CEcentrales_termicas17-1

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CENTRALES DE ENERGÍA 2017 
 
Introducción a las centrales de energía 
El objetivo de una central es generar energía mecánica y/o eléctrica y flujos de calor a partir de fuentes de 
energía disponibles mediante procesos de conversión. Algunos requerimientos que se fijan a una central de 
energía es un funcionamiento con un alto nivel de confiabilidad y de eficiencia, con el menor costo posible y 
sin afectar al medio ambiente: 
 
 
 
 
 
 
 
 
FUENTES ENERGÉTICAS 
Las fuentes de energía hasta ahora usadas provienen de la: energía química almacenada en combustibles, de 
la energía cinética del aire y agua, de la energía potencial del agua, de la energía solar, de la energía 
geotérmica y de la energía atómica. 
Atendiendo a si disminuye su disponibilidad en el tiempo, ellas se clasifican en no renovables (combustibles 
fósiles) y renovables (biomasa, eólica, mareomotriz, potencial hídrica, solar, geotérmica) 
 
Tipos de centrales se clasifican atendiendo al tipo de fuente energética en: 
 
Centrales térmicas: 
Utilizan la energía química de materiales combustibles, los que al combustionarse según una reacción 
química exotérmica generan un flujo de calor. El flujo de calor generado a un cierto nivel de temperatura es 
transformado en energía/potencia mecánica 
Los combustibles que emplean son mayoritariamente fósiles como carbón, petróleo y sus derivados, y gas 
natural licuado, en menor escala se emplea biomasa (considerada como fuente de energía renovable) 
Las centrales térmicas funcionan según un ciclo termodinámico de referencia, en el caso de las centrales con 
turbina a vapor el ciclo de referencia es el Rankine, y en el caso de las centrales con turbina a gas, es el ciclo 
Brayton 
La figura siguiente muestra los componentes principales de una central térmica con turbina a vapor y que usa 
carbón pulverizado como combustible 
. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 2 
La figura siguiente muestra los componentes principales de una turbina a gas que puede utilizar un 
combustible líquido (diesel o parafina) o un combustible gaseoso como gas natural. 
 
 
Existen otras máquinas térmicas, conocidas como motores de combustión interna, que generan energía 
mecánica/eléctrica, a partir de la energía química de un combustible, entre estos: gasolina 
(bencina), diesel, o gas natural. 
 La siguiente figura muestra un motor de combustión interna que al ser acoplado a un generador eléctrico, 
convierte la energía química del combustible en energía eléctrica. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Centrales solares 
Utilizan la energía proveniente del sol, que llega en forma de radiación a la tierra. Su tecnología está en pleno 
desarrollo, actualmente hay algunas de conversión directa mediante paneles fotovoltaicos. Otras se asemejan 
a las centrales térmicas convencionales y se conocen como centrales térmicas solares. También se han 
desarrollado las centrales eólicas solares, que aprovechan la circulación del aire obtenida mediante 
calentamiento solar 
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La figura anterior muestra lugares en la tierra donde es conveniente instalar centrales solares dado el alto 
nivel de radiación solar que reciben. 
En Chile, en el desierto de Atacama, con una situación geográfica de 23° latitud sur y 73° longitud este, la 
radiación normal directa según modelo LJK es la que se indica en la siguiente tabla 
 
 
 
 
 
 
 
 
Tomando como referencia un año, la radiación media anual es de 2726 kWh/m2, muy superior al mínimo 
recomendado para instalaciones solares que es de 1700 kWh/m2. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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Central solar eólica 
La figura siguiente corresponde a un esquema conceptual de una turbina solar eólica, cuando el aire ambiente 
es calentado indirectamente por la radiación solar se produce una circulación natural del aire. Al pasar a 
través de la turbina que está ubicada en la base de la chimenea transfiere parte de su potencia cinética al 
rotor . Si se acopla un generador eléctrico al rotor de la turbina se obtiene una potencia eléctrica. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Centrales eólicas 
Utilizan la energía cinética del viento, la figura siguiente, muestra el aumento en el tiempo de la capacidad de 
generación de potencia eléctrica. También muestra el aumento de las dimensiones del rotor, desde 15 m de 
diámetro en el año 1982, a un diámetro de 120 m actual..La tendencia actual es instalar turbinas de grandes 
dimensiones alejadas de la costa (en el mar) 
 
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La figura siguiente muestra que el valor de la potencia transferida al rotor de la turbina desde la corriente de 
aire es una fracción de la potencia que tiene el viento, por ejemplo si este tiene una velocidad de 10 m/s, 
teóricamente la potencia transferida al rotor es de 355 W/m2 aprox, para una potencia cinética del viento de 
600 W/m2 aprox.. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Centrales hidroeléctricas 
Se caracterizan por bajos costos de operación, pero requieren de una fuerte inversión inicial. 
Su capacidad de generación depende de los ciclos hídricos, por lo que varía en el año y también de año en 
año. 
Existen dos tipos de centrales hidroeléctricas: 
De pasada :se desvía una parte del río y luego se retornan las aguas al cauce principal 
De embalse se altera el cauce original y se acumula agua en una presa 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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Sistemas de generación de energía 
 
- Centralizados: número bajo de centrales con gran capacidad de generación 
- Distribuido: número alto de centrales con capacidades pequeñas a medianas, convenientes para satisfacer 
necesidades en localidades aisladas o consumos propios 
 
 
Sistemas eléctricos en Chile 
 
Dos sistemas eléctricos centralizados SIC y SING 
 
- SIC sistema interconectado central, fundamentalmente hidro-térmico con 
a) componente hídrica de un 40% aprox. 
b) componente térmica (carbón-gas natural) 33% 
c) componente térmica en base a diesel 17%, son unidades de respaldo usadas en horas de sobre consumo 
y/o cuando existe una escasez hídrica 
d) componente de energías renovables no convencional (ERNC) 10% 
 
Según estudios realizados sobre el potencial hídrico entre el río Aconcagua (V región) y el río Puelo (región 
de Los Lagos) este alcanza un valor de 10.000 MW 
(En la región de Aysén el potencial hídrico es de 6.000 MW) 
 
Capacidad instalada 
SIC 13826.4 MW (2013) se ha incrementado en 400 MW por nuevas centrales hidroeléctrica Angostura, de 
biomasa y eólicas 
 
Generación máxima (2013) 7.283.MW 
Producción de energía (2013) 50.820 GWH 
Venta de energía (2013) 47.778.GWH 
Pérdidas (2013) 3.042 GWH (transmisión y otras) 6% 
 
 - SING sistema interconectado del norte grande, fundamentalmente térmico (componente hídrico no 
supera el 1%) 
Componente térmica (carbón, gas natural) 90% aprox. ciando Recién se están iniciando centrales 
generadoras ERNC. 
Cuando falta gas natural se usa diesel como combustible con lo que aumentan los costos marginales 
 
Capacidad instalada 
SING 3.759.4 MW (2013) se ha incrementado en 2.5 MW por nuevas centrales: eólica (valle de los vientos) y 
solar (Pozo al Monte) 
 
Generación máxima (2013) 2.243.MW 
Producción de energía (2013) 17.230 GWH 
Venta de energía (2013) 15.414.GWH 
Pérdidas (2013) 1816 GWH (transmisión y otras) 10.5% 
 
 
Tipos de consumidores 
Consumidores regulados: con demanda de potencia no superior a 2.000 kW precios los establece el gobierno 
Consumidores libres precio de la energía se acuerda mediante contratos con las generadoras 
 
Precios medios del mercado de la energía eléctrica 
- Clientes regulados US $ 65 MWH (2006) US $128 MWH (2013) 
- Clientes libres año 2013: US $ 112 MWH SIC y US $ 108 MWH SING 
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Costos marginales: no corresponden a los precios de producción o generación, es el valor de la producción dela última unidad de energía que entrega el sistema 
 
 
 
Centro de despacho económico de carga (CDEC) 
 
Uno para cada sistema interconectado, su función es planificar y decidir la operación a corto plazo de las 
unidades generadoras conectadas al sistema 
 
CDEC formado por representantes de generadores, transmisores y grandes clientes, decide y coordina la 
operación de las unidades de generación con los objetivos de minimizar los costos globales de operación 
manteniendo calidad y seguridad de servicio 
 
Regulación chilena establece 
para el segmento de generación eléctrica dos productos básicos :la energía y la potencia de punta 
para el segmento consumidores: el pago de la energía y la potencia que demanda en las horas de mayor 
consumo (máxima exigencia de capacidad del parque generador) 
productores pueden vender toda su producción al mercado de corto plazo (mercado spot) o con contratos de 
mediano y largo plazo, suministrando a empresas distribuidoras y/o grandes clientes industriales. 
 
Potencia firme: potencia operando con alta confiabilidad, es inferior a la potencia nominal de la central, se 
considera su historial de fallas (tecnología, disponibilidad de recursos energéticos que usa, problemas de 
operación, etc, pago se hace por unidad de potencia firme instalada) 
 
 
SISTEMA ELÉCTRICO 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Generación distribuida: 
 
Corresponde a la generación en pequeña escala ubicada próxima a la demanda a satisfacer., normalmente 
resulta ser más ineficiente y con un costo superior a la de las grandes centrales 
 
La tabla siguiente indica la evolución de los costos de capital correspondiente a diferentes tecnologías 
disponibles para generar en pequeña escala 
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La siguiente tabla entrega valores de referencia sobre costos de instalación, costos de mantenimiento, 
rendimientos, emisión de material particulado y espacio necesario 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Caracte- 
rísticas 
Tamaño Costo instalado 
US $/kw 
Rend.elec 
LHV % 
Rend 
global 
P+Q 
Costo 
Mant. 
$/kwh 
Espac. 
ft2/kw 
emisión 
gm/bhp-hr 
MCI D. 30 kw-6+Mw 600-1000 30-43 80-85 0.005- 
0.015 
0.22- 
0.31 
NOx 7-9 
CO 0.3-0.7 
MCI GN 30 kw-6+Mw 700-1200 30-42 80-85 0.07- 
0.020 
0.28- 
0.37 
NOx 0.7-13 
CO 1-2 
MicroTG 30-400 kw 400-900 14-30 80-85 0.008- 
0.015 
0.15- 
0.35 
nox<9-50ppm 
co<15a50ppm 
Celda C 100 kw-3Mw 4.000-5.000 36-50 80-85 0.0019- 
0.0153 
0.9 nox <0.02 
co<0.01 
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Centrales Térmicas 
 
Una central térmica es una máquina térmica que genera potencia mecánica a partir de un flujo de calor. Para 
que ella funcione necesita de varios equipos mecánicos a través de los cuales circula una materia en estado 
líquido y/o gaseoso (fluido de trabajo), capaz de experimentar una serie de transformaciones, conocidas como 
procesos termodinámicos. El fluido de trabajo, parte de un estado termodinámico inicial, experimenta una 
serie de procesos termodinámicos para luego retornar a su estado inicial. Esta serie de procesos se conoce 
como ciclo termodinámico. 
 
