precalentado, atomizado con vapor y con combustible
calentado:
• ( ) ( )CCcombVqVqCcomb
Iigisgc
cQMhqICPM
QQQ
**.)..*(1
++
++−=η . [3. 3]19
Calor sensible de los gases de combustión → (Qgc) → Qgc =
5436672.468 kcal/h = 21572716.35h
Btu
Calor de in-quemados sólidos → (Qis) → Qis =
306735.9623 h
kcal =1217128.298 h
Btu
Calor de in-quemados Gaseosos → (Qig)
Qig = 2176.858092 hkcal = 8637.77599
hBtu ;
( ) ( ) ( )7281958618.0
3486.131*1195.44214.1399*472.1540248.18353*1195.4421
77899.8637298.121712835.215727161
=
++
++−=
c
ch
btuh
btuh
btu
η
η
ηc = 72.81958618%
Se entiende entonces que si se trabajase con menor cantidad de exceso de aire
(α = 120), se estaría aumentando la eficiencia de la combustión, por consiguiente
estaríamos ahorrando combustible. Esto podemos apreciar en la figura 3.9, en
donde tenemos la eficiencia de la combustión y la cantidad de calor en los productos
de la combustión:
19 ““MANUAL DE AUDITORIA ENERGETICA ((Cadem) Capitulo I; Calderas, octubre 1991). pp. 11”
93
Figura 3. 9. Diagrama de combustion del bumker, en relacion con el ecxeso de aire
(De una publicación AGIP)
• Instrucciones de utilización del grafico 3.6.
Datos de partida para el uso del diagrama:
% de CO2 en los homos;
Temperatura de los humos de escape.
Con el conocimiento de estos datos se pueden determinar las siguientes
magnitudes desconocidas: Exceso de aire;
Aire de combustión;
% de oxigeno en los humos;
Contenido térmico de los gases de combustión;
94
Temperatura de combustión;
Contenido térmico de los gases en el escape;
% de calor utilizable.
Con objeto de aclarar el uso del gráfico, se analiza el siguiente ejemplo:
Datos:
CO2 = 13% Thumos = 360°C
A partir del punto representativo del tanto por ciento de CO2; se traza una
horizontal: en el punto de intersección de esta última con la curva <<e>> se traza la
vertical, con lo que se obtiene los siguientes valores:
Cantidad de aire de combustión = 12.5 m3n/kg aceite
Exceso de aire = 18 %
Contenido térmico de los gases de combustión = 740Kcal/ m3n
Desde la intersección de la vertical con las curvas <<o>> y <<f>> se trazan dos
horizontales, a partir de las cuales se obtiene los siguientes valores:
Contenido en O2 = 3.4%
Temperatura de combustión = 1840 °C
En el corte de la primera horizontal trazada con las curvas <<g>>, que
corresponden a las temperaturas de los humos en el escape para el valor obtenido
de 360°C (intermedio entre la curva de 350°C y la de 400°C), se prolonga la
vertical obteniendo los dos valores siguientes:
Calor utilizado = 86 %
Perdidas por calor sensible en los humos = 14 %
Finalmente, en la parte inferior izquierda del diagrama, a partir del punto de la
curva <<e>> correspondiente a la temperatura de 360°C se determina sobre el eje
de las abscisas el valor:
C o n t e n i d o t é r m i c o d e l o s h u m o s = 1 1 5 k c a l / m 3 n
95
D. PORCENTAJE DE AHORRO DE COMBUSTIBLE, AL REDUCIR EL
EXCESO DE AIRE:
El ahorro de combustible que al disminuir el exceso de aire, aumenta la
eficiencia de la combustión, lo que la podemos apreciar en la grafica 3.10. en donde
con el exceso de aire del 36%, calculado en el capitulo II numeral 2.4.4, se proyecta
en el grafico una horizontal hasta interceptarla con la curva % O2 Vs % exceso de
aire, bajamos una vertical asta interceptarla con las curvas de temperatura de gases
de combustión en la chimenea (en este caso 550°C); desde este punto se traza una
horizontal al porcentaje de ahorro de combustible, con lo que se obtiene un ahorro
de 4% de combustible, esto corresponde a un ahorro de 23.86 galones/hora, al
trabajar con un exceso de aire comburente del 20%.
Figura 3. 10. Ahorro del combustible al reducir el exceso de aire [Referencia 7]
% Ahorro de combustible = 4 % = ACaire
96
ACaire = 0.04 * 4421.12 h
lb = 176.8448 h
lb = 23.86151 h
Galones
Por tanto se mejoraría la combustión si se tiene presente:
• Más rápida y eficiente será la combustión cuanto mayor sea el volumen de
contacto entre el combustible y el aire comburente, esto se lo consigue
mediante una pulverización eficiente, lo que provoca una mezcla adecuada
entre el aire comburente y el combustible pulverizado.
• Mantenimiento periódico de los quemadores, que consiste básicamente en
una limpieza regular.
• Manejo adecuado del combustible con la eliminación de sólidos, agua, etc;
en el caso de combustibles pesados, debido a su viscosidad, se hace necesario
su calentamiento a temperaturas adecuadas, de lo contrario, la atomización
será deficiente. Atomización que puede ser facilitada por la adición de
dispersan-tés al combustible ya que reducen la tensión superficial, facilitando la
formación de gotas.
• Suministro del combustible, del vapor de pulverización y del aire de
combustión a las presiones y temperaturas indicadas por los fabricantes de los
quemadores. Debiendo ser controlados por la lectura de los manómetros y
termómetros, que deben estar siempre en buen estado y calibrados.
• Carga de operación de los quemadores: la carga de operación de los
quemadores indicada por el fabricante debe ser compatible con la demanda
térmica real del equipo, en sus condiciones usuales de operación.
• Se debe notar que la pulverización deficiente exige normalmente mayores
excesos de aire, con los efectos ya comentados anteriormente.
97
3.2.3. CAMBIO DE LOS ATOMIZADORES.
El deterioro de los orificios de expulsión del combustible en la boquillas
atomizadotas provocan deformaciones en la llama (apertura del ángulo de
incidencia), lo que causa el impacto de las llamas, contra los tubos, afectando la vida
útil de los mismos, reduciéndola a 126 días: (del 2006-09-13 al 2007-01-17), por lo
que es aconsejable el cambio inmediato de las boquillas atomizadoras.
Fig. 3. 11- Impacto de las llamas contra los tubos.
Fig. 3. 12 - Tubos afectados por impacto de llama.
Fig. 3. 13 - Cambio de tubos afectados.
Fig. 3. 14 - Atomizadores con orificios deformados.
En las figuras 3. 11 a 3. 12 se obsesa los problemas que ocasionan el impacto de
llama contra los tubos.
98
3. 2. 4 DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN CORRECTA DEL ANILLO REFRACTARIO.
Los anillos refractarios son adquiridos y reparados, sin ofrecer ninguna garantía
en la manufactura del producto, por lo que presentan defectos en la forma del
tabique del anillo, sin uniformidad ni presentando concentricidad entre el anillo, la
bayoneta del quemador junto con la boquilla y la luna refractaria. Siendo la causa de
una inadecuada mezcla del combustible con el aire comburente, por una inadecuada
turbulencia en la recirculación del aire comburente.
Fig. 3. 15 - Conformación del anillo refractario en el horno PH – 1 (300189).
En la figura 3. 15. se aprecia que el anillo refractario no esta concéntrico con
respecto a la luna, al igual que la bayoneta del quemador, con respecto al tabique
del anillo refractario.
3. 2. 5 CORRECTA OPERACIÓN DE LOS QUEMADORES.
Durante la operación es aconsejable tener un control apropiado de los
quemadores, ya que su funcionamiento es manual, exigiendo mayor cuidado y
constante vigilancia. Por consiguiente los operarios deben estar capacitados para
saber solucionar cualquier inconveniente que presenten los quemadores.
99
Como los quemadores son de tiro natural, se debe tener un manejo apropiado
del dámper, ya que se puede presentar problemas, en la succión del aire
comburente, o imprimir demasiada velocidad a los gases de combustión, lo que
bajaría el rendimiento en la zona de convección.
Una guía para una correcta operación de los quemadores la podemos observar
en anexos F.
3.2.6. LOCALIZACIÓN APROPIADA DE LA BOQUILLA CON RESPECTO AL
ANILLO REFRACTARIO.
Figura 3. 16 – Ubicación correnta de la boquilla atomizadora, respecto al tabique
Figura 3. 17 – Ubicación incorrecta de la boquilla atomizadora, respecto al tabique
En forma general, la configuración de anillo refractario, depende del ángulo del atomizador, del número de orificios y de la profundidad del piso. Para obtener el azulejo optimo (configuración correcta del tabique), funcionara el cuerpo principal del atomizador debe despejar la salida del anillo, pero debe estar lo suficientemente cercano, para garantizar la recirculación completa del de la niebla ardiente del combustible, para la estabilización. [Ref.8]
Al estar la boquilla-sobre el tabique del anillo refractario, reducirá o eliminara la estabilización de la recirculación de la niebla ardiente del comburente, haciendo que la combustión ocurra, hacia afuera del quemador, que causará la elevación de las llamas y el apagón, en condiciones del automático. Este defecto también acumulara coque y hará gotear, combustible, en la boquilla del quemador, debido a la pérdida de velocidad primaria del aire, atreves del tabique. [Ref. 8]
100
Figura 3. 18 –Ubicación incorrecta de la boquilla atomizadora respecto al tabique.
3.2.7. MANTENIMIENTO DE LOS QUEMADORES.
Es aconsejable aplicar un plan de limpieza periódico y alternativo, de manera
que se limpien 1 o más quemadores en cada sección asta completar los 15 que
conforman el equipo del horno, procurando, en lo posible mantener los 15
quemadores en funcionamiento.
Se debe considerar un correcto mantenimiento de las boquillas atomizadoras. La
limpieza se debe realizarse como especifica el fabricante, ya que son susceptibles a
deformaciones, y des-calibración. Causando un mal funcionamiento en la atomización
del combustible, desencadenando los problemas ya mencionados.
Se sugiere una guía de mantenimiento de los quemadores en anexos G.
3.2.8. REPARACIÓN DEL AISLANTE EN LAS PAREDES:
Las razones por las cuales se viene utilizando aislamiento térmico en la industria
se pueden resumir en:
• Necesidades de proceso.
• Seguridad de personas y bienes.
Si la boquilla está demasiado baja del tabique del anillo refractario, afectará a menudo a los bordes del anillo. Ya que al aumentar la distancia de atomización, la llama del quemador golpeara al borde de anillo, además se tendrá acumulación de coque en el anillo, derramamiento del combustible por los bordes del anillo, y por el propio quemador. [Ref. 8]
101
• Reducción de pérdidas energéticas.
• Reducción de la contaminación ambiental.
Una instalación mal aislada representa un peligro para el personal, pudiendo
llegar a producir averías a otros aparatos e incluso incendios.
Una instalación deficientemente aislada reporta pérdidas cuantiosas de energía,
o lo que es lo mismo, económicas, si bien es cierto el costo de un buen aislamiento
en un equipo es alto, el periodo de amortización de este es corto, ya que el ahorro
energético que se obtiene es mayor.
A. CRITERIOS DE SELECCIÓN DE UN PRODUCTO AISLANTE.
La elección del tipo de producto vendrá dado no sólo por las temperaturas de
uso, sino también por su geometría exterior y ubicación.
Como en el resto de los productos, la elección entre lana de vidrio o de roca
viene determinada por la temperatura de uso (≤ 250 ºC lana de vidrio, ≥ 250 ºC lana
de roca).
Las lanas de vidrio presentan ventajas en cuanto a su ligereza y facilidad de
colocación, mientras que las lanas de roca presentan una superior resistencia a la
compresión.
Al seleccionar el material aislante debe tomarse en cuenta:
i) Desde el punto de vista de la acústica:
Los productos que mejor aíslan el ruido son los de lana de vidrio, ya que tienen
un mayor coeficiente de absorción en relación a su densidad y espesor, a más de
resistir las vibraciones de manera más eficiente.
Para aplicaciones acústicas en silenciadores u otros aparatos por los cuales
circule el aire, es aconsejable proteger la cara expuesta con velos o tejidos de fibra
102
de vidrio textil.
Únicamente en aquellas aplicaciones en las que se precise de una gran
resistencia mecánica o en presencia de altas temperaturas, están especialmente
indicados los productos en lana de roca.
ii) Desde el punto de vista de la protección de incendios.
Comportamiento al fuego:
La industria exige la utilización de materiales no inflamables y de poder calorífico
mínimo. Las lanas minerales (lana de vidrio o roca) cumplen estas características,
oponiéndose a la propagación y los efectos de los incendios, limitando la cantidad y
opacidad de los humos que son un peligro para la vida humana y de las
instalaciones.
Resistencia al fuego:
En situaciones donde existe riesgo de fuertes subidas de temperatura se debe
elegir productos específicos de lana de roca de alta densidad que evita la
propagación del fuego.
iii) Ventajas a considerar en la selección de aislantes.
La lana de vidrio presenta frente a la lana de roca la propiedad de ser
comprimible, lo que permite ahorros de almacenaje y transporte. Su
recuperación a espesores nominales es prácticamente inmediata.
La lana de roca, permiten que el aislamiento acústico pueda realizarse
conjuntamente con el aislamiento térmico sin un sobre costo notable.
103
TABLA III - II Selección de aislantes termicos.
104
TABLA III - III Características de la manta aislante:
105
TABLA III - IV Características del aislante:
106
B. REPARACIÓN DEL AISLANTE DE LA PARED DEL LADO SUR ZONA DE
RADIACIÓN DEL HORNO PH-1 (300189)
En el estudio realizado por medio de termo-grafía, se observa, el deterioro del
aislante en algunas áreas de las distintas paredes, tanto en la zona de radiación,
como en la de convección.
Es así que se plantea un estudio de mejoramiento en un área, luego de una
reparación, de esta manera se puede dar un patrón de comportamiento en las
pérdidas por paredes, si estas fuesen reparadas.
Se decidió repara el aislante de la pared del lado sur de la zona de radiación,
para esto se procedió a retirar la pared del horno, ejecutándose las siguientes
acciones:
a) Se retira el aislante deteriorado en la totalidad de la pared que mide
(3.21x7.24)m.
b) Se limpia y pinta con una pintura a base de aluminio-silicato que soporta una
temperatura de 500ºC, en el interior de la platina que conforma la pared.
c) Soldar los sujetadores del aislante (pernos de acero inoxidable Aisi 316 de
13”x5/16)
d) Se ubica la primera capa de lana de vidrio (soporta ≤250ºC con un espesor
de 6”).
e) Se coloca un tol de acero inoxidable Aisi 316 de 3mm.
f) Colocación y sujeción de los paneles aislante de lana de roca con un
espesor de 6”.
g) Una vez cambiado el aislante se ubico la pared en el horno, juntándose con
una cinta aislante tipo empaque, para hermetizarlo.
107
En las fotos se aprecia como se realizo el cambio de aislante, en el paro de planta
(2007-03-06):
Fig. 3. 19 - Colocación de los soportes del aislante, (soldar pernos de acero, a la platina de la pared)
Fig. 3. 20 - Soldado de los soportes del aislante
Fig. 3. 21 - Colocación de la primera capa del aislante, (6” de la manta de lana de vidrio)
Fig. 3. 22 - Colocación del tol de acero inoxidable, que separa los tipos de aislante.
Fig. 3. 23 – Ubicación de la segunda manta de lana de vidrio de 6” para altas temperatura.
