Rediseño del Sistema de Enfriamiento

UNIVERSIDAD DE CARABOBO
FACULTAD DE INGENIERÍA
ESCUELA DE INGENIERÍA MECANICA
REDISEÑO DEL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO DE LOS PROCESOS DE
SOPLADO E INYECCIÓN EN UNA EMPRESA DE FABRICACIÓN DE
ENVASES PLÁSTICOS
ARVELO JUAN
RAMIREZ JUAN
NAGUANAGUA, ENERO 2018
UNIVERSIDAD DE CARABOBO
FACULTAD DE INGENIERÍA
ESCUELA DE INGENIERÍA MECANICA
REDISEÑO DEL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO DE LOS PROCESOS DE
SOPLADO E INYECCIÓN EN UNA EMPRESA DE FABRICACIÓN DE
ENVASES PLÁSTICOS
AUTORES:
ARVELO JUAN C.I:21272707
RAMIREZ JUAN C.I:21232205
NAGUANAGUA, ENERO 2018
UNIVERSIDAD DE CARABOBO
FACULTAD DE INGENIERÍA
ESCUELA DE INGENIERÍA MECANICA
REDISEÑO DEL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO DE LOS PROCESOS DE
SOPLADO E INYECCIÓN EN UNA EMPRESA DE FABRICACIÓN DE
ENVASES PLÁSTICOS
TRABAJO ESPECIAL DE GRADO PRESENTADO ANTE LA ILUSTRE
UNIVERSIDAD DE CARABOBO PARA OPTAR AL TÍTULO DE
INGENIERO MECÁNICO
AUTORES:
ARVELO JUAN C.I:21272707
RAMIREZ JUAN C.I:21232205
NAGUANAGUA, ENERO 2018
ii
iii
iv
RESUMEN
En la empresa Maggie Paul C.A., ubicada en Los Guayos, Valencia Estado
Carabobo, se produce envases plásticos a través de los procesos de extrusión soplado
y extrusión inyección para el sector de alimentos y de lubricantes. Actualmente su
sistema de enfriamiento posee una capacidad de 757,52 kW, el cual no satisface las
condiciones necesarias para operar con las 29 máquinas de conformado de plástico,
limitando la capacidad de producción de la empresa. Por esta razón, se ha propuesto
como objetivos principales el rediseño del sistema de enfriamiento y el
establecimiento de parámetros adecuados de control para poder operar con todas las
máquinas de conformado de plástico presentes en la empresa. Para ello se determinan
los parámetros de operación necesarios para esta condición según la información
relacionada a las diferentes máquinas y equipos presentes, los procesos de
conformado de plástico, transferencia de calor, mecánica de los fluidos, demostrando
valores que están por encima o superiores de lo que puede satisfacer el sistema, con
esta información se toma la decisión de dimensionar y seleccionar los elementos y
equipos necesarios, diseñando el sistema de control que aseguraría mantener estos
valores dentro de un intervalo aceptable a lo largo del proceso, permitiendo llevar un
control que ayude a actuar de manera adecuada al momento de realizar los trabajos de
mantenimiento respectivos. También se realizó un estimado de la inversión inicial
que requerirá la implementación del rediseño. Por último, se recomienda el desarrollo
de un modelo matemático para estimar el tiempo de enfriamiento en los procesos de
soplado, así como también la colocación de sensores de temperatura a la salida del
producto terminado de las máquinas para un mejor control del caudal del fluido de
enfriamiento.
vi
NOMENCLATURA
SIMBOLO
DESCRIPCIÓN
UNIDADES (S.I.)