Máquina térmica reversible 
En algunas de sus transformaciones, el fluido de trabajo recibe una potencia mecánica que lo comprime “NC”, 
recibe un flujo de calor “QA” desde una fuente térmica a la temperatura “TA”, desarrolla una potencia al 
expandirse “NE”, y retorna a su estado inicial rechazando calor al sumidero térmico “QR” que está a la 
temperatura “TR” 
El diagrama conceptual de la maquina térmica es el siguiente: 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Y el balance de flujos de energías correspondiente es el siguiente: 
 
 
 
De acuerdo con lo anterior la potencia neta que genera es: 
 
 
 
La máquina térmica es reversible si cuando las transformaciones se realizan en orden inverso, extrae QR del 
sumidero térmico, recibe potencia neta NN y rechaza QA a la fuente térmica 
 
Para la maquina térmica reversible, conocida como máquina de Carnot, operando con un fluido de trabajo 
ideal, su ciclo de trabajo se puede representar en el diagrama temperatura – entropía (T-S) como se indica a 
continuación: 
 
 Este ciclo está constituido por cuatro procesos termodinámicos reversibles: 
- de compresión a entropía constante (de 1 a 2) 
- de absorción de calor a temperatura constante TA (de 2 a 3) 
- de expansión a entropía constante (de 3 a 4) 
- de rechazo de calor a temperatura constante TR( de 4 a 1) 
 
Nota en esta máquina térmica reversible la transferencia de calor desde la fuente térmica al fluido de trabajo 
ocurre sin que exista una diferencia de temperatura entre la fuente térmica y el fluido de trabajo 
REAC QNQN 
RACEN QQNNN 
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 Lo mismo ocurre cuando el fluido de trabajo rechaza calor al sumidero térmico, no hay diferencia de 
temperatura entre el fluido de trabajo y el sumidero térmico. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
En la figura anterior QA queda representado por el área 0 2 3 5 y QR por el área 0 1 4 5 
El área 1 2 3 4 representa la potencia neta 
 
Relaciones termodinámicas que se pueden obtener a partir del ciclo de Carnot 
- Flujos de calor y temperaturas: 
 
 
 
 
 
Rendimiento de la máquina térmica reversible: 
Si este se define como la relación entre lo que se produce: potencia neta mecánica NN y lo que se gasta en 
producirla QA, se tiene: 
 
 
 
 
La expresión anterior es válida para una máquina térmica reversible operando según un ciclo de Carnot, con 
un fluido ideal y tanto la transferencia de calor desde la fuente térmica al fluido de trabajo, como la 
transferencia de calor desde el fluido al sumidero térmico se produce sin que exista un gradiente de 
temperaturas. 
Por lo tanto, la expresión anterior corresponde al rendimiento máximo posible de obtener. Tomando como TA 
la temperatura existente en el hogar de una caldera, de 1200 °C y TR la temperatura de la fuente refrigerante 
agua de mar de 12 °C, el rendimiento será: 
 
 
 
 
Por lo tanto una central térmica ideal, que genera una potencia neta de 150 MW, requiere de un flujo de calor 
QA=186 MW, y el flujo de calor rechazado a la fuente refrigerante es QR=36 MW 
 
En cambio, una central térmica real que opera con turbina a vapor si tiene un rendimiento del orden del 35 %, 
con el mismo flujo de calor de 186 MW, genera 65.1MW y rechaza 120.9 MW de flujo de calor a la fuente 
refrigerante. 
 
Efecto del gradiente de temperaturas que debe existir para que exista transferencia de calor. Si el flujo de 
calor QA está disponible en la fuente térmica a TA, pero el fluido de trabajo lo recibe a TAF, y manteniendo la 
A
R
A
R
A
RA
A
N
T
T
1
Q
Q
1
Q
QQ
Q
N
η 


0.807
1473
285
1
T
T
1
Q
N
η
A
R
A
N 
R
A
R
A
R
A
R
A
R
A
RRAA
T
T
Q
Q
T
T
ΔS*T
ΔS*T
Q
Q
ΔS*TQΔS*TQ 
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transferencia de calor hacia el sumidero térmico sin gradiente de temperatura, aplicando las relaciones 
anteriores, se obtiene. 
 
 
 
 
el rendimiento disminuye, con lo que disminuye la potencia neta y aumenta el flujo de calor rechazado. 
 
Si además como debe existir un gradiente de temperatura entre el fluido de trabajo y la fuente refrigerante, 
para que se produzca el rechazo de calor, y como TRF > TR, entonces el rendimiento disminuye nuevamente y 
queda: 
 
 
 
 
Efecto de las irreversibilidades de los procesos de compresión y expansión 
Ocurre que la potencia necesaria para comprimir al fluido de trabajo resulta ser mayor que la ideal (a entropía 
constante) y la potencia de expansión que desarrolla el fluido de trabajo es menor que la ideal (a entropía 
constante),con lo que la potencia neta disminuya. 
Con los rendimientos de compresión y de expansión, la potencia neta es: 
 
 
 
 
Nota: laexpresión anterior no considera el rendimiento de los equipos donde se produce la compresión y la 
expansión. 
 
 
Efecto del fluido de trabajo sobre la maquina térmica 
No existe un fluido de trabajo que tenga las propiedades termodinámicas para evolucionar según un ciclo de 
Carnot. como se muestra en la figura. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Los fluidos reales tienen un comportamiento según el diagrama entropía – temperatura que se aleja del 
requerido. 
Si se supone que el fluido alcanza la condición de vapor saturado luego de recibir el flujo de calor QA, el 
proceso de expansión queda en el interior de la región líquido – vapor para los fluidos llamados húmedos. 
En cambio para los fluidos llamados secos la expansión termina en la región de vapor sobrecalentado. 
El fluido de trabajo más utilizado en centrales térmicas es el agua, cuyo comportamiento corresponde al de un 
fluido húmedo. 
ηη
T
T
T
T
como
T
T
1η F
A
R
AF
RF
AF
RF
F 
C
C
EENF
η
N
NηN 
A
R
AF
R
AF
R
T
T
T
T
como
T
T
1η 
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Centrales térmicas operando según ciclo Rankine y agua como fluido de trabajo 
 
Como ya se indicó, el agua es un fluido húmedo, por lo que si el proceso de expansión se inicia como vapor 
saturado, toda la expansión ocurre con condensación parcial del vapor, según DE. 
La existencia de agua líquida en el vapor afecta el funcionamiento y vida útil de la turbina a vapor, por lo que 
se recomienda minimizar el contenido de humedad del vapor, 
 
Con este fin el vapor es sobrecalentado hasta D1, de manera que al término de la expansión E1, la humedad 
del vapor quede dentro de los límites recomendados por los fabricantes de turbinas 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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Los procesos que experimenta el agua cuando evoluciona según un ciclo Rankine son los siguientes: 
El agua en estado líquido debe ser comprimido desde la presión de condensación hasta la presión de 
evaporación, según AB 
Luego recibe calor en estado líquido hasta alcanzar la temperatura de evaporación 
según BC 
Continúa recibiendo calor hasta transformarse en vapor según CD 
Normalmente se emplea una adición adicional de calor hasta alcanzar el estado de vapor sobrecalentado 
según proceso D D1 
La expansión del vapor sobrecalentado ocurre según el proceso D1E1 
El ciclo se cierra con el rechazo de calor, proceso que ocurre con el cambio de fase 
del agua, desde vapor a liquido 
 
Las soluciones que se emplean para obtener estado final seco en la expansión de la turbina son: 
sobrecalentar el vapor, y cuando esto, no es suficiente se combina el sobrecalentamiento con el 
recalentamiento intermedio, esto requiere el empleo de turbinas de varias etapas. 
 
La desventaja que presenta el agua como fluido de trabajo y que limita su temperatura es su alta presión de 
saturación, la presión y temperatura de su punto critico es de 221 bar y 374 °C 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
En el caso del ciclo Rankine, el suministro de calor ocurre a diferentes niveles de temperatura, algunas tan 
bajas como la existente en los economizadores o precalentadores de agua. También existe transferencia de 
calor a niveles más altos como en los sobrecalentadores 
 
Temperatura media de suministro de calor 
Dado que la transferencia de calor al agua ocurre a diferentes niveles de temperatura, es posible definir una 
temperatura media de suministro de calor, como la temperatura que produce la misma área que el área bajo la 
curva en coordenadas T- s; correspondiente al proceso de adición de calor 
 
 
 
 
Como esta temperatura resulta ser bastante menor que la temperatura de la fuente térmica, el rendimiento de 
conversión esperado es también bastante inferior al rendimiento de la máquina térmica reversible. 
 
Ciclo Rankine regenerativo 
Las soluciones para aumentar el nivel de la temperatura media de suministro del calor dan origen al ciclo 
Rankine regenerativo. 
El término regenerativo se refiere a que se transfiere calor internamente al ciclo. Lo que se desea obtener es 
que el líquido sea precalentado empleando una fracción del vapor que se expande en la turbina. 
Para precalentar el líquido se usa vapor extraído desde la turbina, el número de extracciones y por lo tanto de 
intercambiadores se determina mediante un análisis de costos, el mayor costo de operación se debe 
compensar con el aumento del rendimiento del ciclo. 
Se pueden emplear calentadores de tipo abierto, donde el vapor de la extracción se mezcla directamente con 
el agua líquida; y calentadores cerrados o de superficie. En este caso no existe mezcla entre el vapor extraído 
 dSTSΔ
1
T AA
 17 
y el condensado que está siendo retornado a la caldera. Para lograr un buen aprovechamiento del vapor es 
indispensable el uso de trampas de vapor. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Aplicación 
Una central térmica funciona con una presión absoluta en la caldera de 120 bar. y una presión en el 
condensador de 0.07 bar. abs. La producción de vapor de la caldera es de 200 ton/hr. El fabricante de la 
turbina indica que la humedad máxima permitida en la descarga de la turbina debe ser como máximo y = 0.7 y 
fabricante de la caldera recomiendan 500°C para el vapor sobrecalentado 
Determine si es recomendable operar con un ciclo simple 
Determine las condiciones de operación para ciclo con recalentamiento intermedio 
Haga una estimación sobre el aumento que se puede obtener en el rendimiento de conversión al utilizar ciclos 
regenerativos como los que se muestran en las figuras siguientes 
Discuta sobre el efecto que tiene la presión en el condensador sobre el rendimiento de conversión. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Las figuras anteriores muestran los ciclos de referencia para dos centrales térmicas operando con ciclos de 
regeneración, una con calentador abierto (mezcla de dos corrientes) y la otra con calentador cerrado. 
 
