optimización del espesor de aislamiento en tuberías de...

Año 2014

Optimización del espesor de aislamiento en tuberías

de sales fundidas Para una Central de Captadores

Cilindro-Parabólicos (CCP) ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS INGENIERÍA INDUSTRIAL (PLAN 98) PROYECTO FIN DE CARRERA DEPARTAMENTO: INGENIERÍA ENERGÉTICA AUTOR: MARTA TORRALBA RUBIO TUTOR: MANUEL A. SILVA PEREZ

Optimización del espesor de aislamiento

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ECUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIERO

UNIVERSIDAD DE SEVILLA

PROYECTO FIN DE CARRERA

OPTIMIZACIÓN DEL ESPESOR DE AISLAMIENTO EN TUBERÍAS DE SALES

FUNDIDAS PARA UNA CENTRAL DE CAPTADORES CILINDRO-PARABÓLICOS

Fecha: Julio 2014

Departamento: Ingeniería Energética

Titulación: Ingeniería Industrial (Plan 98)

Elaborado por: Marta Torralba Rubio

Director: Manuel A. Silva Pérez


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RESUMEN

En este proyecto se analizan las pérdidas térmicas y se propone y aplica un método para la optimización del espesor de aislamiento en la red de tuberías de distribución y recogida del fluido de trabajo en una central de captadores cilindro-parabólicos. Las centrales de este tipo se basan en una tecnología concebida para la conversión de la componente directa de la radiación solar en energía eléctrica, mediante el uso de captadores cilindro-parabólicos (CCP) que concentran la energía solar directa sobre un tubo receptor, colocado en la línea focal, y por el que circula un fluido de trabajo que incrementa su temperatura.

El tipo de fluido de trabajo empleado en este caso es una sal fundida compuesta por un 40% de KNO3 y 60% de NaNO3, que permite alcanzar una temperatura de operación de 550ºC. La sal fundida es un fluido de trabajo diferente de los comúnmente empleados en centrales solares con tecnología cilindro-parabólica, debido al rango de temperaturas de operación, porque presenta un punto de solidificación elevado, en torno a los 200 ºC, que condiciona las pérdidas térmicas a lo largo de la extensa red de tuberías necesaria en este tipo centrales.

En este proyecto se analizan las pérdidas térmicas de la sal fundida en la red de tuberías mediante un análisis paramétrico del espesor de aislamiento. Para ello es necesario conocer los mecanismos de transmisión de calor particularizándolos para las condiciones concretas de operación de este tipo de centrales. Pero el aislamiento no elimina la transferencia de calor, simplemente la reduce. Una vez recopilados los resultados de las pérdidas térmicas en función del espesor de aislamiento, el espesor óptimo se deriva de establecer un balance económico con respecto al espesor del aislante, entre los costes del aislante y el coste de la energía térmica desperdiciada. Teniendo en cuenta ambos costes deberá existir un espesor óptimo que minimice el coste total. El espesor óptimo determinado es de 50cm.

La central bajo estudio en este proyecto es la primera que emplea la sal fundida como fluido de trabajo y de almacenamiento con un sistema de captadores cilindro-parabólicos. Fue inaugurada en julio del 2010, llamada Archimede, sitiada en Priolo Gargallo, Sicilia (Italia). Está formada por 9 lazos en paralelo, de 6 captadores constituidos por 8 módulos. La potencia eléctrica bruta de la central es de 5 MW, resultando una potencia neta de 4,72 MW. El rendimiento (global) solar a eléctrico es del 15,1 %.


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ABSTRACT

The thermal losses in a concentrating solar power plant (CSP) based on the parabolic trough technology are analyzed and a method for the optimization of the insulation thickness in the distribution and collection pipeline network is proposed and implemented. The plants of this type are intended for converting the direct component of solar radiation into electrical energy, by using parabolic trough collectors (PT) to concentrate the solar energy onto a receiver tube placed in its focal line, and by circulating a working fluid that increases its temperature as it flows through the receiver.

The working fluid used in this case is a molten salt composed of 40% of KNO3 and 60% of NaNO3, which allows reaching an operating temperature of 550 °C. Compared to the thermal oil currently used in PT plants, this molten salt mixture permits operating at higher temperature, while its high freezing point (230 ºC approx.) makes it necessary to make special provisions to avoid freezing at any point of the circuit (receivers, pipelines, valves, pumps, etc.) and requires better insulation to reduce thermal losses.

The analysis of the thermal losses in the network of pipelines requires understanding the mechanisms of heat transfer and its particularization to the specific operating conditions of PT plants. The insulation does not eliminate thermal losses, simply reduces it. After estimating the heat loss results as a function of the insulation thickness, the optimum thickness is derived by establishing an economic balance between the insulation costs and the costs associated to the thermal losses. The optimal thickness is that which minimizes the total cost

The methodology has been applied to the Archimede plant in Priolo Gargallo, Sicily (Italy). This is the first commercial PT plant that uses molten salt as working fluid and storage medium. It was opened in July 2010, and consists of 9 parallel loops of 6 collectors each. The gross electrical output of the plant is 5 MW, resulting in a net power of 4.72 MW. The global solar to electrical efficiency is 15.1%.


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ÍNDICE

1. OJBETIVO ......................................................................................................................................... 18

2. INTRODUCCIÓN .............................................................................................................................. 19

2.1. DESCRIPCIÓN GENERAL DE LA TECNOLOGÍA .............................................................. 19

2.2. HISTORIA ................................................................................................................................ 19

2.3. CENTRAL “ARCHIMEDE” .................................................................................................... 20

2.4. PROGRAMA DE CÁCULO “EES” ......................................................................................... 22

3. CARACTERÍSTICAS DE LA INSTALACIÓN ................................................................................ 23

3.1. FLUIDO DE TRABAJO ........................................................................................................... 23

3.1.1. ACEITE TÉRMICO ............................................................................................................. 23

3.1.2. AGUA LIQUIDO/VAPOR ................................................................................................... 25

3.1.3. SALES FUNDIDAS ............................................................................................................. 26

3.1.4. GASES A PRESIÓN ............................................................................................................ 29

3.2. CONFIGURACIÓN DEL CAMPO SOLAR ............................................................................ 30

3.3. TUBERÍAS ACERO INOXIDABLE ....................................................................................... 31

3.4. AISLAMIENTOS ..................................................................................................................... 34

3.4.1. CONDICIONES DE DISEÑO ............................................................................................. 34

3.4.2. LANA DE ROCA ................................................................................................................. 37

3.4.3. LANA CERAMICA ............................................................................................................. 40

3.4.4. INSTALACIÓN .................................................................................................................... 41

3.5. CAPTADOR ............................................................................................................................. 46

4. DIMENSIONAMENTO DE LA RED DE TUBERÍAS ..................................................................... 47

4.1. DATOS METEOROLÓGICOS ................................................................................................ 47

4.2. MULTIPLO SOLAR ................................................................................................................. 49

4.3. DIMENSIONES DEL CAMPO SOLAR .................................................................................. 51

4.4. FLUIDO DE TRABAJO - SAL FUNDIDA ............................................................................. 54

4.5. TEMPERATURAS INICIALES ............................................................................................... 55

4.6. VELOCIDAD DEL FLUIDO Y CAUDAL MÁSICO .............................................................. 58

4.7. PÉRDIDAS DE CARGA .......................................................................................................... 60

4.8. DIÁMETRO ............................................................................................................................. 63

5. CÁLCULOS TÉRMICOS .................................................................................................................. 65

5.1. ESQUEMA ............................................................................................................................... 65

5.2. RESISTENCIAS TÉRMICAS .................................................................................................. 66

5.2.1. CONVECCIÓN FORZADA EN LA PARTE INTERIOR DEL CONDUCTO .................... 66

5.2.2. CONDUCCIÓN EN LA TUBERÍA DE ACERO ................................................................. 68

5.2.3. CONDUCCIÓN EN EL AISLAMIENTO ............................................................................ 70

5.2.4. CONVECCIÓN NATURAL (LIBRE) CON EL AIRE EXTERIOR .................................... 71

5.2.5. RADIACIÓN ENTRE LA SUPERFICIE EXTERIOR Y EL CIELO .................................. 73

5.2.6. RADIO CRÍTICO ................................................................................................................ 77

5.3. PROCESO ITERATIVO DE CÁLCULO ................................................................................. 78


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5.3.1. DATOS ................................................................................................................................. 78

5.3.2. INCÓGNITAS ...................................................................................................................... 78

5.3.3. HIPÓTESIS .......................................................................................................................... 79

5.3.4. CRITERIOS TÉRMICOS .................................................................................................... 79

5.3.5. DESARROLLO .................................................................................................................... 81

6. ANÁLISIS DE RESULTADOS ......................................................................................................... 86

6.1. CÁLCULO DE VELOCIDAD Y CAUDAL ............................................................................ 86

6.2. CALCULO DE DIAMETRO Y PÉRDIDAS DE CARGA ...................................................... 88

6.3. CALCULO DE LAS PÉRDIDAS TÉRMICAS ....................................................................... 90

6.3.1. SIN AISLAMIENTO ............................................................................................................ 90

6.3.2. AISLAMIENTO CONSTANTE - RED CALIENTE ........................................................... 92

6.3.3. AISLAMIENTO CONSTANTE- RED FRIA .................................................................... 100

6.3.4. CONCLUSIONES TÉRMICAS ......................................................................................... 108

6.3.5. ANÁLISIS DE OPERACIÓN ............................................................................................ 110

6.3.6. CASO MÁS DESFAVORABLE ........................................................................................ 111

7. ESTUDIO ECONÓMICO ................................................................................................................ 114

7.1. VALORACIÓN ECONÓMICA .............................................................................................. 114

7.2. COSTE DE LA ELECTRICIDAD.......................................................................................... 117

7.3. COSTE DEL AISLAMIENTO ............................................................................................... 119

7.4. ESPESOR ÓPTIMO ECONÓMICO ...................................................................................... 122

7.4.1. ANALISIS DE LAS PÉRDIDAS TÉRMICAS CON ESPESOR ÓPTIMO ...................... 124

7.4.2. CRITERIOS TÉRMICOS CON ESPESOR ÓPTIMO ....................................................... 125

7.4.3. RESISTENCIAS TÉRMICAS CON ESPESOR ÓPTIMO ................................................ 127

7.4.4. COSTE DEL ESPESOR ÓPTIMO ..................................................................................... 128

8. CONCLUSIONES ............................................................................................................................ 131

9. BIBLIOGRAFÍA .............................................................................................................................. 133


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INDICE DE FIGURAS

Figura 1: Funcionamiento captador cilindro-parabólico

Figura 2: Esquema general de una Central Cilindro-Parabólica

Figura 3: Planta piloto Solterm

Figura 4. Esquema general planta piloto Solterm

Figura 5. Esquema general proyecto Archimede

Figura 6. Campo solar de la planta Archimede

Figura 7. Ubicación Archimede

Figura 8. Comparación fluido de trabajo [5]

Figura 9. Características técnicas sistema de almacenamiento [12]

Figura 10. Imagen sal fundida (fluido de trabajo)

Figura 11. Características técnicas fluido de trabajo

Figura 12. Configuración del campo solar [28]

Figura 13. Análisis velocidad de corrosión de la sal fundida [21]

Figura 14. Efecto corrosión [12]

Figura 15. Composición AISI 316 y 316L

Figura 16. Efecto rotura tubería tras obstrucción de sales fundidas

Figura 17. Clasificación tipos de aislamientos [35]

Figura 18. Formatos venta de aislamiento

Figura 19. Codo de tubería aislado mediante manta

Figura 20. Superposición de mantas de aislamiento

Figura 21. Características técnicas PROROX WM 940 [14]


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Figura 22. Tipo aislamiento según indicaciones del fabricante [15]

Figura 23. Características técnicas lana cerámica

Figura 24. Esquema general aislamiento superposición de capas

Figura 25. Tipo de material envolvente del aislamiento

Figura 26. Mínimo espesor de material envolvente

Figura 27. Esquema general sistema dilatación térmica de tuberías

Figura 28. Esquema general sistema de calentamiento tuberías

Figura 29. Esquema general sistema de calentamiento tuberías (2)

Figura 30. Colector

Figura 31. Características técnicas captador

Figura 32. Disponibilidad recurso solar (Cinturón Solar)

Figura 33. Variación de irradiación Invierno-Verano

Figura 34. Tabla propiedades del aire a presión atmosférica en función de la temperatura.[2]

Figura 35. Funcionamiento de una planta con/sin almacenamiento

Figura 36. Esquema campo solar Archimede

Figura 37. Fotografía campo solar Archimede. Imagen del uso de liras.

Figura 38. Imagen tramos de tuberías bajo estudio en el proyecto

Figura 39. Imagen entrada y salida de los lazos de campo solar de Arhimede

Figura 40. Esquema general de temperaturas- Central sales fundidas

Figura 41. Esquema general temperatura-Central Archimede

Figura 42. Tanque almacenamiento caliente Archimede

Figura 43. Esquema de temperatura lazo-sales fundidas


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Figura 44. Fotografía tanques de sales fundidas frio/caliente

Figura 45. Características técnicas Archimede en función de la radiación

Figura 46. Imagen entrada de lazo

Figura 47. Esquema de la retribución necesaria para dar viabilidad a cada tipo de tecnología renovable

Figura 48. Tabla de precios del fabricante- Manta PROROX WM 940

Figura 49. Tabla de precios fabricante lana cerámica

Figura 50. Fotografía tubería del campo solar sin aislamiento y tubería con aislamiento- Archimede

Figura 51. Fotografía de la red fría/caliente aislada- Archimede

Figura 52. Espesor óptimo de aislamiento según fabricante de lana de roca


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INDICE DE TABLAS

Tabla 1. Caudal nominal por tramo

Tabla 2. Diámetros interiores y pérdidas de carga con velocidad constante

Tabla 3. Diámetros normalizados (fabricante)

Tabla 4. Velocidad y pérdidas de carga con diámetros normalizados

Tabla 5. Sin aislamiento - Red caliente

Tabla 6. Sin aislamiento – Red fría

Tabla 7. Máxima pérdida térmica por metro – Red caliente

Tabla 8. Pérdidas térmicas totales en el año modelo – Red caliente

Tabla 9. Variación máxima de la temperatura – Red caliente

Tabla 10. Temperatura de salida del campo solar (Tramo 5)– Red caliente

Tabla 11. Máxima temperatura superficial exterior – Red caliente

Tabla 12. Mínima temperatura de salida por tramo – Red caliente

Tabla 13. Máxima temperatura de salida por tramo – Red caliente

Tabla 14. Máxima pérdida térmica por metro – Red fría

Tabla 15. Pérdidas térmicas totales del año modelo – Red fría

Tabla 16. Variación máxima de temperatura – Red fría

Tabla 17. Temperatura de salida del tramo 1 (Tramo más alejado) – Red fría

Tabla 18. Máxima temperatura superficie exterior – Red fría

Tabla 19. Mínima temperatura de salida por tramo – Red fría

Tabla 20. Máxima temperatura de salida por tramo – Red fría

Tabla 21. Influencia del espesor de aislamiento sobre la temperatura de salida con


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distinta irradiación – Red Caliente

Tabla 22. Influencia del espesor de aislamiento sobre la temperatura de salida con distinta irradiación – Red Fría

Tabla 23. Caso más desfavorable- sin radiación

Tabla 24. Coste aislamiento

Tabla 25. Coste de oportunidad

Tabla 26. Coste total

Tabla 27. Características red caliente con espesor óptimo

Tabla 28. Características red fría con espesor óptimo

Tabla 29. Resistencias eléctricas con espesor óptimo

Tabla 30. Relevancia de las resistencias eléctricas para el espesor de óptimo

Tabla 31. Análisis económico con espesor óptimo


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NOMENCLATURA

Superficie exterior

Superficie interior de la tubería de acero

Coste electricidad producida por la planta

Coste aislamiento lana de roca

Coste aislamiento lana cerámica

Coste de las pérdidas tras N años de funcionamiento

& Coste mantenimiento aislamiento

Coste de las pérdidas térmicas de la red de tuberías

Coste total de aislamiento con un mismo espesor

Coste total, suma del coste de las pérdidas y el aislamiento

Calor especifico del aire

Calor especifico del fluido

Diámetro interior tubería de acero inoxidable

Diámetro exterior tubería de acero inoxidable

Diámetro exterior del aislamiento de lana cerámica

Diámetro exterior del aislamiento de lana de roca

Factor de fricción

Aceleración de la gravedad

Radiación incidente

Coef. de película interior

Coef. de película exterior tras realizar la iteración

Coef. de película exterior al comienzo de la iteración

Intensidad de la radiación infrarroja sobre el plano horizontal


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Coef. de película de radiación exterior

Tasa de interes

Conductividad térmica del acero inoxidable

Conductividad térmica del aire

Conductividad del aislamiento de lana ceramica

Conductividad del fluido

Conductividad del aislamiento de lana de roca

Factor de pérdidas

Longitud de los tramos

Caudal másico del fluido por tramo

Caudal másico nominal de fluido por lazo

Nusselt convección exterior

Nusselt convección interior

N Cobertura del cielo (3 [Abril-Octubre]; 5 el resto)

Presión de entrada

Presión de salida

Pr Prandtl fluido

Prandtl aire

Potencia térmica del campo solar

Potencia térmica pérdida

Calor transferido por convección

Potencia perdida

Potencia útil en el captador

Potencia procedente del Sol

Potencia térmica pérdida durante el año modelo en la red caliente


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Numero de Rayleigh del aire

Resistencia de conducción del aislamiento de lana cerámica

Resistencia de conducción del aislamiento de lana de roca

Resistencia de conducción de la tubería de acero inoxidable

Resistencia de convección libre exterior

Resistencia de convección forzada interior

Resistencia de radiación

Reynolds exterior

Reynolds interior

Múltiplo solar

Temperatura ambiente exterior

Temperatura del cielo (cuerpo negro)

Temperatura de entrada del fluido en el tramo

Temperatura de salida del fluido en el tramo

Temperatura media

Temperatura media de pelicula del aire en la sup ext

Temperatura superficie exterior

Velocidad del fluido por tramo

Velocidad del fluido en el lazo

Coeficiente de absorción del aluminio

Coeficiente de absorción del acero

Coeficiente de absorción del cielo

Pérdida de carga

Emisividad del acero inoxidable

Emisividad del aluminio

Emisividad del cielo


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Viscosidad cinemática del aire

Densidad del aire

Densidad del fluido

Viscosidad dinámica del aire

Viscosidad cinemática del fluido

Constante de Stefan-Boltzmann

β Número adimensional del aire

Temperatura efectiva del cielo

Temperatura seca del aire

Temperatura seca del aire

Temperatura de rocio del aire


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1. OJBETIVO

El objetivo de este proyecto es la optimización del espesor de aislamiento de la red de tuberías de sales fundidas en una instalación de Captadores Cilindro-Parabólicos (CCP).

La red tuberías trasporta el fluido frio desde el tanque de almacenamiento hasta la entrada de los lazos, y la recoge caliente a la salida de estos, para transportarlo hasta el ciclo de potencia.

En el planteamiento del proyecto, inicialmente se analizan las características técnicas de la instalación. Posteriormente se determina el diámetro normalizado de la red de tuberías de acero inoxidable por las que circula la sal fundida. Una vez establecidos dichos diámetros se desarrolla el análisis paramétrico mediante analogía eléctrica que permite determinar las pérdidas térmicas en cada tramo en función del espesor de aislamiento. Por último conocidos los resultados del análisis térmico, se plantea el análisis económico que permite finalmente establece el espesor óptimo de aislamiento cumpliendo con los criterios térmicos de la instalación.

Se ha tomado como referencia la primera planta construida de captadores cilindro-parabólicos que emplea la sal fundida como fluido de trabajo y de almacenamiento, llamada Archimede, localizada en Priolo Gargallo, Sicilia (Italia) e inaugurada en julio del 2010.

Figura 1: Funcionamiento captador cilindro-parabólico


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2. INTRODUCCIÓN

2.1. DESCRIPCIÓN GENERAL DE LA TECNOLOGÍA

Los captadores cilindro-parabólicos (CCP) están compuestos por espejos distribuidos en forma de parábola que reflejan la radiación solar directa concentrándola sobre un tubo receptor localizado en la línea focal. La radiación solar concentrada produce el calentamiento del fluido de trabajo que circula por el interior del tubo receptor. El fluido de trabajo es conducido hasta la isla de potencia, donde gracias al aumento de su energía termodinámica, genera vapor de agua sobrecalentado. El vapor producido es empleado en el ciclo de potencia, donde mediante el movimiento de una turbina se genera energía eléctrica que se vierte a la red. La energía termodinámica sobrante obtenida en el campo solar se almacena para su posterior empleo en periodos de radiación insuficiente.

Las plantas con capacidad de almacenamiento ofrecen importantes ventajas. La capacidad de gestión de la generación eléctrica permite ajustar el perfil de producción de manera más acorde con el uso real de electricidad y reducir la variación diaria con el consiguiente menor impacto en la gestión de la red.

Por otra parte las plantas con almacenamiento pueden generar mayor electricidad para la misma potencia instalada, haciendo por tanto un uso más eficiente de la turbina. Por el contrario, las plantas con almacenamiento requieren una mayor inversión.