𝐴𝑎𝑖𝑠
Área aislante
𝑚2
𝐴𝑖
Área interna de cada tramo de tubería en estudio
𝑚2
𝐴𝑠
Área de la superficie
𝑚2
𝐴𝑠𝑒𝑐
Área de la sección transversal al flujo de calor
𝑚2
𝑎
Celeridad
m/s
𝑎𝑒
Celeridad equivalente
m/s
𝑎𝑖
Celeridad de cada tramo de tubería en estudio
m/s
C
Coeficiente según la pendiente de la conducción
Adimensional
𝐶𝑝
Calor específico del material o fluido
kJ/kg℃
Calor especifico de la sustancia a presión o
kJ/kg∙K ó
volumen constante
kJ/ kg∙ ℃
𝐶𝑃𝑂
Coeficiente de flujos para placas orificio
Adimensional
D
Diámetro exterior de la tubería
m
𝐷1
Diámetro del ojo del rodete
m
𝑐𝑝/𝑣
dmVC/dt
Razón de cambio de masa en el volumen de
control
kg/s
𝐸
Módulo de elasticidad del material de la tubería
𝑁/𝑚2
𝐸𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎
Energía total que entra al sistema
kJ
𝐸𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎
Energía total que sale del sistema
kJ
𝑒𝑎𝑖𝑠𝑙𝑎𝑛𝑡𝑒
Espesor del aislante
m
𝐹
Factor porcentual de pérdidas por accesorios
%
Fs
Factor de seguridad
Adimensional
𝑔
Aceleración de la gravedad
m/𝑠 2
H
Disponibilidad o energía disponible en un punto
m.c.f.
𝐻𝑚𝑎𝑞
Altura de máquina o de la bomba
m.c.f.
𝐻𝑡
Disponibilidad de trabajo del punto en estudio
m.c.f.
ℎ
Altura del fluido en el recipiente
m
ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣
Coeficiente de transferencia de calor por
convección
kW/𝑚2 ℃
ℎ𝑓
Pérdidas hidráulicas
m.c.f.
ℎ1
Diámetro del cubo del rodete
m
ℎ𝑓𝑚𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙
K
Pérdidas hidráulicas según el manual del
instituto hidráulico
Coeficiente que depende de la longitud de
tubería
m. c. f.
Adimensional
K
Conductividad térmica del material
kW/m℃
𝑘𝑓
Coeficiente de pérdidas hidráulicas
m. c. f.
(𝑚 3 ⁄ ℎ )2
L
Longitud de tramo de tubería
m
Lcrit
Longitud crítica del tramo
m
𝐿𝑐𝑠
Longitud característica de la sección transversal
de la tubería
m
Lt
Longitud del tramo de conducción del fluido
m
𝑚
Masa de la sustancia
Kg
𝑚̇
Flujo másico del fluido de enfriamiento
kg/s
N
Velocidad de giro del motor
rad/s
NPSH
Altura neta positiva en la aspiración
m.c.f.
𝑁𝑢
Número de Nusselt
Adimensional
N
Número de cavidades en el molde
Adimensional
P
Presión del Fluido
kPa
𝑃𝑟
Número de Prandtl
Adimensional
viii
Q
Transferencia de calor
kJ
𝑄̇
Tasa de transferencia de calor
kW
R
Radio mayor del fluido en el recipiente
m
𝑅𝑎𝐷
Número de Rayleigh
Adimensional
Re
Numero de Reynolds
Adimensional
%𝑅𝑒𝑐
Porcentaje de recirculación
%
R
Radio menor del fluido en el recipiente
m
S
Espesor máximo de la pieza
mm
𝑆𝑎
Esfuerzo admisible del material de la tubería
kPa
Sch
Cédula de la tubería
Adimensional
𝑆𝑠
Velocidad específica de succión
rad/s ∙ √𝑚3 /ℎ
m. c. f.