 
 
 
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Turbina a gas 
Opera según el ciclo Brayton abierto, el fluido de trabajo son los gases de combustión, que luego de su 
expansión son expulsados al ambiente. El flujo de calor QA se suministra a un mayor nivel de temperatura, 
que en el ciclo Rankine, los gases tienen entrando a la turbina una temperatura del orden de 1000C a 
1100C.(límite impuesto por propiedades de los materiales) 
Los gases luego de su expansión en el expansor salen al ambiente a una temperatura cercana a los 600 C. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Ciclo combinado 
 
Dado los niveles de temperatura de los fluidos de trabajo, es posible usar el ciclo Brayton de la turbina a gas 
como ciclo de cabeza, y el ciclo Rankine, como ciclo de pie. 
Los gases saliendo de la turbina a gas ingresan a una caldera recuperadora, tal como se muestra en la 
siguiente figura. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
El rendimiento de la máquina térmica, operando según el ciclo combinado es mayor, por lo que para generar 
una determinada potencia disminuye el consumo de combustible, y por lo tanto, también disminuyen las 
emisiones de gases y de partículas al ambiente 
 
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Cogeneración 
 
Existen muchas aplicaciones industriales donde se necesita vapor a una determinada temperatura y presión, y 
se emplea una válvula de estrangulación para disminuir la presión del vapor hasta el nivel requerido. En estos 
casos se disipa energía en la válvula, pudiéndose emplear en la generación de potencia. En la mayoría de los 
casos, es posible generar potencia y un flujo de calor, aplicación que se conoce como cogeneración, 
manteniendo el consumo de combustible. 
Teniendo en cuenta el uso eficiente de la energía, resulta más conveniente utilizar el ciclo de potencia de 
cabeza, que el ciclo de potencia de pie, ver esquema siguiente. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Ejercicios de aplicación 
 
Central térmica a vapor con regeneración 
Central térmica con turbina a vapor tiene las siguientes condiciones de operación 
Producción de vapor 100 ton/hr 
Presióncaldera 100 bar abs 
Presión condensador 0.08 bar abs 
Temperatura vapor sobrecalentado 500 °C 
Titulo vapor descarga turbina 90% 
.- Para ciclo regenerativo con intercambiador de superficie: 
- encuentre las condiciones de operación 
- calcule el área de transferencia de calor del intercambiador 
- seleccione la trampa de vapor a utilizar en el circuito de regeneración 
- calcule el rendimiento de conversión 
 
El objetivo de la regeneración es disminuir el flujo de calor suministrado externamente al ciclo, mediante el 
precalentamiento del agua utilizando un flujo de calor interno. 
Con este fin se extraerá vapor de una zona intermedia de la turbina de baja presión y se precalentará el agua 
usando un intercambiador de superficie. Para asegurar que todo el vapor se condense se utilizará una trampa 
de vapor, la que se instalará en la salida del intercambiador de calor. La figura siguiente muestra la 
instalación de regeneración y la ubicación de los estados del agua. 
 
 
 
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Consideraciones generales: 
Presión P7R y temperatura de la extracción T7R: se puede obtener con el programa EES determinando su 
efecto sobre el rendimiento de conversión. Se debe tener en cuenta que la presión mínima deberá ser algo 
superior a la presión en el condensador (0.08 bar) para que el flujo mwR puede vencer las pérdidas en el 
intercambiador de calor, en la trampa de vapor y en el circuito de extracción, desde 7R (extracción turbina de 
BP) a 8R (entrada condensador) 
En este caso se considera el punto de extracción, como aquel donde el agua alcanza la condición de vapor 
saturado para una expansión isentrópica desde la condición 7. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
La figura anterior muestra que el flujo de agua mwR extraído de la turbina entra al intercambiador de calor con 
la temperatura de saturación T7R como vapor saturado X7R=1 y sale como liquido saturado X8R=0, a la 
temperatura T8R, con T7R= T8R 
Las temperaturas T2, T7R= T8R son conocidas y T2R se obtiene considerando que debe existir una diferencia de 
temperatura T7R - T2R para lograr intercambio de calor entre las dos corrientes 
El flujo de agua a extraer se puede obtener del balance de energías en el intercambiador de calor, con: 
 
 
 
Para calcular el calor rechazado en el condensador se debe considerar la regeneración, según: 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
)h(hmhm Q w2w2RwfgwRTIR 
)h)(hm-(m)h(hmQ w1w8wRww1w8RwRR 
 21 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Debido a la extracción, la potencia que desarrolla la turbina de baja presión, deberá ser corregida como 
sigue: 
 
 
 
Otras consideraciones empleadas: 
 
-La condición de salida del vapor sobrecalentado se fija considerando la temperatura máxima del fabricante de 
500 °C 
 
-- La condición de salida del recalentador se ha fijado considerando expansión isentrópica en la turbina de BP, 
hasta la presión existente en el condensador (0.08 bar.) y humedad máxima permitida de 10% (x = 90%) 
según fabricante de la turbina. 
- El área de transferencia necesaria del intercambiador se puede 
obtener con la relación siguiente: 
 
 
 
 
El ciclo de Rankine de referencia de la central térmica con 
regeneración se muestra en la figura anterior. 
 
En la página siguiente se anexan el sistema de ecuaciones escrito 
en el programa EES 
En la página subsiguiente se indican datos numéricos y resultados obtenidos 
 
El rendimiento de conversión ha subido desde 41.05% para ciclo sin regeneración, a 42.38% para ciclo 
Rankine con regeneración 
La potencia de la turbina de BP ha disminuido 1379 Kw, desde 50987 Kw. hasta 49608 Kw. 
El calor externo ha disminuido desde 203927 a 194281 debido al aporte de calor interno de 9646 Kw 
 
D
CD
TDTIRTIR R
U
1
U
1
 conMLDT*F*U*AQ 
   w8w7RwRww7Rw7wTBP hh)m(mhhmN 
 22 
 
 
Sistema de ecuaciones para ciclo Rankine con regeneración 
{Central termica con regeneracion} 
h_1=Enthalpy(Water;x=x_1;P=P_1) 
x_1=0, 
P_1=0,08 
h_2=Enthalpy(Water;T=T_2;P=P_2) 
T_2=T_1 
T_1=T_sat(Water;P=P_1) 
P_2=100 
h_2R=Enthalpy(Water;T=T_2R;P=P_2R) 
T_2R=T_7R-8 
P_2R=100 
h_3=Enthalpy(Water;x=x_3;P=P_3) 
x_3=0, 
P_3=100 
T_3=T_sat(Water;P=P_3) 
h_4=Enthalpy(Water;x=x_4;P=P_4) 
x_4=1,0 
P_4=100 
h_5=Enthalpy(Water;T=T_5;P=P_5) 
T_5=500 
P_5=100 
s_5=Entropy(Water;T=T_5;P=P_5) 
h_6=Enthalpy(Water;x=x_6;s=s_6) 
x_6=1,0 
s_6=s_5 
P_6=Pressure(Water;x=x_6;s=s_6) 
h_7=Enthalpy(Water;s=s_7;P=P_7) 
P_7=P_6 
s_7=s_8 
T_7=Temperature(Water;P=P_7;h=h_7) 
h_7R=Enthalpy(Water;x=x_7R;s=s_7R) 
s_7R=s_7 
x_7R=1,0 
P_7R=Pressure(Water;x=x_7R;s=s_7R) 
T_7R=Temperature(Water;x=x_7R;s=s_7R) 
h_8=Enthalpy(Water;x=x_8;P=P_8) 
x_8=0,9 
P_8=P_1{0,08} 
T_8=T_sat(Water;P=P_8) 
s_8=Entropy(Water;x=x_8;P=P_8) 
h_8R=Enthalpy(Water;x=x_8R;P=P_8R) 
P_8R=P_7R 
x_8R=0 
m_w=55,6{ 200 ton/hr} 
N_bba=m_w*(h_2-h_1) 
Q_cald=m_w*(h_4-h_2R) 
Q_sc=m_w*(h_5-h_4) 
Q_rc=m_w*(h_7-h_6) 
N_TAP=m_w*(h_5-h_6) 
N_TBP=m_w*(h_7-h_7R)+(m_w-m_wR)*(h_7R-h_8) 
Q_A=Q_cald+Q_sc+Q_rc 
Q_R=(m_w-m_wR)*(h_8-h_1)+m_wR*(h_8R-h_1) 
Rendconv=N_neta/Q_A 
N_neta=N_TAP+N_TBP-N_bba 
N_n=Q_A-Q_R 
m_wR=m_w*(h_2R-h_2)/(h_7R-h_8R) 
 
 
 23 
Resultados para ciclo Rankine regenerativo 
h_1=173,9 
h_2=182,6 
h_2R=356,1 
h_3=1407 
h_4=2725 
h_5=3374 
h_6=2776 
h_7=3253 
h_7R=2662 
h_8=2336 
h_8R=381,9 
m_w=55,6 
m_wR=4,232 
N_bba=489 
N_n=82341 
N_neta=82341 
N_TAP=33222 
N_TBP=49608 
P_1=0,08 
P_2=100 
P_2R=100 
P_3=100 
P_4=100 
P_5=100 
P_6=9,683 
P_7=9,683 
P_7R=0,7333 
P_8=0,08 
P_8R=0,7333 
Q_A=194281 
Q_cald=131681 
Q_R=111939 
Q_rc=26488 
Q_sc=36112 
Rendconv=0,4238 
s_5=6,597 
s_6=6,597 
s_7=7,463 
s_7R=7,463 
s_8=7,463 
T_1=41,52 
T_2=41,52 
T_2R=83,18 
T_3=311 
T_5=500 
T_7=394,6 
T_7R=91,18 
T_8=41,52 
x_1=0 
x_3=0 
x_4=1 
x_6=1 
x_7R=1 
x_8=0,9 x_8R=0 
 24 
Resultados ciclo Rankine sin regeneración 
 
h_1=173,9 
h_2=182,6 
h_3=1407 
h_4=2725 
h_5=3374 
h_6=2776 
h_7=3253 
h_8=2336 
m_w=55,6 
N_bba=489 
N_n=83720 
N_neta=83720 
N_TAP=33222 
N_TBP=50987 
P_1=0,08 
P_2=100 
P_3=100 
P_4=100 
P_5=100 
P_6=9,683 
P_7=9,683 
P_8=0,08 
Q_A=203927 
Q_cald=141327 
Q_R=120207 
Q_rc=26488 
Q_sc=36112 
Rendconv=0,4105 
s_5=6,597 
s_6=6,597 
s_7=7,463 
s_8=7,463 
T_1=41,52 
T_2=41,52 
T_3=311 
T_5=500 
T_6=178,5 
T_7=394,6 
T_8=41,52 
x_1=0 
x_3=0 
x_4=1 
x_6=1 
x_8=0,9 
 