Fig. 3. 24 - Colocación del aislante en las paredes
108
Fig. 3. 25 - Manta aislante para los soportes, “Manta húmeda”
Fig. 3. 26 - Colocación de la manta aislante para los
soportes, “manta húmeda”
Fig. 3. 27 - Parte de la pared reparada el aislante
Fig. 3. 28 - Colocación de la cinta aislante, entre las uniones de las platinas, que conforman las paredes del horno.
Posterior mente, una vez estabilizado el funcionamiento del horno se comprueba
el mejoramiento del aislante por medio de termo-grafía, por medio del cual se
comparan las aéreas donde fue reparado el aislante, apreciándose una mejora, lo
que sustenta las temperaturas que se podrían lograr si se repararan todas las zonas
sugeridas sean reparadas.
109
Horno PH1 Lado sur, zona de radiación, después de la reparación
Info: Image Path C:\TEMP\TERMO FOTOGRAFIA\IR00169.ISI
Image Date/Time Martes, 10 de Abril de 2007 20:44:41
Report Date/Time Jueves, 12 de Abril de 2007 14:43:03
Temp Unit Celsius
User
Location
Target
Data: Label Emissivity Background Average Std Dev Max Min
A1 0.82 44.97 45.88 10.35 91.6 25.8
A2 0.82 44.97 48.48 9.85 68.8 25.8
A3 0.82 44.97 45.20 9.03 67.4 27.7
A4 0.82 44.97 50.11 10.64 85.7 28.6
P1 0.82 44.97 39.26 . . .
P10 0.82 44.97 60.44 . . .
P2 0.82 44.97 41.24 . . .
P3 0.82 44.97 41.17 . . .
P4 0.82 44.97 41.32 . . .
P5 0.82 44.97 43.6 . . .
P6 0.82 44.97 49.39 . . .
P7 0.82 44.97 45.2 . . .
P8 0.82 44.97 49.31 . . .
P9 0.82 44.97 65.36 . . .
Foto 3. 29 – Termo-grafía del horno PH-1 (300189), zona de radiación, lado sur, rep.
110
Comments: Se aprecia, la mejora del aislamiento, y sugiere la reparación en las
demás aéreas afectadas.
Considérese como referencia esta reparación, para el resto de la cabina del
horno PH-1 (300189), el comportamiento del aislante da como resultado la siguiente
tabla de perdida de energía en las paredes:
C. Tpr → Temperatura en las paredes de radiación = 50 °C
D. TZC → Temperatura en las zonas criticas, como “ventanillas, Ventoleras y
cambies de sección (caderas en los lados este y oeste)” = 90 °C
E. TPC → Temperatura en las paredes de la zona de convección = 40 °C.
F. Tc → Temperatura en las caderas = 45 °C
G. T t → T e m p e r a t u r a e n e l t e c h o = 9 5 ° C . TABLA III - V Pérdidas de calor por las paredes reparadas el aislante térmico.
Lado Zona Area (m^2) Temperatura promedio *C
Pérdidas (W/m^2)
Pérdidas (Kcal/m^2h)
Pérdidas QR (Kcal/h)
Radiación 25,92 50 380 326,8 8470,656
Ventana 0,408 90 950 817 333,336
Sur Cadera 2,90688 45 0 0 0
Convección 10,976 40 0 0 0
base- chimenea 6,6675 90 950 817 5447,3475
Radiación 95,76 50 380 326,8 31294,368
Este Cadera 19,95 90 950 817 16299,15
Convección 91,238 40 0 0 0
base- chimenea 6,6675 90 950 817 5447,3475
Radiación 25,92 50 380 326,8 8470,656
Ventana 0,408 90 950 817 333,336
Norte Cadera 2,90688 90 950 817 2374,92096
Convección 10,976 40 0 0 0
base- chimenea 6,6675 90 950 817 5447,3475
Radiación 95,76 50 380 326,8 31294,368
Oeste Cadera 19,95 90 950 817 16299,15
Convección 91,238 90 950 817 74541,446
base- chimenea 6,6675 90 950 817 5447,3475
Techo lado sur 8,05277 95 1150 989 7964,18953
lado norte 8,05277 95 1150 989 7964,18953
TOTAL QR 227429,156
111
Por consiguiente al reparar el aislante, en la cabina del horno las pérdidas por
paredes disminuiría de 525404.3395 h
kcal a 227429.156 h
kcal , de este modo se
tiene un ahorro de 297975.1835 h
kcal = 1182365.528 h
Btu = 8.7 h
Galones , de
combustible.
3.2.9. RECUPERACIÓN DE LAS PÉRDIDAS DE LOS HUMOS:
Posterior al ajuste de combustión, se presentan nuevas posibilidades de
recuperación de parte de la energía residual contenida en los humos, que salen del
horno.
Por lo analizado anteriormente se tiene una cantidad considerable de energía
en los gases de combustión, ya que salen a 550°C y su volumen es de qgc =
87947.88103h
m3
, con un poder calórico de: Qgc = 5436672.468 kcal/h =
21572716.35h
Btu = 6322.004375 kW.
En la práctica, esta mejora de rendimiento se realiza aprovechando el calor de
los humos en un economizador. Los métodos para reciclar calor desde los productos
de combustión pueden agruparse en tres grupos:
• Precalentamiento de la carga. Puede ser alto en inversión y en
requerimiento de espacio, pero es interesante en el caso de hornos continuos
con alimentación en contracorriente a los gases de combustión; este método
significa agregar un vestíbulo de precalentamiento en el final frío del horno.
112
• Generación de vapor, calentamiento de agua o aire. Pueden ser medios
efectivos para ahorrar combustibles si la demanda de estos fluidos coincide
con la disponibilidad de gases de escape caliente.
• Precalentamiento del aire de combustión. Requieren pocos cambios en el
equipo existente. Este sistema reduce las perdidas en los humos de escape
del horno o caldera, calentando el aire frío usado en la combustión. Esto da
como resultado una mejor utilización de la potencia calórica del combustible
ya que al trabajar con aire comburente caliente dentro del hogar, se ahorra
las calorías que emplea el combustible en calentar el aire comburente,
quedando así mayor calor disponible para el proceso mismo.
El uso de estos métodos dependerá de cada situación particular.
La reducción de la temperatura en los humos presenta unos límites marcados
por:
• El contenido de azufre en el combustible.
• La temperatura del fluido que se calienta presenta dos aspectos independientes:
a) Debe disponerse de una elevada diferencia de temperaturas entre los
gases y el fluido, para no precisar de excesivas superficies de intercambio
térmico.
b) La temperatura de los gases, en las capas cercanas al exterior de la
superficie de intercambio, deberá ser próxima a la del fluido del
intercambiador. Si esta es baja, se corre el peligro de alcanzar el punto de
rocío ácido, en especial en el punto de entrada del fluido frío.
113
• Los materiales empleados en la construcción de los intercambiadores,
deberán presentar cierta resistencia a la corrosión por SO4H2.
Desde el punto de vista técnico, la recuperación más interesante parece ser el
precalentamiento del aire de combustión; aunque esto generalmente solo es
rentable si la unidad dispone de quemadores con aire forzado, o en caso contrario
abría que proceder también al estudio de esta modificación.
3.2.10. PRECALENTAR EL AIRE DE COMBUSTIÓN.-
Son elementos en los que se eleva la temperatura del aire de combustión
mediante el calor aportado por los gases de salida del horno.
El uso de pre-calentadores de aire está indicado:
• Como mejora de la combustión.
• Cuando se precisa temperaturas elevadas de llama, para aumentar la
proporción de calor transmitido por radiación.
• Disminuye el exceso de aire para la combustión.
• Los quemadores de tiro forzado son más eficientes, y trabajan con
porcentajes de exceso de aire bajos.
Estos puntos junto con la disminución del consumo de combustible, como se
aprecia en la tabla V-V. Sugiere un diseño del calentador de aire, y el rediseño de
los quemadores, de tiro natural a tiro forzado.
Los nuevos criterios de diseño tienden a la construcción de hornos de tiro
forzado, pues son conocidas sus ventajas de poder trabajar con porcentajes de
exceso de aire muy bajos y posibilidad de utilizar aire precalentado, con un mayor
rendimiento y una combustión más limpia.
114
De la tabla V-V. Se tiene que si se trabaja con un aire precalentado a 250 °C el
ahorro del combustible será del 12.8 % del consumo. Si ya se han dado las
correcciones anteriormente mencionadas tenemos que:
• El consumo corregido de combustible = 3603.129477 h
lb ; el ahorro será de
432.3755372h
lb = 58.34035471 h
galones .
115
CAPITULO IV
DISEÑO TÉRMICO DEL PRECALENTADOR DE AIRE COMBURENTE PARA EL
HORNO PH-1 (300189) Y BALANCE EBERGÉTICO CON LAS MEJORAS
Una vez tomada la alternativa de ahorro energético, al precalentar el aire
comburente, por lo que se realiza el análisis térmico, para posteriormente establecer
un balance energético, del horno, con dicha mejora y propuestas de mejoramiento
del equipo.
Figura 4.1. Descripción de la implementación del pre-calentador de aire comburente para el
horno PH 1 (300189)
4.1. DATOS DEL REQUERIMIENTO TÉRMICO DEL PRECALENTADOR DEL
AIRE COMBURENTE.
Se obtendría un ahorro del 12.8% del combustible, como se indica en la tabla V - V,
para esto es necesario cumplir con las siguientes característica.
116
Temperatura a la que se calentara el aire de combustión (Tacmb) = 250 °C.
Temperatura de los gases de chimenea “humos” (Tch) = 550 °C.
La combustión se regulara para trabajar con un exceso del 20%
Con estas características, se procede a realizar el estudio energético, para
determinar la factibilidad de calentar el aire comburente, a la temperatura requerida
(250°C), con la energía de los gases de chimenea (humos).
4.1.7. CALOR APROVECHABLE DE LOS GASES DE COMBUSTIÓN (qGCE)
Se regula la combustión para que se obtenga con un exceso de aire del 20%,
para proceder a determinar la energía que tienen los gases de combustión en estas
condiciones:
• Teniendo un exceso de aire del 1.23 → Tabla A-18, ANEXO E
% O2 = 4
CO2 = 13.43
Tch = 525 °C
De la tabla A-18 → el caudal de los humos.
qhu = 16.9 ecombustibl dekg
humos de kg ;
Con la temperatura de los gases Tch, se determina la entalpía de los gases:
hch = 138.7 humos dekg
calk ;
Calor sensible de los gases de combustión (qgc)
qgc = qhu * hch = 2344.03 ecombustibl dekg
calk ,
117
• Hay que tener en cuenta que no se puede contar con toda esta
energía, ya que se debe evitar que existan condensados en los humos, y no
tener problemas debidos a la presencia de (SO2H4), para evitar la
contaminación producida por estos.
• Para evitar el problema mencionado la temperatura de los gases de
chimenea no deben salir del pre-calentador a menos de 200 °C, con esto se
da un margen de 25°C más, para evitar los problemas mencionados.
Por consiguiente se deberá restar la entalpía de los gases a 225ºC de la entalpía
total de salida de estos a 525ºC, por consiguiente se calcula la energía de los
gases de combustión a 225ºC.
El caudal de los humos es: qhu = 16.9 ecombustibl dekg
humos de kg ;
Con la temperatura mínima, a la salida del pre-calentador TchS =
200°C; → en la tabla A-18 Anexo E, se determina la entalpía de los
gases a la salida del Pre-calentador:
hchS = 51.2 humos dekg
calk .
Por esto la energía que no se puede aprovechar de los humos es:
qgcS = qhuS * hchS = 865.28 ecombustibl dekg
calk ;
A partir de esto, se determina la energía que se aprovecha
para el pre-calentador (qgcE).
qgcE = qgc - qgcS
qgcE = 1478.75 ecombustibl dekg
calk
118
Con esta energía se calienta el aire comburente a 250 °C, así mejora la eficiencia
de la combustión, la eficiencia del horno y disminuye el consumo del combustible,
como se aprecia en la figura 5. 1, la eficiencia se incrementara en un 10%.
4.1.2 CALOR SENSIBLE REQUERIDO POR EL AIRE DE COMBUSTIÓN (qa).
Se calcula la energía que requiere el aire comburente para ser calentado a
250ºC, y relacionar con la energía de los gases de chimenea, comprobando si es
posible hacerlo.
∆=
econbustibldeunidadeskcaltcgq paa ))()(( ; [2. 13]
ambiente ra temperatumenos quemador) al entra (que combustión de aire del aTemperatur→∆t
• Tacmb = 250°C = 523.15 °K; temperatura del aire comburente;
• TaA = 25 °C = 298.15 °K; temperatura ambiente;
• ∆T = 225 ° K
• Cpa = calor específico del aire
Kkgkcal
0aire :
84 10949.0
10616.0219.0
TTCpa −+=
Kkgkcal
0; Si el aire está entre (280 a 1500) 0K
• Cpa = 0.240574
Kkgkcal
0aire
• ga = ecombustibl dekg
aire de kg → Tabla A-9 (ANEXO D) con:
119
• %O = 4
• ga = 15.86 ecombustibl dekg
aire de kg ;
• qa = 858.48831 ecombustibl dekg
calk ;
Esta es la energía que se requiere para calentar el aire a 250 °C, con el fin de
ahorrar el 10% de combustible, lo que representa 58% de la energía que se dispone
de los humos.
Si este calor qa, se aporta a la combustión, se ahorra combustible, pues este
influye directamente a la combustión.
4.1.3. PARTIDA DEL ANÁLISIS TÉRMICO DEL PRECALENTADOR DE AIRE DE
COMBUSTIÓN.
El análisis térmico de un cambiador de calor, es necesario, para estimar el área y
parámetros de diseño, y de esta manera estimar las temperaturas de los elementos
que intervienen en el intercambiador.
La ecuación que determina el fenómeno de intercambio térmico es:
DTMLAUQ ta **= . [4. 1]20
• Q = cantidad de calor transmitido en el intercambiador h
calk
• U = Coeficiente global de intercambio térmico C
k°2hm
cal
• At = Área total de transferencia de calor [m2]
• DTML = Diferencia de temperatura media logarítmica [°C].
120
El coeficiente global de transferencia de calor según la morfología de la placa se
calcula con la ecuación:
o Rp
m
SpU
+Ω
++=
21
11
1
αα
. [4. 2]20
• α1 y α2 = coeficientes de transmisión térmica por convección [ ]C
k°2hm
cal
• Sp = Espesor de la placa [m]
• Ωm = Conductividad térmica del material de la placa [ ]C
k°2hm
cal
• Rp = Resistencia a la transmisión térmica debido a fenómenos de
ensuciamiento sobre la superficie transmisora [ ]Kcal
hm 2 C°
El coeficiente de transmisión térmica (α), está en función de la densidad del fluido
tratado (δ), de la viscosidad (µ), del calor específico (Cp), de la conductividad térmica
(Ω), de la velocidad media ( )Vm , del diámetro hidráulico (De):
( )ep DVmCf ,,,,, Ω= µδα . [4. 3]
i) FLUJO LAMINAR Y TURBULENTO
Se diferencian, por la distribución de la velocidad. En el flujo laminar se mueven
en capas y cada partícula del fluido sigue una trayectoria uniforme y continua,
conservando una trayectoria y secuencia ordenada. Lo contrario ocurre con el flujo
turbulento, en este, las partículas presentan trayectorias irregulares
20 “MISEEV M.A. , MISEEVA I.M pp. 275-276”
121
“En el flujo laminar el calor se transmite únicamente por conducción molecular
tanto dentro del fluido como en la cara intermedia entre el fluido y la superficie. En el
flujo turbulento se transfiere por conducción de calor ayudada por innumerables
remolinos que acarrean masas del fluido a través de las líneas de corriente”21.
Esta interrelación de las partículas, incrementan la transferencia de calor por
convección.