2.2. HISTORIA

Las primeras centrales de energía termosolar (CET) comerciales datan de 1984.Sin embargo, después de varios años sin desarrollo de nueva capacidad, la generación termoeléctrica está viviendo un nuevo impulso. Principalmente por el impulso de España y EEUU y, en menor medida, de Oriente Medio, Australia y Norte de África. Se observa una representación en el mapa adjunto proporcionado por el IDAE (Instituto para la Diversificación y Ahorro de Energía) [32],

Dentro de la tecnología de generación termoeléctrica, existen varios sistemas diferentes, con diverso grado de madurez tecnológica e impacto:

• Captador Cilindro-Parabólico (CCP) es la tecnología más extendida y supone un ~90% de la capacidad mundial instalada.

• Receptor Central de Torre, con sus múltiples variantes, alcanza un ~10% de la capacidad mundial instalada.

• Los discos parabólicos (o discos Stirling), no alcanzan el 1% de la capacidad mundial instalada.


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• La tecnología de captadores lineales de Fresnel tampoco llega al 1% de la capacidad mundial instalada.

En la actualidad, los sistemas de energía termosolar, a excepción del disco parabólico, ofrecen posibilidades de almacenamiento de energía con tanques de sales fundidas (nitrato de Sodio-NaNO3 y nitrato potásico-KNO3), que convierten a la tecnología termosolar en una de las pocas energías renovables gestionables a día de hoy.

2.3. CENTRAL “ARCHIMEDE”

Desde el año 2001 se puso en marcha un proyecto por parte de ENEA para investigar el empleo de sales fundidas como fluido de trabajo y almacenamiento en Central Cilindro-Parabólicas (CCP) [12].

Figura 2: Esquema general de una Central Cilindro-Parabólica

Para comprobar la viabilidad del proyecto inicialmente se construyó una planta piloto denominada “Solterm”, ubicada en Casaccia (Italia), que comenzó a operar en Abril del 2004, después de varias pruebas preliminares. Está formada por un lazo de un solo captador de 100m que consta de 8 módulos.

Figura 3: Planta piloto Solterm


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Figura 4. Esquema general planta piloto Solterm

Objetivos de la planta piloto [12]:

Analizar el comportamiento de los componentes del proceso (bombas, válvulas, tuberías, etc.) con sales fundidas como fluido de transferencia de calor.

Verificar el sistema de control y sistema operativo de gestión de las sales fundidas.

Probar la eficiencia óptica y térmica de los nuevos captadores solar, que emplean CERMET y permiten alcanzar hasta 550ºC. Llamados HCEMS 11 [7]

Un acuerdo entre ENEA y ENEL (la principal generadora de electricidad italiana) permitió diseñar el proyecto Archimede, cuyo objetivo consistiría en verificar la viabilidad de la integración de una planta solar en una central de ciclo combinado empleando la tecnología desarrollada por ENEA. El proyecto finalmente se llevo a cabo en Priolo Gargallo, Sicilia (Italia) [28].

Figura 5. Esquema general proyecto Archimede


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Figura 6. Campo solar de la planta Archimede

Comenzó a construirse en Julio del 2008 y se inauguró en Julio del 2010, con una potencia eléctrica bruta de 5 MW y una potencia eléctrica neta de 4,72 MW. El campo solar consta de 9 lazos con 6 captadores de 8 módulos cada uno. Con un sistema de almacenamiento con capacidad de 7 horas equivalentes.

Figura 7. Ubicación Archimede

2.4. PROGRAMA DE CÁCULO “EES”

En este proyecto se emplea el programa EES (Engineering Ecuation Solver), para resolver los sistemas de ecuaciones necesarios e iteraciones. Tanto del dimensionamiento de la red de tuberías como del análisis de los mecanismos de trasferencia de calor que permiten determinar las pérdidas térmicas.

Dicho programa resuelve sistemas de ecuaciones no lineales. Proporciona muchas funciones útiles para problemas termodinámicos y de trasferencia de calor. También permite desarrollar tablas paramétricas y generar gráficos. Del mismo modo también determina las propiedades de ciertos fluidos, como el aire, en función de los parámetros introducidos.


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3. CARACTERÍSTICAS DE LA INSTALACIÓN

3.1. FLUIDO DE TRABAJO

En este apartado se analizan los tipos de fluidos de trabajo (fluido calorportador o Heat Transfer Fluid) empleados en centrales de energía termosolar (CET) y su viabilidad para operar en sistemas de captadores cilindro-parabólicos (CCP) [5].

3.1.1. Aceite térmico

3.1.2. Agua liquido/vapor

3.1.3. Sales fundidas

3.1.4 Gases a presión

3.1.1. ACEITE TÉRMICO

En la actualidad los fluidos de trabajo más empleados son los orgánico sintéticos o aceites sintéticos, entre los que destaca la mezcla compuesta por un 26,5% de oxido de difenilo (C12H10O) y un 73,5% de bifenilo (C12H10). Esta mezcla presenta el mejor compromiso entre economía y comportamiento aunque posee grandes dificultades en su manejo, que condicionan los resultados de explotación de las plantas.

Ejemplos de aceites empleados:

-THERMINOL - VP1 (fabricante Therminol)

-DOWTHERM-A (fabricante Dow Chemical)

El aceite trabaja entre los 290ºC a la entrada del lazo y los 390ºC a la salida, lo que supone un incremento de temperatura de 100ºC en el interior de los lazos.

Dichos aceites presentan las siguientes desventajas para su uso como fluido de trabajo en sistemas de captadores cilindro-parabólicos (CCP):

Una mayor temperatura a la salida del campo solar, implicaría un mayor rendimiento global en la planta, pero las características químicas del fluido limitan la temperatura máxima a 400ºC.La degradación parcial que sufre el aceite a elevadas temperaturas, limita el rendimiento de la planta. Cuando se alcanza dicha temperatura máxima las reacciones de degradación aumentan exponencialmente de velocidad, originándose hidrocarburos volátiles y pesados, que plantean problemas de seguridad y conllevan el empleo de sistemas auxiliares para su retirada, lo que implica un aumento del coste de mantenimiento y operación. Sistemas auxiliares tales como: sistemas de


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amortización, planta de regeneración, filtros y destiladores.

De igual modo el aceite presenta cristalización a 12ºC y eso obliga a tomar precauciones especiales en periodos de bajas temperaturas y ausencia de radiación solar.

Riesgo de incendio, que provoca problemas de seguridad, ante posibles fugas de aceite como ya ha ocurrido en la planta de SEGS I (Solar Energy Generating Systems; en Barstow, California), que produjo un gran incendio que destruyó prácticamente la central. Los aceites sintéticos empleados presentan elevado punto de inflamación y autoignición.

Carácter contaminante y toxico debido a su composición, principalmente de bifenilo (C12H10) y Oxido de difenilo (C12H10O). Presenta una alta toxicidad para el hombre. El aceite presenta un alto riesgo de fuga, lo que conlleva la posibilidad de contaminación del terreno y con ello la inutilización del terreno una vez que la planta deja de funcionar.

Actualmente se analizan diversos fluidos como candidatos para sustituir los aceites térmicos en las plantas termosolares, como son: Sales Fundidas; Agua (con su correspondiente cambio de estado líquido/vapor) y gases a presión. La tabla adjunta reúne las ventajas y desventajas de dichas alternativas frente al aceite térmico. [5]

Figura 8. Comparación fluido de trabajo [5]


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Todavía no es posible determinar cuál de las tres alternativas es más conveniente para su empleo en plantas comerciales, puesto que no se dispone de datos experimentales suficientes. Es precisamente por ello por lo que hay un amplio campo de actuación en I+D relacionado con el análisis de las alternativas de fluido de trabajo. Es necesario determinar la viabilidad comercial de dichas plantas.

3.1.2. AGUA LIQUIDO/VAPOR

La situación más lógica e ideal resultaría ser emplear agua (liq/vapor) como fluido, por su carácter medioambiental y sin riesgo de incendio o contaminación, a diferencia del aceite térmico que si lo plantea en caso de fuga.[5]

Su empleo consiste en alimentar el campo solar directamente con agua líquida a presión, de modo que el agua se precalienta, evapora y convierte en vapor sobrecalentado conforme circula desde la entrada hasta la salida de los lazos de captadores que componen el campo solar de la planta.

El proceso se denomina Generación Directa de Vapor (GDV). Conceptualmente resulta simple pero a nivel de ingeniería presenta muchos inconvenientes inmediatos, por la existencia de un flujo bifásico líquido/ vapor. Para que el agua no se evapore a dicha temperatura, su presión debe ser superior a la presión de saturación de la temperatura máxima que alcance el fluido, por lo que las tuberías deberían soportar una presión muy alta. Para los valores de temperatura y presión requeridos en este tipo de centrales no es posible la utilización de agua líquida como fluido sin que se produzca cambio de fase y aunque esto presenta la ventaja de la generación directa de vapor sin necesidad de un fluido intermedio, el cambio de fase implica un control más complejo y un problema en el almacenamiento de energía.

En España existe una planta experimental, llamada DISS, en la Plataforma Solar de Almería (PSA), la cual lleva operando desde 1998. Produce vapor sobrecalentado en los tubos receptores hasta una presión de 100 bares y una temperatura de 400ºC. Pero dicha planta experimental solo posee una fila de captadores (un lazo), puesto que este sistema de Generación de Vapor Directo (GDV) se complica a la hora de emplear un mayor número de lazos. [5]

El principal inconveniente que supone el empleo de agua como fluido es su necesidad de disponer de un sistema de almacenamiento térmico especial, puesto que al extraer la energía térmica del vapor producido en el campo solar, el vapor se condensa y dicha condensación se realiza a temperatura constante por ser un cambio de fase. Los sistemas de almacenamiento actuales se realizan por almacenamiento térmico mediante calor sensible, aumento la temperatura del medio de almacenamiento que suele ser una mezcla de sales fundidas. Luego el sistema que se emplearía para almacenamiento en las plantas de GDV seria mediante calor latente, cambio de fase, en el medio de almacenamiento. De manera que el medio de almacenamiento pasaría de solido a liquido al absorber la energía térmica que posee el vapor sobrecalentado, y posteriormente cristalizarse al liberar dicha energía, cuando se convierta en vapor el


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agua líquida para posteriormente introducir dicho vapor en el ciclo de potencia y producir energía con el calor almacenado. Debido a los necesarios gradientes térmicos entre el agua y el medio de almacenamiento para llevar a cabo la transferencia de calor, la temperatura y presión del vapor que se genera al descargar el sistema de almacenamiento térmico son siempre menores que los del vapor primario usado para cargar el sistema de almacenamiento. De manera que el rendimiento del sistema de almacenamiento resulta bajo. Estos sistemas son un reto importante en I+D que se están intentando mejorar y desarrollar para poder utilizar la tecnología de las plantas de GDV.

3.1.3. SALES FUNDIDAS

La alternativa más atractiva hasta el momento para sustituir al aceite térmico, usado prioritariamente en la actualidad, son las sales fundidas. Dichas sales fundidas son empleadas actualmente en los sistemas de almacenamiento.

Se pueden distinguir dos tipos de sistemas de almacenamiento [12]:

Sistema Indirecto: la sal fundida se emplea en el sistema de almacenamiento térmico y el aceite como fluido que circula por el campo solar.

Sistema Directo: emplea la sal como único fluido, tanto en el sistema de almacenamiento térmico como por el campo solar. Eliminando el uso del aceite en la instalación.

Figura 9. Características técnicas sistema de almacenamiento [12]

La tabla refleja las características técnicas que permiten la comparación entre los dos sistemas para una planta de la misma potencia. Se llega a la conclusión de que las sales tienen mejores propiedades cuando el sistema es directo por varios factores, se requiere menor cantidad de sales, se almacenan a mayor temperatura y se eliminan las pérdidas en el intercambiador de aceite y sal fundida, puesto que no sería necesario en el sistema directo de almacenamiento.


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Las principales ventajas de las sales fundidas como fluido de trabajo son [5]:

Posibilidad de incrementar la temperatura del vapor por encima de los 400ºC del aceite. Las sales son estables hasta temperaturas próximas a los 600ºC. Como consecuencia de elevar la temperatura de salida del lazo se mejora la eficiencia del ciclo de Rankine de la turbina con el vapor que se introduce. La eficiencia del ciclo aumenta de un 37,6% que se obtiene con la temperatura máxima del aceite, del orden de 393ºC a un rendimiento del 40% con el empleo de las sales fundidas a 500ºC. [12]

No son contaminantes. De hecho, las sales fundidas se usan como fertilizante de uso común en la agricultura. Ofrecen mayor resistencia a las fugas, y en caso de producirse una fuga, esta se solidifica antes de filtrarse en el terreno debido al alto punto de solidificación que presentan las sales, en torno a 200ºC.

El uso de sales fundidas permite emplear el fluido de trabajo como fluido de almacenamiento, pudiendo eliminar así el intercambiador de calor que es necesario en el sistema de almacenamiento de las centrales actuales, eliminando así las pérdidas asociadas a él (Sistema Directo).

Las desventajas que presentan dichas sales fundidas son las siguientes:

Presentan un alto punto de cristalización, solidifican a temperaturas superiores a los 200ºC. Esto obliga a instalar costosos y complicados sistemas de calentamiento que eviten la solidificación de las sales en los distintos tramos de tuberías del campo solar, para los momentos en los que el campo se encuentra inactivo o presenta una temperatura ambiente baja.

Riesgos asociados al trabajo con fluidos de alta temperatura.

La temperatura de operación del fluido se encuentra limitada por la selección de componentes del sistema, válvulas, tuberías, bombas, etc.

Presentan un mayor índice de corrosión que el aceite sintético, que afectará del mismo modo a la selección de los componentes del sistema de trasporte de las sales fundidas.

Figura 10. Imagen sal fundida (fluido de trabajo)


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En la tabla adjunta obtenernos la comparación de las propiedades de tres tipos de sales fundidas con el aceite sintético, Therminol VP-1 [33]

Figura 11. Características técnicas fluido de trabajo

Sal Solar (Solar salt): Fue seleccionada como la sal más práctica para producción de energía en con tecnología de receptor central de torre, puesto que el límite superior de temperatura de funcionamiento 600ºC permite utilizar las más avanzadas turbinas del ciclo de Rankine. Presenta un coste más bajo que las sales de nitrato. Poseen la mayor temperatura estable de operación. Presenta buenas propiedades a la hora de la transmisión de energía por transporte, posee un alto coeficiente de transferencia de calor, elevada densidad, bajas presiones de trabajo y elevado calor especifico. La desventaja principal es su elevado punto de congelación que es de 220ºC que limita su uso en CCP debido a los riesgos de congelación debido a la mayor extensión de la red de tuberías que tienen este tipo de centrales.

HITEC: Ofrece un menor punto de congelación de aproximadamente 142ºC a un coste mayor. El punto de congelación es de gran importancia en el campo de captadores cilindro-parabólicos como ya se ha comentado, debido a las dificultades probables y los costes asociados a la protección frente a la congelación en un campo amplio de tuberías. Principalmente por este motivo se consideró añadir Calcio a la mezcla para obtener un punto de congelación menor 120ºC aunque implica un mayor riesgo y una menor temperatura máxima de operación de 500ºC, es el caso de HITEC XL.


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Actualmente se está estudiando la viabilidad tecnológica y comercial del uso de sales fundidas en instalaciones experimentales con captadores cilindro-parabólicos como la planta de Archimede de ENEL sobre la que se basa este proyecto.

La sal fundida empleada en la planta Archimede, que es la planta CCP que se está tomando como referencia, en el presente proyecto es Solar Salt, compuesta por un 60% de NaNO3 nitrato sódico y un 40% de KNO3 nitrato potásico, y presenta la mayor temperatura de funcionamiento. Cuyas propiedades en función de la temperatura, se comentará en próximos apartados. [28]

La principal desventaja que presentan las sales fundidas es su alto punto de cristalización, puesto que solidifican a temperaturas superiores a 200ºC. Las centrales de captadores cilindro-parabólicos (CCP) frente a las centrales de receptor central de Torre, presentan un riesgo mayor a la hora del empleo de sales fundidas como fluido calorportador, debido a que las CCP posee mayor longitud de tuberías y ello conlleva una mayor pérdida de calor en el recorrido y un mayor riesgo de congelación de las sales fundidas. Por ello el empleo de sales fundidas en CCP requiere un mayor estudio de aislamiento térmico de las tuberías, y un análisis de los puntos de mayor riesgo de congelación de las sales llevando a incluir sistemas de calentamiento mediante resistencias eléctricas a lo largo de las tuberías para evitar la cristalización de las sales durante el recorrido. Dichos sistemas de calentamiento suponen mayores consumos parásitos en la planta, lo que pone en entredicho su viabilidad comercial.

3.1.4. GASES A PRESIÓN

La tercera opción que se está investigando en la actual es el uso de gases a presión como fluido de trabajo en el interior de los captadores. Esta es la opción menos desarrollada hasta el momento.

El empleo de gases frente al uso de aceite térmico, conlleva la posibilidad de generar vapor a temperaturas superiores a los 400ºC del aceite sintético, mejorando la eficiencia al aumentar la temperatura de trabajo.

En el año 2007 se construyó en la Plataforma Solar de Almería (PSA) una planta experimental para el estudio de la viabilidad técnica de gases como CO2; N2; etc. a presión para captadores cilindro-parabólicos. Se han realizado experimentos con CO2 a una presión del orden de 50 bar que han puesto de manifiesto la viabilidad técnica de esta opción, pero al igual que con las otras dos alternativas es necesario ver su viabilidad comercial. El principal inconveniente es debido a la caída de presión en las tubería que sufre el gas, lo que obliga a adoptar diseños modulares para el campo solar, lo cual incrementaría su coste, y pondría en entre dicho su viabilidad comercial. Otro inconveniente del empleo de gases está relacionado con la transferencia de calor en los captadores debido al pobre coeficiente de transferencia de calor de los gases. El riesgo de contaminación dependerá del tipo de gas empleado. [5]


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3.2. CONFIGURACIÓN DEL CAMPO SOLAR

Las sales fundidas deben ser transportadas desde cada uno de los lazos (formados por captadores) hasta el sistema de potencia mediante un conjunto de tuberías interconectadas entre sí. Es decir, dos tuberías principales, una para la entrada del fluido frio y otra para el retorno del fluido caliente. Cada lazo se conectara a ambas para la toma y retorno del fluido.

La central cilindro-parabólica de Archimede que se considera en este proyecto está constituida por un solo campo de captadores (no se ha realizado ninguna división en subcampos).

La distribución de los captadores sobre el campo y su posición con respecto al bloque de potencia será de forma que se disminuya la distancia, para que se minimices las pérdidas que sufre el fluido a lo largo del recorrido. Esta disposición consistirá en situar el sistema de potencia en la parte central del campo, de manera que el número de lazos será igual a ambos lados del sistema de potencia. Es decir, una distribución simétrica respecto a la isla de potencia. De manera que se dispone de un total de nueve lazos, con 6 captadores de 100m cada uno. Cuatro de los lazos a un lado del sistema de producción de potencia, cuatro lazos al otro y un lazo en la parte central de la configuración, tal y como aparece en la figura adjunta [28].

Figura 12. Configuración del campo solar [28]

Se dota al campo de una cierta inclinación que permita la limpieza y purga de las tuberías, para evitar el ensuciamiento y consecuentes obstrucciones producidas por posibles solidificaciones debidas al elevado punto de congelación que poseen las sales fundidas, en torno a los 238ºC.

Los diámetros de las tuberías cambiaran a lo largo del recorrido por los distintos tramos, porque a medida que la sal fundida va bifurcándose hacia los sucesivos lazos, el diámetro de las tuberías se irá reduciendo para mantener la velocidad de la sal constante.


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3.3. TUBERÍAS ACERO INOXIDABLE

Las tuberías de sales fundidas deben estar preparadas para soportar elevadas temperaturas y los efectos de la corrosión. Por ello se emplearán tuberías de acero inoxidable austeníticos.

Los aceros inoxidables austeníticos (Serie 300) son los más utilizados por su amplia variedad de propiedades, se obtienen agregando Níquel a la aleación, por lo que la estructura cristalina del material se transforma en austenita y de ahí su nombre. El contenido en Cromo varía de 16 al 28%, el de Níquel de 3.5 al 22% y el de Molibdeno 1.5 al 6%. Los tipos más comunes son el AISI 304, 304L, 316, 316L, 310 y 317. Sus propiedades básicas son: excelente resistencia a la corrosión, excelente factor de higiene-limpieza, fáciles de transformar, excelente soldabilidad, no se endurecen por tratamiento térmico, se pueden utilizar tanto a temperaturas criogénicas como a elevadas temperaturas. De las ventajas del acero inoxidable, aparte de las correspondientes a los tubos de acero al carbono, cabe destacar, la buena resistencia a la acción de ciertos agentes corrosivos como atmosferas industriales. Adecuados para ambientes húmedos y elevadas temperaturas. El inconveniente es que su precio es más caro frente a los acero al carbono.