 
 
Aplicaciones 
1-Resuelva el siguiente problema, según el avance de sus conocimientos. 
Para la central de 10 Mw eléctricos de la figura siguiente, 
a)-trace el ciclo de referencia, considere rendimientos de equipos y combustible gas natural y obtenga el 
rendimiento de conversión global 
 25 
b) analice y dimensione los circuitos de:- agua alimentación, aire/gases, enfriamiento con torre, válvulas 
seguridad y venteo 
c) repite lo anterior para presión de 100 bara y carbón pulverizado como combustible 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
2.-Analice y compare las dos plantas de vapor, trace los ciclos de referencia, dimensione circuitos de 
alimentación de agua, aire-gases, discuta sobre el control de la turbina para mantener las rpm si el 
flujo de calor a proceso varía entre un 50 a 100% del valor nominal 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 26 
 
3.-Para la instalación cuyo arreglo de equipos se muestra y considerando una producción de vapor 
de la caldera de 100 ton/hr: 
- establezca el ciclo de referencia en el diagrama presión entropía para el agua 
-calcule la potencia mecánica que se puede obtener al eje de la turbina y la potencia eléctrica 
considere rendimientos de equipos de 70% y 85% respectivamente 
- calcule el flujo de calor a proceso 
-seleccione la trampa de vapor 
- compare sus resultados con los obtenidos con una maquina térmica ideal que opera según ciclo de 
Carnot 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 27 
 
Componentes principales de una central termo-eléctrica 
 
La siguiente figura muestra los principalescomponentes de una central termo-eléctrica que usa carbón 
pulverizado como combustible 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
La figura siguiente muestra el efecto positivo del cambio de algunos parámetros de operación sobre el 
rendimiento de conversión. de una central a vapor operando con carbón pulverizado. 
Las acciones sobre los parámetros de operación que han mejorado el rendimiento son: - disminución del 
exceso de aire, disminución de la temperatura de gases en la chimenea, elevación de la presión de operación, 
uso de recalentamiento doble y disminución de la presión en el condensador. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 28 
Los principales equipos de una central termoeléctrica a vapor, son los siguientes: 
- Generador de vapor (caldera) y accesorios 
-Turbinas a vapor y accesorios 
-Condensador y circuitos agua de refrigeración, torre de enfriamiento 
-Equipos separadores de partículas y lavado de gases 
- Equipos eléctricos: generador eléctrico, transformadores eléctricos 
- En el caso de combustibles sólidos, sistemas de almacenamiento, transporte, preparación y alimentación. 
-En el caso de combustibles líquidos (fuel oil) tanques de almacenamiento y circuito de alimentación 
-En el caso de combustibles gaseosos (LNG) equipos vaporizadores, y circuito de alimentación 
 
 
 
Generadores de vapor (Calderas) 
 
Definición de caldera: 
Los códigos (ej. ASME) definen una caldera como un equipo o recipiente a presión, usado para generar vapor 
a una presión superior a 2 bar 
 
1.-Especificación de una caldera 
Además del tipo de combustible que quema, se debe considerar: 
- flujo de vapor 
.-presión del vapor generado 
- temperatura del vapor generado 
- temperatura del agua de alimentación 
 
La figura siguiente muestra los rangos actuales de funcionamiento de calderas atendiendo a su presión de 
operación en bar y su capacidad de generación de vapor en ton/hr 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 29 
2. Clasificación de calderas: 
 
2.1.- Según el fluido que circula por el interior de los tubos en: 
 
- calderas de tubos de humo o de fuego (pirotubulares), cuando los gases circulan por el interior de los 
tubos y el agua está fuera. Son de baja capacidad de producción de vapor, no mayor de 35 ton/hr, y presiones 
de operación no superiores a 25 bara. La condición de salida del vapor es como saturado 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
La superficie de transferencia de calor corresponde al tubo hogar, donde se produce por radiación desde la 
llama (gases en combustión) al agua, y en los tubos de humo (o de fuego) donde se produce por convección y 
parcialmente por radiación desde los gases al agua. 
Para aumentar la transferencia de calor desde los gases al agua, estos tienen un recorrido en el interior de la 
caldera formado por dos o más pasos, como se indica a continuación 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Para tener un orden de magnitud del tamaño de una caldera, la tabla siguiente indica la longitud y diámetro de 
la coraza aprox. de acuerdo con su capacidad de generación 
 
 
 30 
mv 
ton/hr 
L 
m 
Dex 
m 
1.0 3.0 1.7 
15.0 7.0 4.0 
 
La tabla siguiente indica la importancia relativa que tienen los diferentes pasos en la transferencia de calor al 
agua, lo que está relacionado con el nivel de temperatura de los gases de combustión. Por ejemplo el hogar 
de una caldera tiene una superficie de transferencia que equivale al 11% de la superficie total de transferencia 
de la caldera, y el flujo de calor transferido corresponde a un 65% (aprox.) del total 
 
 
 
 
 
 
 
También existe una relación entre la capacidad de generación de vapor y el modo de funcionamiento del 
quemador de combustible ya sea líquido o gaseoso 
Para calderas con baja capacidad de generación de vapor, el sistema de control de la combustión es del tipo 
On-Off, Para capacidades altas, el sistema de control es modulante, esto significa que es posible ajustar el 
flujo de combustible a quemar 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 - calderas acuotubulares: 
Cuando los gases circulan por fuera de los tubos y el agua va por dentro. Las siguientes figuras muestran las 
características de estas calderas. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Superficie %Atransf %Q 
1º paso 11 65 
2º paso 43 25 
3º paso 46 10 
Quemador 
 tipo 
Producción 
Vapor 
 ton/hr 
On - off baja 
Alto/bajo 
off 
media 
> 5.0 
modulante Alta 
> 10.0 
 31 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
2.2.- Según su uso en: 
 - calderas industriales 
 - calderas marinas 
 -calderas de centrales de energía 
 
2.3.-Según tipo de equipo de combustión 
- de alimentación mecánica: tolva-parrilla fija o móvil, tolva – lanzador 
- quemador simple o dual 
- lecho fluidizado fijo (BFBC) 
-lecho fluidizado circulante (CFBC) 
- combustible pulverizado (PF) 
 
2.4.- Según el nivel de la presión de operación respecto a la presión del punto crítico (220.9 bar, 
374.1°C) en: 
- subcritica 
- supercrítica 
 
2.5.- Según tipo de circulación 
 - calderas con domo y circulación natural 
- calderas con domo y circulación forzada 
- calderas sin domos y circulación forzada 
 
2.6.- Según tipo de tiraje 
- de tiro natural 
- de tiro forzado 
 
 32 
2.7.-Según tipo de construcción 
- calderas unitarias (compactas) 
- calderas armadas en terreno 
 
La siguiente figura muestra tres modos para obtener la combustión del carbón 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
3.-Condiciones de operación 
 
3.1-Capacidad máxima continua (MCR): tasa declarada de generación de vapor en forma continua y sin fallas 
o efectos adversos (con alta confiabilidad). 
En la práctica su capacidad es mayor, ya que puede producir un flujo mayor de vapor (8 a 10%). Esta 
sobrecapacidad va disminuyendo en el tiempo, producto de depósitos e incrustaciones en superficies de 
transferencia, roturas de tubos, etc. La vida útil de estos equipos se estima en 30 años. 
 
3.2-Operación con sobrecarga: la caldera puede generar hasta un 110% de la MCR durante 4 horas al día 
como máximo. Esta condición de operación se obtiene quemando una cantidad mayor de combustible, y con 
una eficiencia menor debido al aumento de las pérdidas por la chimenea 
 
Una operación continua con sobrecarga debe evitarse ya que, aumentan las pérdidas y afecta la vida útil de la 
caldera, producto de temperaturas mayores en el hogar, sobrecalentador y recalentador, aumento de cenizas, 
depósitos y erosión 
 
 
3.3.- Operación con capacidad normal continúa (NCR) 
Condición de operación en forma continua, ligeramente inferior a la MCR (valor típico:90% de la MCR), para la 
cual se obtiene el máximo rendimiento. En calderas de centrales de energía, la NCR corresponde a la MCR 
de la turbina 
 
 
 33 
4.-Nivel de presión 
 
4.1- Presión salida sobrecalentador: es la presión del vapor saliendo del sobrecalentador y corresponde a la 
presión disponible para el consumo. Esta presión es aproximadamente un 5% superior a la presión requerida 
a la entrada de la turbina o la necesaria para el consumo. El margen de un 5% es para compensar pérdidas 
en válvulas, tuberías y fittings 
 
4.2- Presión en el domo: es la presión a la cual se produce la circulación del vapor y del agua. 
y es aproximadamente un 10% superior a la presión existente a la salida del sobrecalentador. 
La disminución de presión se origina en pérdidas en el sobrecalentador, atemperador, separador de gotas. 
 
4.3- Presión de diseño: es el límite para la presión máxima de operación de la caldera, se obtiene mediante 
cálculo para espesores y tipos de materiales empleados en la construcción de la caldera. 
Es la presión de apertura de la segunda válvula que va instalada en el domo (la que abre más tarde). La 
presión de diseño del recalentador es menor, y se emplea para calibrar la apertura de la válvula de seguridad 
ubicada en la conexión de entrada al recalentador. 
 