T
Tiempo de Parada
s
𝑇𝑒
Temperatura a la que se extrae la pieza
°C
𝑇𝑖
Temperatura a la que se inyecta el material
°C
𝑇𝑖𝑛𝑡
Temperatura interna de la tubería
°C
𝑇𝑚
Temperatura promedio del molde
°C
𝑇𝑠𝑒
Temperatura de la superficie exterior
°C
𝑇𝑎𝑚𝑏
Temperatura del ambiente
°C
T
Tiempo de llenado del recipiente
s
𝑡𝑒𝑛𝑓
Tiempo mínimo de enfriamiento
s
V
Volumen del fluido en el recipiente
𝑚3
𝑉𝑒
Velocidad promedio del fluido equivalente
m/s
𝑉𝑓
Velocidad promedio del fluido
m/s
𝑉𝑖
𝑉̇
Velocidad promedio del fluido a través de cada
tramo de tubería en estudio
Caudal del fluido
ix
m/s
𝑚3 /𝑠
̇
𝑉𝐼𝐶
Caudal que ingresa en el intercambiador de calor
𝑚3 /𝑠
̇
𝑉𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒
Caudal que ingresa en el molde
𝑚3 /𝑠
̇
𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
Caudal total que ingresa a la máquina
𝑚3 /𝑠
Z
Altura relativa respecto a un punto de referencia
m
𝑧𝑠
Altura de succión de la bomba
m
𝛼
𝛽
Difusividad térmica del material de la pieza
Relación entre los diámetros interior y exterior
𝑚2 /𝑠
Adimensional
de la placa orifico
𝛽𝑣𝑜𝑙
Coeficiente de expansión volumétrica
℃−1
𝛾
Peso específico del fluido
kN/𝑚3
∆𝐸𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑚𝑎
Variación de la energía total del sistema
kJ
∆𝐻
Sobrepresión
m. c. f.
∆𝑇
Variación de temperatura de la sustancia
K o℃
∆𝑡
Intervalo de tiempo donde ocurre el proceso
s
𝜇
Viscosidad dinámica del fluido
𝑘𝑔/𝑚 ∙ 𝑠
𝜈
Viscosidad cinemática del fluido
m2/s
𝜌
Densidad del fluido
kg/𝑚3
∅𝑖𝑛𝑡
Diámetro interior de la tubería
m
𝜕ℎ
Variación diferencial de la entalpía
kJ/kg
𝜕𝑇
Variación diferencial de la temperatura
K o℃
𝜕𝑢
Variación diferencial de la energía interna
kJ/kg
x
ÍNDICE GENERAL
INTRODUCCIÓN .................................................................................................. 1
CAPÍTULO I .......................................................................................................... 3
OBJETO DE ESTUDIO...................................................................................... 3
1.1 PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA. ..................................................... 3
1.2 FORMULACIÓN DEL PROBLEMA. ......................................................... 6
1.3 OBJETIVOS. ............................................................................................... 6
1.3.1 Objetivo General. .................................................................................. 6
1.3.2 Objetivos Específicos. ........................................................................... 6
1.4 JUSTIFICACIÓN. ....................................................................................... 7
1.5 LIMITACIONES. ........................................................................................ 7
1.6 ALCANCE. ................................................................................................. 8
CAPÍTULO II ......................................................................................................... 9
MARCO TEÓRICO............................................................................................ 9
2.1 ANTECEDENTES DE LA INVESTIGACIÓN............................................ 9
2.2 BASES TEÓRICAS. .................................................................................. 11
2.2.1 Plásticos .............................................................................................. 11
2.2.1.1 Clasificación de plásticos. ............................................................. 11
2.2.2 Polipropileno (PP) ............................................................................... 12
2.2.2.1 Características del polipropileno. ................................................... 13
2.2.2.2 Usos del polipropileno. .................................................................. 14
2.2.3 Polietileno (PE) ................................................................................... 14
2.2.3.1 Propiedades Mecánicas del polietileno. ......................................... 14
2.2.3.2 Propiedades Térmicas del polietileno ............................................ 15
2.2.4 Polietileno de alta densidad (HDPE o PEAD) ...................................... 15
2.2.4.1 Aplicaciones y usos del polietileno de alta densidad. ..................... 16
2.2.5 Polietileno de baja densidad (LDPE o PEBD) ...................................... 17
2.2.5.1 Aplicaciones del polietileno de baja densidad. ............................... 18
2.2.6 Polietileno lineal de baja densidad (LLDPE o PELBD) ........................ 19
2.2.6.1 Características del polietileno lineal de baja densidad .................... 19
2.2.7 Proceso de Extrusión-Soplado ............................................................. 20