Principales aplicaciones: utensilios y equipos para uso domestico, hospitalario y en la industria alimentaria, tanques, tuberías, etc.

De la documentación de la sal fundida empleada se obtiene el siguiente análisis de la velocidad de corrosión de la sal fundida para distintos tipo de metales [21].

Figura 13. Analisis velocidad de corrosión de la sal fundida [21]


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De los datos de la planta piloto se obtiene un estudio de las pérdidas de material en tres tipos de aceros sometidos a una temperatura de 550ºC [12]

Figura 14. Efecto corrosión [12]

En la planta Archimede sobre la que se basa este proyecto se han empleado tuberías de acero inoxidable austenítico AISI 316L que presenta las mejores propiedades contra la corrosión y soportar la temperatura de 600ºC de operación,

Propiedades del AISI 316L (L= reducción del contenido de carbono): Altamente resistente a la corrosión, notable en medios ácidos. Soldable. Dúctil a todas las temperaturas. Buena resistencia a la oxidación hasta una temperatura de 900ºC (1652ºF) pero no se garantizan las propiedades a la deformación por encima de 500ºC. Resiste a la corrosión, no de una manera general, especialmente cuando se trata de una corrosión por picaduras. Los elementos que producen este tipo de corrosión son el flúor, cloro, bromo y yodo (halógenos). El cloro es el elemento más común de todos ellos presente en ambientes marinos y agua potable. Sin embargo después de un periodo de tiempo expuesto a 550ºC, el acero AISI 316L se oxida más (como se observa en la imagen), el espesor de la pared del material habrá disminuido y por tanto resistirá menos ante un mismo esfuerzo. Susceptible a la rotura por corrosión bajo tensiones. Su coeficiente de dilatación térmica es menor. El coeficiente medio de expansión térmica del acero inoxidable austenítico es de 17.46·10-6 /ºC para una temperatura máxima de 500ºC. [12]

Se diferencia con el AISI 316 en que el contenido máximo de carbono es menor, siendo 0,08 en el 316 y 0,03 en el AISI 316L. El bajo contenido de carbono evita la corrosión intergranular.


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Figura 15. Composición AISI 316 y 316L

A la hora de dimensionar la red de tuberías hay que recordar del mismo modo que el principal inconveniente que presenta el uso de sales fundidas como fluido de trasporte de calor, es su alto punto de congelación, por ello se emplean sistemas de prevención para que no se produzca la solidificación de las sales. Este sistema se compone de una serie de resistencias distribuidas a lo largo de toda la red de tuberías, que mantienen la temperatura por encima del punto de congelación. Mantener las tuberías de acero calientes con una temperatura de 290ºC reduce las cargas térmicas y dilataciones en la red de tuberías pero los consumos parasitarios de las resistencias térmicas disminuyen la eficiencia de la central y ponen en entredicho su viabilidad. Para evitar el consumo de estos sistemas de calentamiento auxiliares que disminuirían el rendimiento de la planta, se emplean también recubrimientos aislantes por toda la red de tuberías que limitan la transferencia de calor desde el fluido hacia el ambiente.

La planta piloto “Solterm” se instaló en el año 2000 con el objetivo de establecer una plataforma de ensayos para un lazo de captadores de canal parabólico con sales fundidas en condiciones de operación reales. El único incidente grave ocurrió durante la fase de puesta en marcha, con el sistema operativo en modo manual, debido a una indicación errónea de la posición de la válvula que condujo a la rotura de la tubería debido a la solidificación de la sal.[12]

Figura 16. Efecto rotura tubería tras obstrucción de sales funididas


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3.4. AISLAMIENTOS

Los materiales aislantes se definen como tales por una propiedad física que expresa la facilidad o dificultad con que el calor atraviesa el material, la conductividad térmica. Se pueden clasificar según su composición en dos grandes grupos: minerales y plásticos. [35]

Figura 17. Clasificación tipos de aislamientos [35]

Para tuberías empleadas en la industria y sometidas a elevadas temperaturas se emplean aislantes minerales. En la tabla aparece la temperatura máxima de empleo de cada uno de los tipos. Dicha temperatura es aquella que provoca sobre el asilamiento una deformación del 5% de su espesor bajo una carga uniforme constante de 1000 Pa.

La estructura química de los aislantes minerales hace que estos resulten incombustibles y no desprendan gases tóxicos. Estas cualidades proporcionan un buen comportamiento frente al fuego.

Este proyecto que estudia del espesor óptimo del aislamiento necesario para una planta termosolar cilindro-parabólico que emplea sales fundidas a 550ºC como fluido caloportador, se podría emplear lana de roca y lana cerámica como materiales de aislamiento. La lana cerámica resulta más costosa que la lana de roca, pero presenta mejores propiedades con espesores menores.

3.4.1. CONDICIONES DE DISEÑO

Para realizar el diseño del aislamiento de una instalación es necesario determinar y tener en consideración las siguientes pautas [15]:

Hay que tener en cuenta que la distancia mínima, incluyendo el aislamiento, entre las superficies exteriores de las tuberías de entrada del fluido (fría) y de retorno (caliente) ha de ser mayor de 100mm. Del mismo modo la distancia con el resto de


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objetos también tendrá que ser mayor de 100mm. Para que pueda considerarse despreciable el flujo de calor por radiación entre las superficies, debido a que las superficies se encontraran a distinta temperatura. En la instalación bajo estudio en este proyecto, la distancia entre ambas tuberías es mayor de 100mm.

Es necesario conocer el método de operación distinguiendo entre operación continua o interrumpida y conociendo si la temperatura ambiente es menor o mayor que la temperatura del fluido en el interior de la tubería, y si esa situación es constante en todo el régimen de operación de la tubería. En el caso bajo estudio en este proyecto el régimen de operación es continuo, pero en todo momento la temperatura en ambas tuberías, la de entrada y la de salida, es mayor que la temperatura ambiente debido al régimen de operación de las sales fundidas empleadas.

Otra de las ventajas del empleo de aislamiento es la de proteger a las tuberías de riesgo de heladas. Hay que considerar el comportamiento del aislamiento en condiciones de heladas. Bajo esta situación será necesario el uso de sistemas auxiliares para evitar su solidificación, como son las resistencias térmicas.

Las condiciones ambientales han de ser tenidas en cuenta a la hora del mantenimiento de la instalación. Puede llegar a producirse una acumulación de humedad en el aislamiento, que produciría una mayor conductividad térmica, y un aumento de la posibilidad de corrosión de la instalación. Tienen mayor riego de presentar humedad las instalaciones cuya temperatura en el interior la tubería es menor de 120ºC o su régimen de operación es interrumpido, que da lugar a la producción de condensación en la superficie. En dichas situaciones se deja una cámara de aire entre el aislamiento y el revestimiento, y se realizan agujeros en el revestimiento de 10 mm cada 300mm. Las lanas minerales son una combinación de fibras inorgánicas no porosas que dotan al aislamiento de propiedades como la impermeabilidad y permiten que sea transpirable (fibras abiertas, permiten el paso del vapor de agua), lo cual les hace poco vulnerable al agua. Luego las lanas minerales como aislantes que mantienen la resistencia mecánica, la rigidez y las dimensiones ante cambios de temperatura y humedad, manteniendo así sus propiedades durante el paso del tiempo, incluso ante entorno agresivos. Su carácter no capilar evita el desarrollo bacteriano, y hace que no sea necesario el empleo de fungicidas para su mantenimiento, frente a la humedad.

Presentan una muy buena durabilidad, con muy bajo coste de mantenimiento, dado que la composición es una combinación de rocas y fibras inorgánicas.

En cuanto a lo relativo a seguridad laboral, la temperatura de la superficie de la tubería ha de ser menor de 60ºC, una temperatura mayor puede dar lugar a quemaduras graves en la piel de los trabajadores durante maniobras de mantenimiento u operación. Un mayor espesor de aislamiento disminuye la temperatura en la superficie en contacto con el aire. La temperatura de la superficie exterior del aislamiento será uno de los parámetros fijados por condiciones de seguridad que será necesario para la determinación del espesor mínimo de la capa de aislamiento de la red de tuberías (criterio térmico 1 de la instalación).


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Las lanas minerales empleadas como aislantes permiten asegurar la estabilidad de la temperatura del proceso. Por ello es necesario conocer la temperatura de entrada del fluido en la tubería, y la variación que puede producirse durante su recorrido, en función del método de operación (criterio térmico 2de la instalación).

Para la selección del material de aislamiento, por condiciones de seguridad se tomará un material que no resulte inflamable, como son las lanas minerales, que en caso de incendio servirá de protección contra el fuego, pues su punto de fusión se encuentra por encima de 1000ºC. Así en el caso del aceite permitiría aislar el aceite del fuego lo que evitaría que se produjese una explosión. En el análisis de los tipos de fluidos que pueden ser empleados en la plantas, apartado 3.1.1., uno de los inconvenientes que presentaba el aceite era el riesgo de explosión. Por ello en caso de incendio en la planta, un aislamiento con lana mineral permitiría aislar el aceite del fuego, y evitar así daños al personal. En la instalación sobre la que se está realizando el estudio de aislamiento en este proyecto, el fluido que circula por el interior de las tuberías es una sal fundida que no presenta riesgo de explosión como en el caso del aceite.

Pero aun sin riesgo de explosión como es el caso que se plantea en la planta de Archimedes por emplear sales fundidas como fluido de trabajo, el elevado punto de fusión de las lanas minerales permite evitar daños estructurales en la instalación en caso de incendio.

Las lana de roca y cerámica son productos 100% reciclable por lo que permiten ser empleados en proyectos que pretenden no ser perjudiciales para el medio ambiente como es el caso de las plantas de energías renovables que se analiza en este proyecto.

El empleo de lana de roca como aislante, también presenta prestaciones acústicas, reduciendo el ruido en la planta lo que resulta beneficioso para salud de los trabajadores de la central.

A efectos económicos un buen diseño del aislamiento de la red de tuberías de la planta implica la disminución de las pérdidas de calor del fluido caloportador (fluido de trabajo de la central) a su paso por la red de tuberías que permite su transporte hasta el sistema de potencia. Una disminución de las pérdidas de calor implica una mayor temperatura del fluido a la llegada al sistema de potencia y con ello un amento de la producción de energía de la central. De manera que aunque la inversión en aislamiento suponga un coste añadido en las instalaciones de la planta, esta proporcionara una mayor producción de energía. Se podría encontrar un óptimo económico de espesor de aislamiento que es el objetivo de este proyecto.


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3.4.2. LANA DE ROCA

La lana de roca es un producto aislante de muy buenas prestaciones térmicas, acústicas, de resistencia al fuego, incombustibilidad, de resistencia al agua y de protección del medio ambiente. Además es un material no inflamable que sirve incluso de protección pasiva ante incendios.

Se consulta el catálogo de la empresa ROCKWOOL que proporciona mayor detalle de las propiedades de todos sus productos y su valor económico. Además posee una gama de aislamientos de lana de roca especialmente dedicados a la industria y al aislamiento de tuberías que soportan elevadas temperaturas, se denominan PROROX. [15]

La lana de roca puede encontrarse en dos formatos que no presentan rigidez y pueden ser empleados para recubrir tuberías, en forma de coquilla o en forma de manta armada.

Figura 18. Formatos venta de aislamiento

Las coquillas empleadas en tuberías industriales de elevada temperatura son:

PROROX PS 970(680ºC)

PROROX PS 960 (650ºC)

Las mantas armadas empleadas en tuberías industriales de elevada temperatura son:

PROROX WM 940 (600ºC)



PROROX WM 970(680ºC)

Las coquillas poseen mayores ventajas frente a las mantas armadas, puesto que permiten mayor rapidez y mayor facilidad de instalación. Están formadas por una capa


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única y no es necesario el empleo de distanciadores adicionales. El uso de coquillas reduce el espesor de aislamiento frente al necesario con mantas armadas pero dado que en este proyecto se plantea un estudio más detallado del aislamiento, se empleará el formato de manta armada, que presenta un mayor catálogo de espesores y permite emplear superposición de capas para obtener el espesor deseado. Las coquillas se utilizan para diámetros de tubería menores de los empleados en este tipo de instalaciones cilindro-parabólicas a lo largo de la red de tuberías aparecerán numerosos codos, intersecciones y sistemas de dilatación térmica que del mismo modo serán necesarios aislar y que no es posible empleando coquillas y sí usando mantas armadas.

Figura 19. Codo de tubería aislado mediante manta

Desde el punto de vista económico, a la hora de solicitar un lote de coquillas, será necesario especificar el diámetro de tubería del tramo. Lo cual no permitiría obtener reducciones de precio por lotes grandes y para el mantenimiento y sustitución sería necesario especificar el tramo. Mientras que las mantas armadas se colocan rodeando las tuberías y se superponen capas si es necesario aumentar el espesor del aislamiento, todo ello permitiría solicitar lotes más grandes del mismo producto que abaratarían el pedido y se almacenarían para posteriores tareas de mantenimiento con independencia del tramo.

Figura 20. Superposición de mantas de aislamiento


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PROROX WM 940 es una manta armada de lana de roca volcánica cosida por una cara a una malla de acero galvanizado con hilos también de acero galvanizado. También puede solicitarse con hilo y malla de acero inoxidable. Su temperatura máxima de operación es 600ºC siendo su valor punta máximo de 750ºC.Ventajas que presenta son el buen rendimiento térmico y gran resistencia a la humedad.

La manta armada PROROX WM 940 presenta las siguientes características [14]

Figura 21. Características técnicas PROROX WM 940 [14]

Otro modelo como la manta armada PROROX WM 960 permite soportar mayores temperaturas, siendo la temperatura de trabajo de 660ºC y una temperatura máxima de 750ºC. Pero su valor se ve incrementado en 2 euros por metro cuadrado. Dicha temperatura de operación no se alcanzara en ningún punto dado que la máxima temperatura de las sales es de 600ºC antes de que se vuelvan inestables. No es necesario el empleo de la manta armada PROROX WM 960 para plantas cilindro-parabólicas con sales fundidas como fluido de trabajo.

El otro modelo del catálogo denominado PROROX WM 980, presenta el añadido de venir impregnado con una resina fenólica, que permite conservar todas sus características mecánicas a altas temperaturas, pero su coste se ve incrementado en 4 euros el metro cuadrado respecto a PROROX WM 940.

Dado que las propiedades de los tres productos son semejantes, se tomará la más económica, PROROX WM 940 debido a que cumple con los requisitos y permite un ahorro en el coste del aislamiento.


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Se comprueba que según las indicaciones del fabricante, mostradas en la siguiente tabla, que para el aislamiento de tuberías que se encuentren a una temperatura comprendida en 300- 600ºC se empleará el modelo PROROX WM 940 de manta armada [15].

Figura 22. Tipo aislamiento según indicaciones del fabricante [15]

Se puede observar en la tabla que las coquillas presentan mejores propiedades que las mantas armadas pero debido a la necesidad de realizar en este proyecto un estudio detallado del espesor óptimo necesario para el aislamiento emplearemos mantas armadas, las cuales permiten obtener varios espesores por superposición de capas. Otro motivo es que los diámetros de tubería para el empleo de coquillas son menores de los necesarios en la red de tuberías bajo estudio.

3.4.3. LANA CERAMICA

Otro tipo de material aislante mineral empleado en la industria es la lana cerámica. La fibra cerámica es uno de los aislantes de alta temperatura más eficientes disponibles, capaz de soportar hasta 1500ºC como temperatura máxima de empleo, que es aquella en la que el material alcanza una deformación del 5% del espesor bajo una carga uniforme constante de 1000Pa.

Se emplea como aislamiento térmico de calderas y componentes de conductos con el objetivo de aumentar la eficiencia energética del sistema, al emplearse como aislante, limitando las pérdidas caloríficas. También se emplea como aislamiento acústico.

La lana cerámica para aislamiento de tuberías se presenta como manta armada o coquilla, ambas son aislantes excelentes que dan lugar a sistemas delgados y de poco peso, que permiten el uso de estructuras de soporte más ligeras.


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Para la realización del análisis del aislamiento de este proyecto, se toma la lana cerámica del fabricante UNIFRAX, denominada Fiberfrax Durablanket S. Que cumple con todas características necesarias al menor coste. Siendo su temperatura máxima de operación 1250ºC muy por encima de la temperatura de operación de las sales fundidas.[18]

Figura 23. Características técnicas lana ceramica

Realizando una comparativa entre la lana cerámica y la lana de roca cabe mencionar que la lana cerámica presenta el beneficio adicional de soportar mayores temperaturas de empleo que la lana de roca y una menor conductividad con el mismo espesor. De manera que para el aislamiento de una tubería, se requeriría un espesor de lana cerámica menor que de lana de roca, y con ello un menor peso de la estructura, que permitiría disminuir los mecanismos de soporte necesarios. Ante el mismo espesor, la lana cerámica representa un mayor coste de aislamiento que la lana de roca. Se puede emplear una combinación de ambos materiales, aplicando inicialmente una capa de lana cerámica y en sobre ella una capa de lana de roca. Todo ello se analiza en aparatados posteriores de este proyecto.

3.4.4. INSTALACIÓN

Se comentará brevemente en este apartado los aspectos técnicos de instalación del aislamiento en forma de manta armada.[35]

Para realizar la instalación hay que cortar la manta y la malla de acero a la longitud adecuada, para que encaje con el tubo con una presión ligera previa. Las uniones de cierre deben alternarse a un ángulo de al menos 30 grados una de otra. Las juntas tope de las mantas (longitudinales y circulares) deben unirse con alambre de acero (mín. de 0,5 mm) o asegurarse con ganchos.


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Los tubos de acero inoxidable y los tubos con una temperatura >350 deben por preferencia aislarse con un producto en el que tanto la malla como el alambre de costura sean de acero inoxidable, que puede ser solicitado al fabricante. Si las colchas se ensamblan en multicapas, deben alternarse las uniones longitudinales y circulares ("unión de mampostería").

Para tuberías con diámetros superiores a 250mm, debe reforzarse la fijación de la manta mediante lazadas de alambre, o flejes de acero galvanizado con sistema de tensado.

En el montaje del revestimiento del aislamiento para diámetros de hasta 600mm, la chapa de revestimiento se ata en las juntas longitudinales y transversales, mediante tornillos de rosca chapa. Para diámetros superiores se fija una llanta de acero de 40x3mm, tensada mediante tuercas auto-blocantes intercalando una junta aislante con la tubería, que incorpora distanciadores en Z de 40x 3 mm, soldados a la llanta. Sobre los distanciadores se fija una llanta exterior de 40x3 mm, que sirve de soporte y fijación de la chapa de revestimiento. [35]

Figura 24. Esquema general aislamiento superposición de capas

Es necesario realizar una construcción de apoyo dada la limitada resistencia a la compresión de las mantas o colchas armadas, en la mayoría de los casos se requiere de un apoyo para el revestimiento de la manta. Como guía, aproximadamente se requiere un apoyo cada 3 a 4 m.

El aislamiento debe recubrirse con un revestimiento metálico. Cuando sea necesario, se proporcionan juntas de expansión para encargarse de la expansión de los tubos. Tanto las juntas longitudinales como las circulares se ajustan con tornillos metálicos: aluminio duro o acero inoxidable. Cerrando las juntas de expansión con alambre tensionante de


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acero. Las conexiones a los montajes, las tapas de cabezales y partes terminales, etc., deben de ser herméticas, mediante el sellador adecuado. Todos los componentes de acero expuestos al ambiente corrosivo se deben limpiar, desgrasar y cubrir con un terminado protector. [35]

Para proteger el aislamiento de la influencia del exterior es necesario añadir una envolvente. Esta capa envolvente protegerá el aislamiento de los cambios ambientales, evitando que se produzca humedad en el aislamiento, protegiéndolo de la corrosión y proporcionando resistencia a la instalación ante posibles cargas externas como posibles pisadas sobre las tuberías por el personal de mantenimiento o ráfagas de viento.

Hay que tener en cuenta algunas consideraciones a la hora de seleccionar el material de la envolvente [15]:

Figura 25. Tipo de material envolvente del aislamiento

Ha de tenerse en cuenta la posible corrosión galvánica si se utilizan cubiertas metálicas, debido a la combinación con otros metales estructurales necesarios para red de tuberías, como pueden ser los tornillos y las correas.

La envolvente más empleada en exteriores es el aluminio por ser más maleable, lo cual permite que encaje mejor pero no presenta tanta resistencia como el acero, dicha resistencia es necesaria en instalaciones de edificios. La relación entre eficiencia y economía es muy buena. No presenta corrosión ante las condiciones ambientales comunes. Como la instalación de este proyecto se encuentra en el exterior y bajo un ambiente no corrosivo se emplea aluminio como material para la envolvente que recubre la superficie exterior del aislamiento.[12][15]


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Figura 26. Minimo espesor de material envolvente

La elección del tipo de material de la envolvente influirá sobre la temperatura de la superficie de la tubería, debido a la emisividad del material utilizado. Las superficies pulidas, presentan una baja emisividad y por ello una mayor temperatura superficial.