4.4.- Presión calculada: es la presión de diseño basadaen los esfuerzos sobre cada componente de la 
caldera. Si bien existe una sola presión de diseño, las presiones calculadas varían para cada componente de 
la caldera 
 
 
5.-Niveles de temperatura 
 
5.1- Temperaturas salida caldera: la temperatura a la salida del sobrecalentador es la temperatura que tiene el 
vapor saliendo del sobrecalentador, es generalmente la mayor temperatura del vapor. 
Para vapor utilizado en procesos de calentamiento, con temperaturas no superiores a los 350 °C, 
normalmente no se controla la temperatura de sobrecalentamiento., lo que implica que cuando la carga se 
reduce, disminuye ésta. 
Cuando el vapor se usa en centrales de energía, con temperaturas superiores a los 400°C, se controla la 
temperatura de sobrecalentamiento, mediante: 
a) un atemperador, estableciendo una banda de  5 °C para no afectar la seguridad de la carcasa de la 
turbina. 
b) manteniendo la temperatura constante en un rango de operación que va del 70% al 100 % de la carga , 
para lograr esto, el sobrecalentar se sobredimensiona 
c) controlando la combustión, regulando la cantidad de combustible y de aire según lo requiera cada nivel de 
carga 
 
5.2- Temperatura de salida del recalentador 
La temperatura del vapor entrando al recalentador depende del funcionamiento de la turbina, siendo menor a 
menor carga. En cambio la temperatura con que sale el vapor recalentado se requiere que permanezca 
constante para obtener una eficiencia óptima del ciclo. Ya que la presión del vapor recalentado es 
normalmente un tercio de la presión del vapor sobrecalentado, la temperatura del vapor recalentado es 
preferentemente mayor quea la del sobrecalentado 
 
5.3 Temperatura del agua de alimentación 
Varía entre 85° C para aplicaciones de muy baja capacidad, hasta 270° C en aplicaciones de muy alta 
presión. 
En general, existen 5niveles para la temperatura del agua de alimentación: 
- a 85° C, que es normalmente la temperatura del retorno de condensado y sin proceso de desaireación 
- a 105 ° C (agua desaireada y calentada en un desaireador), que es usualmente, la temperatura más común 
en industrias de proceso Cuando el combustible contiene azufre, y para proteger al economizador, el agua de 
alimentación se debe precalentar en 10 a 15° C (por otro medio que no sean los gases que contienen azufre) 
- a 130 a 140° C en centrales de energía de 15 MW aprox.donde el precalentamiento se obtiene en el 
desaireador 
 34 
- a 160 hasta 270° C, cuando existen calentadores en línea de alta presión 
- a 30- 40° C cuando no existe calentamiento regenerativo y el condensado entra directamente al 
precalentador 
 
 
6.- Combustible 
 
6.1 Combustible principal es el combustible para el cual la caldera se construyó y cuya performance se 
garantiza 
 
6.2 Combustible de partida: el combustible usado para la puesta en marcha de la caldera, generalmente es 
fuel oil para calderas de combustible pulverizado, gas para calderas de lecho fluidizado circulante 
 
6.3 Co-combustión: cuando se queman dos o más combustibles 
 
 
 
Consideraciones sobre el diseño de elementos presurizados de la caldera 
 
Cálculo del espesor de pared necesario para: 
 
a) Tubo (tube) se especifica por el diámetro exterior y el espesor mínimo de pared 
b) Cañería (pipe) se especifica por el diámetro nominal y un espesor de pared promedio 
 
Para tubos, según ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Sec.1, (p.27,1980) 
 
 
 
 
tw = espesor mínimo de la pared (in) 
P = presión de diseño (psig) 
d = diámetro exterior del tubo (in) 
e = factor de compensación para tubos con ranura tipo tornillo 
Sa = esfuerzo admisible (psi) 
Determinar el espesor mínimo para tubos del sobrecalentador de una caldera, el material es SA 213 T11, la 
temperatura del metal es de 900ºF, el diámetro exterior del tubo es 1.75 in. y la presión de diseño es 1000 
psig. 
De la tabla de esfuerzos admisibles para tubos de material ferroso SA 213 T11 a 900ºF, se obtiene; 
Sa = 13.1*1000 psi. 
 
 
 
Para cañerías, según ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Sec.1, (p.27,1980), el espesor de cañerías, 
colector, y cabezales, viene dado por: 
 
 
 
Con : 
E = eficiencia de unión (1 para cañerías sin costura) 
e = espesor de corrosión 
 
Determinar la presión interna máxima que una cañería de acero al carbono SA 53 B, de 3 in Schedule 80 con 
temperatura de metal de 550ºF puede soportar, el espesor de corrosión se selecciona en 0.02 in. 
De tabla dimensiones de cañerías: con DN = 3 in Schedule 80, OD = 3.50 in, ID = 2.9 in, luego espesor de 
pared = 0.6 in/2= 0.3 in. y tabla esfuerzos admisibles para 550ºF, Sa = 15.000 psi 
corrosión por adicional espesor incluir falta
in 0.0731 1.75*0.005
100013.100 *2
1.75*1000
tw 


e
P 0.8ES 2
d*P
t
a
w 


ed*0.005
PS 2
d*P
t
a
w 


 35 
 
 
 
 
 
 
Resistencia de tubos y cañerías sometidos a presión externa 
Según código ASME 
 
 
 
 
Pa = presión externa máxima admisible psi 
A, B factores dados por código ASME sección 1, dependiendo de do/t y L/do, siendo do el diámetro exterior, L 
longitud del tubo y t el espesor del tubo. 
 
- si do/t < 10 A y B se obtienen de gráficos 
 
- sí do/t < 4 A = 1.1/(do/t)2 y B de gráfico, se obtienen dos valores para la presión admisible 
 
 
 
 
 
Sb es el valor menor entre: 
- 2 veces el esfuerzo máximo admisible correspondiente a la temperatura de diseño del metal obtenido 
de las tablas de esfuerzo del código 
- 1.8 veces el esfuerzo de fluencia del material a la temperatura de diseño del metal 
Nota: se debe usar el menor valor entre Pa1 y Pa2 
 
Aplicación: 
Determinar la presión externa máxima admisible a 600°F sobre un tubo SA 192 de 0.120 pulg. de espesor de 
pared, 2 pulg. diámetro exterior y 15 pie de largo usado en caldera de tubos de fuego. 
 
 
 
 
 
 
 
Nota para L/ do > 30 factor A depende solo de do/ t 
 
 
 
psig 2564 P 0.02
P 0.81*15.000 *2
3.5*P
3.0 


 
10 /td con cilindros para 
 td 3
B 4
P o
o
a 
/td
t/d1
2SP
B*0.0833
/td
2.167
P
o
o
ba2
o
a1











psi 758
3/16.7
9500*4
/t)(d 3
B 4
P
9500B 0.004A figuras las de10/td como
16.7
0.120
2
t
d
90
2.0
12*15
d
L
o
a
o
o
o



 36 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 37 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Presión: la presión de diseño corresponde a la presión de apertura de la válvula de seguridad que abre al 
último. Algunos códigos imponen que todos los componentes deben ser calculados para la misma presión (en 
este caso coincide la presión calculada con la presión de diseño) 
En cambio algunos códigos permiten un ajuste de la presión de diseño para tener en cuenta las caídas de 
presión del vapor en tuberías y el efecto de la presión estática. 
Presión máxima de trabajo: presión que puede soportar un componente sin sobrepasar el límite de seguridad 
permitido a la temperatura de diseño especificada 
Temperatura de diseño del componente de la caldera: es la máxima temperatura de trabajo, bajo condiciones 
anormales de operación: por ej. sobrecargas, depósitos, etc. 
 38 
Esfuerzo admisible: característica resistente del material a una determinada temperatura, usada en el diseño 
 
Resistencia a la tracción; característica del material obtenida en un ensayo de tracción que se usa en el 
diseño de componentes cuyas temperaturas de trabajo no superan el rango de 300 a 350° C. En general, 
estos componentes son: domos, cabezales, economizadores, tubos de bajada y de subida. 
ASME especifica un coeficiente de seguridad de 3.5 para el valor de la resistencia a la tracción obtenida a 
temperatura ambiente. Códigos europeos son menos conservativos y especifican un factor de seguridad que 
va de 2.5 a 2.7 
 
Resistencia(esfuerzo) de fluencia: se usa en el diseño de componentes que trabajan a temperaturas entre 
300 y 500° C como sobrecalentadores, recalentadores y cabezales .Códigos ASME y europeos especifican un 
factor de seguridad de 1.5 
Resistencia al creep y resistencia a la ruptura se usan para dimensionar los extremos superiores de cabezales 
y tubos de sobrecalentadores y recalentadores. 
La resistencia disminuye rápidamente a altas temperaturas, el acero al carbono experimenta una fuerte 
disminución de su resistencia por lo que su empleo se limita a temperaturas inferiores a 450°C. 
-SA 302 es una aleación usada en planchas para construcción de domos para altas presiones 
- Cr 9% es adecuado para fabricación de tubos operando a altas temperaturas 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 39 
Circulación del agua en una caldera 
 
El agua de alimentación llega a la caldera proveniente de un equipo conocido por su función como 
desaireador. Equipo en el cual se calienta hasta una temperatura de aproximadamente 100 °C,o más, con la 
finalidad de eliminar aire y gases no condensables disueltos en el agua. 
 
El agua llega al domo o colector superior de la caldera impulsada por una o más bombas multietapas 
operando en paralelo, después de haberse precalentado en el economizador. 
En el domo el agua de reposición se mezcla con el agua existente en la caldera, para luego bajar por los 
llamados tubos de bajada o descenso, llegando al domo o colector inferior desde donde se distribuye en los 
tubos de ascenso o vaporizadores. 
A medida que el agua circula por estos tubos, se va evaporando, formando una mezcla liquido-vapor, que 
asciende, alcanzando una calidad predeterminada según el diseño de la caldera. 
 
Normalmente la calidad del vapor queda limitada, de modo que el proceso de evaporación se mantenga en el 
rango de evaporación nuclear con el fin de proteger los tubos de un sobrecalentamiento. 
 
El agua de alimentación está constituida por el agua que retorna como condensado y por el agua de 
reposición. 
El agua de reposición se usa para compensar pérdidas en trampas de vapor, venteo, en circuitos y en las 
purgas. 
 