2.2.7.1 Tipos de máquinas de extrusión-soplado. ...................................... 24
2.2.8 Proceso de Extrusión-Inyección ........................................................... 26
2.2.9 Tiempo de enfriamiento ....................................................................... 31
2.2.10 Primera ley de la termodinámica ........................................................ 32
2.2.10.1 Balance de energía ...................................................................... 32
2.2.11 Calor específico ................................................................................. 33
2.2.12 Difusividad térmica ........................................................................... 34
2.2.13 Transferencia de calor ........................................................................ 34
2.2.13.1 Transferencia de calor por convección ......................................... 35
2.2.13.2 Transferencia de calor por conducción. ........................................ 36
2.2.14 Intercambiadores de calor .................................................................. 36
2.2.14.1 Intercambiadores de calor de tubo y coraza.................................. 36
2.2.15 Ciclo de refrigeración ........................................................................ 38
2.2.15.1 Ciclo de refrigeración por compresión de vapor ........................... 38
2.2.16 Unidades Chiller ................................................................................ 40
2.2.16.1 Chillers enfriados por aire ........................................................... 40
2.2.17 Velocidad del agua a través de tuberías .............................................. 41
2.2.18 Conservación de la masa .................................................................... 42
2.2.19 Ecuación de Bernoulli ........................................................................ 42
2.2.20 Caídas de presión o pérdidas hidráulicas ............................................ 43
2.2.21 Bombas Centrífugas........................................................................... 44
2.2.21.1 Funcionamiento de la bomba centrífuga ...................................... 45
2.2.21.2 Arreglos en estaciones de bombeo. .............................................. 46
2.2.22 Cavitación en una bomba ................................................................... 46
2.2.23 Golpe de Ariete ................................................................................. 50
2.2.23.1 Ecuación de Michaud .................................................................. 51
2.2.23.2 Ecuación de Allievi ..................................................................... 51
xii
2.2.24 Números adimensionales ................................................................... 56
2.2.24.1 Número de Reynolds. .................................................................. 56
2.2.24.2 Numero Prandtl. .......................................................................... 57
2.2.24.3 Número de Nusselt. ..................................................................... 57
2.2.25 Carta Psicrométrica. ........................................................................... 59
2.2.26 Sistema de medición y control ........................................................... 60
2.2.26.1 Lazo de control abierto. ............................................................... 60
2.2.26.2 Lazo de control cerrado ............................................................... 61
2.2.27 Norma ISA para la identificación de los instrumentos ........................ 61
CAPÍTULO III ..................................................................................................... 63
MARCO METODOLÓGICO .......................................................................... 63
3.1 NIVEL DE LA INVESTIGACIÓN ............................................................ 63
3.2 TIPO DE INVESTIGACIÓN. .................................................................... 63
3.3 DISEÑO DE LA INVESTIGACIÓN ......................................................... 63
3.3.1 Revisión Bibliográfica ......................................................................... 64
3.3.2 Determinación de los valores de los parámetros de operación requeridos
por el sistema de enfriamiento ...................................................................... 64
3.3.2.1 Características de los equipos, máquinas y productos presentes en la
empresa .................................................................................................... 66
3.3.2.2 Determinación de la capacidad de refrigeración y caudales
requeridos por el sistema de enfriamiento ................................................. 67