Hay que tener en consideración que la envolvente exterior, de la cual ya hemos determinado el tipo de material y el espesor aproximado según el catálogo de ROCKWOOL, presentará una dilatación térmica diferente al acero inoxidable empleado en la tubería e igualmente serán diferente al coeficiente de dilatación de aislamiento. Presentaran diferentes dilaciones debido mayormente a que la temperatura de ambas superficies será distinta. Será necesario determinar la elongación que sufren los distintos materiales en función de la temperatura. Una vez realizado el estudio se emplearán sistemas que eviten la rotura y desconexión debido a la elongación por la variación de temperatura. El empleo de liras en la red de tuberías y sistemas como forma de acordeón, como el representado en la figura, permiten liberar tensiones y reducir dilataciones ante cambios de temperatura. [15]

Figura 27. Esquema general sistema dilatación termica de tuberías


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En este proyecto la envolvente empleada para proteger el aislamiento es de aluminio y la tubería es de acero inoxidable, presentará mayor elongación la tubería de acero inoxidable, debido también a que se encuentra sometido a una mayor variación de temperatura

Será necesario además utilizar un sistema auxiliar de calentamiento para evitar la solidificación de la sal debido a la extensión de la red de tuberías de la planta. El fluido sufre pérdidas de calor en el recorrido por la red de tuberías que pueden llegar a ocasionar la solidificación de las sales debido a las condiciones ambientales adversas, problemas de deterioro de aislamiento en puntos críticos de la instalación o acumulaciones de humedad que producen una mayor conductividad que aumenta la pérdida de calor. De manera que se introducirán en la red de tuberías unas resistencias eléctricas que permitan este calentamiento auxiliar de las sales y eviten la solidificación. Las resistencias eléctricas se encontraran adheridas a las tuberías de acero inoxidable, para proporcionar así una mayor aportación de calor a la instalación. Pero es necesario poner una capa de aluminio entre las resistencias y la lana de roca que proporcione una cámara de aire de aire de poco espesor.[15] [12]

Figura 28. Esquema general sistema de calentamiento tuberías

Figura 29. Esquema general sistema de calentamiento tuberías (2)


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3.5. CAPTADOR

La energía solar se concentra gracias a los espejos que la reflejan al tubo receptor situado en la línea focal del canal parabólico. El tubo receptor se compone de un tubo metálico y una carcasa de vidrio concéntrica al tubo metálico. En el espacio entre la carcasa y el tubo metálico se realiza el vacio.[34]

Figura 30. Captador

El tubo metálico está recubierto de un material selectivo con elevado coeficiente de absorción y baja emisividad, para aprovechar mejor la energía solar. Se denomina Cermet.[13]. El captador empleado se denomina HCEMS 11 [7]:

Figura 31. Características técnicas captador


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4. DIMENSIONAMENTO DE LA RED DE TUBERÍAS

El presente capitulo detalla el planteamiento del problema para el dimensionamiento de la red de tuberías en las que se pretenden determinar las pérdidas térmicas.

Se dividirá el planteamiento en varios apartados correspondientes a los diferentes cálculos de las partes necesarias para el dimensionamiento de la red de tuberías.

4.1. DATOS METEOROLÓGICOS

El Sol puede considerarse desde la tierra, como un foco térmico a 5777K que nos hace llegar hasta 1367 W/m2 en forma de radiación electromagnética. La energía solar es abundante, de alta calidad, variable en el tiempo y en el espacio. La irradiación es la radiación que incide durante un periodo de tiempo sobre una superficie medida en Wh/m2 (Energía). La irradiación solar recibida por una superficie está influenciada por el ángulo de incidencia que forman los rayos del Sol con la normal a la superficie.

Los niveles de radiación necesarios para una central de energía termosolar, establecen que las mejores zonas para la colocación de dichas plantas se centren en el conocido cinturón solar que viene representado en las siguientes imágenes. [3]

Figura 32. Disponibilidad recurso solar (Cinturón Solar)

Un año típico (modelo) está constituido por años de referencia. Un año de referencia de datos meteorológicos es un conjunto de series temporales de valores de radiación solar y otras variables meteorológicas de un año. Se compone de meses seleccionados


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entre los distintos años de medida disponibles (al menos 10 años) concatenados de forma que componen un año completo.

Los datos meteorológicos horarios han sido obtenidos de SAM (System Advisor Model) para Sevilla, España.

Se tomará para este proyecto la irradiación efectiva (que considera el ángulo de incidencia) y la temperatura seca del ambiente cada hora del año modelo en la que la irradiación sea superior a 150W/m^2. Dicho periodo horario diario, es conocido que será mayor en los meses de verano que en los de invierno. [3]

Figura 33. Variacion de irradiacion Invierno-Verano

Las propiedades del aire que rodea a la red de tuberías se pueden obtener de cualquier libro de termodinámica. Pero en este caso para la realización del proyecto, el programa empleado EES, permite determinar las propiedades al aire a una presión y temperatura determinada. Dichos parámetros serán empleados para el cálculo del intercambio de calor por convección libre con el ambiente. La temperatura del aire en la superficie será la temperatura media de película entre la temperatura ambiente y la temperatura de la superficie de la tubería, del orden de 40ºC.


49

Figura 34. Tabla propiedades del aire a presión atmosférica en función de la temperatura.[2]

Es imprescindible definir del mismo modo la temperatura de radiación de los alrededores ( _ que será necesaria para determinar el calor de radiación de la superficie exterior de la red de tuberías con el ambiente. Para ello se empleará una correlación dependiente de la temperatura exterior que se verá en el apartado correspondiente a la radiación con el ambiente.

4.2. MULTIPLO SOLAR

Para el almacenamiento térmico es necesaria una cantidad adicional de energía además de la requerida para el funcionamiento del ciclo de vapor. Por ello es imprescindible sobredimensionar el campo solar para poder destinar una parte de la energía al almacenamiento.

El múltiplo solar (MS) se define como la potencia térmica total del campo solar ( dividida por la potencia térmica requerida por el ciclo de potencia para producir su potencia eléctrica nominal ( é .

é


50

En las primeras horas de la mañana, la radiación es insuficiente y la potencia que se produce en el campo solar es incapaz de hacer funcionar el ciclo de Rankine. A lo largo del día la potencia que se produce en el campo solar es mayor que la necesaria en la isla de potencia, de manera que la energía sobrante se emplea en cargar el tanque de almacenamiento térmico que se utilizara en horas de baja o nula radiación. El almacenamiento como ya se ha comentado, determinará el tiempo que la planta continuará operando a falta de irradiación, es decir, las primeras horas de la mañana para el arranque de la planta y las últimas cuando la radiación solar es insuficiente.[32]

Figura 35. Funcionamiento de una planta con/sin almacenamiento

La central de Archimede sobre la que se basa este proyecto, posee según sus características técnicas, 7 horas de almacenamiento térmico, estando el campo solar constituido por 9 lazos de 6 captadores.

En el análisis del múltiplo solar a lo largo del día, se observa que cuando el valor del múltiplo solar en las primeras horas del día es menor que la unidad, para la operación de la planta se recurre al almacenamiento térmico para producir la potencia térmica requerida para el ciclo de potencia ( é ).

Cuando la radiación es suficiente como para obtener la potencia termina necesaria ( é ), el múltiplo solar es igual a la unidad.

Al medio día se suceden las horas en la que se obtiene la mayor radiación del día dado que el campo se encuentra sobredimensionado, el múltiplo solar es mayor que la unidad. En el momento que el múltiplo solar es mayor que la unidad comienza el almacenamiento térmico.

Próximo a las horas de la puesta de sol el múltiplo solar vuelve a ser menor que la unidad y es necesario recurrir al almacenamiento térmico para producir la potencia térmica necearía é La energía almacenada no se utiliza toda ella tras la puesta


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de sol, sino que se reserva también para el arranque de la planta.

De manera que el almacenamiento térmico permitiría producir en las horas donde la venta de energía generada produjera un mayor beneficio.

4.3. DIMENSIONES DEL CAMPO SOLAR

La longitud de los lazos viene determinada por el número de captadores que lo forman. En este caso cada lazo está compuesto por 6 captadores y se divide en dos filas una de ida y otra de retorno, resultando cada fila de 3 captadores. Los captadores están formados por 8 módulos de 12 m con la correspondiente separación. La longitud de los captadores es de 100m, y con ello la longitud del lazo es de 600m. [28]

Figura 36. Esquema campo solar Archimede

La ocupación total del campo es 80000 m2 y la superficie de captación es 30.580m2.

Este proyecto tiene como objetivo el análisis del óptimo aislamiento de la red de tuberías que conduce el fluido caloportador por el campo solar hasta los diferentes lazos y lo recoge a la salida de estos.

La distancia mínima de separación entre una fila de captadores y otra tendrá un valor de 18 metros. Se tomara la mínima distancia de separación dado que una mayor longitud de tubería implica una mayor superficie de intercambio de calor y una mayor potencia de bombeo.

La separación entre lazos es el doble de la distancia entre filas, es decir, 36 m, debido a que los lazos se encuentran en paralelo, pero no es la longitud del tramo de tubería a analizar en el presente proyecto. Hay que tener en consideración las dilataciones térmicas, por lo que resulta necesario añadir una lira entre lazos (con forma de U), que incrementará la longitud de los tramos, y con ello el área de transmisión de calor, por lo que es necesario tener en consideración la longitud de la lira. La lira necesaria tendrá una longitud aproximada de un ½ de la separación entre lazos, es decir 18 m.


52

Figura 37. Fotografía campo solar Archimede. Imagen del uso de liras.

De modo que la longitud de cada tramo de la red de tuberías bajo estudio será de 54m hasta la intersección, tanto para la red fría como para la red caliente. Dado que el campo solar está formado por 9 lazos, y uno de ellos se encuentra situado en la zona central, se divide el campo por simetría. Pudiendo distinguir 4 tramos de la red de tuberías en los que se tienen distintos caudales debido a las intersecciones con cada uno de los lazos. Un tramo final recoge todas las sales y las conduce hasta la isla de potencia. [28]

De manera que dada la simetría solo será necesario analizar 5 tramos.

54


53

Figura 38. Imagen tramos de tuberías bajo estudio en el proyecto

La red fría (azul) conduce el fluido de trabajo del tanque fría a los distintos lazos y la red caliente (roja) recoge el fluido a la salida de los lazos y lo conduce a la isla de potencia.

Figura 39. Imagen entrada y salida de los lazos de campo solar de Arhimede


54

4.4. FLUIDO DE TRABAJO - SAL FUNDIDA

La sal fundida empleada en la central de Archimede como fluido de trabajo, tiene las siguientes características técnicas recogidas en la ficha técnica de ENEA, que varían con la temperatura.

Su composición es 60% NaNO3 y 40 % KNO3.[28]

Rango de temperaturas de operación considerando márgenes de seguridad es [260-570]ºC. La solidificación comienza a 238ºC y su descomposición por encima de 600ºC.

Densidad: [21]

2090 0,636 º

Calor especifico [21]:

1443 0,172 º

Viscosidad [21]:

22,714 0,120 º 2,281 10 º 1,474 10º

Conductividad térmica [21]:

º0,443 1,9 10 º


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4.5. TEMPERATURAS INICIALES

Es necesario conocer la temperatura en cada una de las partes del campo debido a que las propiedades de la sal fundida dependen de la temperatura, como se ha comentado en el apartado 4.4. Las sales fundidas tienen un rango de operación, fuera del cual se producen problemas de descomposición o solidificación. Para mantener dicho rango y obtener la máxima temperatura de operación es necesario disminuir las pérdidas durante el recorrido de las sales por el campo solar. Para el cálculo de dichas pérdidas es necesario conocer las temperaturas iniciales o temperaturas fijas de la instalación. [28]

Figura 40. Esquema general de temperaturas- Central sales fundidas

El primer valor fijado es la temperatura de entrada de la sal fundida a la red de tuberías que transporta el fluido por el campo solar hacia los diferentes lazos, según la configuración empleada. La sal fundida proviene del tanque frio de almacenamiento que se encuentra a una temperatura constante de 290ºC. Dicha temperatura será mayor a la temperatura de entrada de los lazos, debido a las pérdidas de calor que se originan a lo largo del la red de tuberías. Uno de los objetivos del proyecto es determinar la temperatura de entrada del fluido a la entrada de los diferentes lazos en función del espesor de la capa de aislamiento empleada.

290º 5 Í

La temperatura del vapor generado con el calor producido en el campo solar es de 530ºC a 100bar según las consideraciones técnicas de la planta bajo estudio.

La planta Archimede incorpora un ciclo combinado que permite incrementar la temperatura de entrada del vapor introducido en la turbina, produciendo vapor a 540ºC.


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Figura 41. Esquema general temperatura-Central Archimede

Debido a las pérdidas del intercambiador de calor Sal/Agua la temperatura de las sales a la entrada del intercambiador de calor ha de ser mayor. Estas sales proceden del tanque de sales calientes que mantiene la temperatura de las sales a aproximadamente a 550ºC

Figura 42. Tanque almacenamiento caliente Archimede

La temperatura de salida del campo solar será algo menor que la de salida de los captadores debido a las pérdidas ocasionadas en su recorrido por la red de tuberías desde los captadores al tanque de almacenamiento, y que serán estudiadas en el proyecto, en función del espesor y el tipo de aislamiento empleado.

La temperatura de las sales a la salida del lazo es de 550ºC, para ello es necesario variar el caudal de sales en el interior de los lazos en función de la radiación solar, es


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decir, varia el régimen de carga, como se comentará en el apartado 4.7. [3]

550°

Figura 43. Esquema de térmico del lazo con sales fundidas

La temperatura de salida del captador es distinta de la temperatura de entrada a los distintos tramos de la red caliente, debido a las intersecciones. Tan solo es igual la temperatura de salida del captador a la temperatura de entrada del tramo 1 de la red caliente.

La temperatura se encuentra dentro del rango de valores aceptables en cuanto a estabilidad de la sal fundida. La sal fundida empleada como fluido de trabajo posee una temperatura máxima de 600ºC recomendada por el fabricante. Se considera un cierto margen de seguridad para el caso en el que se produzcan aumentos anormales de la temperatura.

En este proyecto se determina la temperatura de la sal fundida a la salida del campo solar en función de las pérdidas de calor que se producen en la red de tubería en función del espesor de aislamiento.

Figura 44. Tanques de sales fundidas frio/caliente


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4.6. VELOCIDAD DEL FLUIDO Y CAUDAL MÁSICO

La velocidad del fluido en el interior de los captadores es un parámetro que tiene relevancia y afecta a la potencia útil, a la potencia perdida y a la temperatura de salida del lazo. Una vez establecida la velocidad nominal en los captadores, en función de la variación que ocasiona en los tres parámetros comentados anteriormente, se establecerán los diámetros de tubería de los distintos tramos para mantener la velocidad constante tras las intersecciones.

Potencia útil = potencia procedente del sol (G_s) – pérdidas de calor hacia el exterior (

1 3 / → .

Potencia útil →

Pérdidas térmicas, obtenidas por analogía eléctrica→ ∆ /∑

Potencia procedente del sol, en función de la irradiación (

La velocidad en el interior de las tuberías oscila entre [1-3 m/s] dentro de dicho intervalo, a mayor velocidad del fluido, se obtiene mayor potencia útil y menor temperatura a la salida del captador.

El objetivo es alcanzar la máxima temperatura posible de la sal fundida a la salida del captador, que implica un mayor rendimiento en la planta puesto que supone una mayor temperatura del vapor a la entrada de la turbina. La máxima temperatura que es deseable obtener del fluido a la salida del lazo sin romper su estabilidad considerando unos márgenes de seguridad es de 550ºC. [9]

Para obtener la máxima temperatura en el interior de los captadores, la velocidad ha de ser lo más baja posible. Una menor velocidad implica mayor tiempo de estancia del fluido en el interior del captador, y por tanto logra alcanzar mayor temperatura. A mayor temperatura se producen mayores pérdidas de calor hacia el exterior y por ello menor potencia útil.

↓ →↓ ↑ →↑

Por el contrario, ante una misma radiación solar, a mayor velocidad del fluido se obtiene una mayor potencia útil y una menor temperatura a la salida de los captadores.

↑ →↑ ↓ →↓

Este hecho se explica debido a que una mayor velocidad ocasiona que el fluido no esté el tiempo necesario circulando por el interior de los captadores y por tanto no logre


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alcanzar mayores temperaturas. A su vez, velocidades inferiores a 1m/s podrían ocasionar la pérdida del régimen turbulento, necesario para la correcta transferencia de calor en el captador, y ensuciamientos en las tuberías del circuito por la deposición de impurezas, que ocasionarían obstrucciones y aumentos de velocidad debidos al estrechamiento de los conductos.

Dada la importancia de la velocidad, es necesario mantener la velocidad lo más constante posible en todos los puntos del campo solar.

De modo que la elección de tuberías se ha llevado a cabo teniendo en consideración varios requisitos.

Para la elección del diámetro se ha considerado que la velocidad del fluido se mantuviera lo más constante posible en todo el recorrido sin que se vea afectada por la variación de caudal debido a las intersecciones. El valor de diseño según documentación técnica será del orden de 1,5m/s debido a la longitud de los lazos, que constan de 6 captadores de 100m lo que hace un total de 600m de longitud por lazo.

A la hora de determinar el espesor de la tubería se tendrán en cuenta dos criterios, la presión máxima admisible de la tubería que proporcionará el valor mínimo del espesor y el factor económico que determinará el valor máximo del espesor de tubería, puesto que un espesor mayor implica un mayor coste de la tubería.

Para alcanzar el primer criterio, a medida que el caudal disminuye en la tubería de suministro, red fría, debido a las intersecciones con los lazos, el diámetro de dicho conducto también será mermado para mantener la velocidad. Del mismo modo, la tubería de retorno, red caliente, aumentará su diámetro según vaya recolectando las sales fundidas a la salida de los captadores, a 550ºC.

1; 3 / →

El caudal másico es función de la velocidad, las características del tubo y la densidad de las sales.

/4

La regulación del ciclo de potencia se realiza variando el caudal lo cual modifica el coeficiente de película interior y con ello las pérdidas de carga en la red de tuberías. Lo cual muestra la dependencia de las pérdidas con el régimen de carga. La variación del caudal en función de la irradiación recibida para que la temperatura de salida de los lazos sea de 550ºC. Dicha variación de régimen viene reflejada en la siguiente tabla de la documentación técnica de la planta.[9]


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Figura 45. Características técnicas de la central de Archimede en función de la radiación

Para la realización de los cálculos del presente proyecto se ha observado que dicha variación se puede considerar lineal según la siguiente ecuación:

/ 0,356 0,0073 /

Se observa que ante un aumento de la irradiación para obtener la misma temperatura de salida, aumenta el caudal y con ello la velocidad del fluido, debido a que aumenta la potencia útil y las pérdidas térmicas permanecen aproximadamente constantes.

La presión de diseño del lazo experimental según el documento proporcionado por ENEA es de 8,5 bar. Luego se tomara dicho valor como valor de diseño para todos los lazos del campo y para determinar el espesor de las tuberías de acero.

4.7. PÉRDIDAS DE CARGA

La pérdida de carga en una tubería es la pérdida de presión debido al choque de las partículas del fluido entre sí y contra las paredes de la tubería. La potencia que debe suministrar el sistema de bombeo dependerá de la pérdida de carga que se produzca en el fluido durante todo su recorrido por el campo solar.

Las pérdidas de carga (o pérdidas de energía) son de dos tipos, primerias y secundarias. Las pérdidas primarias se producen por el contacto del fluido con la


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superficie debido al rozamiento. En tramos de tuberías horizontales de diámetro constante. Mientras que las pérdidas secundarias son las pérdidas que tienen lugar en las transiciones, estrechamientos o expansiones, en codos, válvulas y en toda clase de accesorios de tuberías. Cualquier elemento que perturbe la circulación del fluido supondrá una pérdida de presión adicional. El valor depende tanto de la geometría del elemento en cuestión como de la velocidad y propiedades del fluido, es decir, depende del número de Reynolds del fluido circulante por la tubería.

Las pérdidas de carga primarias se calculan empleando la ecuación de Bernoulli

2 2

La caída total será igual a la suma de las caídas de presión en cada tramo

∆ ∆

Para obtener la pérdida de presión primaria total se realizará el cálculo por tramos horizontales de sección constante.

; →

Se ha demostrado que la pérdida de carga es proporcional al cuadrado de la velocidad media en la tubería (V) y a la longitud de la misma (L), e inversamente proporcional al diámetro de la tubería (D), todo ello viene expresado según la ecuación de Darcy.

. .2

→ .

Esta fórmula es de uso universal para el cálculo de las pérdidas de carga en conductos rectos y largos, tanto para flujo laminar como turbulento. El tipo de flujo que se desarrolla en el interior de la tubería depende del factor de fricción (f).

El factor de fricción (f) es un parámetro adimensional que depende de la velocidad, el diámetro de la tubería, las propiedades del fluido (densidad y viscosidad) y de la rugosidad de la superficie del conducto (la cual depende del tipo de material y del acabado del mismo). Al ser un parámetro adimensional se puede expresar en función de variables adimensionales, como son el Número de Reynolds y la rugosidad relativa.