“El régimen cambia de laminar a turbulento siempre que el número a dimensional
Reynolds (Re) alcanza un valor bastante alto.
µδ eDVm **Re = . [4. 4]21
• Densidad del fluido tratado (δ)
• Velocidad media ( )Vm
• Viscosidad (µ),
• Diámetro hidráulico (Dh)
“Cuando el número de Reynolds está entre 2000 y 3500 es régimen laminar. Si
Reynolds es superior a 4000 es régimen turbulento”22.
“Para movimientos turbulentos, resolviendo la ecuación diferencial de Navier-
Stokes con la introducción de números a dimensionales, la relación térmica
21 Tesis “diseño y construcción de un sistema de recuperación de calor para el horno cubilote de la facultad de Mecánica”. pp. 36 22 KREITH Frank Principios de transferencia de calor. pp. 395
122
característica de los intercambiadores de calor de placas puede ser expresada, para
el número de Nusselt (Nu)”.23
cbANu PrRe*= . [4. 5]22
Para los tubos pulidos con flujo turbulento completamente desarrollado, Dittus y
Boelter, recomiendan la siguiente relación:
nNu PrRe*023.0 8.0= . [4. 6]23
• Nu = Número de Nusselt.
• Re = Número de Reynolds.
• Pr = Número de Prandtl.
En esta ecuación, las propiedades se evalúan a la temperatura global del fluido y
el exponente n tiene los siguientes valores:
• n = 0.4 para calentamiento del fluido
• n = 0.3 para enfriamiento del fluido.
• h
e
D
Nuh
DNu
Ω==→
Ω=
**α
α . [4. 7]24
• ( )SBSBDh *2**2
**4+= ξ
. [4. 8]25
• Dh = diámetro hidráulico “según la definición de diámetro hidráulico se
debe valorar y calcular entre ellos el cuádruple del área de la sección de
pasaje y el perímetro bañado”25
23KREITH Frank Principios de transferencia de calor. pp. 393. 24 KREITH Frank Principios de transferencia de calor. pp. 395 25 “Intercambio térmico en la industria de los alimentos”, Asociación Italiana de la tecnología de los alimentos. pp.
72
123
• B = longitud del canal
• S = separación entre placas,
• Se asume, para el ducto del aire que S → 6plg = 15.24 cm = 0.1524m.
• Se asume, para el ducto de los humos S → 10plg = 25.4cm = 0.254m
• ξ = Coeficiente de proporcionalidad. Según el fabricante el coeficiente
de proporcionalidad, se encuentra entre:
• 58.1)2.115.1(|
=→−== ξξOE
OE . [4. 9]25
• Ω
=µ
*Pr Cp . [4. 10]25
• µ
δ eDVm **Re = [4. 11]25
ii) PARÁMETROS Y CONSIDERACIONES DEL ANÁLISIS TÉRMICO:
Se debe considerar ciertos parámetros, para partir el diseño del
intercambiador, por esto y por sugerencias del fabricante, tenemos:
a) Caudal del aire y los gases.
• El caudal de los gases de chimenea es determinado por medio de
mediciones en la chimenea, y se lo realiza según la norma AMCA publication
203 “Fiel Performance Measurements”, anexo H, se procede a calcular el
caudal de aire caliente que sale por la chimenea del horno PH 1 (300189), en
base a la formula, se obtiene que.
124
•
2
= ∑
cturasnúmerodele
PP
viv [4. 12]26; Velocidad promedio de los gases:
smvg 12=
• Se tiene como referencia el diámetro de la chimenea ( )m61.1=Φ ;
• Se calcula el área de la chimenea Ach = 4
* 2Φπ [4. 13] = 2.035830 m2
• Para calcular el caudal de los gases de combustión s
mAvq chggc
3
42.24* == .
[4. 14] → qgc = 87947.88103 sm3
• Para determinar el aire a calentarse, como se lo realizo en el capítulo III, se
tiene que:
• Acn = 13.67667846
ecombustibl de kgaire dekg
Este es el aire necesario para la combustión, pero como se trabaja con un
exceso de aire del 1.2, y por medio de la tabla A-9 (Anexo D), se tiene que:
• 0
m ar = 15.86
ecombustibl de kgaire dekg → Masa de aire requerida.
• Densidad del aire a 22 °C → δaire = 1.196572881 3mkg
• Caudal del aire necesario → qaire = 13.25452 ecombustibl de
3
kgm
• Si el consumo actual del combustible es → 0
m cmb=2007.7745 hkg
• El caudal del aire necesario es: qarie = 26612.08894 h
m3
26 Air Movement and Control Association. INC. (AMCA) Field Performance Measurement. Fan Application Manual Part. 3. pp 6.
125
Nota: Las masas de los flujos se consideran constantes.
Se ha calculado que el calor disponible como el requerido es:
• qgcE = 1478.75 ecombustibl dekg
calk → Calor disponible en los humos → qgcE =
2968996.576 h
kcal .
• qa = 1110.311559 ecombustibl dekg
calk → Calor requerido para el aire →
Qa = 2229255.261 hkcal .
b) Temperatura del aire insuflado por un ventilador centrifugo.
Se considera las siguientes temperaturas:
• TaE = 22 °C → Temperatura promedio del aire ambiente.
• TaS = 250 °C → Temperatura del aire a la salida del pre calentador.
c) Temperatura de los gases de combustión.
Se tiene un promedio en la temperatura de los gases de combustión, tomados
por el laboratorio de La Refinería:
• TchE = 500 °C → Temperatura de los humos a la entrada.
126
• TchS = 225 °C → Temperatura de los humos a la salida.
d) Propiedades físicas de los fluidos.
Las propiedades físicas de los fluidos, se ven alteradas por la
temperatura a la que se encuentran estos, es por esto que se debe
determinar sus propiedades de acuerdo a la temperatura fílmica.
Temperatura fílmica: Es la temperatura aproximadamente a la mitad de la
relación entre la temperatura de pared y la temperatura media del fluido de aire.
La temperatura de pared se considera como el promedio de las temperaturas
de los gases de escape en el intercambiador de calor.
2Tf
TTw += ;
2T aSaE TT += [4. 15; 4. 16];
2Tw
chSchE TT += [4. 17]
Tf → Temperatura fílmica o promedio de película (°C)
Tw → Temperatura de pared (°C)
Tam → Temperatura media del aire (°C)
TaE → Temperatura del aire a la entrada = 22 °C
TaS → Temperatura del aire a la salida = 250 °C
TchE → Temperatura de los gases a la entrada = 525 °C
TchS → Temperatura de los gases a la salida = 225 °C
Las propiedades de los fluidos son determinadas al interpolar los valores,
en las tablas IV – II, para los gases producto de la combustión, y para el aire en
la tabla IV – I.
127
. TABLA IV - I
128
TABLA IV– II
Para interpolar en la tabla IV - II, se ingresa con la temperatura de pared,
mientras que para la tabla del aire, lo hacemos con la temperatura fílmica.
e) Características del intercambiador.
El fabricante DEKA, presenta un pre-calentador de aire, innovador, el
cual consta en tres zonas, con diferentes características, es así que divide al
equipo en zona de alta, media y baja, cada una de ellas, con diferentes tipos
de ductos y materiales, esto para mejores prestaciones del equipo, además
sugiere el porcentaje de temperatura y calor que se intercambian en cada
zona, dando como referencia:
129
TABLA IV - III % de intercambio de calor en el pre-calentador de aire comburente
Zona del Pre-cal. Alta Media Baja
% de intercambio 60 30 10
Tipo de ducto TH LT LTL
f) Tipo de material a ser utilizado.
El fabrícate BY-CAST, (DEKA ®), tiene a disposición, una considerable gama de
materiales para los pre-calentadores, para el estudio se basara en tres materiales:
• Zona de Baja → vidrio de boro silicato.
• Zona de media → Haceros AISI (316).
• Zona de alta → fundición de hierro con alto contenido de Cr, Ni.
Con las consideraciones del fabricante y por las prestaciones del equipo, se
determinara, las características de los fluidos en tres partes, como sugiere BY-
CAST, (DEKA ®), por esto se determinaran las áreas de transferencia de calor de
cada zona, al igual que las características del fluido para cada zona de intercambio
térmico.
Por estas razones se deberá tratar por zonas, de alta, media y baja, y con las
formulas planteadas, para el cálculo del área de transferencia, se ha calculado en
las siguientes tablas:
130
Zonas Fluido (Te-Ts) °C Tm T
filmica Q
(kcal/h) q cau (m^3/h)
Ad (m^2)
vel (m/s) δ(kg/m^3)
Cp (KJ/kg°C)
λ*10^-2(W/m°C)
500
Humos 410 87947,881 4,35407 5,6108 0,4638 1,1544 5,786
320
Alta 298 666,1869
122
Aire 186 26612,0889 2,691 2,747 0,771 1,023 3,8175
250
320
Humos 275 87947,881 4,35407 5,6108 0,64975 1,11575 4,6325
230
Media 177,38 333,0975
37,5
Aire 79,75 26612,0889 1,38871 5,3231 1 1,009 3,05
122
230
Humos 215 87947,881 4,35407 5,6108 0,72838 1,10075 4,1345
200
Baja 122,38 111,0312
22
Aire 29,75 26612,0889 0,3871 19,097 0,88513 1,01017 3,383875
37,5
TABLA IV - IV Propiedades de los flujos en el Pre-calentador de aire comburente, para el horno PH -1 (300189)
131
α*10^-6(m^2/s)
µ*10^-6 (Pa*s)
v*10^-6(m^2/s) Pr
Dhid (m) Re (Nu)
h (W/m^2°C)
96,98 32,01 61,972 6E-08 2,82936 230017,54 3,1097 0,03282998
48,475 25,475 33,08 7E-08 3,85822 320767,19 0,795 0,01413901
64,65 27,275 42,5575 7E-08 1,54329 206279,88 2,8744 0,08678996
30,2 21,1 21,09 7E-08 0,96456 243338,76 3,3409 0,37233293
52,05 25,055 34,7515 7E-08 0,77165 125866,21 2,5426 0,19276028
37,82375 23,06325 26,137375 7E-08 0,77124 565244,23 7,4561 0,84428856
TABLA IV - IV Propiedad de los flujos en el pre-calentador del aire comburente, para el horno PH-1 (300189)
132
Para intercambiadores de varios pasos y flujo cruzado, es necesario corregir
∆Tm con un factor de modificación F, el cual se puede obtener en la figura 3. 31,
modificando la ecuación de la siguiente forma:
( )TmFU
Q
∆=
**A , [4. 14]
Figura 4.2. Calculo del Factor de corrección F para intercambiadores de 4 pasos, Referencia [6] pp. 535
133
Para el cálculo del factor de corrección se ingresa con los siguientes parámetros:
21
12PTgTa
TgTg
−
−=
[4. 15]
12
21ZTgTg
TaTa
−
−=
[4. 16]
• Aplicando estos valores en la figura 3. 31, encontramos el valor F, y se
tiene:
TABLA IV - V Temperatura fílmica de los fluidos del pre-calentador de aire comburente.
Zona Tg1 Tg2 Ta1 Ta2 TmLn ∆Tm o DTML P R F
Alta 500 320 139,6 250 0,3263 213,311 0,5 0,613 0,92
Media 320 230 51,4 122 0,1031 188,133 0,34 0,784 0,97
Baja 230 200 22 37,5 0,0783 185,155 0,14 0,517 0,99
Con estos valores se calcula le área necesaria para que cumpla las condiciones
del intercambio térmico:
TABLA IV - VI Área requerida para el intercambio térmico del Pre-calentador de aire comburente
Zona material espesor (m)
Ωm (W/m °K)
Rp (m^2°C/W) hg ha U
∆Tm o DTML Q (w/h) F
A (m^2)
Alta Hierro con Cr 0,0064 42,1 0,00088 0,033 0,013 0,0093 213,31 1031,9 0,92 563,81
media Acero
AISI 304 0,0064 17,3 0,00088 0,087 0,372 0,0704 188,13 515,94 0,97 40,173
baja Vidrio
(boro-sil) 0,0064 11,2 0,00088 0,092 0,047 0,0313 178,3 171,98 0,99 31,149
1719,8
Si el diseño de los tubos permite fundiciones de acuerdo a la demanda, se tiene:
• Tubo zona Alta: Área = 14.195m2→ se requiere 40 tubos.
• Tubo zona Media: Área = 6.52846m2 → se requiere 7 tubos.
134
• Tubo zona Baja: Área =4.7156 m2 → se requieren 7 tubos.
Para el mejoramiento energético, se elige un pre-calentador (BY-CAST,
DEKA ® ), ya que en la actualidad, es el intercambiador que ofrece el mejor
rendimiento, y las características del funcionamiento, cumplen con las condiciones
de los gases de escape del horno, debido a su contenido de azufre.
4.1.4. DESCRIPCIÓN DEL PRECALENTADOR BY-CAST, (DEKA ®).
“El pre-calentador de aire de BY-CAST, (DEKA ®) es un cambiador térmico
recuperativo, principalmente diseñado para precalentar el aire comburente de los
quemadores mediante el aprovechamiento térmico de los gases de residuos y gases
de combustión. Así se aumenta considerablemente la eficiencia del proceso de
combustión y se reduce al mismo tiempo la contaminación al disminuir la cantidad de
combustible quemado”27.
El diseño es el adecuado para un funcionamiento perfecto, incluso en un
ambiente con mucho polvo o con gases de residuos potencialmente corrosivos.
Este tipo de pre-calentadores de aire se utiliza sobre todo en hornos industriales
en refinerías de petróleo, en la industria petroquímica y en los hornos de incineración
de residuos.
La superficie de intercambio térmico está compuesta por filas horizontales de
tubos o elementos de fundición, los cuales se colocan el uno por encima del otro.
Los gases de combustión circulan por la parte exterior de los tubos verticalmente
hacia abajo, mientras que el aire circula por el interior del tubo y a contracorriente.
27 www.fabrimetal.com
135
Los tubos se colocan juntos y forman así una fila horizontal. Las filas se colocan
una encima de la otra, formando un módulo o un bloque. En cada extremo de un
tubo hay una brida rectangular. Una junta de fibra de vidrio hace de sellado entre los
elementos y el circuito de aire/ humos.
Los módulos pueden unirse para conseguir una unidad de etapas múltiples.
Figura 4. 3. Descripción de la unidad de etapas múltiples, del pre-calentador (BY-CAST,DEKA ®)
136
Se aprecia en la figura 3. 33 el intercambiador, en cuyo interior se
encuentran los distintos tubos intercambiadores, los mismos que presentan tres
características y diseño propios para las características y temperatura de los humos.
Figura 4. 4. Bloque intercambiador para aire comburente y humos (UOP)
En la figura 3. 34 se observa el bloque de los distintos tubos intercambiadores de
calor, entre los humos y el aire de combustión. El diseño y material de los mismos
varía, conforme va cambiando la temperatura de los gases de combustión, ya que se
debe tener cuidado con el choque térmico, y la corrosión de los tubos por parte de
condensados (SO2H4). Por esta razón los pre-calentadores, están diseñados, con
tres tipos de tubos, los cuales son colocados, en las tres zonas caracterizadas según
la temperatura, y el lugar de los humos, las zonas son llamadas por: (fría, media y
alta).
137
Figura 4. 5. Bloque de tubos intercambiadores del Pre-calentador de aire comburente (UOP).
Es así que el pre-calentador BY-CAST, (DEKA ®), presenta tres diseños de
tubos, para las zonas correspondientes.
4.1.5. DISEÑO DE LOS DISTINTOS TIPOS DE TUBOS INTERCAMBIADORES
PARA EL PRECALENTADOR DE AIRE COMBURENTE BY-CAST,
(DEKA ®).