Fase 1: Determinación del tiempo de enfriamiento en las máquinas
inyectoras. ............................................................................................. 67
Fase 2: Determinación de la tasa de calor a extraer y el caudal requerido
por las tapas y envases en los moldes de las máquinas de inyección y de
soplado. ................................................................................................. 67
Fase 3: Determinación de la tasa de calor a extraer y el caudal requerido
por el aceite en los intercambiadores de calor de las máquinas de
inyección y de soplado. ......................................................................... 69
Fase 4: Determinación de la tasa de calor absorbida por los tramos de
tubería del sistema de enfriamiento........................................................ 73
xiii
Fase 5: Determinación de la capacidad de refrigeración total requerida por
el sistema de enfriamiento. .................................................................... 74
3.3.3 Planteamiento de una propuesta para el rediseño del sistema de
enfriamiento. ................................................................................................ 75
3.3.4Selección y dimensionamiento de los elementos necesarios para el
rediseño del sistema de enfriamiento. ........................................................... 77
3.3.4.1 Dimensionamiento de los tramos de tubería del sistema de
enfriamiento.............................................................................................. 77
3.3.4.2 Selección del equipo Chiller. ......................................................... 79
3.3.4.3 Selección de las bombas. ............................................................... 80
3.3.4.4 Determinación del número de válvulas necesarias para el balance del
sistema de enfriamiento. ........................................................................... 82
3.3.5 Diseño del sistema de control............................................................... 82
3.3.6 Estimación de los costos del rediseño. ................................................. 83
3.4 TÉCNICAS E INSTRUMENTOS DE RECOLECCIÓN DE DATOS. ....... 83
3.5 TÉCNICAS DE PROCESAMIENTO Y ANÁLISIS DE DATOS. ............. 84
3.6 ASPECTOS ADMINISTRATIVOS ........................................................... 84
CAPÍTULO IV ...................................................................................................... 85
DESARROLLO DE LA INVESTIGACIÓN.................................................... 85
4.1. VALORES DE LOS PARÁMETROS DE OPERACIÓN REQUERIDOS
POR EL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO. ..................................................... 85
4.1.1 Características y especificaciones de las máquinas y equipos según los
manuales y recomendaciones del fabricante. .................................................... 85
4.1.2 Especificaciones de los envases y tapas en estudio. .............................. 89
4.1.3 Máquinas y su producción. .................................................................. 90
4.1.4 Capacidad de refrigeración y caudales requeridos por el sistema de
enfriamiento. ................................................................................................ 93
4.1.4.1 Tiempo de enfriamiento en las máquinas de inyección. ................. 93
4.1.4.2 Tasa de calor a extraer del conjunto de tapas en los moldes de las
máquinas de inyección .............................................................................. 94
4.1.4.3 Tasa de calor a extraer y caudal crítico de los conjuntos de tapas en
los moldes de las máquinas de inyección. .................................................. 96
xiv
4.1.4.4 Tasa de calor a extraer de los conjuntos de envases en los moldes de
las máquinas de soplado ............................................................................ 98
4.1.4.5 Tasa de calor a extraer y caudal crítico de los conjuntos de envases
en los moldes de las máquinas de soplado. .............................................. 100
4.1.4.6 Tasa de calor a extraer del aceite en los intercambiadores de calor de
las máquinas de inyección y de soplado. ................................................. 101
4.1.4.7 Tasa de calor absorbida por las tuberías de los tramos que componen
el sistema de enfriamiento. ...................................................................... 107
4.1.4.8 Capacidad de refrigeración total requerida por el sistema de
enfriamiento............................................................................................ 107
4.2 SELECCIÓN Y DIMENSIONAMIENTO DE LOS ELEMENTOS
NECESARIOS PARA EL REDISEÑO DEL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO.