Existen multitud de tablas, curvas, ecuaciones, etc. para obtener el valor del factor de fricción (f). Sin embargo, el más empleado es el “Diagrama de Moody”

En este proyecto, para la realización de los cálculos, se ha empleado una correlación


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que permite su cálculo numérico mediante el programa EES.

Bajo la condición de conducto de superficie suave, es decir, la rugosidad relativa es aproximadamente igual a cero (acero inoxidable es igual a 3,2·10-5) y con una segunda condición de régimen turbulento completamente desarrollado, que implica un número de Reynolds mayor de 10000, se emplea la correlación de Blasius, que viene expresada a continuación.

0,184/ → ó 2 10

Las pérdidas secundarias se determinan mediante la siguiente ecuación

.2

Donde “K” es el factor de pérdidas de carga secundarias que depende del tipo de accesorio. El valor de dicho parámetro se obtiene en función de la geometría del elemento, dichos valores vienen proporcionados por el fabricante.

El valor del factor de pérdidas de carga correspondiente a los 4 codos de 90º que se encuentran en cada tramo de la red de tuberías debido a la necesidad de instalar liras.

Codos roscados

° 1,5 → ° 4 ∗ 1,5 6

Pérdidas de carga asocias a las válvulas en la entrada de cada uno de los lazos, y por tanto una en cada tramo.

0,15

El valor de las pérdidas secundarias será del 1Pa, es decir mucho menores que las pérdidas primarias que son del orden de 2·104 Pa

El estudio de este proyecto se basa en los tramos de tuberías rectos despreciando por tanto las pérdidas de carga secundarias ocasionadas debidas a otros elementos, por no tener información detallada de la geometría y fabricante de los elementos empleado como son las válvulas, estrechamientos, codos, bifurcaciones y expansiones.

El ajuste de la instalación es un proceso complejo, se busca tener la misma pérdida de presión en todos los lazos. Para ello, se dispone de una válvula a la entrada o salida de cada lazo que iguale la presión de un lazo con la de otro, siendo siempre el lazo más alejado el que limite a los demás. La mayor complicación se encuentra en conseguir que circule el mismo caudal por cada uno de los lazos.


63

Figura 46. Entrada del lazo

4.8. DIÁMETRO

Este proyecto se centra en el estudio de la red de tuberías de entrada y retorno del campo solar, que conducen las sales frías hasta los lazos y las recogen a mayor temperatura a la salida de los lazos, para conducirlas a la isla de potencia. Dada la importancia de la velocidad, el objetivo es mantener la velocidad lo más constante posible a lo largo de todo el campo, para ello es necesario variar el diámetro de las tuberías en función del tramo debido a la variación del caudal tras las intersecciones con los lazos, que se encuentran distribuidos en paralelo. Las medidas normalizadas vienen reflejadas en cualquier catálogo de fábrica.

Dimensiones y pesos de los tubos, según las normas ASME B 36.10; B 36.19. Dadas las condiciones de presión y temperatura de la tubería se toma Sh10S.En la tabla mostrada a continuación obtenida del catálogo de un fabricante, se observa que en negro aparecen los espesores, expresados en milímetros y en color rojo el correspondiente peso expresado en kg/m.


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Figura 47. Tabla del fabricante “Tubinox”, diámetros normalizados de tuberías de acero inoxidable, y su correspondiente espesor en milímetros (negro) y peso en kg/m (rojo).[4]


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5. CÁLCULOS TÉRMICOS

5.1. ESQUEMA

El sistema bajo estudio en este proyecto es una tubería de acero inoxidable por la que circula un fluido con una temperatura , que genera un coeficiente de película interior . El fluido en su recorrido experimenta una pérdida de temperatura. [1]

La tubería se encuentra aislada con un espesor “x” compuesto por una capa de lana cerámica y el doble de lana de roca. El sistema se encuentra en el exterior rodeado por aire bajo condiciones ambientales a una temperatura exterior .

Se analizan los mecanismos de trasmisión de calor mediante analogía eléctrica.


66

Para analizar las pérdidas térmicas es necesario determinar las resistencias eléctricas de los distintos mecanismos de transferencia de calor.

También es necesario realizar un balance de energía tomando como superficie de control la superficie exterior del sistema, para determinar la temperatura superficial.

5.2. RESISTENCIAS TÉRMICAS

El objetivo de este proyecto es el estudio del aislamiento óptimo de la red de tuberías que transporta las sales fundidas desde el campo solar hasta el sistema de potencia y viceversa, para minimizar las pérdidas térmicas que sufre las sales durante el recorrido, en función del espesor de aislamiento.

La determinación de las pérdidas térmicas se realiza por medio de analogía eléctrica. Se trata del estudio de una tubería exterior, sometida la temperatura ambiente y las condiciones climatológicas, y en cuyo interior circula un fluido que se encuentra a elevada temperatura. Por tanto existirá un flujo de calor hacia el exterior y que ocasiona la pérdida de temperatura del fluido que circula por el interior. Para evitar las pérdidas de calor que experimenta el fluido será necesario recubrir la tubería con un aislante térmico, en este caso una combinación de lana de roca y lana cerámica que disminuyan el flujo de calor hacia el exterior. [1]

∆∑

5.2.1. CONVECCIÓN FORZADA EN LA PARTE INTERIOR DEL CONDUCTO

Se habla de convección forzada cuando el flujo es causado por medios externos, en este caso un sistema de bombeo. Se trata por ello de un proceso de convección forzada con flujo interno.

El primer paso esencial en el tratamiento de cualquier problema de convección es


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determinar si la capa limite es laminar o turbulenta. En la capa limite laminar el movimiento del flujo es altamente ordenado y es posible identificar líneas de flujo a lo largo de las cuales se mueven las partículas. En cambio, el movimiento del fluido en la capa limite turbulenta es altamente irregular y se caracteriza por fluctuaciones en la velocidad

Según el valor del número de Reynolds (adimensional) se puede determinar en qué régimen nos encontramos si laminar o turbulento.

Cuando se trata de flujos internos en conductor circulares, la expresión del número de Reynolds es la siguiente

ReρvDμ

4mπμD

Donde “v” es la velocidad media del fluido sobre la sección transversal del tubo, y “D” es el diámetro del tubo. Para determinar el Reynolds del fluido se determinan las propiedades del fluido de trabajo a una temperatura media de masas, que se aproxima inicialmente a la temperatura de entrada del fluido en el conducto, puesto que el objetivo es disminuir la diferencia de temperatura entre la entrada y la salida.

En flujo completamente desarrollado, el número de Reynolds crítico ( ) que corresponde al inicio de la turbulencia es 2300 aunque son necesarios números de Reynolds mayores para alcanzar condiciones completamente turbulentas, del orden de 10000.

La resistencia térmica de convección se determina mediante la siguiente formula

R 1

h A

Para determinar el valor de la resistencia convectiva interior es necesario conocer primero el coeficiente de película interior “h ” .En el caso de la convección forzada el


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valor del coeficiente de película es del orden de [50-20000] W/mºC.

En primer lugar, es preciso determinar el valor del número de Reynolds, para poder determinar el número de Nusselt con el que se determinará el coeficiente de película interior. Se emplea la correlación de Gnielinski para determinar el valor del número de Nusselt, que se aplica para convección forzada en flujo interno turbulento completamente desarrollado con un valor del número de Reynolds comprendido entre [3000; 5·106]. Con la condición de que el conducto sea suficientemente largo, es decir (L / D)>10- Y la condición de número de Prandtl este comprendido en el siguiente rango: 0.5 ≤ Pr < 2000. [2]

ó → /8 1000

1 12,7 / 1

2 10 → 0,316 / 2 10 → 0,184 /

En los casos en los que la radiación es menor de 150W/m2 el caudal es del orden de 0,23kg/s lo que implica que el número de Reynolds alcance valores menores de 2300, en los tramos más alejados, que supondrían un régimen laminar. En dicho casos el valor del número de Nuseelt para régimen laminar completamente desarrollada con temperatura superficial constate (temperatura ambiente) y Pr>0,6 será [2]:

3,66

Una vez determinado el número de Nusselt se determina el coeficiente de película en el interior del conducto y con ello la resistencia térmica convectiva interior del conducto.

→

El coeficiente de película interior depende del régimen de carga, puesto que depende del caudal que circula por su interior en función de las variaciones meteorológicas. Por lo que se pone de manifiesto la variación de las pérdidas térmicas con el régimen de carga. La estimación de las pérdidas de generación anual se realizará con las condiciones de operación en el año modelo a intervalos de una hora.

5.2.2. CONDUCCIÓN EN LA TUBERÍA DE ACERO

La conducción se considera como la transferencia de energía de las partículas más energéticas a las menos energéticas de un elemento debido a las interacciones físicas entre las mismas.


69

Las temperaturas más altas se asocian con las energías moleculares más altas y cuando las moléculas vecinas chocan, como lo hacen constantemente, ocurre una transferencia de energía de las moléculas más energéticas a las menos energéticas. En presencia de un gradiente de temperatura, la transferencia de energía por conducción ocurre en la dirección de la temperatura decreciente.

Como la temperatura interior es mayor que la temperatura del ambiente exterior el flujo de calor se realiza hacia el exterior.

La resistencia térmica de conducción que se determinará a través de la siguiente expresión teniendo en consideración la geometría cilíndrica (radial) de la tubería de acero. [1]

R

ln DD

2πLk

La conductividad térmica es una característica del material que depende de la temperatura.

k 500º 21 /

El flujo de calor trasmitido por conducción es la velocidad con la que se transfiere el calor, en este caso de forma radial, y es proporcional al gradiente de temperatura en esta dirección.

∆

R


70

5.2.3. CONDUCCIÓN EN EL AISLAMIENTO

Se trata de una resistencia térmica conductiva, que al igual que la tubería de acero tendrá geometría cilíndrica porque el aislante se colocará recubriendo la tubería de acero.

R

ln DD

2πLk

R

ln DD

2πLk

La conductividad viene reflejada en la ficha técnica del fabricante del aislamiento.

LANA ROCA (PROROX WM 940ES) [14]:

0,052 0,00048T

LANA CERAMICA – FIBERFRAX DURABLANKET S [18]

0,14 /

El flujo de calor transmitido a través del aislamiento hacia el exterior, se obtiene considerando que las resistencias se encuentran en serie, y por ello la resistencia total será la suma de ambas resistencias.

Una menor conductividad implica una mayor resistencia térmica, y con ello una


71

menor pérdida de energía térmica hacia el exterior, de manera que un aislamiento es mejor que otro cuando la conductividad sea menor. [14] [18]

600º ; 96 0,14 /

600º 0,236 /

600º ; 96 ≅ 400º

Para el aislamiento de este tipo de instalaciones debido a la elevada temperatura del fluido en el interior de la tubería de la red caliente, se emplea inicialmente una capa de lana cerámica y el doble de lana de roca. El motivo de la selección de esta configuración de aislamiento es la siguiente, la lana de roca tiene una temperatura máxima de operación de 600ºC, una temperatura muy cercana a la temperatura superficial de la tubería de acero que es del orden de 550ºC, por ello se emplea inicialmente una capa de lana cerámica que soporta dicha temperatura con menores valores de conductividad, que minimizan las pérdidas hacia el exterior. El coste de la lana cerámica es mucho mayor que el de la lana de roca, como se verá en la valoración económica, de manera que para disminuir el coste del aislamiento empleado en la instalación, cuando la temperatura superficial del aislamiento de lana cerámica sea del orden de 400ºC se emplea lana de roca para continuar aislando, consiguiendo de este modo una menor conductividad, porque en el caso de la lana de roca, esta disminuye.

5.2.4. CONVECCIÓN NATURAL (LIBRE) CON EL AIRE EXTERIOR

En la convección libre el movimiento del fluido se debe a las fuerzas de empuje dentro de este, mientras que en la convección forzada se impone de forma externa (bombeo).

La convección libre se origina cuando una fuerza actúa sobre un fluido en el que hay gradientes de densidad. El efecto neto es una fuerza de empuje, que induce corrientes de convección libre. El gradiente de densidad se debe al gradiente de temperatura, y la fuerza de cuerpo se debe al campo gravitatorio.


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Como las velocidades de flujo de convección libre son por lo general mucho más pequeñas que las que se asocian con la convección forzada, las transferencias de calor por convección correspondientes también son más pequeñas.

La resistencia térmica convectiva con el ambiente se determina de la siguiente forma:

R 1

h A

Es necesario determinar el coeficiente de película exterior “h ” y el área exterior “A ”. Ambos parámetros dependerán del espesor de aislamiento considerado. El coeficiente de película de convección libre es del orden de 5 W/mK comprendido entre [2-25] W/mK

h T ; D

A D

En primer lugar al tratarse de convección natural es necesario determinar previamente el número de Rayleigh que se define a continuación [2]:

Ragβ D T T

υPr

Donde "υ " es la viscosidad cinemática del aire, resultando de dividir la viscosidad dinámica por la densidad del aire.

Las condiciones del aire se toman a la temperatura media de película superficial, según la correlación de Morgan.

2


73

Se utiliza la correlación de Morgan que se aplica para convección libre de flujo externo en un conducto circular horizontal [2].

Nu CRa

Considerando el rango en el que se encuentra comprendido el número de Rayleigh las constantes “C” y “n” de la correlación tomaran un valor según la tabla adjunta. [2]

Una vez determinado el número Nusselt se despeja el coeficiente de película exterior con el que se determinan las resistencias convectiva exterior.

Nu h Dk

→ h

De manera que el calor transferido por convección libre hacia el exterior

T T

R

5.2.5. RADIACIÓN ENTRE LA SUPERFICIE EXTERIOR Y EL CIELO

Las moléculas de gas y las partículas suspendidas en la atmosfera emiten radiación y la absorben. La emisión atmosférica se debe de manera principal a las moléculas de CO2 y H2O, y se concentra en las regiones de 5 a 8 m y por encima de 13 m. Aun cuando esta emisión está lejos de asemejarse a la distribución de radiación de un cuerpo negro, se encuentra conveniente, en los cálculos referentes a la radiación, tratar a la atmosfera como un cuerpo de este tipo a una temperatura ficticia más baja que emite una cantidad equivalente de energía de radiación. Esta temperatura ficticia se denomina temperatura efectiva del cielo T ).


74

La temperatura efectiva del cielo depende de las condiciones atmosféricas, por ejemplo, es del orden de 230K (-43ºC), bajo un cielo claro frío y 285K (12ºC) bajo condiciones nubladas y calientes [29].

Puede obtenerse una representación del valor de la temperatura efectiva del cielo en la página web del Código Técnico de la Edificación en formato .MET, cuyos valores para el caso de la Península Ibérica se encuentra en rango [-17,7; 25,7]ºC correspondientes a un clima de referencia de un año tipo.

Para determinar la temperatura del cielo también se emplea la correlación de Walton en función de la temperatura seca y de rocío del aire. [22]

Correlación de Walton:

,

273,15 °

273,15 /

0,787 0,764 ln,

1 0,0224 0,0035

0,00028

Donde “Hir” es la intensidad de la radiación infrarroja sobre el plano horizontal. Y “ecielo” la emisividad del cielo. El parámetro “N” es la cobertura del cielo en tanto por diez de valor 3 para los meses de abril a octubre, ambos incluidos, y 5 para el resto.

Se supone un valor fijo de la temperatura efectiva del cielo para la realización de los cálculos de este proyecto por no tener datos más detallados de las condiciones ambientales del año modelo. Para ello se considera una temperatura ambiente seca “ " de 25ºC y una humedad relativa “HR” del 50%.

25º

HR 50% → DigramaMollier → 14ºC

La temperatura de rocío del aire " ” se determina a partir de la temperatura seca " " y la humedad relativa “HR” empleando el diagrama de Mollier. Una vez determinada la temperatura seca y de rocío del aire, empleando la correlación se determina la temperatura efectiva del cielo.

14,31º

Se designa como “ ” a la irradiación, que es la velocidad a la que toda esa radiación incide sobre un área unitaria de la superficie. Una parte de la irradiación es absorbida por la superficie, por ello se incrementa la energía térmica de la superficie,


75

limitando el flujo de calor hacia el exterior. La velocidad a la que la energía radiante es absorbida por área superficial unitaria se evalúa a partir del conocimiento de una propiedad de la superficie denominada absortividad ( , con valor en el rango [0:1]

Se observa que la temperatura del cielo no se desvía en exceso de la temperatura ambiente. Por tanto, a la luz de la ley de Kirchhoff se toma la absortividad de una superficie como igual a la emisividad a la temperatura ambiente . [29] De manera que la radiación del cielo absorbida por una superficie se puede expresar como:

El flujo de calor emitido por la superficie originado por la energía térmica, es menor que el de un cuerpo negro a la misma temperatura. En el caso de un cuerpo negro la emisividad es igual a la unidad

T

La velocidad neta de transferencia de calor por radiación sobre una superficie expuesta a las radiaciones solares y atmosféricas se determina mediante un balance de energía.

/

Donde expresa una ganancia de calor por radiación por parte de la superficie y una pérdida de calor.

El calor por radiación

A T T

La expresión anterior proporciona la diferencia entre la energía térmica que se libera debido a la emisión por radiación y la que se gana debido a la absorción por radiación del cielo sin considerar la radiación solar.

Siendo σ=5,67·10-8 W

m2 K4 la constante de Stefan Boltzmann [2].


76

Se observa que la resistencia de radiación con el exterior depende marcadamente de la temperatura mientras que la resistencia por convección es más débil.

Hay que tener en cuenta a la hora de realizar los cálculos numéricos que para determinar el calor por radiación el valor de la temperatura debe estar expresado en Kelvin dado que la constante de Boltzmann está expresada en Kelvin y se trata de una diferencia de temperaturas elevadas a la cuarta.

El aislante se encuentra recubierto por una capa de aluminio como ya se comentó inicialmente, para proteger el aislamiento de problemas de humedad. Propiedades térmicas del aluminio brillante, pulido de acabado en espejo [29]:

Absortividad solar: fracción de radiación incidente absorbida por el material

300K 0,08

Emisividad: Relación entre la radiación emitida por una superficie y la radiación emitida por un cuerpo negro a la misma temperatura. La emisividad es una propiedad radiactiva de la superficie con valor en el rango [0:1], esta propiedad proporciona una medida de la eficiencia con la que una superficie emite energía en relación con un cuerpo negro. Esta depende marcadamente del material de la superficie y del acabado.

300K 0,03

Para el caso en el que no se utilice asilamiento en el sistema de tuberías, la superficie exterior será de acero inoxidable 316L, la tubería que conduce la sal fundida. En cuyo caso las propiedades radiantes serán las siguientes:

0,5; 300 0,3

En la siguiente expresión se modela la radiación de forma similar a la convección, para ello se linealiza la ecuación de la velocidad de radiación, haciéndola proporcional a la diferencia de temperaturas en lugar de a la diferencia entre dos temperaturas a la cuarta potencia.

La resistencia de radiación exterior de la superficie exterior se estimar a partir de la siguiente expresión, puesto que en el caso del calor transmitido por radiación la temperatura se encuentra elevada a la 4.

R 4ε σA ESTIMACIÓN

h ε σA T T T T


77

5.2.6. RADIO CRÍTICO

Al agregar más asilamiento en un tubo, el aislamiento adicional incremente la resistencia a la conducción de la capa de aislamiento pero disminuye la resistencia a la convección de la superficie debido al incremente en el área exterior. La transferencia de calor puede aumentar o disminuir dependiendo de cuál sea el efecto que domine. [23]

Dado que en el sistema considerado las resistencias dominantes son la conducción del aislamiento, la convección exterior y la radiación exterior, la velocidad de transferencia de calor en el tubo aislado hacia el aire circulante se expresa como [29]:

Q

El valor del radio exterior para el cual la velocidad de transferencia alcanza su máximo se denomina radio crítico.

Q0 → ≅ 1

En este proyecto el valor del radio crítico es del orden de 1cm de manera que si se quiere aislar la red de tuberías, disminuyendo las pérdidas de calor, se debe tomar espesores de aislamiento mayores a 1 cm.

↑ ; ↓ →¿ ?


78

5.3. PROCESO ITERATIVO DE CÁLCULO

El presente proyecto pretende determinar la variación de temperatura que experimenta el fluido a lo largo de su recorrido por los distintos tramos de la red de tuberías en función del espesor de aislamiento empleado. Un incremento del espesor de aislamiento implicara una reducción de la variación de temperatura que experimenta el fluido, es decir, una mayor temperatura de salida.

5.3.1. DATOS

Se realizan los cálculos para varios espesores de aislamiento, y obtener así una curva final que represente la variación de la temperatura del fluido en función del espesor de aislamiento

En función de tramo de la red de tuberías bajo estudio:

Diámetro interior y espesor de la tubería → ;

Temperatura entrada del fluido →

Condiciones exteriores dependiendo del día y hora del año:

Condiciones del aire exterior que rodea a la tubería →

Radiación solar →

Temperatura del cielo →

Caudal necesario en los captadores en función de la radiación solar:

Caudal→

Variando el espesor total de aislamiento de la instalación :

Área exterior →

Espesor cerámica (un tercio del total) →

Espesor roca (dos tercios del total)→

5.3.2. INCÓGNITAS

El objetivo es determinar las pérdidas de calor en función del espesor de aislamiento. Se obtiene dicha variación realizando los cálculos para distintos espesores


79

de aislamiento.