El pre-calentador de aire de combustión BY-CAST, (DEKA ®), debido a los
problemas que presentan los humos, da la solución, con tres diseños de tubos.
Los tubos del pre-calentador de aire DEKA son un producto de alta calidad de la
fundición BY-CAST. Los tubos estándar se funden como placas que se unen a
continuación hasta conseguir tubos. Estas placas pueden ser producidas en una
gama completa de longitudes y tienen un grosor de pared mínimo de 5 mm. Los tres
modelos más utilizados son los siguientes para las tres zonas que se presenta a
continuación:
138
Figura 4. 6. Diseño de los tubos BY-CAST para la zona de alta temperatura.
i. Diseño del tubo para la zona fría.
En instalaciones donde los humos contienen una cantidad significativa de azufre,
el primer bloque de aire, es decir el módulo "frío" del calentador, se construirá con
tubos de vidrio de silicato de boro, soportados en un armazón de acero. Este
armazón está protegido por hojas de PTFE, y los tubos de vidrio se cierran
herméticamente con anillos de PTFE.
El PTFE son superficies teflonadas resiste a la corrosión ácida producida por la
condensación de los gases de combustión.
En este módulo con tubos de vidrio se precalienta el aire frío antes de entrar en
los módulos con tubos de fundición, y de esta manera evita la formación de
condensación y por tanto de corrosión ácida en los tubos de fundición.
139
La conformación de los tubos para la zona baja es la siguiente:
• Con aletas en la parte exterior y liso en la parte interior.
• Se utiliza para conseguir temperaturas de pared más altas trabajando
alrededor del punto de condensación de los humos.
• Se instala en la entrada del aire al pre-calentador
Figura 4. 7. Diseño del tubo LTL (BY-CAST).
a. Diseño de tubos para la zona media:
El diseño del tubo para la zona media muestra las siguientes características:
• Presenta aletas en la parte exterior y estriado en la parte interior.
• Se utiliza en la zona del aire a temperaturas superiores a 50ºC.
Tubo LT: Figura 4. 8. Diseño del tubo LT (BY-CAST).
140
iii) Diseño del tubo para la zona de alta temperatura.
Estos tubos se encuentran al final del calentamiento del aire de combustión, y
son los de mayor transferencia de calor, presenta el siguiente diseño:
• Tienen aletas en la parte exterior (en la mayoría de las veces en el lado
de los humos), y también presentan aletas en la parte interior.
• Superficie térmica máxima.
Figura 4. 9. Diseño del tubo HT
(BY-CAST).
Cada tubo se somete a una inspección visual para controlar el aspecto, la
dimensión y la presión antes de montarlo en un pre-calentador de aire.
Otras composiciones y tipos de tubos, que no sean los presentes, también son
posibles.
Gracias a la composición modular existe una gran libertad para adaptar el diseño
a los requisitos correspondientes.
La entrada de aire comburente al quemador se verá modificada, al tener que
trabajas con aire comburente precalentado, por lo cual la fabrica John Zink, tiene a
disposición el siguiente modelo de quemadores:
141
4.1.6 QUEMADORES DE TIRO FORZADO QUE SE IMPLEMENTARIAN CON
EL PRECALENTADOR.
Por lo analizado a más de las ventajas que ofrece un quemador de tiro forzado,
es una propuesta interesante, cambiar los quemadores actuales ya que los actuales
no garantizan una óptima combustión.
Los fabricantes de los quemadores que tienen el horno PH-1, (John Zink),
presentan el siguiente modelo:
Figura 4. 10. Quemador John Zink, de tiro forzado (UOP).
4.2. BALANCE ENERGÉTICO DEL HORNO CON LAS MEJORAS.
Tomando todas las propuestas, para el mejoramiento de la eficiencia
energética del horno PH 1 (300189), se tiene el siguiente balance:
142
4.2.1. IDENTIFICACION Y CUANTIFICACIÓN DE LA ENERGÍA QUE INGRESA AL
EQUIPO:
Considérese toda la energía que intervienen en el equipo:
A. CALOR SENSIBLE DEL COMBUSTIBLE PRECALENTADO (qc)
[ ]ecombustibl de * 3Nmókgkcaltcq ccC = , [2.5]
El combustible entra a una temperatura de 2480F
qC = 131.3486064 lbBut = 72.989838
kgkcal
B. PODER CALÓRICO DEL COMBUSTIBLE DEL HORNO (qCO)
Es la energía química producida en la combustión.
qCO = P.C.I. [ ]econbustibldeunidadkcal ;
P.C.I = NHV = 10198.81882kg
kcal = 18353.24855lb
Btu
C. CALOR SENSIBLE DEL AIRE DE COMBUSTIÓN (QA)
∆=
econbustibldeunidadeskcaltcgq paa ** ; [2. 13] q a = 1 1 1 0 . 3 1 1 5 5 9
ecombustibl dekg
calk = 2 0 0 0 . 7 7 9 4 1 2lb
Btu
143
D. CANTIDAD DE COMBUSTIBLE QUE SE QUEMARÍA, SI SE APLICARAN LAS
PROPUESTAS (0
m Cmb2).
Se considera todos los posibles ahorros que se determinaron en el capítulo
anterior, y se procesa la cantidad de crudo, para el cual el horno fue diseñado, se
tiene que:
TABLA IV - VII Medidas y él % de ahorro de combustible
Consumo actual de Combustible % Combustible (lb/h) Galones/ hora
“ “ 100 4421.1195 596.54124
Causa de Ahorro % de ahorro Combustible
ahorrado
Ahorrado
(galones/h)
* Trabajar a carga de diseño 13.04 -576.6677609 -77.81
*Ajustar la combustión 4 -176.8448 -23.862
* Reparación del refractario 1.457157 -64.4226838 -8.7
Total de Ahorro: 18.497157 -817.9352447 -110.372
Consumo de combustible con las
mejoras Mcmb1;
81.50282843 3603.123911 486.1688716
Si el aire de combustión es precalentado. Este aporta con su calor sensible
directamente a la combustión al igual que el poder calórico inferior (P.C.I.) del
combustible.
qa = 1110.3116 comb dekg
calk ; P.C.I.= 10198.819 comb de kg
kcal
Por esta razón el ahorro del combustible es del 10.9% del consumo al
precalentar el aire comburente a 250°C;
144
Se tiene que el consumo de combustible, con las mejoras debidas del
horno es: 0
m cmb1 = 3603.123911 = 486.1688716
La utilización de aire comburente calentado a 250ºC, el consumo final
de combustible será:
0
m Cmb2 = 3206.780281 = 433.1764646
E. CALOR APORTADO POR EL VAPOR DE ATOMIZACIÓN (QVq)
El calor aportado por el fluido auxiliar de atomizacion (vapor a 740ºF y a una
presión de 103 2inlb ) →
hBtuQVq 192.1379669=
F. CALORES DE LOS FLUIDOS DE ENTRADA:
Como ya se determino en el capítulo II, al horno ingresan dos fluidos, para ser
calentados, crudo para procesar y vapor para ser recalentado, cada uno de ellos
tiene su característica energética al ingreso:
a. Calor sensible del crudo a calentar (qCUE)
[ ]ecombustibl de ))(( 3Nmókgkcaltcq ccC = , [2.5]
En donde:
( )[ ]
( )lb
BtuT
F
Spgr
Ftemq
E
CUE
173984.300*C q
6721826972.0c 0.767684; Spgr ;446.556T
;*00045.0388.0
c entrada la a crudo del especificoCalor
CUECUE2
CUE
0
E
0
CUE2
==
=→==
+=→=
145
iv) Cantidad del crudo que se procesaría, de acuerdo a los parámetros
de diseño (0
m CP2):
Procesando la cantidad de crudo al cual fue diseñado el horno, como ya
se analizo, este mejora su rendimiento:
0
m CP2 = 20000 hgalon
horas
dia
barilgalon
diabaril 35000
24
1*42* →
Si el crudo tiene las características:
→=
=→=
=→
galon
lb6.4112 0.7678 Sg
7678.0Sg 556.448T ra temperatuunacon Ingresa
0.8871 Sg API 28
60
60rr
60
60rr
0
E
60
60rr
0
F
• 0
m CP2 = 224392
v) Calor sensible del vapor que ingresa al recuperador QVER.
El vapor ingresa al recuperador con una temperatura TVER=354.2ºF, y con
una presión pVER=131.77 2inlb , se tiene una energía del vapor de:
QVER = 5415438.7 hBtu
4.2.2. IDENTIFICACIÓN Y CUANTIFICACIÓN DE LA ENERGÍA QUE SALE DEL
HORNO CON LAS MEJORAS:
G. CALOR DE LOS FLUIDOS DE PROCESO A LA SALIDA:
En el horno se tiene dos fluidos de proceso a la salida:
146
i) Calor sensible del crudo a la salida (qCUS):
( )[ ]
( )lb
BtuT
F
Spgr
Ftemq
E
CUS
7550324.487*C q
7848029483.0c 0.72378; Spgr ;621.5T
;*00045.0388.0
c salida la a crudo del especificoCalor
CUECUS2
CUES
0
S
0
CUS2
==
=→==
+=→=
ii) Calor sensible del vapor que sale del recuperador QVSR
El vapor sale del recuperador a una temperatura de 760.181ºF y a una
presión de pVER=131.77 2inlb , interpolando en tablas de vapor se tiene:
hBtuqhQ VSRVSRVSR 123.6379660* ==
H. CALOR SENSIBLE DE LOS GASES DE COMBUSTIÓN (qgc).
Realizando el ajuste adecuado en la combustión, y trabajando con el
exceso de aire comburente recomendado de 20% se tiene:
qgc = qhu * hch = 2344.03 ecombustibl dekg
calk
qgc = 4223.937802
I. CALOR DE INQUEMADOS GASEOSOS (Qig).
)*...( de %10003100
*21
212
0
2
CmbmICPCHCO
OQig →
+−
= ;
Mejorando la combustión, el calor de inquemados gaseosos disminuye, al igual
que la contaminación por CO.
147
• %O2 = 4
• CO = concentración de CO (ppm) = 3; CH se considera = CO
•
+−
= cmb
0
m * P.C.I. de % 1000
3
3100
3*
421
21Qig
• Qig = 4.901328-3 % de (P.C.I.*
0
m Cmb2)
• Qig = 2884.668695
J.CALOR DE INQUEMADOS SÓLIDOS (Qis).
De igual forma si mejora la combustión, disminuyen los inquemados sólidos.
• Se tiene una opacidad de 1.5, en la escala Bacharach. Opacímetro 10
emboladas:
• Qis = 1 % de (P.C.I. * 0
m cmb)
• Qis = 588548.3554
k. CALOR POR RADIACIÓN (QR).
Como ya se planteo en el capítulo III, si se repara el aislante, de la forma
adecuada, se conseguirá reducir las pérdidas de calor por radiación a:
• QR = 227429.156 hkcal = 409826.926 .
4.2.3. ECUACIÓN DEL BALANCE ENERGÉTICO, CON LA MEJORA:
Para la ecuación del balance energético, se parte de la conservación de la
energía:
148
Esale E entra +∆=E ;
Si se considera que el flujo es constante (no existe un incremento de energía en el
equipo):
sale E entra E 0 =→=∆E
Esto da como resultado igualar las energías de entrada con las de salida y es la
relación siguiente:
(qc + P.C.I. + qa) * 0
m cmb + (qCUE2*0
m CP) + QVq + QVER = EEntrada
(qCUS * 0
m CP) + (qgc * 0
m cmb) + QVSR + Qis + Qig + QR + EPin = QS
(qc + P.C.I. + qa) * 0
m cmb2 + (qCUE2*0
m CP2) + QVq + QVER = (qCUS * 0
m CP2) + + (qgc
* 0
m cmb2) + QVSR + Qis + Qig + QR + EPin
• EPin = Energía por pérdidas incontroladas.
EPin = 9469362,357 .
Nota: Este valor de las pérdidas incontroladas, disminuirá, ya que al reducir la
producción del horno a la carga de diseño mejorará su rendimiento, además, que al
precalentar el aire de combustión a 250°C, el rendimiento, mejora en un 7%, como
se puede apreciar en la figura 5. 1, del capítulo V, pp. 158. Al aplicarse el pre
calentador de aire. Se recupera el calor de los humos, calor que en la actualidad se
está desperdiciando, este calor aportaría directamente en la combustión, con el valor
de (qa).
149
CAPITULO V
ANÁLISIS TÉCNICO, ECONÓMICO Y FINANCIERO DE LAS PROPUESTAS
PARA UN AHORRO ENERGÉTICO
En el presente capítulo se estudia la viabilidad técnica y económica de las
principales propuestas para un ahorro energético en el horno.
5.1. Análisis técnico de las propuestas, para el ahorro energético.
El análisis técnico realizado en el capítulo III, a más de respaldarse en el balance
energético realizado en el Capitulo-IV y considerando las sugerencias técnicas de la
Universal Oil Products (UOP), junto a experiencias planteadas en bibliografía
especializada en auditorias, se analizan cuatro principales propuestas para un
ahorro energético, y constatar si estas son viables económicamente.
Considerece las siguientes cuatro propuestas, a más del adecuado
mantenimiento que se debe realizar al horno, para un ahoro del combustible en el
mismo, y mejor desempeño de este:
• Trabajar a carga de diseño.
• Regular aire-comburente, para una optima combustión.
• Reparacion adecuada del aislamte termico, en las zonas que se requiera.
• Precalentar el aire comburente.
Para el analizis tecnico se calcula la eficiencia actual del horno, y se la compara
con una pocible, si se aplicaran las propuestas del capitulo III:
150
5.1.1. RENDIMIENTO DEL HORNO PH-1 (300189):
Para realizar una comparacion del rendimiento actual del horno con un
rendimiento posible si se aplicaran las mejoras planteadas en el Capitulo III, y al
utilizar aire comburente calentado a 250ºC se tiene que:
A. RENDIMIENTO ACTUAL DEL HORNO:
1. Por le método directo:
Sin precalentamiento del aire de combustión, y trabajando con 23000 Barriles/día:
( ) ( )
( )
++
−+−=
CCcombVqVqCcomb
VEVSVaCPCUECUS
qmhqICPm
hhqmqq
**.)..*(00
0
η [5. 1]
( )[ ]
( )lb
BtuT
F
Spgr
Ftemq
E
CUE
173984.300*c q
6721826972.0c 0.767684; Spgr ;446.556T
;*00045.0388.0
c entrada la a crudo del especificoCalor
CUECUE
CUE
0
E
0
CUE
==
=→==
+=→=
( )[ ]
( )lb
BtuT
F
Spgr
Ftemq
E
CUS
7550324.487*C q
7848029483.0c 0.72378; Spgr ;621.5T
;*00045.0388.0
c salida la a crudo del especificoCalor
CUECUS
CUES
0
S
0
CUS
==
=→==
+=→=
hlb 258103.125
gal 42 baril 1
385.6 ;
diabari23000 procesar a crudo del Masa
0
0
=
=
=→→=
CP
CrudoCP
m
gallb
mρ
qVa = cantidad de vapor que ingresa al “recuperador” del horno;
qVa = 4530.8 hlb
lb
Btu 1408.0648 horno del salida la a vapor del Entalpia ==VSh
lb
Btu 1195.25 horno del entrada la a vapor del Entalpia ==VEh
151
h
lb4421.1195
Q
quema se que ecombustibl del Masa
Comb0
=
=
=
→= CombCCombm ρ
P.C.I. = poder calórico inferior del combustible (residuo fuel oil # 6);
P.C.I.=18353.2485 ib
Btu
h
lb
qVq
472.1540q
;quemadores losen e,combustibl deln atomizaciò la para sirve que vapor de catidad
Vq =
=
lb
Btu
hVq
4.1399h
;combustion la a aporta n,atomizació de vapor del Entalpia
Vq =
=
Calor sensible del combustible precalentado (qc) tcccqc *=→ ; TC
= 2480F; Calor específico (cc), del combustible “Bunker”
( )[ ]Spgr
FTempcc
0*00045.0388.0 +=→ ; FSg gr = 0.88981 a 2480F
cc = 0.5296314776 Flb
But0
qC = 131.3486064 lbBtu
( ) ( )( ) ( ) ( )
15887035510.0
3486.131*1195.44214.1399*472.1540248.18353*1195.4421
8.4530*25.119506.1408125.2581103*1739.300755.487
=
++
−+−=
η
η
η = 58.87035101%
B. RENDIMIENTO DEL HORNO PH-1 (300189) SI SE APLICARAN LAS
MEJORAS, Y UTILIZANDO AIRE DE COMBUSTION CALENTADO A 250°C:
Si precalentamos el aire de combustion a 250ºC, abra una mejora en la eficiencia
del horno, y al trabajar a carga de diseño mejora el desempeño de este.