 
Agua de alimentación, impurezas y problemas 
 
Para prevenir los problemas que pueden originar las impurezas del agua que circula a través de una caldera, 
se le realizan una serie de análisis para determinar los tipos de impurezas que contiene. Las impurezas que 
contiene el agua pueden estar disueltas como en suspensión, siendo las principales: 
Calcio, magnesio, bicarbonatos, carbonatos, sílice, hierro, sólidos disueltos y en suspensión y materia 
orgánica 
 
Después de conocer las impurezas del agua, se le realizan una serie de tratamientos para eliminar algunas 
impurezas o bien para mantener su concentración dentro de rangos aceptables. 
Los tratamientos pueden ser del tipo físico (por ej. filtración, desaireación térmica) y también químicos 
(suministro de compuestos químicos por ej. inyección de hidracina para eliminar oxígeno disuelto en el agua). 
Si el agua no es tratada en forma adecuada, se generaran una serie de problemas que afectaran la operación 
y el mantenimiento de los equipos de la central a vapor. 
 
Problemas generados por el agua de alimentación: la presencia de impurezas en el agua puede producir 
los siguientes problemas en los circuitos de agua y vapor 
 
1-Corrosión: desgaste anormal del material con disminución de su resistencia mecánica, originada por gases 
como: oxígeno, hidrógeno,CO2 , por pares metálicos, por tensiones residuales en zonas de componentes 
metálicos (ej. extremos de tubos) expuestas a agua con electrolitos disueltos(PH<7). 
 
2-Formación de depósitos sobre las superficies internas de tubos (caldera acuotubulares) que reducen la 
circulación del agua y vapor (reducción del área de flujo, aumento de la rugosidad y de las pérdidas) y además 
debido a su baja conductividad térmica disminuye la transferencia de calor y aumenta la temperatura del tubo 
con lo disminuye su resistencia mecánica por creep (ver pág.32) y genera por falla del material la rotura del 
tubo. 
 40 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
3-Arrastre se refiere al arrastre de agua líquida por el flujo de vapor saliendo del domo de la caldera. Las 
causas son un exceso de sólidos disueltos y en suspensión, formación de depósitos y detergentes que 
afectan el funcionamiento de los separadores de vapor. 
 
La figura siguiente muestra un esquema del domo de una caldera acuotubular, en su parte inferior existe un 
bafle o placa separadora que genera un espacio en el domo, al cual llega la mezcla de agua y vapor que 
descargan los tubos vaporizadores (tubos de ascenso de las murallas de tubos de agua y del banco de tubos) 
Luego, la mezcla agua- vapor pasa por unos ciclones con el fin de separar el agua líquida del vapor. 
El vapor que arrastra gotas de agua líquida circula a través de los separadores de gota para obtener un flujo 
de vapor seco saliendo del domo de la caldera 
Al domo de la caldera llega también el agua de alimentación proveniente desde el economizador 
También existe una zona cercana al fondo del domo, desde donde sale el agua líquida hacia los tubos de 
descenso para llevarla al colector inferior. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
4-Ataque caustico (corrosivo) por presencia de soda caustica libre (hidróxido de sodio NaOH) cuando en 
algún lugar se produce una concentración elevada que rompe la película protectora de óxido de hierro que 
protege al metal de la caldera. El resultado es una corrosión localizada que se manifiesta como fisuras en el 
metal 
 41 
.5-Ataque por hidrogeno (característico en calderas de alta presión): átomos de H productos de las 
reacciones de corrosión, penetran en el metal de la caldera y reaccionan según: 
 
4H+ Fe3C = CH4 + 3 Fe 
La molécula de metano que se forma tiene un tamaño mayor que los átomos de hidrógeno que penetraron en 
el metal, por lo que se generan fuertes presiones internas en el material que termina con su rotura 
 
6-Volatilización de la sílice ocurre en calderas de alta presión, cuando el agua tiene una alta concentración 
de sílice y cuando el PH del agua es muy bajo. Los vapores de sílice son arrastrados por el vapor de agua y 
luego se deposita en las turbinas alterando su funcionamiento. 
 
Para eliminar y controlar los efectos provenientes de las impurezas del agua, ella es sometida a un 
tratamiento, tanto previo a su entrada a la caldera como estando dentro de ella. Estos tratamientos son del 
tipo físico (filtración, desaireación térmica, etc.) como químico (inyección de compuestos como la hidracina). 
Para mantener la composición del agua y los aditivos químicos empleados dentro de rangos aceptables, se 
efectúan purgas o extracciones de agua caldera. El flujo de estas extracciones se debe mantener dentro de 
rangos recomendados según sea la calidad del agua .Ellas son conocidas como extracciones de fondo a las 
provenientes del colector o domo inferior, y extracciones superiores a las provenientes del domo superior. 
 
La figura siguiente muestra el flujo del agua en una caldera 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
La figura siguiente muestra el arreglo de tanque – desaireador 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 42 
La figura siguiente muestra una bomba multietapa usada para impulsar el agua de alimentación, así como las 
curvas características de operación. Se debe tener en cuenta que este equipo trabaja con agua caliente, por 
lo que se debe prever posibles problemas de cavitación y de sobrecalentamiento. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 43 
Para prevenir el sobrecalentamiento de las bombas de alimentación, se debe asegurar un caudal mínimo de 
operación, usando un circuito de retorno, por el cual circula el flujo excedente del caudal que requiere la 
caldera. 
La figura siguiente se muestra dos arreglos para circuito del agua de alimentación, considerandoque el agua 
a alta presión debe ser conducida a un estanque atmosférico. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Ejercicio circulación agua caldera 
 
La figura siguiente es un esquema muy simplificado del circuito de alimentación de agua a la 
caldera y de su circulación interna 
 
Circuito del agua alimentación de la caldera 
- Como medio calefactor en el desaireador se emplea un flujo de vapor saturado mvcd que se extrae de la 
turbina de BP 
 
- Desde el condensador retorna al tanque de condensados un caudal de mwc a 41.5°C, que es igual a la 
producción de vapor mv menos el vapor mvcd que se extrae desde la turbina de BP y va al desaireador 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 44 
- La bomba de circulación impulsa al flujo mwc hacia el intercambiador regenerativo donde se calienta hasta 
83.2°C 
- Desde el desaireador sale un caudal de agua alimentación caldera mwa a 100 °C que es igual a la 
producción de vapor mv más el flujo de purga mwp 
-La bomba multietapa impulsa el agua al domo superior de la caldera, pasando antes por el economizador 
donde se calienta desde 100 °C hasta 140 °C 
- La extracción de fondo de la caldera es una purga continua de 22 ton/hr 
 
nota: Para calderas el flujo de purga se da en función del caudal de agua alimentación, y depende de la 
calidad del agua de ésta, valores recomendados van de 1 a 20%. 
 
 
 
 
 
Considerando un agua de mediana calidad, estimando % de purga de aprox. 10% se obtiene 
 
 
 
Según lo anterior el flujo de agua de alimentación debe ser de 222 ton/hr, y el flujo de purga de 22 ton/hr 
 
 
- Calculo del flujo de agua de reposición y del flujo de vapor desaireador 
- El agua de reposición mwr está disponible a twr =15°C 
- El vapor de calentamiento mvcd se extrae de la turbina de BP como vapor saturado a pve=1.8 bara 
(se estima 0.8 bar para vencer perdidas de carga). 
- El agua mwa sale del desaireador como liquido saturado a 100°C 
- El flujo de retorno condensado corresponde a la producción de vapor menos el flujo de vapor de 
calentamiento desaireador 
 
Solución mediante EES 
Sistema de ecuaciones 
- balance de masas: 
 
 
 
 
 
 
 
-balance de energías 
 
 
 
 
 
 
calidad baja %calidad,20 alta aguade para 1%::rangos100*
m
m
%purga
ónalimentaci
purga



 ton/hr22m ton/hr222mm*0.1200mmm wpwawawpvwa 
 45 
 
 
 
 
 
 
Resultados 
 
h_vcd=2702 
h_wa=417,5 
h_wc=348,4 
h_wr=63,03 
m_v=55,56 
m_vcd=2,552 
m_wa=61,67 
m_wc=53 
m_wp=6,111 
m_wr=6,111 
P_vcd=1,8 
P_wa=1 
P_wc=1,2 
P_wr=1,2 
T_wc=83,2 
T_wr=15 
x_vcd=1 
x_wa=0 
 
Los resultados indican que el flujo agua alimentación es de 222 ton/hr (61.67 kg/s), para una producción de 
vapor de 200 ton/hr (55.56 kg/s) y flujo de purga de 22 ton/hr (6.11 kg/s) 
El flujo de vapor saturado a extraer de la turbina de BP es de 9.19 ton/hr (2.552 kg/s) 
El flujo de vapor que llega al condensador es 200 ton/hr menos 9.19 ton/hr que se extrajeron para el 
desaireador, por lo que el condensado que retorna al tanque es de 190.8 ton/hr (53 kg/s) 
El flujo de agua de reposición debe ser de 22 ton/hr (6.11 kg/s). 
 
Establecer las condiciones de operación del circuito agua alimentación 
- Caudal agua alimentación: según cálculo anterior el flujo de agua alimentación para condiciones nominales 
de operación es de 222 ton/hr (61.67 kg/s) a temperatura de 100 °C y presión de 100 bara (aprox.) que 
corresponde a 230.5 m3/hr 
 
Al observar las curvas de operación de la bomba, se ve que es necesario instalar dos bombas iguales en 
paralelo, para condiciones nominales de operación cada bomba impulsará 115.3m3/hr 
Se fijará en 2 m/s la velocidad del agua en la línea de aspiración y de 3 m/s en la línea de descarga 
Los diámetros obtenidos son 
Ds = 0.202 m (8” línea aspiración) 
Dsb = 0.143m (6” línea aspiración bomba) 
 
 Dd = 0.165 m (6.5” línea de descarga) 
Ddb = 0.117 m (4.6” línea de descarga) 
 
Interesa fijar la posición de la bomba respecto al desaireador y caldera para asegurar funcionamiento sin 
cavitación en condiciones nominales de operación 
En el esquema siguiente se muestra el circuito agua alimentación con Hdc = 15 m, Hdb a determinar 
 46 
Del grafico de la bomba se obtiene NPSHR= 3.5 m para Q = 115.3 m3/hr 
Coeficientes de pérdidas hidráulicas 
salida tanque desaireador Kse= 0.5 entrada domo Ked= 1 codo 90° (6.5”) = 0.2 
tee entrada Kt = 0.6 
tee salida Ks = 0.7 
Válvula compuerta línea succión 8” Kvc8 = 0.07 
Válvula compuerta succión bomba 6” Kvc6 = 0.09 
Válvula compuerta línea descarga 6.5” Kvc6.5 = 0.09 
Válvula compuerta línea descarga bomba 4.6” Kvc4.6 = 0.15 
Válvula check 4.6” Kvch = 2 
Factores de fricción para flujo turbulento (ver tabla apuntes) 
f8” =0.014 f6.5” = 0.015 
Caída presión lado agua economizador = 0.6 bar (dato fabricante) 
 