Para alcanzar dicho objetivo es necesario determinar también la temperatura de la superficie exterior ( y el coeficiente de película exterior ( _ .

5.3.3. HIPÓTESIS

1. Condiciones de estado estable, transferencia de calor estacionaria no cambia con el tiempo.

2. Flujo unidireccional, simetría térmica con respecto a la línea central y no varía en la dirección axial, de manera que la temperatura varia con el radio T=T(r)

3. Comportamiento de gas ideal del aire

4. Cambios de energía cinética y potencial insignificantes. Tuberías horizontales y velocidad constantes

5. Coeficiente de convección uniforme en la superficie externa del conducto.

6. No hay generación de calor, no se considera el uso de resistencias térmicas en este proyecto.

5.3.4. CRITERIOS TÉRMICOS

El fluido perderá calor a lo largo de su recorrido puesto que la temperatura del fluido es mucho mayor que la temperatura exterior, lo cual origina un flujo de calor radial hacia el exterior

→

CRITERIO 1

Temperatura superficial menor de 60ºC por motivos de seguridad laboral. Temperaturas mayores de 60ºC podrían ocasionar quemaduras graves en operaciones de mantenimiento de la planta. [15]

60°

El criterio 1 será restrictivo en la red de tuberías calientes, que recoge el fluido a la salida de los lazos y lo conduce hasta la isla de potencia, debido a que una mayor temperatura interior implica una mayor temperatura superficial que la red fría.


80

CRITERIO 2

El rango de temperaturas de la sal fundida es [260-550] ºC considerando márgenes de seguridad, puesto que la sal fundida comienza a solidificar a 238ºC. [21]

∈ 260 550 º

El segundo criterio será restrictivo para determinar el espesor mínimo de aislamiento de la red de tuberías frías.


81

5.3.5. DESARROLLO

Inicialmente se determinan las características de la red de tuberías que se quiere aislar, determinando los diámetros normalizados.

1. Se determina la velocidad nominal de los captadores.

2. Se fijan los diámetros normalizados de los distintos tramos para que la velocidad del fluido sea lo más constante posible, minimizando las pérdidas de carga.

Caudal captador ; velocidad captador

j=1;

TRAMO j

Diámetros normalizados

≅ NO

j=j+1 _

j>5 NO

DIAMETROS TRAMOS


82

Una vez determinados los diámetros normalizados de la red de tuberías, se podrán determinar las pérdidas térmicas en función del espesor de aislamiento.

1. Conocido el método de operación diario de la planta, por el cual se varía el caudal en función de la irradiación solar directa, se determinan las pérdidas horarias durante el año para radiaciones mayores de 150W/m2.

2. Se fija el valor del espesor de aislamiento. Comenzando de menor a mayor. El máximo espesor de aislamiento del estudio es de 80 cm, de manera que una vez alcanzado dicho valor se pasa al punto 9.

3. Seleccionamos un tramo con su correspondiente diámetro y temperatura de entrada. Se comienza el análisis por el tramo de menor diámetro, tramo 1.

4. Se supone un coeficiente de película exterior. En la primera suposición se toma un coeficiente de película de 5 W/m2K.

5. Se resuelve el sistema de ecuaciones determinando la temperatura superficial exterior.

6. Se calcula el coeficiente de película exterior mediante las propiedades del aire a la temperatura media de película, que es función de la temperatura superficial.

7. Si el coeficiente de película es igual al fijado en el punto 5 se determinan las pérdidas térmicas y se vuelve al apartado 3 fijando un nuevo tramo para el análisis. Si por el contrario el coeficiente de película exterior es distinto al fijado en el punto 5, se realiza una iteración volviendo al apartado 5 y tomando el nuevo coeficiente de película.

8. Una vez determinadas las pérdidas térmicas y la temperatura superficial en todos los tramos para el valor del espesor de aislamiento, se vuelve al punto 2 tomando un nuevo espesor 10 cm mayor que el anterior.

9. Una vez realizados todos los cálculos para cada uno de los tramos se determina la pérdida total en la red de tuberías para un mismo espesor.

10. Análisis económico del coste de las pérdidas y del aislamiento


83

:

550º ; 54 ; ;

e=10 ; i=1;

e=e

5 /

3

; ;

NO

i=i+1

NO

i>5

e=e+10

NO

e>80

º ;


84

SISTEMA DE ECUACIONES

Se realizan 3 balances de energía para determinar el sistema de ecuaciones.

ECUACIÓN 1: Balance de energía sobre el fluido

0

Incógnitas: ;

ECUACION 2: Analogía eléctrica, como suma de las resistencias en serie, para determinar el flujo de calor desde el interior de la tubería hasta la superficie exterior.

R R

Incógnitas= ;

ECUACION 3: Balance en la superficie exterior.

0

"A

" " 0


85

" "

" T –T T T

" T –T T T

" " " /

Incógnitas ; ;

En el balance sobre la superficie exterior aparecen como incógnitas, la temperatura en la superficie, que es necesaria para el cálculo del coeficiente de película exterior, por lo que será necesario llevar a cabo un proceso iterativo en el cual se empela un valor inicial del coeficiente de película exterior estimado.

El valor del coeficiente de película exterior estará en el rango de [2-25] W/m2K por tratarse de un proceso de convección libre de gases. [29]

2; 25

1º Ó → 5

Tras realizar el proceso iterativo en función de los valor de se obtienen los valores de las 3 incógnitas para los distintos tramos y espesores considerados.


86

6. ANÁLISIS DE RESULTADOS

6.1. CÁLCULO DE VELOCIDAD Y CAUDAL

Para determinar el caudal nominal por tramo se realiza un estudio del rendimiento de la planta con los datos proporcionados.

Conocidas las características técnicas de la central [9] [12] [28]:

Número de captadores = 54

Potencia térmica pico del captador= 500 kWt

Potencia térmica nominal del campo solar=54·500= 27000 kWt

Potencia eléctrica bruta de la planta ( 5 MWe

Rendimiento del ciclo de potencia ( 0,41

Potencia térmica necesaria _

=12 MWt

Múltiplo solar (MS) = 2,25

Capacidad de 7 horas equivalente de almacenamiento

∆ ≅ 550 290= 260 ºC

Realizando un balance de energía sobre la sal fundida se determina el caudal másico nominal necesario.

m ∆ → m 70,87 /

Sabiendo que el caudal en los nueve lazos del campo solar es el mismo, se puede determinar el caudal nominal necesario por cada uno de los lazos

7,8 /

La velocidad nominal en interior de los captadores se determina mediante el caudal másico por cada uno de los lazos y el área transversal del tubo de acero situado en el interior del captador. El diámetro interior del tubo de acero de los captadores HCEMS 11 empleados en la planta de Archimede es de 64mm [7].

64

4 → 1,34 /


87

Tomando las propiedades de la sal fundida a la temperatura media [21]:

420º 1823 /

420º 0,00163

Se comprueba que el número de Reynolds es superior a 10000 lo que implica un régimen turbulento completamente desarrollado, como se esperaba, que favorece la trasferencia de calor en el interior del captador.

85533

El caudal en cada uno de los tramos de la red de tuberías irá variando conforme se produzcan las intersecciones con los lazos, de manera que en las tuberías de entrada (red fría) el caudal irá disminuyendo, y en las de retorno (red caliente) el caudal irá aumentando tras cada intersección con un lazo.

Dada la configuración del campo solar, formado por nueve lazos divididos simétricamente respecto a la isla de potencia, se simplifica el estudio térmico de la red de tuberías considerando solo 5 tramos de 54m cada uno.

La longitud de los tramos es igual a la distancia entre los lazos considerando la lira.

L 54

Simplificando la configuración en 5 tramos, mediante simetría:

TRAMO 1: es el más alejado del ciclo de potencia por lo que el caudal será el menor de todos los tramos.

TRAMO i: conforme se vayan sucediendo las diferentes intersecciones con los lazos, cada 54 m, el caudal nominal se incrementa en 7,8 kg/s

TRAMO 5: se trata del tramo que conduce todas las sales del campo solar.

TRAMO Caudal nominal [kg/s]

1 7,8

2 15,6

3 23,4

4 31,2

5 70,8

Tabla 1. Caudal nominal por tramo


88

6.2. CALCULO DE DIAMETRO Y PÉRDIDAS DE CARGA

Realizando los cálculos del apartado 4.6 y 4.7, manteniendo la velocidad constante en el interior de los tramos, e igual a la velocidad nominal en el interior de los lazos. Se obtienen los diámetros interiores que aparecen reflejados en la tabla y las pérdidas de carga, primarias (P1) y secundarias (P2).

TRAMO Caudal [kg/s]

v [m/s] Reynolds P1[Pa] P2[Pa] AP [Pa] AP [bar] f Diámetro interior [m]

1 7,8 1,34 95538 25255 0,5497 25255 0,2526 0,01857 0,064

2 15,6 1,34 135111 16662 0,5497 16662 0,1666 0,01733 0,090

3 23,4 1,34 165476 13064 0,5497 13064 0,1306 0,01664 0,110

4 31,2 1,34 191075 10993 0,5497 10993 0,1099 0,01617 0,128

5 70,8 1,34 287835 6723 0,5497 6724 0,06724 0,01489 0,192

Tabla 2. Diámetros interiores y pérdidas de carga con velocidad constante

Una vez determinado el diámetro en cada uno de los tramos con velocidad constante, se procede a buscar en las tablas del fabricante (apartado 4.8), la tubería que mejor se ajuste a los diámetros calculados, debido a que los diámetros se encuentran normalizados. En esta búsqueda se tendrá en cuenta la presión máxima y la temperatura de trabajo para determinar el espesor de la tubería. Estos valores se sobre dimensionarán para prevenir cualquier anomalía en el funcionamiento que provoque un fallo en toda la instalación. Considerando las tablas del fabricante de tuberías [4]

TRAMO Caudal [kg/s] Diámetro exterior

(in) Diámetro exterior

(mm) espesor (mm)

Diámetro interior [m]

1 7,8 2 1/2" 73 3,05 0,067

2 15,6 3" 88,9 3,05 0,083

3 23,4 4" 114,3 3,05 0,108

4 31,2 4" 114,3 3,05 0,108

5 70,8 6” 168,3 3,4 0,162

Tabla 3. Diámetros normalizados (fabricante)


89

A continuación se determina la velocidad nominal y las pérdidas de carga con los diámetros normalizados se obtienen los siguientes resultados:

TRAMO Caudal [kg/s]

Diámetro interior [m] Reynolds P1[Pa] P2[Pa] AP [Pa]

AP [bar]

v [m/s]

F

1 7,3 0,067 90922 19912 0,4419 19913 0,1991 1,214 0,01875

2 14,6 0,083 146790 24806 0,7505 24807 0,2481 1,582 0,01704

3 21,9 0,108 169217 14543 0,5891 14544 0,1454 1,401 0,01656

4 29,2 0,108 225622 24409 1,047 24410 0,2441 1,868 0,01564

5 65,73 0,162 341326 15237 1,065 15238 0,1524 1,884 0,01439

Tabla 4. Velocidad y pérdidas de carga con diámetros normalizados

Observaciones:

El número de Reynolds en todos los casos es mayor que 10000 lo que implica un régimen turbulento completamente desarrollado que facilitará la transferencia de calor en los captadores.

La velocidad se mantiene lo más constante posible a lo largo de la red de tuberías y con un valor aproximadamente igual la velocidad de las sales en el interior de los captadores ( . Con una variación máxima de 0,6 m/s.

Las pérdidas de carga son del orden de 0,15 bares. Se comprueba que las pérdidas de carga secundarias son menores que las primarias. El valor de las pérdidas secundarias es aproximado dado que no se tiene detalle de las dimensiones de los elementos que las provocan.


90

6.3. CALCULO DE LAS PÉRDIDAS TÉRMICAS

Durante la operación diaria de la planta el caudal en el interior de los lazos varía en función de la radiación directa recibida en cada momento, para que la temperatura a la salida del captador sea 550ºC. La estimación de las pérdidas térmica de generación anual se realizará con las condiciones de operación en el año modelo a intervalos de una hora con radiación superior a 150 W/m2. Tras realizar el proceso iterativo del apartado 5.4.5, por el cual se determina el coeficiente de película exterior se obtienen las pérdidas térmicas del año, la variación de temperatura y la temperatura superficial, para cada uno de los tramos, en función del espesor de aislamiento.

Las características técnicas de la red de tuberías, considerando tan solo 5 tramos de estudio debido a la simetría son [28]:

TRAMO 1: 67 ; 3,05 ;

TRAMO 2: 83 ; 3,05 ; 2

TRAMO 3: 108 ; 3,05 ; 3

TRAMO 4: 108 ; 3,05 ; 4

TRAMO 5: 162 ; 3,4 ; 9

6.3.1. SIN AISLAMIENTO

RED CALIENTE: Recoge la sale fundida a la salida de los lazos a 550ºC y la conduce hasta la isla de potencia.

SIN AISLAMIENTO ‐ RED CALIENTE

TRAMO TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5 TOTAL

DIAMETRO (mm) 67 83 108 108 162

Pérdidas [MW] 491,63 603,72 723,27 710,06 1000,31 3528,99

Max Tª Superficie [ºC] 538,10 541,40 536,60 534,50 532,10 >60ºC

Max ΔT [ºC] 100,80 65,36 47,36 33,57 20,21

Min Tª salida[ºC] 449,2 484,6 459,1 448,2 439,3

Max Tª salida[ºC] 536,7 542 538,1 536,2 534,6 <550ºC

Tabla 5. Sin aislamiento - Red caliente

En el caso sin aislamiento el fluido pierde entre 16ºC y 110ºC de temperatura en su recorrido por la red de tuberías calientes (salida tramo 5, puesto que la temperatura de salida de la sal fundida de los distintos lazos es de 550ºC.La temperatura superficial es mucho mayor de 60ºC en todos los tramos.


91

RED FRÍA: Conduce la sal fundida desde la salida del tanque frío hasta la entrada de los diferentes lazos

SIN AISLAMIENTO – RED FRÍA

TRAMO TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5 TOTAL

DIAMETRO (mm) 67 83 108 108 162

Pérdidas [MW] 96,84 115,75 142,09 144,23 209,27 708,17

Max Tª Superficie [ºC] 282,90 282,80 285,20 286,60 287,90 >60ºC

Max ΔT [ºC] 20,42 13,24 11,31 8,97 5,98

Min Tª salida[ºC] 230,10 250,50 263,70 275,10 284,00 <260ºC

Max Tª salida[ºC] 282,90 285,60 287,20 288,40 289,40

Tabla 6. Sin aislamiento – Red fría

En el caso sin aislamiento de la red fría, la temperatura del último lazo, que sería el más desfavorecido (tramo 1) disminuye entre 7ºC y 60 ºC.

La sal fundida comienza el proceso de solidificación a 238ºC, por lo que ante condiciones climatológicas adversas se produciría la solidificación de la sal en los tramos más alejados.


92

6.3.2. AISLAMIENTO CONSTANTE - RED CALIENTE

Tª salida captador 550ºC


93

Tabla 7. MÁXIMA PÉRDIDA TÉRMICA POR METRO – RED CALIENTE

Max Pérdidas térmicas [W/m]

Espesor [cm] TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5

10 236,11 267,33 313,2 312,83 409,7

20 165,13 183,26 209,69 209,52 264,26

30 137,22 150,57 169,89 169,78 209,26

40 121,69 132,52 148,11 148,04 179,56

50 111,54 120,85 134,09 134,04 160,65

60 104,28 112,54 124,19 124,13 147,37

70 98,76 106,26 116,72 116,67 137,46

80 94,39 101,28 110,85 110,81 129,74

0,00

50,00

100,00

150,00

200,00

250,00

300,00

350,00

400,00

450,00

10 20 30 40 50 60 70 80

Per

did

as t

érm

icas

(W/m

)

Espesor de aislamiento (cm)

TRAMO 1

TRAMO 2

TRAMO 3

TRAMO 4

TRAMO 5



94

Tabla 8. PÉRDIDAS TÉRMICAS TOTALES EN EL AÑO MODELO – RED CALIENTE

Pérdidas térmicas [MWh/año]

Espesor [cm] TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5 TOTAL

10 44,86 50,77 59,45 59,38 77,72 292,19

20 31,47 34,91 39,92 39,89 50,28 196,48

30 26,18 28,72 32,39 32,37 39,87 159,52

40 23,23 25,29 28,26 28,24 34,24 139,26

50 21,30 23,07 25,60 25,58 30,64 126,20

60 19,92 21,49 23,71 23,70 28,12 116,95

70 18,88 20,29 22,29 22,28 26,24 109,98

80 18,04 19,34 21,18 21,17 24,77 104,51

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

10 20 30 40 50 60 70 80

Pér

did

as t

érm

icas

(M

Wh

/añ

o)

Espesor aislamiento (cm)

TRAMO 1

TRAMO2

TRAMO3

TRAMO4

TRAMO5



95

Tabla 9. VARIACIÓN MÁXIMA DE LA TEMPERATURA – RED CALIENTE

Max Variación de temperatura [ºC]

Espesor [cm] TRAMO 1 TRAMO2 TRAMO3 TRAMO4 TRAMO5

10 10,87 6,19 4,80 3,58 2,08

20 7,65 4,26 3,24 2,42 1,35

30 6,37 3,51 2,63 1,97 1,08

40 5,66 3,09 2,30 1,72 0,92

50 5,19 2,82 2,08 1,56 0,83

60 4,86 2,63 1,93 1,44 0,76

70 4,61 2,48 1,81 1,36 0,71

80 4,40 2,37 1,72 1,29 0,67

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

10 20 30 40 50 60 70 80

AT

(ºC

)


TRAMO 1

TRAMO2

TRAMO3

TRAMO4

TRAMO5



96

Tabla 10. TEMPERATURA DE SALIDA DEL CAMPO SOLAR (TRAMO 5) – RED CALIENTE

Espesor Temperatura de salida MÍNIMA (ºC) Temperatura de salida MÁXIMA(ºC)

10 538,8 548,8

20 542,4 549,2

30 543,9 549,3

40 544,6 549,4

50 545,1 549,5

60 545,5 549,5

70 545,8 549,6

80 546,0 549,6

532,0

534,0

536,0

538,0

540,0

542,0

544,0

546,0

548,0

550,0

552,0

10 20 30 40 50 60 70 80

Tª

sal T

RA

MO

1 (

ºC)


MIN

MAX



97

Tabla 11. MÁXIMA TEMPERATURA SUPERFICIAL EXTERIOR – RED CALIENTE

Max Temperatura Superficie Exterior T sup [ºC]


10 96,25 98,89 102,10 102,10 107,20

20 74,23 72,49 74,23 74,22 77,18

30 63,01 63,86 64,97 64,97 66,92

40 59,12 59,71 60,51 60,50 61,91

50 56,87 57,31 57,92 57,91 58,99

60 55,42 55,77 56,25 56,25 57,11

70 54,42 54,71 55,09 55,09 55,80

80 53,69 53,93 54,26 54,26 54,85

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

110,00

120,00

10 20 30 40 50 60 70 80

Tª

Su

per

fici

e (º

C)


TRAMO 1

TRAMO2

TRAMO3

TRAMO4

TRAMO5



98

Tabla 12. MÍNIMA TEMPERATURA DE SALIDA POR TRAMO – RED CALIENTE

Mínima Temperatura de salida [ºC]


10 539,1 543,8 541,1 539,7 538,8

20 542,3 545,7 543,9 543 542,4

30 543,6 546,5 545 544,3 543,9

40 544,3 546,9 545,6 545 544,6

50 544,8 547,2 546 545,5 545,1

60 545,1 547,4 546,3 545,8 545,5

80 545,4 547,5 546,5 546 545,8

70 545,6 547,6 546,7 546,2 546

534

536

538

540

542

544

546

548

550

10 20 30 40 50 60 70 80

Min

Tª

de

salid

a (º

C)


TRAMO_1

TRAMO_2

TRAMO_3

TRAMO_4

TRAMO_5



99

Tabla 13. MÁXIMA TEMPERATURA DE SALIDA POR TRAMO – RED CALIENTE

Máxima Temperatura de salida [ºC]


10 548,8 549,3 549 548,9 548,8

20 549,2 549,5 549,4 549,3 549,2

30 549,3 549,6 549,5 549,4 549,3

40 549,4 549,7 549,5 549,5 549,4

50 549,4 549,7 549,6 549,5 549,5

60 549,5 549,7 549,6 549,6 549,5

80 549,5 549,7 549,6 549,6 549,6

70 549,5 549,7 549,6 549,6 549,6

548,2

548,4

548,6

548,8

549

549,2

549,4

549,6

549,8

10 20 30 40 50 60 70 80

Max

Tª

salid

a (º

C)


TRAMO_1

TRAMO_2

TRAMO_3

TRAMO_4

TRAMO_5



100

6.3.3. AISLAMIENTO CONSTANTE- RED FRIA

Tª entrada al campo solar

290ºC


101

Tabla 14. MÁXIMA PÉRDIDA TÉRMICA POR METRO – RED FRÍA

Máxima Pérdidas térmicas [W/m]