...................................................................................................................... 108
4.2.1 Dimensionamiento de los tramos de tubería del sistema de enfriamiento
................................................................................................................... 108
4.2.2 Selección del equipo Chiller para la estación de refrigeración. ........... 114
4.2.3 Selección de las bombas para la estación de bombeo ......................... 116
4.2.3.1 Pérdidas hidráulicas en los tramos de tubería del camino crítico del
sistema de enfriamiento .......................................................................... 117
4.2.3.2 Pérdidas hidráulicas en la estación de refrigeración. .................... 118
4.2.3.3 Pérdidas hidráulicas en la máquina presente en el camino crítico del
sistema de enfriamiento. ......................................................................... 119
4.2.3.2 Altura de máquina. ...................................................................... 121
4.2.3.3 Selección del modelo de las bombas y dimensionamiento de la
estación de bombeo. ................................................................................ 121
4.2.3.4 Estudio del fenómeno de golpe de ariete en el modelo de bomba
seleccionado. .......................................................................................... 125
4.2.3.5 Estudio del fenómeno de cavitación en el modelo de bomba
seleccionado. .......................................................................................... 126
4.2.3 Válvulas necesarias para el balance del sistema de enfriamiento. ....... 129
4.3 SISTEMA DE CONTROL PARA EL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO. 132
4.3.1 Diseño de los DTI del sistema de control. .......................................... 133
4.3.2 Descripción de los elementos de los DTI del sistema de control. ........ 136
xv
4.3.3 Selección de los instrumentos y elementos del sistema de control. ..... 138
4.4 ESTIMACIÓN DE LOS COSTOS DEL REDISEÑO. ............................. 141
CONCLUSIONES .............................................................................................. 145
RECOMENDACIONES ..................................................................................... 147
REFERENCIAS .................................................................................................. 149
APÉNDICE ......................................................................................................... 153
ANEXO ............................................................................................................... 189
xvi
INDICE DE FIGURAS
Figura 2.1: Proceso de soplado del Parisón.............................................................. 21
Figura2.2: Proceso de soplado continúo .................................................................. 25
Figura 2.3: Partes de una máquina de inyección de plástico ..................................... 26
Figura 2.4: Fases del ciclo de inyección .................................................................. 27
Figura 2.5: Partes constituyentes de un molde de inyección ..................................... 31
Figura 2.6: Simulación del enfriamiento de un molde de inyección ......................... 31
Figura 2.7: Intercambiador de calor de tubo y coraza, paso simple de tubo y una
coraza ..................................................................................................................... 37
Figura 2.8: Intercambiador de calor de tubo y coraza, paso doble de tubo y una coraza
............................................................................................................................... 37
Figura 2.9: Intercambiador de calor de tubo y coraza, paso doble de tubo y doble
coraza ..................................................................................................................... 38
Figura 2.10: Esquema y diagrama T-s para el ciclo de refrigeración por compresión
de vapor .................................................................................................................. 39
Figura 2.11: Esquema de componentes de un equipo Chiller ................................... 40
Figura 2.12: Bomba Centrifuga. .............................................................................. 45
Figura 2.13: Principio de funcionamiento de una bomba centrífuga. ........................ 46
Figura 2.14: Gráfica de Fraser para determinar porcentaje de recirculación ............. 50
Figura 2.15: Valores de C según la pendiente de la conducción ............................... 53
Figura 2.16: Valores de la K según la longitud de tubería ........................................ 54
Figura 2.17: Carta Psicrométrica ............................................................................. 59
Figura 2.18: Lazo de control abierto ........................................................................ 60
Figura 2.19: Lazo de control cerrado ....................................................................... 61
Figura 2.20: Identificación de un instrumento mediante el número de etiqueta ........ 62
Figura 3.1: Máquinas de soplado e inyección y circuito hidráulico del sistema de
enfriamiento............................................................................................................ 65
Figura 3.2: Estación de refrigeración actual en el sistema de enfriamiento............... 66
Figura 3.3: Esquema de flujo de calor en el molde. ................................................. 68
Figura 3.4: Sistema de distribución del agua de enfriamiento en las máquinas. ........ 70