Cálculo línea aspiración (desaireador – bomba) 
Posición de la bomba respecto al desaireador 
Se debe calcular la altura Hdb necesaria para asegurar operación sin cavitación 
Aplicando Bernoulli entre la superficie libre del agua en el desaireador y la entrada a una de las bombas se 
obtiene: 
 
 
 
 
 
 
 
Se utilizará un factor de seguridad de 1.5 m con lo que: 
NPSHD = NPSHR + 1.5 = 3.5+1.5 = 5 m 
1.24 + 0.986 Hdb = 5 
Hdb =3.81 m 
 
De acuerdo con lo anterior la bomba, tomando como referencia su eje, debe ser instalada a 3.81m 
por debajo del fondo del tanque desaireador 
 
Altura de elevación con que deben funcionar las bombas 
La longitud de la línea de descarga es: 
Lld=Hdb+1.5+Hdc =3.81+1.5+15 -2=18.31 m 
 
Nota: en los cálculos anteriores se han despreciado las longitudes de los tramos horizontales 
Aplicando Bernoulli entre la superficie libre del agua en el desaireador y la superficie libre del agua en el domo 
superior, se obtiene: 
 
 
 
 
 
Considerando que el circuito de alimentación de agua operará con dos bombas iguales en paralelo, del grafico 
bombas se obtiene para Qbba = 115.3 m3/hr y Hbba=1076.5 m, se obtiene el punto de operación para bomba 
multietapa con 13 rodetes instalados. 
 
En la práctica, teniendo en cuenta que la producción de vapor es variable, se deberá disponer de un sistema 
de regulación del caudal, ya sea mediante válvula de control y/o variador de frecuencia para obtener rpm 
variable de las bombas. 
 
 
dbdbdb
2
DB
db
2
s
8
DB8
VC6.5teevc8so
sat100atmf
0.986H1.240.0141HH1.24
19.6
2
0.202
H
0.0140.090.60.070.5H1.50
g*2
C
D
Hf
KKKKZ
γ
PP
NPSHD













 
 
m1076.56.3782.57415.3141052.2H
960*9.8
10*0.6
19.6
3
0.165
18.31
0.015120.090.70.150.31415
960*9.8
101.01100
HH
bba
525
bbaC











 47 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 48 
Circulación interna del agua en caldera acuotubular 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
La mayoría de los generadores de vapor emplean circulación natural para generar el movimiento del agua a 
través de sus circuitos internos. Este tipo de circulación se base en el desbalance continuo que se produce 
entre dos columnas de agua de diferentes densidades. 
Una columna descendente de agua líquida comprimida que baja desde el domo o colector superior al domo o 
colector inferior. Los tubos llamados como de bajada o descenso, varían entre 1 a 8 y tienen diámetros que en 
general son superiores a las 8” (203 mm) 
Para asegurar un flujo descendente en estos tubos, estos van ubicados fuera del hogar de la caldera pero, 
aislados térmicamente para evitar el enfriamiento del agua.(ver figura anterior) 
 
La otra columna está formada por agua en proceso de evaporación que asciende a través de una seriede 
tubos ubicados en el hogar de la caldera conocidos como muralla de tubos de agua. 
También forman parte de la columna ascendente los tubos de la sección de la caldera conocida como banco 
de tubos. 
Todos estos tubos son conocidos como tubos de ascenso, con diámetros que generalmente no superan las 
2.5” (65mm) (ver figura anterior) 
 
La figura anterior muestra una parte de un banco de tubos, donde se muestran sus dos componentes 
principales: el colector y los tubos. 
Desde el punto de vista de la confiabilidad del funcionamiento de la caldera, se debe asegurar que los tubos 
expuestos a las altas temperaturas de la llama y gases no se sobrecalienten. Para esto es necesario que los 
tubos estén refrigerados por el agua líquida que circula por su interior, debe existir contacto en gran parte de 
su superficie interna con el agua líquida. Esto se obtiene, asegurando que el proceso de evaporación sea del 
tipo nuclear, con lo cual la temperatura de la pared del tubo estará más próxima de la temperatura de 
saturación del agua que de la temperatura de la llama. La figura siguiente muestra la variación de la 
temperatura superficial del tubo con el régimen de evaporación, la temperatura es máxima cuando existe una 
 49 
capa o film de vapor en contacto con la pared y el calor se transfiere por conducción a través de la capa de 
vapor. 
A medida que la temperatura del film de vapor aumenta, se hace importante la transferencia de calor por 
radiación con lo que empieza a disminuir la temperatura de la pared. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
En el hogar de la caldera el calor se transfiere principalmente, desde la llama y gases a la pared de los tubos 
por radiación térmica (se puede despreciar el efecto de la convección).En el banco de tubos el calor se 
transfiere desde los gases a los tubos por convección y también por radiación. 
La figura siguiente indica tres tipos de arreglo de tubos para la muralla de tubos de agua, tubos espaciados 
con respaldo de material refractario, tubos juntos con respaldo de envolvente interior metálica y membrana de 
tubos en contacto con material aislante 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Razón de circulación (CR): se define como la razón entre el flujo total de agua y el flujo de vapor que se 
genera en tubos vaporizadores 
 
 
 
Existen recomendaciones que debe tener la razón de circulación según la presión de operación 
- sistemas de baja presión <69 bara CR 10 a 50 
- sistemas de alta presión 69 a 186 bara CR 9 a 5 
- sistemas con circulación forzada CR 3 a 10 
generadovapordeflujo
vapor)líquido(mezclaflujo
CR


 50 
 
Calculo de la circulación 
Se pueden analizar dos tipos de problemas: 
- Verificar la circulación en una caldera existente, por lo tanto la geometría de ella es conocida 
- Determinar las dimensiones de una caldera. 
Problema a analizar: verificar la circulación de una caldera existente, la zona a estudiar se muestra a 
continuación: 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Datos: 
- la muralla de tubos de agua genera 100 ton/hr de vapor 
- los tubos de descenso no reciben ni pierden calor 
- el calor radiante en el hogar es de 140 kW/m2 (área proyectada) 
 
Procedimiento 
I Definición de los tramos 
- se han definido tres tramos atendiendo a la característica del proceso termodinámico del agua: 
 Tramo 1 – 2 no existe transferencia de calor, el agua está como líquido comprimido a 279.2 °C el 
escurrimiento es líquido monofásico isotérmico 
 
Tramo 2 – 3 existe calentamiento sensible del agua, alcanza condición de líquido saturado en 3 (311°C), el 
escurrimiento es líquido monofásico con temperatura que aumenta desde 279.2°C a 311°C. 
 
Tramo 3-4 existe proceso de evaporación convectiva nuclear, aumentando la calidad del vapor desde X = 0 
a X = 0.2, el escurrimiento es bifásico con calidad de vapor variable 
 
Tramo 4-5 no existe transferencia de calor, el escurrimiento es isotérmico bifásico con título X constante 
 51 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
II. Determinación de las propiedades del agua de descenso 
- Flujo de agua que desciende: como se conoce la calidad del vapor, y por lo tanto la razón de circulación: 
el flujo de agua que desciende es 200/0.2 = 1000 ton/hr =2.77.8 kg/s más la purga de 22 ton/hr 
total agua que desciende =283.9 kg/s 
 
Balance de energía de las corrientes que entran y salen del domo de la caldera: las corrientes a considerar 
son: 
caudal de agua de alimentación: 222 ton/hr (entra) 
caudal de vapor 200 ton/hr (se considera el total, sale) 
caudal de agua de descenso (1022 ton/hr, incluye 22 ton/hr de purga continua) 
caudal de agua de ascenso, como mezcla bifásica (1000 ton/hr en todos los tubos de ascenso, 
 500 ton/hr para muralla de tubos de agua y 500 ton/hr para banco de tubos) 
 
III-Ubicación de las posiciones donde se alcanza la condición de saturación (pto 3), y donde se logra 
vapor con calidad X = 0.2 (pto. 4) 
A partir del balance de energía en un tubo,(o total de tubos) se tiene: 
Aumento de la entalpía del agua = flujo de calor recibido 
Flujo de calor recibido = calor por radiación específico X área proyectada de un tubo (o todos los tubos) 
Resultados obtenidos: 
Longitud necesaria para calentamiento sensible = 11.66 m (6 m horizontal y 5.66 m vertical) 
Longitud necesaria para evaporación (hasta X = 0.2) = 17.42 m (vertical) 
Según las dimensiones de la zona hogar la longitud de tubo de la zona bifásica adiabática = 6+2 = 8 m con 
tramo vertical de 2 m 
 
IV Cálculo de las presiones por tramo considerando las pérdidas: 
 
Se utilizará método de Thom para escurrimientos bifásicos y para escurrimientos con evaporación, los 
coeficientes de corrección R1, R2, R3 y R4 se obtienen del grafico que se adjunta. 
En las ecuaciones siguientes subíndice “f” se refiere a las propiedades del agua líquida en condiciones de 
saturación, a la presión del vapor) 
 
a.- Cambios de presión en escurrimientos con evaporación 
- Pérdida de presión por gravedad 
 
 
- Pérdida de presión por aceleración 
 
)Hρ(g*RpΔ Ef4G 
2
C
ρRpΔ
2
f
f2A 
 52 
- Pérdida de presión por roce 
 
 
Con 
HE altura de la columna donde existe evaporación con X = 0 entrada tubo (tramo 34) 
LE longitud tubo donde existe evaporación (tramo 34) 
Cf es la velocidad de la corriente ascendente en condiciones de agua líquida saturada 
 
b.- Cambios de presión en escurrimientos bifásicos 
 
- Pérdida de presión por roce 
 
 
LB longitud del tubo con escurrimiento bifásico (tramo 45) 
nota: no existe perdida por aceleración para flujo bifásico isotérmico con calidad de vapor constante, la 
pérdida de presión por gravedad se calcula con la densidad de la mezcla (cte. en este caso) 
 