10 79,7 89,9 105,0 105,4 137,1

20 57,2 63,2 71,9 72,1 89,9

30 48,3 52,7 59,1 59,3 72,2

40 43,3 46,9 52,1 52,3 62,7

50 40,0 43,1 47,6 47,8 56,5

60 37,6 40,4 44,4 44,5 52,2

70 35,8 38,3 41,9 42,1 49,0

80 34,4 36,7 40,0 40,1 46,4

0,0

20,0

40,0

60,0

80,0

100,0

120,0

140,0

160,0

10 20 30 40 50 60 70 80

Pér

dit

a té

mic

a (W

/m)


TRAMO 1

TRAMO 2

TRAMO 3

TRAMO 4

TRAMO 5


290ºC


102

Tabla 15. PÉRDIDAS TERMICAS TOTALES DEL AÑO MODELO – RED FRÍA

Pérdidas térmicas Totales [MWh/año ]

Espesor [cm] TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5 SUMA

10 14,79 16,67 19,45 19,51 25,28 95,70

20 10,67 11,77 13,37 13,40 16,65 65,85

30 9,03 9,84 11,02 11,04 13,39 54,32

40 8,10 8,77 9,73 9,74 11,63 47,97

50 7,49 8,07 8,89 8,90 10,50 43,85

60 7,05 7,56 8,29 8,30 9,71 40,91

70 6,72 7,18 7,84 7,85 9,11 38,69

80 6,45 6,88 7,48 7,49 8,65 36,94

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

30,00

10 20 30 40 50 60 70 80

Pér

did

as t

érm

icas

(M

Wh

/añ

o)


TRAMO 1

TRAMO2

TRAMO3

TRAMO4

TRAMO5


290ºC


103

Tabla 16. VARIACIÓN MÁXIMA DE TEMPERATURA – RED FRÍA

Max Variación de temperatura [ºC]


10 3,64 2,09 1,64 1,24 0,72

20 2,66 1,48 1,13 0,86 0,47

30 2,26 1,24 0,93 0,71 0,38

40 2,03 1,11 0,83 0,62 0,33

50 1,88 1,02 0,75 0,57 0,30

60 1,77 0,96 0,70 0,53 0,28

70 1,69 0,91 0,67 0,50 0,26

80 1,62 0,87 0,64 0,48 0,25

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

10 20 30 40 50 60 70 80

AT

(ºC

)


TRAMO 1

TRAMO2

TRAMO3

TRAMO4

TRAMO5


290ºC


104

Tabla 17. TEMPERATURA SALIDA DEL TRAMO 1 (Tramo más alejado) – RED FRÍA

Espesor [cm] Temperatura de salida MÍNIMA (ºC) Temperatura de salida MÁXIMA(ºC)

10 280,7 289

20 283,4 289,3

30 284,5 289,4

40 285,1 289,5

50 285,5 289,5

60 285,8 289,6

70 286 289,6

80 286,1 289,6

276

278

280

282

284

286

288

290

292

10 20 30 40 50 60 70 80

Tª

sal T

RA

MO

1 (

ºC)


MIN

MAX


290ºC


105

Tabla 18. MÁXIMA TEMPERATURA SUPERFICIE EXTERIOR – RED FRÍA

Max Temperatura Superficial Exterior T sup [ºC]


10 67,16 68,10 69,25 69,28 71,03

20 57,59 58,05 58,66 58,67 59,68

30 54,51 54,81 55,19 55,19 55,85

40 53,06 53,26 53,53 53,53 54,00

50 52,22 52,37 52,58 52,58 52,93

60 51,69 51,81 51,97 51,97 52,25

70 51,32 51,42 51,55 51,55 51,78

80 51,06 51,14 51,25 51,25 51,44

40,00

45,00

50,00

55,00

60,00

65,00

70,00

75,00

10 20 30 40 50 60 70 80

Tª

Su

per

fici

e (º

C)


TRAMO 1

TRAMO2

TRAMO3

TRAMO4

TRAMO5


290ºC


106

Tabla 19. MÍNIMA TEMPERATURA DE SALIDA POR TRAMO – RED FRÍA

Mínima Tª de salida [ºC]


10 280,7 284,3 286,4 288 289,3

20 283,4 286,1 287,5 288,7 289,5

30 284,5 286,7 288 288,9 289,6

40 285,1 287,1 288,2 289 289,7

50 285,5 287,4 288,4 289,1 289,7

60 285,8 287,5 288,5 289,2 289,7

80 286 287,7 288,6 289,2 289,7

70 286,1 287,8 288,6 289,3 289,8

276

278

280

282

284

286

288

290

292

10 20 30 40 50 60 80 70

Mín

ima

Tª

salid

a (º

C)


TRAMO_1

TRAMO_2

TRAMO_3

TRAMO_4

TRAMO_5


290ºC


107

Tabla 20. MÁXIMA TEMPERATURA DE SALIDA POR TRAMO – RED FRÍA

Máxima Tª de salida [ºC]


10 289 286,1 287,5 288,6 289,5

20 289,3 287,3 288,3 289,1 289,7

30 289,4 287,8 288,6 289,3 289,7

40 289,5 288 288,8 289,3 289,8

50 289,5 288,2 288,9 289,4 289,8

60 289,6 288,3 289 289,4 289,8

80 289,6 288,4 289 289,5 289,8

70 289,6 288,5 289,1 289,5 289,8

284

285

286

287

288

289

290

291

10 20 30 40 50 60 80 70

Max

ima

Tª

salid

a (º

C)


TRAMO_1

TRAMO_2

TRAMO_3

TRAMO_4

TRAMO_5


290ºC


108

6.3.4. CONCLUSIONES TÉRMICAS

El uso de aislamiento no elimina las pérdidas térmicas hacia el exterior tan sola las reduce. Un mayor espesor de aislamiento supone una mayor resistencia térmica que implica menores pérdidas térmicas.

Como se observa en los resultados obtenidos, para un mismo espesor de aislamiento, el tramo 5 que es el de mayor área y mayor caudal, presenta mayores pérdidas térmicas, menor variación de temperatura y mayor temperatura superficial que los demás tramos. Un área mayor supone una mayor superficie de transferencia de calor y por ello mayores pérdidas térmicas y mayor temperatura superficial. Un mayor caudal implica un menor tiempo de estancia en el interior de la tubería, de manera que la variación de temperatura será menor, es decir, una mayor temperatura de salida.

↑↑

→ ↑ ↑

↓ ∆ →↑

Por el contrario, el tramo1 tiene el menor caudal y el menor diámetro de toda la red, de manera que se producirán menores pérdidas térmicas, mayor variación de temperatura y menor temperatura superficial

m m → qT

∆ ∆ → T

.

El tramo 4 y el tramo 3 poseen el mismo diámetro de tubería, pero distinto caudal. El tramo 4 tiene mayor caudal que el tramo 3, por lo que la variación de temperatura será menor en el tramo 4 que en el tramo 3, puesto que un mayor caudal supone un menor tiempo de estancia del fluido en el interior de la tubería. Dado que tienen el mismo diámetro, la superficie de trasferencia de calor es la misma, lo que implica que la pérdida de calor y la temperatura superficial son aproximadamente iguales.

m m → q ≅ q

∆ ∆ → T T ≅ T


109

ANALISIS DE LOS CRITERIOS TÉRMICOS (Apartado 5.4.4.)

CRITERIO TÉRMICO 1

El criterio térmico 1 limita la temperatura de la superficial exterior máxima. Los tramos de mayor área presentan una temperatura superficial como ya se ha comentado.

é 1: 60°

En la red caliente, el tramo 5, necesitará un espesor de aislamiento mayor que el tramo 1, para cumplir el criterio térmico1. Con un espesor de 50 cm en toda la red caliente se cumple el criterio térmico en todos los tramos.

En la red fría la temperatura de circulación del fluido es menor. Las pérdidas térmicas hacia al exterior son menores, debido a que el gradiente de temperaturas entre el fluido y el ambiente es menor. De manera que para un mismo espesor de aislamiento, la temperatura superficial de la red fría es menor que la de la red caliente. Se observa en base a los resultados, que con un espesor de 20 cm la temperatura superficial de la red fría ya resulta menor de 60ºC

CRITERIO TÉRMICO 2

El criterio térmico 2 condiciona la temperatura mínima de la sal fundida. La sal fundida experimenta una mayor pérdida de temperatura en los tramos de menor diámetro y menor caudal.

Criteriotérmico2 ∶ Tª 260º

∆ ∆ →

En la red caliente debido a la mayor temperatura de circulación del fluido en el interior de la tubería, la sal fundida no presenta una temperatura cercana a los 260ºC en ningún punto. Por lo que dicho criterio no será restrictivo para la red caliente.

En el caso de la red fría el tramo 1 además de menor diámetro y menor caudal presenta la desventaja de tratarse del tramo más alejado de la isla de potencia. En el caso sin aislamiento la red fría tiene tramos con temperatura menor de 260ºC, Pero al emplear tan solo 10 cm de espesor de aislamiento la temperatura de la sal no disminuye de los 280ºC en el tramo1. El objetivo es alcanzar la máxima temperatura a la entrada del lazo más alejado y esta se consigue aumentando el espesor de aislamiento.


110

Hay que recordar que las sales en su recorrido por la central atraviesan numerosas, válvulas, bombas e intersecciones de tuberías, que resultan más difíciles de aislar debido a su forma no uniforme, lo cual puede producir punto fríos donde por el alto punto de solidificación de la sal se producen acumulaciones solidas que conducen a obstrucciones de la red de tubería, y consecuentes roturas.

6.3.5. ANÁLISIS DE OPERACIÓN

En este apartado se analiza la influencia del espesor de aislamiento sobre la temperatura de salida (ºC) del campo solar en función de la irradiación (W/m2).

Para una muestra aleatoria de 19 horas (eje X) con distinta irradiación Gs (W/m2) (representada mediante la curva negra). La variación de la irradiación afecta al caudal de sales fundidas que circula por el interior de las tuberías, como se analizó en el aparatado 4.6 de este proyecto. El diagrama de barras muestra el valor de la temperatura de salida del tramo más desfavorable en función del espesor de aislamiento empleado. La barra de color rojo representa el caso sin aislamiento, en azul el espesor de aislamiento es de 10 cm, en verde 50 cm de aislamiento y por último en morado un aislamiento de 80cm. El tramo más desfavorable depende del tipo de red de tuberías analizada, en este proyecto se distinguen dos tipos de redes de distribución en función de la temperatura de las sales que circulan por su interior, para la red caliente el tramo más desfavorable es el tramo 5 y para la red fría es el tramo 1.

RED CALIENTE

La red caliente recoge las sales fundidas a la salida de los lazo a 550ºC y las conduce hasta la isla de potencia.

Tabla 21. Influencia del espesor de aislamiento sobre la temperatura de salida con distinta irradiación – Red Caliente

01002003004005006007008009001000

450

470

490

510

530

550

570

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19

G_S

(W

/m^

2)

Tª

salid

a T

RA

MO

5

[ºC

]

Muestra horario del año modelo

sin aislamiento Espesor 10 (cm) Espesor 50 (cm)

Espesor 80 (cm) G_s


111

RED FRÍA

Conduce las sales fundidas desde el tanque frío (290ºC) hasta entrada de los lazos.

Tabla 22. Influencia del espesor de aislamiento sobre la temperatura de salida con distinta irradiación – Red Fría

La temperatura de salida del campo solar influye sobre el rendimiento del ciclo de potencia. Una mayor temperatura de salida implica un mayor rendimiento del ciclo de potencia. El aumento de la radiación solar, durante la operación de la planta, aumenta el caudal másico de sales fundidas, lo que implica una mayor temperatura de salida. La variación del caudal de sales en función de la radiación solar se ha detallado en el apartado 4.6 de este `proyecto.

Observando la diferencia entre la barra roja, caso sin aislamiento, y la barra morada, caso con 10cm de aislamiento, se llega a la conclusión de que el uso de un mínimo espesor de aislamiento del orden de 10 cm implica una mejora significativa, que uniformiza la temperatura de salida del campo ante variaciones en el régimen de operación (variación del caudal).

6.3.6. CASO MÁS DESFAVORABLE

El caso más desfavorable de la operación de la planta llega durante las horas nocturnas o con valores de irradiación menores de 150 W/m2. Bajo dichas condiciones se disminuye el caudal por lazo a 0,23 kg/s. [9]

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

220

230

240

250

260

270

280

290

300

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19

G_s

(W

/m^

2)

Tª

salid

a T

RA

MO

1

Muestra horaria del año modelo

Sin aislamiento Espesor aislamiento 10 (cm)

Espesor aislamiento 50 (cm) Espesor aislamiento 80 (cm)

G_s


112

150 /

0,23 /

En los tramos de la red de tuberías más alejados llegan a producirse situaciones de régimen laminar en el interior del conducto, debido a la disminución de caudal, que afectarán a la correlación empleada para determinar el coeficiente de película interior.

Sin el uso de un sistema adicional, bajo dichas condiciones en los captadores se produce una pérdida térmica de 50W/m, lo que supone en un lazo de 600m una pérdida de temperatura de 80ºC. Para disminuir dicha pérdida, durante periodos de baja radiación se emplea una capa con una emisividad igual a 0,02, localizada dentro del captador, de 9,25 cm de diámetro. Según la información técnica dicha capa permite disminuir la pérdida a 5,77W/m dado que el lazo posee una longitud de 600m, la disminución de temperatura aproximada que se produce en el lazo es 10ºC.

5,77W/m →∆ 10°C

Las sales del tanque frio a una temperatura de 290ºC se introducen en el campo solar y recorren toda la red de tuberías con un caudal por lazo de 0,23 kg/s. Se ha realizado un análisis preliminar de la temperatura de la sal a la salida de los distintos tramos, tanto de la red fría como de la red caliente, considerando una disminución de temperatura en el interior del lazo de 10ºC

Temperatura de salida por Tramo

Esp cm

TRAMO FRIO 5

TRAMO FRIO 4

TRAMO FRIO 3

TRAMO FRIO 2

TRAMO FRIO 1

TRAMO CALIENTE

1

TRAMO CALIENTE

2

TRAMO CALIENTE

3

TRAMO CALIENTE

4

TRAMO CALIENTE

5

20 288,4 285,6 282 277,4 270 257,6 253,8 252,2 251,4 250,9

25 288,6 286,1 282,8 278,6 271,7 258,8 255,3 253,8 253,1 252,7

30 288,7 286,4 283,4 279,5 273 260 256,7 255,3 254,7 254,3

35 288,8 286,7 283,9 280,1 273,9 261 257,8 256,6 256 255,6

40 288,9 286,9 284,2 280,7 274,7 261,8 258,8 257,6 257 256,7

45 289 287 284,5 281,1 275,3 262,5 259,6 258,5 257,9 257,6

50 289 287,1 284,7 281,4 275,8 263,1 260,3 259,2 258,7 258,4

55 289,1 287,3 284,9 281,7 276,3 263,7 260,9 259,9 259,3 259,1

60 289,1 287,3 285,1 282 276,7 264,1 261,5 260,4 259,9 259,6

65 289,1 287,4 285,2 282,2 277 264,5 262 260,9 260,4 260,2

70 289,1 287,5 285,3 282,4 277,3 264,9 262,4 261,4 260,9 260,6

75 289,2 287,6 285,4 282,6 277,6 265,2 262,8 261,8 261,3 261,1

80 289,2 287,6 285,5 282,8 277,8 265,5 263,1 262,2 261,7 261,4

Tabla 23. Caso más desfavorable- sin radiación


113

Considerando un margen de seguridad, la temperatura de congelación de la sal fundida debe ser en todo momento mayor que 260ºC. De manera que el espesor de aislamiento mínimo desde el punto de vista térmico está a 60 cm, originando una variación de temperatura, bajo dichas condiciones de operación, de 30 ºC entre la entrada y la salida del campo solar.

En la operación real de la planta durante las horas de irradiación baja o nula, para prevenir situaciones de disminución de temperatura cercas al punto de congelación de la sal fundida, se utilizan resistencias térmicas instaladas a lo largo de toda la red de tuberías que mantienen la sal fundida a 290ºC en todo su recorrido. Mantener las tuberías de acero calientes con una temperatura de 290ºC recude las cargas térmicas y dilataciones en la red de tuberías. Pero los consumos propios de las resistencias térmicas disminuyen la eficiencia de la central y ponen en entredicho su viabilidad.

En el presente proyecto, no se analiza la influencia de las resistencias eléctricas instaladas en la red de tuberías.

230

240

250

260

270

280

290

300

20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80

Tªd

e sa

lida

(ºC

)


TRAMO FRIO 5 TRAMO FRIO 4 TRAMO FRIO 3

TRAMO FRIO 2 TRAMO FRIO 1 TRAMO CALIENTE 1

TRAMO CALIENTE 2 TRAMO CALIENTE 3 TRAMO CALIENTE 4

TRAMO CALIENTE 5


114

7. ESTUDIO ECONÓMICO

7.1. VALORACIÓN ECONÓMICA

Se debe tener en consideración previamente, que un aislamiento no elimina la transferencia de calor, simplemente la reduce. Cuanto más grueso sea el aislamiento, menor será la transferencia de calor, pero también más elevado el coste del aislamiento.

La máxima transferencia de calor de un sistema al ambiente se deriva de establecer un balance económico con respecto al espesor del aislante, entre los costes del sistema aislante y el coste de la energía térmica desperdiciada. Teniendo en cuenta ambos costes deberá existir un espesor que minimice el coste total

Inicialmente se determina el coste del aislamiento. El coste de la inversión de aislamiento se puede poner en función de dos términos, uno dependiente de la cantidad de material utilizado y otro del coste de instalación (independiente del espesor). De las tablas del fabricante se conoce el precio del aislamiento para dos espesores o más espesores y es inmediato obtener una ecuación lineal que determine el coste del aislamiento en función del espesor, tanto para el caso de la lana de roca como de la lana cerámica [19].

e e

Siendo “j” el número de tramos de la instalación. La cantidad de aislamiento dependerá también del diámetro de la tubería en cada tramo. Se ha considerado que la red fría se encuentra aislada del mismo modo que la red caliente.

Cuando se decide realizar una inversión, en este caso en aislamiento, se están realizando unos gastos iniciales con la esperanza de obtener un beneficio más adelante, mayor producción eléctrica, y además está determinado por el mercado de los tipos de interés.

El coste de las pérdidas se sucede cada año, por lo que para calcular el valor neto actual del gasto durante N años de vida de la instalación, con una inflación del coste de la energía y un coste de oportunidad del dinero (interés que un banco da al invertir el dinero) se debe multiplicar las pérdidas por el Coeficiente del VAN

El método de cálculo consiste en determinar, para cada inversión de aislamiento, el valor actualizado neto (VAN) de las pérdidas eléctricas debido a las pérdidas térmicas en la red de tuberías, y compararlo con los incrementos que supone la inversión.


115

Proceso de cálculo para determinar el Coeficiente del VAN (Valor Actualizado Neto de la inversión)

11

1 0,011 0,02

b= Incremento del coste del la energía en el periodo de tiempo considerado (inflación)%

a=Interés anual del dinero, deducidos impuesto %

c= tasa de infracción anual prevista %

n= número de años del estudio

r=coste de oportunidad del dinero (interés que el banco nos hubiese dado por invertir el dinero)

Estimación de las pérdidas de energía térmica en la red de tuberías caliente durante el año modelo con intervalos de una hora.

q n 3608; k 9

Siendo “n” las horas de operación de la planta en las que la irradiación solar del año modelo es mayor de 150W/m2.

Y “k” es el número de tramos en los que se ha dividido la instalación caliente. Ha tenerse en cuenta que para la simplificación de los cálculos térmicos se ha realizado simetría.

El coste la las pérdidas que se producen a lo largo de la red de tuberías se obtiene de multiplicar las pérdidas térmicas totales durante el año modelo por el rendimiento del ciclo de potencia y el coste de la energía eléctrica producida por este tipo de instalación acogidas al régimen especial. El rendimiento del ciclo de potencia estará asociado principalmente al rendimiento nominal de la turbina, 41%. Las pérdidas térmicas a lo largo de la tubería suponen una reducción de la temperatura de vapor (en el generador de vapor) por lo que la turbina opera en un nuevo punto de funcionamiento con un


116

rendimiento inferior. Para la realización del cálculo de este proyecto no se posee información detallada de la turbina, por lo que su rendimiento se supone constante.

Este coste se sucede cada año, por lo que para calcular el valor actual neto del gasto durante N años se multiplica por el Coeficiente del VAN

Las pérdidas eléctricas, es decir, la electricidad que se deja de producir debido a las pérdidas térmicas en la red de tuberías calientes es aproximadamente igual a 0,021 MWh para 80 cm de espesor y 0,057 MWh con 10 cm de espesor.