152
Trabajando a carga de diseño y precalentando el aire comburente tiene:
( ) ( )( ) ( )
VqVqCcombC
VEVSVaCPCUECUS
hqmqaICPq
hhqmqq
**... 22
0
0
+++
−+−=η [5. 2]
hlb 224392
gal 42 baril 1
385.6 ;
diabari20000 procesar a crudo del Masa
2
0
2
0
=
=
=→→=
CP
Crudo
CP
m
gallb
mρ
qVa = cantidad de vapor que ingresa al “recuperador” del horno;
qVa = 4530.8 hlb
h
lb13206.78028
Q
quemaria se que ecombustibl del Masa
Comb
2
0
=
=
=
→= CombCmbm ρ
h
lb
qVq
353927.1117q
;quemadores losen e,combustibl deln atomizaciò la para sirve que vapor de catidad
Vq2
2
=
=
lbBtu
hVq
4.1399h
;combustion la a aporta n,atomizació de vapor del Entalpia
Vq =
=
Calor sensible del aire de combustión (Qa)
∆=
econbustibldeunidadeskcaltcgq paa **
qa = 2000.779417 lbBtu
( ) ( )( ) ( )
6485491177.0
4.1399*3539.1117780281.3206*3486.131779412.2000248.18353
8.4530*25.119506.1408227392*1739.300755.487
=
+++−+−
=
η
η
η = 64.855%.
Se aprecia una mejora en la eficiencia del equipo, esto implica un mejor
desempeño y mayor productividad, lo que solventaría el funcionamiento de la
Refinería.
153
Por estas razones, a más del ahorro de combustible, son las justificaciones para
considerar seriamente la implementación de las propuestas planteadas.
5.1.2 AHORRO DE COMBUSTIBLE.
El ahorro de combustible, al realizarse todas las propuestas mencionadas en el
capítulo III da un ahorro de combustible de 110.37244 , y al precalentar el
aire comburente a 250ºC da un ahorro de combustible de 92.372 dando
un ahorro total de combustible de:
0
m cmb ah = 202.7444 ,
5.2 ANÁLISIS ECONÓMICO.
La mayor parte de las acciones que pueden realizarse para lograr ahorro
energético, tal como se ha visto en los capítulos anteriores, implica la necesidad de
realizar inversiones. Para que cualquier modificación pueda llevarse a la práctica, es
necesario que sea económicamente atractiva. Se plantea pues, la necesidad de
realizar un estudio económico comparativo entre la mejora, y lo ahorrado, esto para
ver su viabilidad.
5.2.1. PRECIO DEL FUEL OIL # 6
El alto precio internacional del fuel oil haría que los compradores del crudo
Oriente informen hoy a Petroecuador su decisión de terminar anticipadamente los
contratos de compra-venta de 144 mil barriles diarios.
154
El fuel está ligado a la fórmula de facturación del Oriente para el trimestre
noviembre 2005-enero 2006 que la petrolera estatal notificó a sus clientes mediante
fax, el 10 de octubre.
En la fórmula, el fuel oil 6 y 3% de azufre que se comercializa en la costa del
golfo (México) pesa el 48%, el 52% restante corresponde al precio del crudo
marcador del Oriente, el West Texas Intermediate (WTI), menos $3,50 por barril.
Según los compradores, el encarecimiento del producto se debe a su escasez
por los daños que causaron los huracanes en las refinerías del golfo, y que a la vez
afectaron la producción de los crudos domésticos como el WTI.
"Cuando se usa el 100% de la cotización del WTI para calcular la otra fórmula, nadie
sabe si el precio es el correcto porque hay incertidumbre", dijo uno de los clientes.
"Nos hemos tomado esta semana para analizar y no decidir erróneamente".
De terminar los contratos, el crudo se embarcará por 30 días adicionales con la
fórmula vigente, es decir, WTI menos el diferencial de precios para noviembre de
$15 por barril. (TH) “publicado: viernes 21 de octubre de 2005(diario DINERO)”.
De acuerdo a esta publicación, las propuestas, estaría ahorrando un equivalente de:
Ah = 0
m cmb ah [ ]h
baarril *Pr [5.3]
Ah→ ahorro en $.
Pr→ Precio del residuo (15$/barril).
Ah = 58.345 ($/h) = 1400.27 $/dia.
Si se estima que el horno tiene dos mantenimientos por año, los mismos que
duran en promedio 12 días, y si consideramos 6 días de paros emergentes,
estaríamos ablando entonces, de un ahorro anual de:
155
• Ahanual = 483092,978 $/año.
5. 2. 2 AHORRO OPERATIVO:
Corresponde a una disminución de los costes de producción. Es el dato de
partida para un análisis económico. Este concepto, no tiene por qué ser igual en
cada periodo de tiempo considerando (1 año); pero para simplificar los cálculos, se
considerará constante.
5. 2. 3 AMORTIZACIÓN:
Es un coste (deducible, por tanto, de los beneficios), que se tiene que introducir
necesariamente para, de alguna forma, cuantificar la pérdida de valor de una
determinada inversión en el transcurso de su vida útil. Si bien este concepto nace
paralelo al de <<vida útil de una instalación>> no tiene por qué tener ambos la
misma duración. Existen diversidad de criterios para distribuir esta amortización:
reparto constante, amortización progresiva, regresiva, basada en la intensidad de
producción, semivariable, amortización con criterio financiero (se hace intervenir los
fondos constituidos con dicha finalidad), etc. En este estudio se ha considerado una
amortización constante de 10% (es decir, se considera un periodo de amortización
de diez años).
5. 2. 4 BENEFICIOS:
Se dividen en dos clases:
El beneficio bruto de una inversión es el ahorro operativo producido por la
misma, menos el coste de amortización de la citada inversión.
156
El beneficio neto es el anterior, una vez descontados los correspondientes
impuestos (12% de los beneficios brutos, del impuesto sobre sociedades).
5. 2. 5 CAJA GENERADA NETA:
Se puede decir que es el capital anual <<disponible>> por la empresa como
resultado de la inversión realizada. Se calcula como la suma de los beneficios netos
y el coste de amortización.
5. 2. 6 PERÍODO DE RECUPERACIÓN DEL CAPITAL:
De acuerdo con la simplificación realizada, que los ahorros operativos son
constantes en todos los periodos considerados, este concepto es el resultado del
cociente entre la inversión realizada y la caja generadora neta.
5. 2. 7 RENTABILIDAD DE LA INVERSIÓN:
Se determina por medio de la siguiente ecuación:
100*(I)
netos Beneficios adRentabilidInversión
= [5. 4]
5. 2. 8 RENDIMIENTO INTERNO (<<DISCOUNT CASH FLOW>> DCF).
A diferencia de los dos anteriores, este método de evaluar una inversión, si tiene
en cuenta el momento en que se obtiene los diferentes ingresos. Su significado es el
interés (I) que una entidad tendría que dar a una inversión (I) para que anualmente,
y durante el periodo de tiempo considerado, suministrara un rédito igual a la caja
generadora neta (C).
La forma de calcularlas es por tanteos, mediante la expresión siguiente:
157
( )( )t
t
ii
iCI
+
−+=
1
11 [5. 5]
Esta fórmula es válida cuando la caja generada neta es constante en todos los
periodos de tiempo
.
5. 2. 9 EVALUACIÓN DEL VALOR DEL DINERO A TRAVÉS DEL TIEMPO.
El valor del dinero en el tiempo significa que un determinado capital que se tiene
en la actualidad va incrementando su valor en el futuro a determinada tasa de
interés fijada. Dicho de otra forma, una cantidad de dinero en la actualidad tiene más
valor que otra a recibir en el futuro, debido a que la primera ganará cierto interés o
rendimiento al ser invertida. Estos elementos se reflejan en la siguiente expresión:
( )irPF +×= 1 [5. 6]
Donde:
F = Valor futuro de una cantidad presente (P) de dinero, $.
r = Tasa de interés fijada, fracción.
i = Año para el cual se desea determinar el valor futuro de la cantidad
presente.
En este caso tenemos, interés compuesto, por esto para calcular el valor
incrementado en un año, el interés a más de aplicar al capital inicial, también se
aplican sobre los intereses generados hasta el año anterior, es decir, se percibe una
cantidad adicional debido a la capitalización de los intereses. Al término (1 + r)i se le
denomina factor de interés compuesto (FC).
Las técnicas presupuestarias de capital o evaluación de proyectos de inversión
que tienen en cuenta este fenómeno se basan en el proceso inverso, es decir,
158
actualizan o descuentan a valor presente las entradas y salidas de caja efectuadas
durante toda la vida útil del equipamiento o período de evaluación del proyecto, por
lo que también se les denomina técnicas de valor descontado. De esta forma se
trata de darle el nivel de importancia adecuado a cantidades desembolsadas o
ingresadas en períodos distintos, de forma tal de poder relacionarlas directamente
entre sí. Por ejemplo, no tendría la misma importancia una misma cantidad
desembolsada en el primer año de análisis que en el quinto; por supuesto, la
desembolsada en el quinto año tendría menor importancia en la actualidad o menor
valor presente, pues pudiéramos tener hoy una menor cantidad de dinero
equivalente e invertirla a una tasa de interés determinada, de forma tal que en el
quinto año tuviéramos la cantidad necesaria para satisfacer el desembolso requerido
(ecuación 5.4).
El proceso de actualización a valor presente se realiza de la siguiente manera:
( )irF
P+
=1
[5. 7]
La tasa r generalmente se denomina como tasa de interés cuando se trata de
hallar el valor futuro o capitalizado de una cantidad, y tasa de descuento cuando se
realiza el proceso inverso o de actualización, por lo que la representaremos en este
último caso como D. El proceso inverso a la actualización se denomina
capitalización.
5. 2. 10 INTERÉS NOMINAL ANUAL, INTERÉS EFECTIVO DEL PERÍODO E
INTERÉS EQUIVALENTE ANUAL.
En el análisis financiero de proyectos de inversión de larga vida útil los flujos de
efectivo se manejan anualmente, por lo que para realizar un análisis financiero
adecuado, es necesario transformar las tasas nominales expresadas considerando
159
365 días (interés nominal anual), en tasas efectivas del período en caso de que se
requiera, o en tasas anuales equivalentes.
5. 2. 11 INTERÉS REAL (EN MONEDA CONSTANTE).
Es el interés que tiene en cuenta los efectos de la inflación. La inflación o
devaluación del dinero, reflejada por un aumento de los precios en el mercado,
puede incluirse en los análisis de inversiones calculando una tasa de interés real
(tasa en moneda constante) mediante la relación de Fisher:
11
1−
++
=f
rD [5. 8]
Donde:
D = Tasa de interés real.
r = Tasa de interés bancaria.
f = Tasa de inflación, fracción.
De esta expresión puede obtenerse que:
r= D + f+(D*f) y D = (r-f) / (1+f)
Analizando teóricamente la ecuación [5. 8] se pueden tener tres casos:
r > f = La tasa de interés real (R) es positiva pero menor que la tasa de interés
sin tener en cuenta la inflación (r), esto origina una influencia negativa sobre
el valor futuro del dinero, aunque existe una ganancia neta.
r < f = La tasa de interés real (R) es negativa, lo cual quiere decir que existe
pérdida.
r = f = La tasa de interés compuesta es cero. No existe ni pérdida ni ganancia.
160
Por supuesto, las tasas de interés que pagan los bancos (tasas pasivas)
generalmente permiten compensar los efectos de la inflación y recibir un margen de
utilidad, por lo que en la práctica se cumple generalmente que r > f.
Por otra parte, las tasas que cobran las instituciones de crédito (tasas activas)
están determinadas por las tasas pasivas más un margen de utilidad bruta.
5. 2. 12 MÉTODOS PARA LA EVALUACIÓN FINANCIERA DE PROYECTOS DE
INVERSIÓN.
Existen diversas técnicas de valor descontado, aunque todas ellas, como ya se
mencionó, se basan en el descuento a valor presente de las cantidades futuras o
flujos de caja. Los flujos de caja son la diferencia neta entre beneficios y costos en
cada uno de los años, refleja el dinero real en caja. Para su determinación se toma
como convenio que los ingresos son positivos, y los gastos son negativos, lo cual
quiere decir que los signos de los flujos de caja resultan del balance anual entre
costos y beneficios.
A. VALOR PRESENTE NETO (VPN)
Esta técnica se basa en calcular el valor presente neto de los flujos de caja
proyectados para todos los años durante el período de evaluación del proyecto. Es
el valor de las ganancias que puede reportar el proyecto, siendo positivo si el saldo
entre beneficios y gastos es favorable, y negativo en caso contrario. Se determina
como:
( )∑= +
+−=n
ii
i
D
FcKVPN
1
01
[5. 9]
Donde:
161
K0 = Inversión o capital inicial.
Fci = Flujo de caja en el año i.
D = Tasa de descuento real utilizada.
De forma general, el flujo de caja se calcular:
( ) Dept
DepGIFc iii +
−×−−=100
1 [5. 10]
Donde:
Ii = Ingresos en el año i, $
Gi = Gastos en el año i, $.
t = Tasa de impuestos sobre ganancia, %.
Dep = Depreciación del equipamiento o amortización de la inversión.$.
La depreciación es el proceso de asignar o repartir la inversión inicial en activos
fijos, en los períodos donde el uso de dichos activos reporta beneficios a la empresa.
Esto permite dividir la inversión inicial en anualidades de forma tal que se realice un
balance adecuado de costos y beneficios durante todo el período de evaluación,
permitiendo, además, deducir pagos adecuados por concepto de impuestos fiscales.
En el concepto depreciación deben tenerse en cuenta dos elementos, uno es la
pérdida de valor del activo fijo por el uso del mismo y la obsolescencia tecnológica;
el otro es el tratamiento de la depreciación en el mecanismo contable de la empresa.
La depreciación se toma en cuenta como un costo anual que debe deducirse
anualmente de las utilidades generadas, y que influye en los pagos anuales por
impuestos.
162
Es importante destacar que para la evaluación de proyectos, la inversión inicial
en el activo es un desembolso real, en tanto que la depreciación es un gasto virtual,
no es palpable en gastos de efectivos, por esto sólo se contabiliza a los efectos de
determinar los impuestos a pagar. La depreciación que permite la legislación fiscal
normalmente es menor que la vida útil real del activo.
El concepto de amortizar es el mismo que depreciar; el primero se usa para
activos intangibles, mientras que el segundo para activos físicos o bienes.
a) Activos intangibles: son los gastos por asistencia técnica, estudios de
mercado, "know how", etc., cuando se actualiza estos valores lo que se realiza es
amortizar.
b) Activos físicos o bienes: Son los equipos, edificios, etc.; y a estos lo que se
les aplica es la depreciación.