El factor de fricción para flujo en tubos de caldera se puede obtener de la tabla siguiente 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Problema cálculo de la circulación en calderas acuotubulares 
Verificar si se satisfacen las condiciones de operación para la caldera acuotubular cuyas características se 
especifican a continuación, teniendo en cuenta el balance de la circulación natural. 
Nota: en este ejercicio solo se analizará la sección muralla de tubos, incluyendo tubos de descenso. 
Caldera acuotubular con producción de vapor de 200 ton/hr para presión de operación de 100 bara, el agua 
de alimentación llega con una temperatura de 140°C, el flujo de purga continua se fija en un 10% del flujo de 
agua de alimentación. La caldera tiene 6 tubos de descenso de 254 mm de diámetro interior, los tubos de 
ascenso de la muralla de tubos de agua son 300 con un diámetro interior de 50 mm. El flujo específico de 
calor que por radiación recibe la muralla de tubos es de 140 kW/m2 de área proyectada. 
La caldera ha sido diseñada de modo que los tubos vaporizadores de la muralla de tubos y los del banco de 
tubos generan un flujo de vapor similar (100 ton/hr). 
La circulación se evaluará definiendo los siguientes puntosy tramos: 
Punto1: ubicación entrada tubos de descenso a la misma presión del domo superior (100 bara), con flujo de 
 agua mwr cuya temperatura Twr se determina según balance 
Punto 2: ubicación en el colector inferior, como en el tramo 1-2 no existe transferencia de calor, la temperatura 
 no cambia. 
Tramo 1-2: escurrimiento sin transferencia de calor, y sin cambio de temperatura. Existe efecto positivo de la 
 gravedad (presión aumenta) y efecto negativo del roce 
Punto 3 ubicación donde el agua alcanza la condición de líquido saturado a la presión de 100 bara, se 
 obtiene a partir del balance de energía y transferencia de calor. En el tramo 2-3 existe calentamiento 
 sensible desde Twr hasta Tsat =311°C.el flujo de agua es la mitad de mwm.( mwm es igual al de 
 descenso mwr descontando el flujo de purga mp) se aplica densidad media, se desprecia efecto de la 
 aceleración 
2
C
d
L
fρRpΔ
2
fE
f3R 
2
C
d
L
fρRpΔ
2
fB
f1B 
 53 
Tramo 2-3 flujo monofásico con calentamiento sensible, efecto negativo de la gravedad y del roce, se asume 
 escurrimiento de fluido de densidad media, se desprecia la perdida por aceleración 
 Punto 4 ubicación donde el título de vapor alcanza el valor de X = 0.2, se obtiene a partir de balance de 
 energía y calor transferido. 
Tramo 3-4 existe calentamiento latente (vaporización), escurrimiento bifásico con título que varía de X =0 a 
 X = 0.2, perdidas de presión originadas por gravedad, roce y aceleración 
Punto 5 ubicación en la descarga de tubos vaporizadores al domo, si la circulación está estabilizada la presión 
 de retorno P5 debe ser igual a la presión P1. 
Tramo 4-5 escurrimiento bifásico con título de vapor constante e igual a 0.2, no existe transferencia de calor. 
 Pérdidas de presión originadas por gravedad y roce. 
 
{balance de masa en el domo } 
m_wa=m_v+m_p 
m_v=200/3,6 
m_p=0,1*m_wa 
m_wm=m_wr-m_p 
x= m_v/m_wm 
x=0,2 
{balance de energia en el domo} 
m_wr*h_wr=m_wa*h_wa+m_wmL*h_wml 
m_wmL=m_wm-m_v 
h_wa=Enthalpy(Water;T=T_wa;P=P_wc) 
T_wa=140 
P_wc=100*10**5 
h_wmL=Enthalpy(Water;x=x_L;P=P_wc) 
x_L=0, 
T_wr=Temperature(Water;P=P_wc;h=h_wr) 
 
{Calculo de la presión en pto 2 a partir de la presión en pto 1 (domo)} 
P_2=P_1+dpg_12-dpr_12 
 dpg_12=9,8*den_12*H_12 
 H_12= 25 
den_12=Density(Water;T=T_wr;P=P_wc) 
P_1=P_wc 
dpr_12=f_12*L_12*(C_12**2)*den_12/(2*D_tr) 
C_12=m_wr/(A_12*den_12) 
A_12=n_tr*pi*(D_tr**2)/4 
D_tr=0,254 
n_tr=6 
L_12=37 
f_12=0,013 
 
{Calculo ubicación punto 3 donde se alcanza condición saturación, se descuenta purgas y la mitad del flujo de agua (solo 
muralla de tubos)} 
Q_T23=(m_wm/2)*(h_sat-h_wr) 
Q_T23=q_rad*A_T23 
q_rad=140*1000 
A_T23=n_ta*D_eta*L_23 
n_ta=300 
D_eta=D_ita+2*e_ta 
D_ita=50/1000 
e_ta=4/1000 
h_sat=Enthalpy(Water;x=x_3;P=P_wc) 
x_3=0,0 
H_23=L_23-6 
 
{Cálculo de la presión en pto,3 a partir de la presión pto.2, uso densidad media tramo 23} 
P_3=P_2-dpg_23-dpr_23 
den_23=0,5*(den_2+den_3) 
den_2=den_12 
 54 
den_3=Density(Water;x=x_3;P=P_wc) 
dpg_23=9,8*den_23*H_23 
dpr_23=f_23*L_23*(C_23**2)*den_23/(2*D_ita) 
C_23=(0,5*m_wm)/(A_23*den_23) 
A_23=n_ta*pi*(D_ita**2)/4 
f_23=0,0195 
 
{Calculo ubicación punto 4 donde se alcanza condición X=0,2,se descuenta purgas y la mitad del flujo de agua (solo 
muralla de tubos)} 
Q_T34=(m_wm/2)*(h_m4-h_sat) 
Q_T34=q_rad*A_T34 
A_T34=n_ta*D_eta*L_34 
h_m4=Enthalpy(Water;x=x_4;P=P_wc) 
x_4=0,2 
 
{Cálculo de la presión en pto,4 a partir de la presión en pto 3 para tremo 34 con flujo bifasico con x variable} 
P_4=P_3-dpg_34-dpr_34-dpac_34 
dpg_34=R_4*den_f*H_34 
R_4=0,6 
den_f=den_3 
H_34=L_34 
dpr_34=R_3*f_34*L_34*C_f34**2*den_f/(2*D_ita) 
R_3=2,2 
C_f34=(0,5*m_wm)/(A_34*den_f) 
A_34=A_23 
f_34=f_23 
dpac_34=R_2*den_f*C_f34**2/2 
R_2=1,5 
{Cálculo de la presión en pto,5 a partir de la presión en pto para tremo 45 con flujo bifasico con x cte sintransferencia de 
calor} 
P_5=P_4-dpg_45-dpr_45 
dpg_45=9,8*den_45*H_45 
den_45=Density(Water;x=x_4;P=P_wc) 
 H_45=25-H_23-H_34 
dpr_45=R_1*f_45*L_45*C_f45**2*den_f/(2*D_ita) 
R_1=3,5 
f_45=f_23 
L_45= 6+H_45 
C_f45=C_f34 
Resultados 
A_12=0,304 A_23=0,589 A_34=0,589 A_T23=175,1 A_T34=261,4 
C_12=1,233 C_23=0,3261 C_f34=0,3424 C_f45=0,3424 
den_12=757,6 den_2=757,6 den_23=723,1 den_3=688,6 den_45=209,8 den_f=688,6 
dpac_34=60,55 dpg_12=185600 dpg_23=28779 dpg_34=6206 dpg_45=12167 
dpr_12=1090 dpr_23=150,8 dpr_34=520,2 dpr_45=656,7 
D_eta=0,058 D_ita=0,05 D_tr=0,254 
e_ta=0,004 
f_12=0,013 f_23=0,0195 f_34=0,0195 f_45=0,0195 
H_12=25 H_23=4,061 H_34=15,02 H_45=5,918 
h_m4=1,671E+06 h_sat=1,407E+06 h_wa=595535 h_wml=1,407E+06 h_wr=1,231E+06 
L_12=37 L_23=10,06 L_34=15,02 L_45=11,92 
m_p=6,173 m_v=55,56 m_wa=61,73 m_wm=277,8 m_wmL=222,2 m_wr=284 
n_ta=300 n_tr=6 
P_1=1,000E+07 P_2=1,018E+07 P_3=1,016E+07 P_4=1,015E+07 P_5=1,014E+07 P_wc=1,000E+07 
q_rad=140000 Q_T23=2,451E+07 Q_T34=3,659E+07 
R_1=3,5 R_2=1,5 R_3=2,2 R_4=0,6 
T_wa=140 T_wr=279,3 
x=0,2 x_3=0 x_4=0,2 x_L=0 
 
 55 
Nomenclatura utilizada: 
A : área (m2) de flujo en tramos 1-2; 2-3; 3-4; 
A_T: área (m2) de transferencia en tramos 2-3 ; 3-4 
C velocidad (m/s) 
Cf velocidad (m/s) líquido saturado 
den densidad (kg/m3) 
dpac perdida de presión por aceleración (Pa) 
dpg ganancia/perdida de presión por gravedad (Pa) 
dpr perdida de presión por roce (Pa) 
H distancia según la vertical entre dos puntos (m) 
h entalpía J/kg 
L longitud de tubería entre dos puntos 
m flujo másico (kg/seg) 
P presión (Pa) 
QT flujo de calor transferido (W) 
R factores de corrección obtenidos de gráficos con presión P=100 bara =1500 psia aprox. 
 y X=20 a la salida del tramo considerado 
T temperatura °C (140°C del agua alimentación; 279°C del agua de descenso, 311°C de saturación 
 a 100 bara) 
X calidad o título del vapor 
 
Conclusión: al comparar las presiones del punto 5 (10.14 MPa) con la del punto 1 (10.0 MPa) existe una 
pequeña diferencia que debería anularse al incluir las perdidas singulares en los cálculos anteriores, por lo 
que se puede decir que para los flujos de agua considerados existe un equilibrio entre perdidas y presiones. 
Si P5 > P1 el flujo real de agua que circula es superior al considerado,(existe energía de presión para 
 compensar pérdidas mayores. 
 Si P5 > P1 el flujo real de agua que circula es superior al considerado,(existe energía de presión para 
 compensar pérdidas mayores,(la energía de presión no es suficiente 
 para compensar pérdidas mayores 
Si P5 = P1 el flujo real de agua que circula es igual al considerado, circulación equilibrada 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 56 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 57 
 
 
Recuperación de la energía de la purga de agua 
 
El flujo de agua caliente comprimida que se extrae de una caldera como purga contiene energía térmica y de presión que 
se puede utilizar para precalentar el agua de alimentación de una caldera, o bien como fuente de calentamiento de algún 
proceso. 
 
En el problema resuelto anteriormente,