Este coste se denomina también “Coste de Oportunidad”, que hace referencia al coste asociado a la electricidad no generada, que en este caso se ha considerado que dicho coste está tan solo asociado a las pérdidas térmicas en la red de tuberías, que ya se han analizado previamente. El coste de oportunidad está también asociado a otros factores como la energía necesaria para calentar el aislamiento en los períodos de arranque, las pérdidas térmicas en otros elemento de la instalación (bombas, intersecciones, válvulas, etc.) o la variación del punto de funcionamiento de la turbina, debido a la variación de la temperatura de entrada del vapor, asociado a las pérdidas térmicas de la red de tuberías. Dado que no se tiene información detallada de la curva de rendimiento de la turbina, este se considera constante para la realización del proyecto, e igual a 41%

Es evidente que a mayor espesor de aislamiento más coste de inversión se tendrá y menor flujo de calor intercambiará el elemento, por lo que será menor el coste de las pérdidas térmicas. El coste total es la suma del coste del aislamiento en función del espesor y del coste de las pérdidas térmicas sufridas en la red de tuberías durante el año modelo. Teniendo en cuenta ambos costes deberá existir un espesor que minimice el coste total, que se obtendrá derivando e igualando a 0 el coste total y que dependerá del número de años N. [25]


117

7.2. COSTE DE LA ELECTRICIDAD

En el Real Decreto 661/2007 se regula la producción de energía eléctrica sujeta al régimen especial de generación, y donde se garantiza la venta de la electricidad a un precio mínimo para las diferentes instalaciones de energía renovables.

Articulo 2 RD 661/2007: Grupo b.1: Instalaciones que utilicen como energía primaria la energía solar. Subgrupo b.1.2: Instalaciones que utilicen únicamente procesos térmicos para la transformación de la energía solar, como energía primaria, en electricidad. Las centrales cilindro-parabólicas (CCP) pertenecen al subgrupo b1.2 [20]

La retribución que se recibirá gracias a la venta de electricidad cambia dependiendo de la opción elegida entre las dos opciones que propone el artículo 24.1 del RD 661/2007: “Para el subgrupo b.1.2. existe, por tanto la posibilidad de venta de tarifa regulada o mediante prima de referencia (prima + mercado)” [20]

Como medidas ofrecidas por el estado se encuentra la opción de acogerse a tarifa (prima de referencia) o a un precio fijado (Tarifa regulada). En el primer caso, lo ingresos de la venta de la energía generada estarían sujetos a los diferentes mercados de tiene lugar a lo largo del día, diario, intradiario, restricciones, de manera que el operador de la central ofrecería un precio que competiría con las demás tecnologías, pero al precio fijado por estos mercados hay que sumarle una prima por la condición de régimen especial (prima de referencia). En el segundo caso, se percibiría un precio fijado por las autoridades competentes no existiendo variación de los ingresos de un día para otro (tarifa regulada).

Para la realización del estudio económico se han tomado las tarifas actualizadas de la Orden IET/3586/2011, de 30 de diciembre 2011, y Orden IET/1491/2013 de 1 de Agosto 2013 (que la prima de referencia)

Plazo Tarifa regulada c€/kWh Prima de referencia c€/kWh

Primeros 25 años 29,8957 28,1815

A partir de entonces 23,9164 22,5452

Como referencia del precio de venta de la energía, se ha utilizado la evolución del Pool medio anual de mercado en base a 24 horas de los últimos 4 años.

6 €/ 60€/

Toda instalación acogida al régimen especial, en virtud de la aplicación del Real Decreto 661/2007, independientemente de la opción elegida en el artículo 24.1, recibirá un complemento por energía reactiva por el mantenimiento de unos determinados valores de factor de potencia. Este complemento se fija como porcentaje en función del factor de potencia con el que se entregue la energía.

8,7022 €/


118

De manera que el valor de la energía para las dos opciones comentadas, será el siguiente:

Tarifa Regulada, única para todos los periodos programación, expresada en céntimos de euro por kilovatio hora.

29,89 €/ 8,7022 €/ ∙ 6%

30,4121 €/

Prima de referencia + mercado, posibilita vender la electricidad en el mercado de producción de energía eléctrica, en este caso, el precio de venta de la electricidad será el precio que resulte en el mercado organizado el precio libremente negociado por el titular que represente la instalación, complementado por una prima de céntimos de euro el kilovatio hora.

6 €/ 28,1894 €/

8,7020 €/ ∙ 6%34,71612 €/

Las proyectos de centrales termosolares requieren de un gran esfuerzo en lo que ayudas económicas se refiere para poder ser competitivos con otras fuentes de producción de energía.

A continuación se presenta una comparación entre la retribución necesaria para dar viabilidad, con una rentabilidad razonable, a las tecnologías principales de generación eléctrica con energías renovables y el precio previsto del mercado eléctrico en el horizonte de los años 2020-2030. [36]

Figura 47. Esquema de la retribución necesaria para dar viabilidad a cada tipo de tecnologia renovable


119

Se puede observar cómo la curva de retribución de algunas tecnologías corta a la curva de precios del mercado eléctrico. Esto significa que a partir de un cierto momento ya se puede dar el caso de que algunas tecnologías puedan empezar a ser competitivas con el mercado eléctrico, puesto que la retribución que recibirían vendiendo la electricidad en el mercado sería suficiente para que un inversor obtuviera una rentabilidad razonable.

Artículo 2 del RD 1614/2010: Limitación de las horas equivalentes de funcionamiento con derecho a prima equivalente o prima.

(Nº horas equivalente = Producción neta anual/potencia nominal)

En el real decreto se define el número de horas equivalentes de funcionamiento de una instalación de producción de energía eléctrica como el cociente entre la producción neta anual en kWh y la potencia nominal de la instalación en kW. Las instalaciones de tecnología solar termoeléctrica y eólica tendrán derecho, en su caso, a percibir la cuantía correspondiente a la prima equivalente o prima, dependiendo de la opción de venta elegida del artículo 24.1.a) ó b) del Real Decreto 661/2007, de 25 de mayo, respectivamente, en cada año, hasta alcanzar el número de horas equivalentes de referencia, tomando como punto de inicio las 0 horas del 1 de enero de cada año. Las horas equivalentes de referencia para las instalaciones de tecnología solar termoeléctrica serán las siguientes:

Este proyecto se basa en una central cilindro parabólica con almacenamiento de 7h, por lo que según la tabla presenta 3950 horas equivalentes de referencia/año.

7.3. COSTE DEL AISLAMIENTO

De las tablas del fabricante se determina la variación lineal del precio en función del espesor empleado. [16]


120

LANA DE ROCA (PROROX WM 940):

C €/ 3,77 1,233

€

Figura 48. Tabla de precios del fabricante- Manta PROROX WM 940

LANA CERAMICA (FIBERFRAX DURABLAN S):

C €/ 503,7

€

Figura 49. Tabla de precios fabricante lana cerámica


121

La siguiente tabla recoge el coste en euros por metro cuadrado del los aislmientos.

espesor (cm)

CERÁMICA ROCA

10 50,37 17,46

20 100,7 32,06

30 151,1 46,66

40 201,5 61,26

50 251,9 75,86

60 302,2 90,46

70 352,6 105,1

80 403 119,7

90 453,3 134,3

T Tabla 24. Coste aislamiento

El coste de la lana cerámica es mayor que la lana de roca. Para minimizar el coste del aislamiento se emplea una combinación de ambos aislamiento.

Al coste del aislamiento es necesario incluirle otros constes fijos, asociados a la instalación, transporte y mantenimiento que incrementaran el valor pero que no afectaran a la determinación del espesor óptimo económico, dado que no se ven afectados significativamente por la variación del espesor de aislamiento.

Teniendo en cuenta esta ultima suposición la inversión en aislamiento por tramo

050

100150200250300350400450500

10 20 30 40 50 60 70 80 90

€

Espesor aislamiento(cm)

CERAMICA ROCA


122

7.4. ESPESOR ÓPTIMO ECONÓMICO

La primera tabla recoge el valor del coste de oportunidad, que hace referencia al valor de la energía eléctrica que se deja de producir en la central debido a la pérdida de temperatura en la red de tuberías. Considerando que la planta se acoge a la tarifa regulada del régimen especial.

COSTE DE OPRTUNIDAD [€)

Esp 1AÑO 2AÑOS 3AÑOS 4AÑOS 5AÑOS 6AÑOS 7AÑOS 8AÑOS 9AÑOS 10AÑOS C. AISL

10 64820 131227 199263 268967 340378 413538 488493 565286 643961 724565 5738

20 43840 88753 134768 181910 230208 279690 330384 382320 435532 490045 12578

30 35715 72306 109794 148200 187548 227859 269159 311472 354822 399233 21090

40 31252 63269 96072 129678 164108 199382 235520 272545 310476 349338 31274

50 28369 57434 87211 117718 148973 180994 213799 247408 281842 317118 43132

60 26325 53296 80927 109236 138238 167951 198393 229581 261533 294269 56662

70 24784 50175 76189 102840 130145 158118 186777 216139 246220 277040 71865

80 23570 47719 72459 97805 123773 150377 177633 205557 234165 263476 88740

Tabla 25. Coste de oportunidad

En la siguiente tabla se muestra el coste total que se obtiene de sumar el coste de oportunidad y el coste de aislamiento (última columna de la tabla previa). En el coste del aislamiento solo se han considerado los costes variables asociados a la cantidad de material en función del espesor. Los costes indirectos correspondientes al transporte, montaje y mantenimiento no afectaran al método de optimización por tratarse de costes fijos, tan solo desplazan la curva del aislamiento, pero el espesor óptimo continua siendo el mismo.

Coste total = Coste pérdidas + Coste aislamiento

espesor 1 AÑO 2 AÑOS 3 AÑOS 4 AÑOS 5 AÑOS 6 AÑOS 7 AÑOS 8 AÑOS 9 AÑOS 10 AÑOS

10 76296 142703 210739 280443 351854 425014 499969 576762 655437 736041

20 68996 113909 159924 207066 255364 304846 355540 407476 460688 515201

30 77895 114486 151974 190380 229728 270039 311339 353652 397002 441413

40 93800 125817 158620 192226 226656 261930 298068 335093 373024 411886

50 114633 143698 173475 203982 235237 267258 300063 333672 368106 403382

60 139649 166620 194251 222560 251562 281275 311717 342905 374857 407593

70 168514 193905 219919 246570 273875 301848 330507 359869 389950 420770

80 201050 225199 249939 275285 301253 327857 355113 383037 411645 440956

Tabla 26. Coste total


123

Se observa que dado que los costes de las pérdidas térmicas en la red de tuberías se suceden cada año, el coste de la energía eléctrica que se deja de producir se incrementa a lo largo de los año, teniendo en consideración el Coeficiente del VAN, que actualiza el valor del las pérdidas.

Considerando que la vida útil de la instalación es de 10 años, debido a que el aislamiento pierde propiedades al encontrarse sometido a las condiciones ambientales y a que se trata de una central experimental.

10 ñ

Tras a representación gráfica de los resultados se observa que el mínimo coste total se produce con un espesor de aislamiento igual a 50 cm. Es decir, el óptimo espesor de aislamiento para la red de tuberías es de 50 cm

Ó 50

0

100000

200000

300000

400000

500000

600000

700000

800000

10 20 30 40 50 60 70 80

€


C_perdidas

C_aislamiento

C_TOTAL


124

7.4.1. ANALISIS DE LAS PÉRDIDAS TÉRMICAS CON ESPESOR ÓPTIMO

Espesor óptimo de aislamiento: 50 cm

Lana cerámica = 16,7 cm

Lana de roca = 33,3 cm

RED CALIENTE (Recoge las sales fundidas a la salida de los lazos):

RED CALIENTE 50 cm

Tª salida lazo (ºC) 550

TRAMO TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5

Diámetro int. (mm) 67 83 108 108 162

Pérdidas (MW/año) 21,30 23,07 25,60 25,58 30,64

Max Tª sup. Ext. (ºC) 56,87 57,31 57,92 57,91 58,99

Max AT (ºC) 5,19 2,82 2,08 1,56 0,83

Max Tª salida (ºC) 549,4 549,7 549,6 549,5 549,5

Min Tª salida (ºC) 544,8 547,2 546 545,5 545,1

Tabla 27. Característica red caliente con espesor óptimo

RED FRÍA (trasporta las sales fundidas desde el tanque frío de almacenamiento hasta los lazos):

RED FRÍA 50 cm

Tª salida tanque frio (ºC) 290

TRAMO TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5

Diámetro int. (mm) 67 83 108 108 162

Pérdidas (MW/año) 7,49 8,07 8,89 8,90 10,50

Max Tª sup. Ext. (ºC) 52,22 52,37 52,58 52,58 52,93

Max AT (ºC) 1,88 1,02 0,75 0,57 0,30

Max Tª salida (ºC) 289,5 288,2 288,9 289,4 289,8

Min Tª salida (ºC) 285,5 287,4 288,4 289,1 289,7

Tabla 28. Característica red fría con espesor óptimo


125

7.4.2. CRITERIOS TÉRMICOS CON ESPESOR ÓPTIMO

Se analiza el cumplimiento de los dos criterios térmicos comentados en el apartado 5.4.4 de este proyecto.

CRITERIO TÉRMICO 1:

La temperatura superficial máxima en todos los tramos es menor de 60ºC. La situación más crítica se encuentra en la red caliente, porque las sales circulan a mayor temperatura. Los tramos con mayor temperatura superficial son los de mayor diámetro que presenta una mayor área de trasferencia de calor.

60º

CRITERIO TÉRMICO 2:

La temperatura de la sal fundida no debe estar próxima a la temperatura de comienzo de la solidificación, en su recorrido. La situación más desfavorable se encuentra en la red fría, debido a su menor temperatura, y a la salida del tramo más alejado del tanque de almacenamiento frío, es decir, el tramo 1. El comienzo de la congelación se situar en los 238ºC, pero considerando un margen de seguridad la temperatura no debería ser menor de 260ºC de forma que el criterio se cumple.

∈ 260; 570 º

Se comprueba que empleando un espesor de 50 cm se cumplen los dos criterios térmicos comentados.


126

La imagen adjunta muestra un esquema con los resultados térmicos obtenidos para cada tramo de la red caliente, empleando el espesor óptimo de aislamiento de 50 cm.


127

7.4.3. RESISTENCIAS TÉRMICAS CON ESPESOR ÓPTIMO

El análisis de los mecanismos de trasmisión de calor se realiza mediante analogía eléctrica, como se comentó en el apartado 5.2 de este proyecto. Una mayor resistencia térmica supone una menor conductividad, es decir, una menor trasmisión de calor hacia el exterior.

TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5

R_conv_int 0,0000244 0,0000165 0,0000148 0,0000117 0,0000085

R_cond 0,0000125 0,0000102 0,0000079 0,0000079 0,0000053

R_ceramica 0,0477700 0,0433300 0,0380400 0,0380400 0,0304200

R_roca 0,0374900 0,0354300 0,0328200 0,0328300 0,0286300

R_conv_ext 0,0014550 0,0014220 0,0013770 0,0013770 0,0012910

R_rad 0,0284000 0,0279200 0,0272100 0,0272100 0,0258100

R_eq 0,0013841 0,0013531 0,0013107 0,0013107 0,0012295

R_total 0,0866810 0,0801398 0,0721933 0,0722003 0,0602933

Tabla 29. Resistencias eléctricas con espesor óptimo

Las resistencias de radiación y convección se encuentran en paralelo, de manera que para determinar la resistencia total es necesario determinar la resistencia equivalente (R_eq)

La relevancia de cada una de las resistencias viene determinada en la siguiente tabla:

TRAMO 1 TRAMO 2 TRAMO 3 TRAMO 4 TRAMO 5

R_conv_int 0,028% 0,019% 0,017% 0,014% 0,010%

R_cond 0,014% 0,012% 0,009% 0,009% 0,006%

R_ceramica 55,110% 49,988% 43,885% 43,885% 35,094%

R_roca 43,251% 40,874% 37,863% 37,875% 33,029%

R_eq 1,597% 1,688% 1,816% 1,815% 2,039%

Tabla 30. Relevancia de las resistencias eléctricas para el espesor de óptimo

Las resistencias dominantes están asociadas al asilamiento debido a que gracias al aislamiento se reducen las pérdidas térmicas.

∆


128

7.4.4. COSTE DEL ESPESOR ÓPTIMO

ANALISIS ECONÓMICO

Espesor (cm) 50

Coste aislamiento (€) 86264

Coste lana cerámica (€) 27004

Coste lana de roca (€) 59260

Coste oportunidad (€) 317118

Coste total (€) 403382

Tabla 31. Análisis económico con espesor óptimo

En el coste del aislamiento solo se ha considerado el coste asociado a la cantidad de material tanto para la lana de roca, como la lana cerámica.

El coste de oportunidad hace referencia a la energía eléctrica que se deja de producir debido a las pérdidas térmicas y considerando que se coge al régimen especial de tarifa regulada para este tipo de centrales renovables.

Finalmente el coste total es la suma del coste de aislamiento y el coste de oportunidad.


129

En de la planta de Archimede aparece la lira de uno los tramos de la red de tuberías. La tubería de la derecha ha sido aislada y el asilamiento está protegido por una chapa envolvente. La tubería de la izquierda aparece antes de ser aislada y se puede apreciar el sistema de calentamiento mediante resistencias eléctricas. [7]

Figura 51. Fotografía tubería del campo solar sin aislamiento y tubería con aislamiento- Archimede


130

En la siguiente imagen de la planta de Archimede aparece finalmente aisladas ambas tuberías.[7]

Figura 51. Fotografía de la red fría/caliente aislada- Archimede


131

8. CONCLUSIONES

En este proyecto se ha desarrollado una primera aproximación del análisis del espesor óptimo de aislamiento para la red de tuberías de distribución y recogida del fluido de trabajo en una central de captadores cilindro-parabólicos.

En la realización del estudio se han tomado hipótesis iniciales para las condiciones ambientales y las condiciones de operación de la planta, tomado un año modelo en la provincia de Sevilla y un régimen de carga obtenido de la documentación técnica de la planta [9]. Las pérdidas térmicas del año modelo, se obtienen de un análisis horario donde la radiación solar es superior a 150W/m2, debido a que en periodos prolongados de radiación insuficiente sería necesario el uso de sistemas auxiliares de calentamiento que no han sido objeto de análisis en el proyecto.

La hipótesis considerada en la valoración económica que afecta al coste de oportunidad es la suposición de rendimiento constante en el ciclo de Rankine. Una disminución en la temperatura de entrada del vapor a la turbina ocasionada por las pérdidas térmicas en la red de tuberías, produce una variación en el punto de funcionamiento de la turbina que no ha sido considerada debido a la falta de información detallada del ciclo de Rankine.

El planteamiento del problema comienza con el dimensionamiento de la red de tuberías bajo las condiciones nominales de la planta de referencia. Posteriormente se analizan los mecanismos de trasferencia de calor de los distintos tramos que forman la red, obteniendo una aproximación de las pérdidas térmicas para distintos espesores de aislamiento. El aislamiento empleado está formado por superposición de dos tipos de aislantes minerales distintos, lana de roca y la lana cerámica. Ante unas mismas condiciones térmicas dicha combinación permite disminuir el espesor de aislamiento a la vez que se reduce el coste. Del mismo modo se determinan las pérdidas para el caso sin aislamiento y comparando los resultados se observa una gran disminución de las pérdidas térmicas tras el empleo de aislamiento. Finalmente, una vez determinadas las pérdidas térmicas en función del espesor de aislamiento, se plantea un balance económico entre el coste del aislante y el coste de la energía térmica desperdiciada. Teniendo en cuenta ambos costes deberá existir un espesor óptimo que minimice el coste total. Como resultado se obtiene un espesor óptimo de aislamiento de 50 cm para toda la red de tuberías. El espesor óptimo determinado garantiza que bajo las condiciones consideradas de operación de la central, el coste total es el mínimo en 10 años de vida de la instalación. En disposición de los resultados se comprueba que el espesor óptimo garantiza los criterios térmicos es decir, una temperatura superficial menor de 60 ºC por motivos de seguridad laboral y una temperatura de las sales fundidas no próxima a la temperatura de comienzo de solidificación en ningún punto que evita que se produzcan obstrucciones en la red de tuberías.

Para determinar el coste del aislamiento solo se han considerado los costes variables en función de la cantidad de material y no los costes fijos asociados al transporte, mantenimiento e instalación, que dependen del fabricante y no varían con el espesor de aislamiento.


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Para analizar el resultado se observa la tabla de recomendación del fabricante de lana de roca ROCKWOOL, que estima un espesor de aislamiento de 80 cm para tuberías de 2” y 500ºC empleando tan solo lana de roca.

Figura 52: Espesor de aislamiento optimo del fabricante de lana de roca

En este proyecto es necesario emplear una capa inicial de la lana cerámica debido a que la temperatura máxima de la lana de roca es de 500ºC y la red caliente presenta una temperatura superficial de 550ºC sin aislamiento. La lana cerámica permite disminuir el espesor de aislamiento necesario pero incrementa el coste del aislamiento como se observa en la gráfica del apartado 7.3 del proyecto. Con la combinación de ambos aislante obtenemos el menor coste con el menor espesor de aislamiento.

Finalmente se llega a la conclusión que un espesor de aislamiento mayor que el espesor óptimo de 50 cm implicaría un mayor coste total. Por el contrario un menor espesor de aislamiento produciría mayores pérdidas que incumplirían los criterios térmicos establecidos.


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