Existen varios métodos para determinar la depreciación aunque la más común
es considerarla lineal:
n
KDep 0= [5. 11]
Nótese en la ecuación 5.6 que la inversión inicial no se descuenta, pues se
considera que se realiza al inicio del período de evaluación, que generalmente se
considera como el año "cero" de análisis, aunque pueden existir otros sistemas de
financiamiento con créditos.
En este y otros métodos que toman en cuenta el valor del dinero en el tiempo, la
tasa de descuento apropiada debe determinarse externamente al proyecto, tomando
163
como referencia el uso alternativo que se le puede dar al dinero y el riesgo de
realizar la inversión. Un error frecuente que se comete en los análisis financieros de
proyectos es utilizar como tasa de descuento la tasa de interés que se paga por la
deuda. En realidad debe tomarse un valor mayor que tenga en cuenta el costo de
oportunidad para el inversionista y el riesgo que se corre al realizar la inversión, esta
tasa se denomina Tasa de Rendimiento Mínima Atractiva (TREMA).
B. TASA INTERNA DE RETORNO (TIR)
Se define como aquella tasa de descuento que reduce a cero el Valor Presente
Neto. En términos económicos, el TIR representa el porcentaje o tasa de interés que
se gana sobre el saldo no recuperado de una inversión, de forma tal que al finalizar
el período de evaluación o vida útil, el saldo no recuperado sea igual a cero. El saldo
no recuperado de la inversión en cualquier punto del tiempo de la vida del proyecto
es la fracción de la inversión original que aún permanece sin recuperar en ese
momento.
Analíticamente el TIR se determina como:
( )∑= +
+−=n
ii
i
TIR
FcK
1
01
0 [5. 12]
Como se puede observar, esta ecuación no se puede resolver directamente, sino
que se requiere de un análisis iterativo para obtener el valor del TIR.
C. PERÍODO DE RECUPERACIÓN DE INVERSIÓN (PRI):
164
Es el tiempo en que se recupera la inversión inicial para una tasa de descuento D
considerada. Se calcula como el momento para el cual el VPN (valor presente
neto), se hace cero.
( )∑= +
+−=PRI
ii
i
D
FcK
1
01
0 [5. 13]
Para el cálculo del PRI, en la ecuación se le va adicionando gradualmente a la
inversión inicial los flujos de caja anuales hasta que el resultado sea cero, en ese
momento se ha recuperado la inversión.
Tradicionalmente el período de recuperación se calcula como la inversión inicial
entre los ingresos esperados por año, sin tener en cuenta el valor del dinero en el
tiempo, o costo del uso del capital inicial, por lo que por esta vía el valor que se
obtiene es inferior al real, y generalmente se denomina como Período Simple de
Recuperación de Inversión.
D. RELACIÓN COSTO - BENEFICIO (RCB).
Se determina como la relación entre el Valor Presente Neto de Costos (VPNC) y
el Valor Presente Neto de Beneficios (VPNB).
VPNB
VPNCRCB = [5. 14]
En la determinación del VPNC hay que sumar al valor de los costos anuales
descontados, el valor de la inversión inicial sin descontar. Ref. [9]
5.3 ESTUDIO DE VIABILIDAD:
Se debe estudiar si las propuestas son viables con el fin de implementarlas, o no
si fuese el caso de poca rentabilidad, es así que se estudia cada una de ellas:
165
5.3.1 TRABAJAR A CARGA DE DISEÑO:
Como se estudio en el capítulo III pp. 82, el horno al trabajar con 23000
barriles/día, su eficiencia se ve afectada en un 11%, de acuerdo a la figura 3.1 pp.
83; por esto, la propuesta de trabajar a carga de diseño 20000 barriles/día, mejoraría
la eficiencia del horno, y por ende la productividad.
A más de mejorar la eficiencia y la producción del horno, al trabajar a carga de
diseño, minoraran los paraos de planta emergentes, ya que al trabajar a carga
establecida por los fabricantes, las partes que conforman el horno tendrán mejor
desempeño, y su vida útil se encontrara e los parámetros establecidos por los
fabricantes.
Por estas razones se presenta un cuadro, con el fin de comparar y ver si es
viable aminorar la carga:
Tabla V – I Producción a sobrecarga & carga de diseño
Carga de trabajo (Ct) 23000 20000 Barriles/día
Paro de planta
programado
20 20 Días al año
Paros de planta
emergentes
16 ---- Días al año
Días total laborados (DL) 329 345 Días de producción
Eficiencia del horno (%h) 58.8 69.88 % “Fig. 3.1 pp 83”
Producción (Ct DL %h) 4449396 4821720 Barriles al año
Consumo de combustible 596.54124 518.7312 Galones/hora
166
Se muestra en la tabla V - I que la producción al estar relacionada directamente
con la eficiencia del equipo, es más rentable que se trabaje a carga de diseño, a
demás el gasto por mantenimiento minora, ya que al evitar el impacto de las llamas
contra los tubos por donde circula el crudo a calentarse, aumenta la vida útil de
estos y decrece el gasto por mantenimiento.
Al ver un incremento en la producción de 372324 barriles al año, a demás de
una disminución del consumo de combustible de 77.81 galones/hora, lo que ahorra
un gasto de 230095,285 $ al año por el consumo de este, estos dos factores a más
de disminuir el gasto por mantenimiento; hace a la propuesta de trabajar a carga de
diseño de 20000 barriles/día, sea viable y rentable.
Nota: Se debe considerar que para incrementar la producción no es lo correcto
sobrecargar al equipo, con esto se ratifica, si la demanda de producción es mayor,
es primordial la adquisición de equipos de mayor capacidad.
5.3.2 REGULAR EL EXCESO DE AIRE COMBURENTE PARA UNA ÓPTIMA
COMBUSTIÓN:
En el capítulo III, pp. 86 al 97 la optimización de la combustión está ligada al
exceso de aire comburente secundario, además de estudiar las justificaciones
técnica de las ventajas que se obtiene al combustionar con un 20 % de exceso de
aire, y al tener en cuenta que si se trabaja a carga de diseño, se inyectara menos
combustible, haciendo que la atomización de este se mejore, con ello mejora la
forma de la llama, en consecuencia, no será necesario trabajar con demasiado aire
comburente secundario, para controla de impacto de las llamas contra los tubos,
167
lo que causa un incremento en las perdidas por gases de chimenea y los problemas
ya mencionados.
Al estudiar los problemas que causan trabajar con exceso de aire levados, y
respaldados en la figura 3. 10 pp. 96, se obtiene un ahorro de combustible del 4%,
todo estas ventajas sin la necesidad de invertir, y solo por tener un control adecuado
del exceso de aire comburente secundario del 20%, y garantizar una optima mezcla
de (combustible – aire comburente), el ahorro obtenido es de 23.8629 galones/hora,
lo que resulta un ahorro económico de 70566 $ al año. Por lo que es técnicamente y
económicamente viable.
5.3.3 CAMBIO DEL AISLANTE TERMICO, EN LAS ZONAS QUE SE REQUIERA.
Para el estudio de la viabilidad de esta propuesta se vasa en el estudio termo-
grafico realizado en el capitulo III pp. 110, y en base a la TABLA III – V pp. 111, el
ahorro de cmbustible es de 8.7 galoses/hora por lo que se rrealiza el siguiente
estudio economico:
a) Costos de la inversion:
Para analizar los costos de la inversion para el camnio del aislante termico
en el horno esta dado por la siguiente tabla:
168
TABLA V – II COSTOS PARA EL CAMBIO DEL AISLANTE
Artículo, o # obreros
Descripción del articulo Precio unitario $
Días laborados, cantidad
Total $
Lana de roca
MANTA SPINTEX 342-G-125 (espesor 156mm, medidas (2.5*1)m 5 unida.
125 45 5370.933
Lana de vidrio
MANTA SPINTEX 342-G-100 (espesor 156mm, medidas (2.5*1)m 5 unida.
85 45 3652.234
Pernos para sujetar
Pernos de acero inoxdale de 13” * ¼ con rodela plana y tuera
0.25 950 236.25
Suelda Elentrodos para acero inoxidable, el kg
12 3 36
Personal de montaje
Personal para el cambio del aislante y renobacion del mismo, por dia
25 6*10 1500
Subtotal = 10795.417 $
12% de IVA = 1295.45 $
TOTAL = 12090.86704 $
Se estima un seguro del 10% del gasto total, para asegurar cualquier
eventualidad, por tanto el gasto total de la inversión es:
GASTO TOTAL = 13299.9541 $.
b) Cálculo de la viabilidad:
Para el calculo de la viabilidad de la propuesta se tiene los siguientes
datos:
• Costo de la inversión (ko) = 13299.9541 $.
169
• Vida util del equipo (n) = Se estima una vida util de 4 años, sugerido por
ISOVER.
• Tasa de descuento real = 13%
• Tasa de impuesto sobre ganancia (t): Es el porcentaje de que tiene que
declarar la Empresa como impuesto a la Renta, que es del 12%.
• Gastos anuales en el equipo (G): Comprende los gastos en mantenimiento y
operación que suman $ 2500, esto se obtiene sacando un promedio, durante
los 4 años de vida útil, y descontando el 12% del interés, por el paso del
tiempo.
• Utilidad anual: Es la utilidad que tiene la Empresa al implementar el
proyecto, que es de $ 25727.143 al año.
• Ii = 25727.143 $
• La depreciación del equipo es de acuerdo a la ecuación 5. 11
añon
KDep /9885.3324 $0 == .
• El flujo de caja viene dado por la ecuación 5. 10, tenemos que:
• ( )
( ) ( ) 88433.208389885.332412.1*9885.33242500143.25727
1001
=+−−−=
+
−×−−=
i
iii
Fc
Dept
DepGIFc
• Fci = 20838.88433 $
170
Para determinar el VPN, se lo realiza de acuerdo a la ecuación 5. 9, Tomando en
cuenta que la Tasa de Descuento Real (D) es de 13%. En la tabla V – 4, se
encuentra Tabulado el VPN para los veinte años estimados de vida útil del equipo.
TABLA V – III Análisis del valor presente neto (VPN) en la inversión del aislante: A ñ o I G D e p F c r e s t o V P N1 0 0 0 0 0 - 1 3 2 9 9 , 9 5 42 2 5 7 2 7 , 1 4 3 2 5 0 0 3 3 2 4 , 9 8 8 5 2 0 8 3 8 , 8 8 4 5 - 1 3 2 9 9 , 9 5 4 7 5 3 8 , 9 3 0 3 63 2 5 7 2 7 , 1 4 3 2 5 0 0 3 3 2 4 , 9 8 8 5 2 0 8 3 8 , 8 8 4 5 7 5 3 8 , 9 3 0 3 6 2 8 3 7 7 , 8 1 4 84 2 5 7 2 7 , 1 4 3 2 5 0 0 3 3 2 4 , 9 8 8 5 2 0 8 3 8 , 8 8 4 5 2 8 3 7 7 , 8 1 4 8 4 9 2 1 6 , 6 9 9 3
De la tabla V – III, se determina que el capital es recuperado a los 7.5 meses, esto
se representa en la grafica:
Por el corto periodo de tiempo de recuperación del capital la inversión en el cambio
del aislante térmico del horno es rentable, y es técnicamente viable.
5. 3. 4 IMPLEMENTAR EL PRE-CALENTADOR DE AIRE COMBURENTE:
171
A continuación se estudia la viabilidad técnica y económica del pre-calentador de
aire comburente, propuesto para un ahorro energético en el horno.
TABLA V - IV Energía que ingresara al horno PH – 1 (300189)
Qc (Btu/h) P.C.I. (Btu/h) Qa (Btu/h)
Qcue (Btu/h)
Qvq (Btu/h)
Qver (Btu/h) QE (Btu/h)
421206 58854835 6416059 67356640 1379669 5415438 139843850
Energía que ingresa al horno PH1 (300189) (QE)
En la tabla V - IV se observa la energia que ingresa al horno, siendo Qa el calor
que se recuperaria si se implementara el pre-calentador del aire comburente, la
utilizacion de este disminuiria el consumo de combustible, y mejorara la eficiencia
del equipo.
A) Análisis técnico de la viabilidad del pre-calentador de aire comburente.
Considerando que el pre-calentador, por el estudio térmico (Capítulo III), requiere
de dimensiones asequibles, esto debido a las condiciones de los flujos, y a sus
características, lo que garantiza el intercambio térmico que va a satisfacer los
mejoramientos que se mencionan a continuación:
172
• Mejora en la eficiencia del horno: En la figura 5.1 se aprecia el
mejoramiento en el rendimiento al implementar el pre-calentador de aire
comburente, con ello se verá un incremento en la producción, en un 9% al
calentar el aire comburente a 250ªC.
Figura 5.1. Aumento del rendimiento, al precalentar el aire de combustión.
• Menor consumo de combustible: En la Tabla V - V se observa una
relación del ahorro de combustible, al trabajar con aire de combustión
precalentado. Esto confirma, la implementación del pre-calentador de aire
comburente.
173
TABLA V - V % Ahorro de combustible utilizando aire precalentado
Este ahorro de combustible, implica menos contaminación, y un mayor
aprovechamiento de los recursos no renovables, con esto se cumple el
principal objetivo de este estudio.
B) Análisis económico del pre-calentador de aire comburente:
• COSTO DE LA INVERSIÓN (C$inv)
174
Según el análisis de costos en una instalación en España, de un pre-
calentador de aire, incluido el montaje y cambio de quemadores, el monto de la
inversión es:
TABLA V - VI Cuadro de gastos de inversión
Artículo, #
obreros
Descripción Valor por
unidad
Días
laborad,
cantidad
Total
Lamina de
acero
Ducto de entrada y salida, longitud del
ducto 100m, Φ interior 1.5m, 3mm de
espesor
$ 3.5 - $63646
Lamina de
acero
Ductos de suministro a los
quemadores, longitud = (10m) * 15; Φ
interior 0.75m, 3mm de espesor
$3.5 - $32035
Lana de
vidrio
Lana de vidrio, FIBERGLASS.
Longitud 23 m, ancho 1.2 m y 1 plg de
espesor, para un Φ 1.5
$ 62.5 34 rollos $2069.6
Lana de
vidrio con
protecció
Lana de vidrio con aluminio,
FIBERGLASS. Longitud 30 m, ancho
1.2 m y 1 plg de espesor, para Φ 1.5
$ 116.07 27 rollos $3133.9
Lana de
vidrio
Lana de vidrio, FIBERGLASS.
Longitud 23 m, ancho 1.2 m y 1 plg el
Φ de 0.75
$62.5 17 rollos $1062.5
Lana de
vidrio con
protecció
Lana de vidrio con aluminio,
FIBERGLASS. Longitud 30 m, ancho
1.2 m y 1 plg de espesor, para Φ 1.5
$ 116.07 14 rollos $1625
175
Pre-
calentador
de aire
Precalentador de aire comburente
(BY-CAST, DEKA ®)
$135402 1 135402
Ventilador
de aire
ANEXOS K $12000 1 12000
Ventilador
de Humos
ANEXOS K $18000 1 18000
Quemadore
s
Cambio de los quemadores de tiro
natural, por inducido
2500 15 37500
Mano de
obra
Obreros para el ensamble y colocación 10*20 100 20000
soldadores Soldadores calificados 2*30 100 6000
Maestros Personal que supervisa la obra 2*30 100 6000
Ingeniero Personas que planifiquen y coordinen
el trabajo
2*50 100 10000
SUB TOTAL $348474
12 % de IVA $ 41816.88
Total $ 390290.88
Se estima un seguro del 10% del gasto total, para asegurar cualquier
eventualidad, por tanto el gasto total de la inversión es:
$429319.968
La fabrica (BY-CAST, DEKA ®) sugiere un gasto por mantenimiento, anual de
$5000 en los primeros tres años, $15000 el cuarto, $6000 el 5to al 7mo, el 8vo un
gasto de $25000, y del 9no, al 10mo un gasto de $7500.
El gasto operativo, anual es de $30000, (energía eléctrica de los ventiladores).
176
• Si el ahorro de combustible es de 92.372 galones/hora lo que da un
ahorro económico anual de 273157.2$.
• Considérese el mejoramiento de la eficiencia del 9.5% como se indica en
la figura 5.1 con lo que se tiene un aumento en la producción de 65550
Barriles al año, si se tiene un promedio de valor agregado en cada galón
de 0.15$, se tendrá un incremento de 412965 $ por el aumento en la
producción.
C) Estudio de la viabilidad:
Se deberá calcular si el proyecto es viable, para esto, se parte de los siguientes
datos:
• Costo de la inversión (K0): $429319.968.
• Vida útil del equipo (n): Se estima una vida útil de 20 años, (sugerido por
PEMEX).
• Tasa de descuento real (D): 13%.
• Tasa de impuesto sobre ganancia (t): Es el porcentaje de que tiene que
declarar la Empresa como impuesto a la Renta, que es del 12%.
• Gastos anuales en el equipo (G): Comprende los gastos en mantenimiento y
operación que suman $ 37216, esto se obtiene sacando un promedio, durante
los 20 años de vida útil, y descontando el 12% del interés, por el paso del
tiempo.
• Utilidad anual: Es la utilidad que tiene la Empresa al implementar el
proyecto, que es de 6866122.2 $ al año.
177
• I = 6866122.2 $
• La depreciación del equipo es de acuerdo a la ecuación 5. 11
añon
KDep 9984.21465 $0 == .
• El flujo de caja viene dado por la ecuación 5. 10, tenemos que:
( )
( ) ( ) 9409.4341932146612.1*2146637216024.527691
1001
=+−−−=
+
−×−−=
i
iii
Fc
Dept
DepGIFc
Fci = 434193.9409
Para determinar el VPN, se lo realiza de acuerdo a la ecuación 5. 9, tomando en
cuenta que la tasa de descuento real (D) es de 13%. En la tabla V – 4, se encuentra
Tabulado el VPN para los veinte años estimados de vida útil del equipo.
TABLA V-VII Análisis del valor presente neto (VPN), para la inversión del pre-calentador: A ñ o I G D e p F c r e s t o V P N1 0 0 0 0 0 - 4 2 9 3 2 02 6 8 6 1 2 2 , 2 37216 2 4 1 6 6 5 7 3 9 3 7 , 3 7 6 - 4 2 9 3 2 0 1 4 4 6 1 7 , 3 7 63 6 8 6 1 2 2 , 2 37216 2 4 1 6 6 5 7 3 9 3 7 , 3 7 6 1 4 4 6 1 7 , 3 7 6 7 1 8 5 5 4 , 7 5 24 6 8 6 1 2 2 , 2 37216 2 4 1 6 6 5 7 3 9 3 7 , 3 7 6 7 1 8 5 5 4 , 7 5 2 1 2 9 2 4 9 2 , 1 35 6 8 6 1 2 2 , 2 45000 2 4 1 6 6 5 6 7 0 8 7 , 4 5 6 1 2 9 2 4 9 2 , 1 3 1 8 5 9 5 7 9 , 5 86 6 8 6 1 2 2 , 2 38000 2 4 1 6 6 5 7 3 2 4 7 , 4 5 6 1 8 5 9 5 7 9 , 5 8 2 4 3 2 8 2 7 , 0 47 6 8 6 1 2 2 , 2 38000 2 4 1 6 6 5 7 3 2 4 7 , 4 5 6 2 4 3 2 8 2 7 , 0 4 3 0 0 6 0 7 4 , 58 6 8 6 1 2 2 , 2 38000 2 4 1 6 6 5 7 3 2 4 7 , 4 5 6 3 0 0 6 0 7 4 , 5 3 5 7 9 3 2 1 , 9 59 6 8 6 1 2 2 , 2 55000 2 4 1 6 6 5 5 8 2 8 7 , 4 5 6 3 5 7 9 3 2 1 , 9 5 4 1 3 7 6 0 9 , 4 11 0 6 8 6 1 2 2 , 2 39500 2 4 1 6 6 5 7 1 9 2 7 , 4 5 6 4 1 3 7 6 0 9 , 4 1 4 7 0 9 5 3 6 , 8 61 1 6 8 6 1 2 2 , 2 39500 2 4 1 6 6 5 7 1 9 2 7 , 4 5 6 4 7 0 9 5 3 6 , 8 6 5 2 8 1 4 6 4 , 3 21 2 6 8 6 1 2 2 , 2 39500 2 4 1 6 6 5 7 1 9 2 7 , 4 5 6 5 2 8 1 4 6 4 , 3 2 5 8 5 3 3 9 1 , 7 81 3 6 8 6 1 2 2 , 2 65000 2 4 1 6 6 5 4 9 4 8 7 , 4 5 6 5 8 5 3 3 9 1 , 7 8 6 4 0 2 8 7 9 , 2 31 4 6 8 6 1 2 2 , 2 40000 2 4 1 6 6 5 7 1 4 8 7 , 4 5 6 6 4 0 2 8 7 9 , 2 3 6 9 7 4 3 6 6 , 6 91 5 6 8 6 1 2 2 , 2 40000 2 4 1 6 6 5 7 1 4 8 7 , 4 5 6 6 9 7 4 3 6 6 , 6 9 7 5 4 5 8 5 4 , 1 4
178
Del la tabla V – VII, se determina que el capital es recuperado a los 9.5
meses, esto se representa en la grafica:
Por el periodo de recuperación del capital relativamente corto 9.5 meses,
garantiza la rentabilidad de la implementación del pre-calentador de aire
comburente, además de apaliar la gran problemática de la alta temperatura
en los gases de chimenea, energía que en la actualidad no se la aprovecha,
y de no implementarse el pre-calentador, esta se desperdicia y contamina.
179
CAPITULO VI:
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
6.1 CONCLUSIONES:
Habiéndose realizado la auditoria aplicando el método que sugiere el
Manual de Auditoria Energética del CENTRO PARA EL AHORRO Y
DESARROLLO ENERGÉTICO Y MINERO (CADEM) de México, en el horno
PH-1 (300189) y, realizados los cálculos técnicos para solucionar los
problemas que se detectaron, se concluye que las principales causas de
pérdida de energía en el horno se debe básicamente a tres problemas:
1. Sobre carga de crudo, actualmente el horno trabaja con una
sobrecarga de 3000 barril/día más que lo sugerido en los diseños de
fábrica que dice que el horno debe trabajar con una carga máxima de
20000 barril/día, esto afecta el rendimiento del horno en un 10%
además, de disminuir su vida útil.
2. Defectuosa combustión producida por:
a. Los quemadores del horno (boquillas atomizadoras), presentan
daños y problemas en la atomización del combustible lo que deforma la
llama causando un impacto de ésta contra los tubos deteriorando los
mismos.
b. El problema de impacto de llama contra los tubos se controla
manipulando la entrada de aire comburente, trabajando con exceso de
aire de combustión de α = 136, lo que causa una pérdida del 4% en el
consumo del combustible, pudiéndose solucionar al disminuir el exceso
de aire comburente a α=120
180
c. Al trabajar con excesos de aire elevado 0.36% aumenta las
pérdidas por chimenea, ya que incrementa el volumen de gases que
salen a 550*C, lo que corresponde una pérdida energética de
21572716.35 Btu/h = 6322 KW.
3. Deterioro del aislamiento térmico en las paredes: se ha determinado
por termo-grafía, y comprobado en un paro de planta, el estado crítico
en algunas áreas, lo que conlleva una pérdida de energía de
2084804.419 Btu/h = 610.9635 KW, pudiéndose disminuirlo a
1182365.528 Btu/h = 346.5 KW, si el aislante térmico fuera cambiado.
6.2 RECOMENDACIONES:
• Trabajar de acuerdo a los parámetros de diseño 20000 barril/día, al no
hacerlo el exceso de carga colapsará al equipo, paralizando la planta de
producción.
• Mantener, reparar y operar los quemadores y demás partes del horno,
de forma adecuada y técnica ya que son fundamentales para lograr una
adecuada combustión.
• Reparar totalmente el aislamiento térmico, en las áreas mencionadas, y
lograr un importante ahorro energético.
• Actualizar los equipos de acuerdo a las demandas de producción, de no
hacerlo, la eficiencia de la planta se ve comprometida.
• Calentar el aire comburente por medio de un precalentador utilizando los
gases calientes de la chimenea, ya que al calentar a 250*C, el aire de
combustión, mejora el rendimiento del horno en un 9.5% con un ahorro
de combustible de 110.37 galones/h, al no hacerlo se esta
181
arrojando al ambiente 21’572 716.35 Btu/h = 6322 KW, sin a verlos
aprovechado, y provocando una contaminación ambiental irracional.
• Realizar un estudio minucioso del pre-calentador de aire comburente, ya que
la energía que se esta desaprovechando de los gases de chimenea es
considerable y pensando en la política de ahorro energético, esta es una
buena propuesta.
182
BIBLIOGRAFÍA
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Mariscal. 2000. pp. 39 – 95.
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análisis crítico”, Madrid. 1979.
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Energía En Hornos De Refinería, Madrid 1976.
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ANEXOS
188
ANEXO A La constante F para el cálculo del % de Hidrogeno en el petróleo, de acuerdo a
los distintos ºAPI
North American COMBUSTION HANDBOOK . Pág. 24
189
ANEXO B
Consumo de residuo en el mes de noviembre:
noviembre Consumo cmb. Baril/dia Consumo cmb. Baril/dia total Promedio
1 30,19 354,54 384,73
2 16,66 308,81 325,47
3 17,68 326,36 344,04
4 17,68 336,9 354,58
5 15,61 340,41 356,02
6 16,66 336,39 353,05
7 15,61 287,77 303,38
8 24,99 329,88 354,87
9 24,99 329,88 354,87
10 24,99 322,86 347,85
11 23,94 322,85 346,79
12 28,11 315,85 343,96
13 29,13 231,6 260,73
14 15,61 315,84 331,45
15 15,61 301,81 317,42
16 15,61 301,81 317,42
17 15,61 308,81 324,42
18 15,61 312,32 327,93
19 16,66 280,75 297,41
20 24,99 315,83 340,82
21 24,99 315,83 340,82
22 24,99 326,36 351,35
23 49,98 354,45 404,43
24 36,44 333,33 369,77
25 24,99 259,69 284,68
26 18,73 294,78 313,51
27 28,11 294,78 322,89
28 16,66 368,48 385,14
29 15,61 312,32 327,93
30 15,61 214,07 229,68
10017,41 333,913667
Libros de registro del consumo en el horno PH 1 (300189) Refinería La
Libertad.
190
Consumo de residuo en el mes de diciembre:
diciembre Consumo cmb. Baril/dia Consumo cmb. Baril/dia total promedio
1 15,61 396,56 412,17
2 24,99 333,38 358,37
3 24,99 315,83 340,82
4 24,99 326,37 351,36
5 49,98 291,26 341,24
6 37,46 312,33 349,79
7 24,99 298,28 323,27
8 16,66 333,38 350,04
9 16,66 340,4 357,06
10 17,68 380,57 398,25
11 15,61 319,35 334,96
12 15,61 322,86 338,47
13 15,61 280,74 296,35
14 24,99 308,81 333,8
15 24,99 315,83 340,82
16 24,99 305,31 330,3
17 24,99 318,33 343,32
18 24,99 343,9 368,89
19 49,98 308,81 358,79
20 16,66 336,9 353,56
21 16,66 329,88 346,54
22 16,66 371,99 388,65
23 15,61 336,89 352,5
24 15,61 322,86 338,47
25 15,61 291,27 306,88
26 24,99 329,88 354,87
27 24,99 333,39 358,38
28 24,99 329,88 354,87
29 49,98 319,35 369,33
30 57,26 322,85 380,11
31 54,13 249,15 303,28
10835,51 349,532581
Libros de registro del consumo en el horno PH 1 (300189) Refinería La
Libertad.
191
Consumo de residuo en el mes de enero:
enero Consumo cmb. Baril/dia
Consumo cmb. Baril/dia total Promedio
1 16,66 375,51 392,17
2 18,73 336,9 355,63
3 20,8 364,97 385,77
4 15,61 289,16 304,77
5 15,61 333,37 348,98
6 16,66 259,7 276,36
7 24,99 308,81 333,8
8 24,99 329,88 354,87
9 24,99 329,88 354,87
10 41,65 319,35 361
11 53,11 319,35 372,46
12 49,98 315,83 365,81
13 49,98 324,18 374,16
14 24,99 336,9 361,89
15 22,88 386,02 408,9
16 16,66 280,75 297,41
17 4,14 122,82 126,96 paro por daños
18 0 0 0
19 0 224,6 224,6
20 24,99 333,34 358,33 ent 14 quemadores
21 24,99 333,39 358,38
22 53,11 312,33 365,44
23 49,98 305,31 355,29
24 49,98 266,69 316,67
25 19,78 326,36 346,14
26 20,8 322,86 343,66 res entra al estabili
27 19,78 368,48 388,26
28 15,61 315,84 331,45
29 16,66 364,9 381,56
30 16,66 270,22 286,88
31 24,99 259,69 284,68
341,0364158
Libros de registro del consumo en el horno PH 1 (300189) Refinería La
Libertad.
192
ANEXO C:
Coeficiente de expansión F, para los petróleos:
North American COMBUSTION HANDBOOK . Pág. 23
193
ANEXO D:
Determinación del exceso del aire en la combustión:
194
ANEXO E: Determinación del caudal de los humos, y su entalpía, por medio del % O, y/o exceso de aire:
195
ANEXO F:
CORRECTA OPERACIÓN DE LOS QUEMADORES AL INICIAR SU
FUNCIONAMIENTO:
Operation
Three separate modes may be employed for oil gun light-off.
1. Manual ignition using an operator-inserted torch.
2. Direct ignition from gas pilot.
3. Direct ignition from low fire gas flame.
Prior to attempting oil light-off, atomizing medium should be introduced into the oil gun
both through the atomizing piping, and by use of the purge crossover valve, the oil piping.
This will ensure the blow down of any water accumulation in the atomizing medium piping;
provide visual proof of atomizing medium flow, and, in the case of heavy oil firing, provide
heat to the oil gun piping for the protection against chilling of the oil.
Tres modos separados se pueden emplear para el light-off de la boca de fuego del
combustible.
1. Ignición manual usando una antorcha operador-insertada.
2. Ignición directa del piloto del gas.
3. Ignición directa de la llama baja del gas del fuego.
Antes de procurar light-off del combustible, el medio que atomiza se debe introducir
ambos en el codo delantero del fuego del combustible con instalar tubos que atomiza, y
por medio de la válvula de cruce de purgación, la tubería del combustible. Esto asegurará
el soplo abajo de cualquier acumulación del agua en la tubería media que atomiza;
proporcionar la prueba visual de atomizar flujo medio, y, en el caso de la leña de
combustibles pesados, proporcionar el calor a la tubería del fuego delantero del
combustible para la protección contra enfriamiento del combustible.
196
At this time, all oil firing per missives should be positive and oil made available to the final
manual block valve.
Manual Ignition Using Operator-Supplied torch
1A Prepare a torch which will provide 12 – 24 inches of flame.
2A Insert the torch into the burner and check for continued torch flame.
This torch may be inserted through the register(s) and/or the lighting and sighting
ports of the burner to be lit. Its location can be either of two places.
a. Through the throat of the regen (oil) tile and freely playing across the oil tip. - Or -
b. Through the annular space created by the secondary tile and the oil stabilizer
(either a diffuser cone or a regen tile) and freely playing at the edge of the
stabilizer.
En este tiempo, toda la leña del combustible por los missives debe ser positiva y aceite
puesto a disposición la válvula manual final del bloque. Ignición manual usando la
antorcha Operador-Proveída
1A preparan una antorcha que proporcione 12 - 24 pulgadas de la llama. Relleno
2A colocar la antorcha en el quemador y comprobación para llama continuada de la
antorcha.
Esta antorcha se puede insertar a través de los registros y/o la iluminación y los puertos
el avistar de los quemadores para ser encendidos. Su localización puede ser cualquiera
de dos lugares.
a. A través de la garganta del anillo refractario y libremente de jugar del regeneración
(aceite) a través de la extremidad del aceite.
- O –
b. A través del espacio anular creado el azulejo secundario y el estabilizador del aceite
(un cono del difusor o un anillo de regeneración) y libremente jugando en el borde del
estabilizador.
197
Direct ignition from gas pilot
1B Establish pilot flame. This may be achieved by use of a probable ignitor on manual
pilots or electric arc if electric ignition pilots are supplied.
2B Adjust pilot flame to 18 to 24 inches long with slight yellow tails by use of pilot gas
pressure and/or pilot air door (where supplied).
Ignición directa del piloto del gas el
1B establece la llama experimental. Esto se puede alcanzar por medio de un ignitor
probable en pilotos manuales o arco voltaico si proveen los pilotos eléctricos de la
ignición.
2B ajustan la llama experimental a 18 a 24 pulgadas de largo con las colas amarillas
leves por medio de la presión de gas experimental y/o de la puerta experimental del
aire (donde proveído).
Direct Ignition from Low-Fire Gas Flame
1C Establish main flame.
2C Regulate main flame to approximately one-third (1/3) rate. Generally on process
heater burners, this will be at 1 – 3 psig. (Review John Zink Company capacity curve
for specific pressure requirements.)
3. Close/open burner air register(s) to 50% open.
4. Close purge crossover valve (see Figure 2).
5. Open atomizing medium hand control valve (Figure 2) establishing proper
baseline atomization control.
6. Slowly open the-oil manual block valve (figure 2) until oil ignites and oil flame
stabilizes.
7. At this time, the ignition source, either the manual torch or the pilot/main flame,
when not required as standing ignition source, may be removed.
8. Open the oil manual block valve full open placing oil/atomizing medium on
control at low fire (see John Zink Company capacity curve for suggested
minimum oil/atomizing medium operating pressures).
198
9. Following procedures outlined in steps 1 thorough 8, light all burners required.
10. Adjust burner operating pressures for required heat release and air register(s)
or forced draft fan setting (where applicable) for required excess air.
Ignición directa de la llama del gas del Bajo-Fuego 1C establecen la llama principal. 2C
regulan la llama principal a aproximadamente una mitad (1/3) tarifa. Generalmente en
las hornillas de proceso del calentador, esto estará en 1 - 3 psig. (Curva de la
capacidad de Review John Zink Company para los requisitos específicos de la
presión.)
3. Cerrarte/los registros abiertos del aire del quemador hasta el 50% abierto.
4. Válvula cercana de la cruce de la purgación (véase el cuadro 2).
5. Abrir la válvula de control media de la mano que atomiza (cuadro 2) que establece
control apropiado de la atomización de la línea de fondo.
6. Abrir lentamente la válvula manual del bloque del -combustible (cuadro 2) hasta que
el combustible enciende y la llama del combustible se estabiliza.
7. En este tiempo, la fuente de ignición, la antorcha manual o la llama
experimental/principal, cuando no está requerida como fuente de ignición derecha,
puede ser quitada.
8. Abrir el aceite de colocación muy abierto de la válvula manual del bloque del
aceite/el medio que atomiza en control en el fuego bajo (véase la curva de la
capacidad de John Zink Company para el aceite mínimo sugerido/las presiones de
funcionamiento del medio que atomizan).
9. Los procedimientos siguientes contornearon en los pasos 1 8 cuidadosos,
encienden todos los quemadores requeridos.
10. Ajustar las presiones de funcionamiento de la hornilla para que haya el
lanzamiento del calor y registros requeridos del aire o el ajuste forzado del ventilador
del bosquejo (cuando sea aplicable) según exceso de aire requerido.
199
At this time, small operational adjustments on oil tip locations may be required due to
variations in oil, atomizing medium and oil tip wear. A full discussion of oil tip positioning in
a regen style burner is supplied in the trouble-shooting section.
Note: At no time should an oil gun be operated above minimum firing rate, in an oil tile,
when the primary air is obstructed, either by foreign materials or closed register(s).
En este tiempo, los ajustes operacionales pequeños en localizaciones de la extremidad
del combustible pueden ser requerido debido a las variaciones en aceite, medio que
atomiza y desgaste de la extremidad del aceite. Una discusión completa de la extremidad
del aceite que coloca en una hornilla del estilo del regen se provee en la sección del
trouble-shooting.
Nota: Nunca inicie el funcionamiento de llama, si se encuentra obstruido el registro del
aire primario, o estén serados estos.
200
ANEXO G:
Mantenimiento y operación sugerida del fabricante para los quemadores:
TROUBLE-SHOOTING
In general, poor oil firing will exhibit six (6) problems to the field operator, either singly or
in combination.
1. Smokey flame
2. Fire flies or sparklers in the firebox
3. Lazy or uncontrollable flame pattern.
4. Instability
5. Coke formation
6. Oil spills
a. Insufficient air
Insufficient air in a process heater is often one of the most difficult problems to
solve because it can be either the main problem whose solution is simply to
increase the air/fuel ratio, or it may be the result of any one or a combination of the
other listed cause.
In the case of multiple burner operation, to address air deficiency as a cause, you
must review the single burner operation with respect to the total heater operation.
A single burner operating with insufficient air will still smoke even though the total
firebox may exhibit sufficient excess air from all other burners.
Specifically, an overall review of all burners, noting gas pressure on gas - fired
burners, oil and atomization pressures on oil fired burners, position of hand block
valves on gas, oil and atomization, and register settings should give a good
indication of whether any particular burner is being operated at a capacity greater
than would seem suitable for its air supply. Neglecting air flow distribution in any
forced draft. System and minor tolerance differences in burner throat tile
201
installation, all burners with equivalent fuel supplies should have approximately
equivalent register settings. It should be noted that this superficial preliminary
review is not valid unless all manual block valves are full open.
If the above review yields no major variations in fuel/air supply systems and air
shortage is still suspected, a physical inspection of primary and secondary (and
tertiary where applicable) air throats should be made to ensure no foreign
materials are obstructing proper air flow. This inspection can usually be made
through sight ports and/or register assemblies, however, in some cases, a probe
may be required. If no obstruction is evident in the tile throat(s), inspection and
manipulation of the air register assembly(s) is indicated to rule out register
blockage.
Given the above condition are shown to be clear of problem, the final step is to
make a simple static pressure reading within the register assembly. This reading
should entail no less than three (3) locations, one (1) of which should be made
within the primary air supply zone, downstream from the primary air supply on a
regen style burner and within six (6) inches of the back side of the diffuser in a
diffuser – style burner. These static pressure readings are a valid indicator of
plenum air distribution and/or furnace draft variation and should be compensated
for by register settings.
In some cases, spot checks of oxygen levels within the radiant box can also be
used for register adjustment to achieve balanced multiple burner operation.
Once the air supply side of the burner(s) in question has been determined to be
balanced, the fuel supply become questionable.
b. Lack of atomizing pressure
202
Check the John Zink capacity curve supplied with the burner. Each oil gun
capacity curve should indicate both the type of oil used for design sizing and the
suggested atomization pressure for that oil.
Generally, the lower viscosity oils require lower atomizing pressures than the
higher viscosity oils. If a change in viscosity has been experienced either through a
change in oil from design or a change in operating temperature, it is possible that a
revision in atomization pressure may be required.
Since the “EA” series gun use an internal mixing chamber, this type gun is subject
to variations in oil flow at any single oil pressure. A small variation in atomizing
medium supply pressure of the mixing chamber. Therefore, low atomizing supply
pressure of the mixing chamber. Therefore, low atomizing supply pressure will
increase the net oil flow, increasing BTU input, thereby causing that burner to be
“over fired” at a pressure which it normally would have sufficient air.
c. Lack – of Atomizing Flow
Plug gage of atomizer steam ports with pipe scale, dirt, and/or oil borne
particulates will cause a reduction in atomizing medium flow, effectively reducing
the mixing chamber back pressure, resulting in the same effect as low atomizing
pressure.
A full discussion of disassembly and cleaning of the “EA” series oil gun is covered
in the maintenance section.
d. Wet Steam
Specifically, on those burners designed to use steam as the atomizing medium, it
should always be clean, dry steam. A suggestion of 10 – 20 °F superheats should
ensure this situation. However, all atomizing steam systems should be trapped.
Since water is lower in energy than steam, atomization with wet steam is not as
effective as with dry steam. This lower energy atomization will result in a larger
droplet size and some oil coated water droplets being dispersed into the
203
combustion zone. These larger droplets and water droplets are slower burning and
can often be seen floating on the internal firebox currents. These “fireflies” are a
major source for ash and soot buildup on radiant and convective tubes.
A second effect is that since this lower grade atomization is slower burning and
accumulation (or slugging) of water is incombustible; burner stability may be
severely reduced.
e. Cold Oil (Heavy Oil)
On those burners operating on heavy or viscous oils, the oil should be heated to a
temperature sufficient for proper atomization and any reduction in oil temperature
will increase the oil´s viscosity.
Viscosity is a measure of the oil´s resistance to break up, and as the viscosity
increases the quality of atomization and combustion will decrease.
f. Tip/atomizer failure
The “EA” series oil gun operation is dependent on a number of machined orifices,
channels and seals. These pieces are subject to high velocity abrasive flows and
corrosive action dependent on the type of oil fired.
Cleary these orifices, channels and seals are subject to some “normal” wear,
making them a “maintenance item”. Additionally, this condition is aggravated by
the common, and some not so common, contaminants found in many oils. Coke or
carbon particles, catalyst fines, and silica particles have a highly erosive action on
metal parts when subjected to high pressure, high velocity metering, while sulfur,
chloride compounds and, in some cases, anhydrous acids will severely attack,
through corrosion, the materials of the atomizer and dispersion nozzle.
The use of hardened tip and atomizer materials for erosive oils and 300 series
stainless steel or higher for corrosive oils is suggested.
Some typical effects of tip and/or atomizer deterioration are as follows:
204
1. Enlargement of oil orifice – high oil flow, low atomizing medium ratio, poor
atomization, burner over firing.
2. Enlargement of atomizing orifices – high atomizing medium flow, low oil flow,
reduction in oil gun capacity, reduction in low fire stability.
3. Enlargement of atomizer exit – lowered mixing chamber pressure, reduced
atomization quality, burner over firing.
4. Deterioration of atomizer labyrinth seal – steam bypassing of atomization
chamber, poor atomization, instability, unsymmetrical flame patterns.
5. Deterioration of dispersion chamber – reduction of exit port L /D, deterioration
of dispersion pattern, coking, oil.
6. Enlargement of exit ports – reduction of exit port L/D
See the maintenance section for details of disassembly inspection and cleaning of
the oil gun.
g. Regen/ Diffuser Failure
Commonly a failure in either the refractory of the regen tile or the metallurgy of a
diffuser cone is the result of home other oil firing problem. However, it should be
noted that these parts are integral and necessary to the proper function of their
burner. Failure of these parts should be acted upon with replacement immediately.
As a secondary consideration, non – concentricity of these pars with respect to
secondary tile throat and oil tip will cause poor air distribution, non-uniform flame
patters, coking and oil spills.
h. Low oil Flow
Extreme reduction in firing rate and/or plugging of the oil orifice from pipe scale or
oil borne contaminants can cause orifice severe burner stability problems, while
the lowered exit port velocities can cause dripping or internal oil spills. If for any
reason the burner capacity requirements are reduced by any appreciable
percentage, new reduced capacity oil guns are suggested.
205
i. Low oil Pressure
See “h” above.
j. High Atomizing Pressure
As discussed in section b., the converse is true.
High atomizing medium pressure will increase the mixing chamber beck pressure
thereby, reducing the oil flow. In many cases, this raised atomizing medium/oil
ratio can cause severe stability problems.
k. Leaking Crossover valve
Since the “EA” series oil gun is commonly operated with – the atomizing medium
at a higher pressure than the oil, a leaking purge crossover valve can cause
severe disruption in oil flow to the oil gun and be detrimental to the atomization of
the oil supplied.
The bypassing of atomizing medium into the oil supply is typically characterized by
what is commonly called “Motor Boating”. This continuous disruption of oil flow is
clearly audible, thus deriving its name from the similar sounds.
l. High steam Temperature.
High temperatures on the atomizing medium cause problems in two separate
ways, but these problems can be directly tied to the medium temperature.
Light oils often can be adjusted to very clear, yellow fires, however, this same fuel
will often exhibit instability, pulsation in flow, clear blue/bright yellow flame
envelope and haze at the flame boundary. These are all indicators of fuel oil
vaporization within the oil gun. This two-phase or vapor flow through orifices
originally designed for liquid flow will severely reduce the oil gun capacity and
stability.
Heavy oils which contain residual or added light oil will exhibit these same
problems, has the lights flash, with the added problems of heavy oil slug flow and
resulting smoke and poor atomization of the heavy ends.
206
m. Oil Tip Misposition
By far the most common oil firing problem and the most detrimental condition to oil
firing is the mispositioning of the oil tip with respect to its air supply/stabilization
source. Due to variations in oil, atomizing medium, oil temperature, atomizing
medium quality, burner air side P, operating oil/atomizing medium pressures, and
furnace requirements for flame pattern, all John Zink oil guns are supplied with oil
tip adjustability.
While the tip position is located on the John Zink burner assembly drawing supplied with
every job, the final position is a field operator adjustment for optimum operation.
207
ANEXO H:
DISTRIBUCION DE LOS PUNTOS PARA LA TOMA DE DATOS DE LOS GASES DE
CHIMENEA SEGUN NORMA AMCA:
208
209
ANEXO I.
CARACTERISTICAS DEL LOS GASES DE LAS CHIMENEAS DE LA REFINERIA
LA LIBERTAD:
210
211
212
ANEXO J.
CARACTERISTICAS DEL COMBUSTIBLE DEL HORNO PH-1 (300189).
213
ANEXO K:
Selección de los ventiladores por medio del software de Soler & Palau: Catalogo
general 2005-Easyvent: selección de productos; Versión 1.8.
Se ingresa los siguientes datos:
• Caudal = 2612 m3/h
• Presión Estática = 2 plg H2O
• Temperatura = 250ºC
• Altitud = 50 msnm.
De este resultado se obtiene seis posibles productos:
214
Las siguientes sugerencias los posibles ventiladores:
De esta tabla sugerida por el software considérese el extractor más eficiente que
muestra siendo el DAM-22/22 900 r.p.m. – 10 HP.
Para la selección del ventilador para los gases de chimenea se los obtendrá de la
fábrica Chicago modelos AF/BC FANS. Descritos a continuación.
215
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218
219
220
221
ANEXO M: DIAGRAMA DE FLUJO DE LA PLANTA PARSONS
PLANOS