Figura 3.5: Esquema de la conexión del manómetro y las válvulas V1 y V2. ........... 71
Figura 3.6: Recipiente usado para la prueba de caudal. ............................................ 72
Figura 3.7: Arreglo propuesto para el sistema de distribución del agua de
enfriamiento............................................................................................................ 76
Figura 3.8: Temperaturas en las superficies de la tubería con aislante térmico. ........ 79
Figura 4.1: Máquinas operativas y utilizadas en la prueba de caudal. ..................... 104
Figura 4.2: Máquinas, puntos de convergencia y nodos que conforman el sistema de
inyección y de soplado. ......................................................................................... 113
Figura 4.3: Tramo de tubería que va hacia la máquina. .......................................... 113
Figura 4.4: Esquema de la estación de refrigeración propuesta. ............................. 116
Figura 4.5: Camino crítico en el sistema de enfriamiento. ..................................... 117
Figura 4.6: Estación de bombeo propuesta. ........................................................... 124
Figura 4.7: Colocación de las válvulas necesarias en el sistema de enfriamiento.... 132
Figura 4.8: Sistema de medición y control para la estación de bombeo. ................. 133
Figura 4.9: Sistema de medición y control para los Chillers de la estación de
refrigeración. ........................................................................................................ 135
Figura 4.10: Sistema de medición y control para las máquinas de inyección y de
soplado. ................................................................................................................ 136
Figura AH.1: Distancias mínimas en la instalación de los Chillers ........................ 167
Figura AH.2: Camino crítico de la estación de refrigeración.................................. 168
Figura AH.3: Selección del punto de trabajo a través del corte de las curvas de la
bomba y del sistema. ............................................................................................. 171
Figura AH.4: Curva disponibilidad vs caudal de la bomba KSB 40 – 250. ............ 172
Figura AH.5: Curvas de potencia y NPSH vs caudal de la bomba KSB 40 – 250... 172
Figura AH.6: Determinación del porcentaje de recirculación de la bomba. ............ 180
Figura AJ.1: Plano de construcción para las placas orificio. .................................. 186
Figura AK.1: Plano del rediseño del sistema de enfriamiento. ............................... 187
Figura A.1: Relación caída de presión vs caudal del Chiller 030GT070. ................ 195
Figura A.2: Curva caída de presión vs caudal del Chiller 30XAA160. ................... 195
Figura A.3: Curvas de comportamiento de la bomba KSB 40 – 250. ..................... 197
xviii
Figura A.4: Coeficiente de flujo 𝐶𝑃𝑂 para cantos vivos. ....................................... 206
xix
xx
INDICE DE TABLAS
Tabla 2.1: Propiedades físicas del polipropileno ...................................................... 12
Tabla 2.2: Propiedades térmicas del polipropileno................................................... 13
Tabla 2.3: Propiedades del Polietileno ..................................................................... 15
Tabla 2.4: Propiedades del polietileno de alta densidad ........................................... 16
Tabla 2.5: Propiedades del polietileno de baja densidad .......................................... 18
Tabla 2.6: Propiedades del polietileno lineal de baja densidad ................................. 20
Tabla 2.7: Dimensiones del perno de soplado en función del tamaño de la pieza. .... 22
Tabla 2.8: Velocidades recomendadas del agua a través de tuberías ........................ 41
Tabla 4.1: Capacidades de refrigeración y caudales máximos de las máquinas
sopladoras Uniloy ................................................................................................... 86
Tabla 4.2: Capacidad de refrigeración del molde y caudal máximode la máquina
sopladora AKEI ...................................................................................................... 86
Tabla 4.3: Capacidad de refrigeración total máxima de las máquinas sopladoras
Meccanoplasticas .................................................................................................... 87
Tabla 4.4: Capacidad de refrigeración máxima y caudal para el enfriamientodel aceite
requerido de la máquina inyectora Sandretto ........................................................... 87
Tabla 4.5: Caudal requerido para el enfriamiento del aceite de las máquinas
inyectoras Modula y MIR. ...................................................................................... 87
Tabla 4.6: Especificaciones de los Chillers a condiciones estándar (𝑇𝑎𝑚𝑏 = 35 °C).
............................................................................................................................... 88
Tabla 4.7: Especificaciones nominales de la bombas ............................................... 88
Tabla 4.8: Especificaciones de los envases en estudio. ............................................ 89
Tabla 4.9: Especificaciones de las tapas en estudio.................................................. 90
Tabla 4.10: Producción de las máquinas de soplado. ............................................... 91
Tabla 4.11: Producción de las máquinas de inyección. ............................................ 92
Tabla 4.12: Tiempo de enfriamiento de las tapas en estudio. ................................... 94
Tabla 4.13: Tasa de calor a extraer de las tapas en estudio. ...................................... 95
Tabla 4.14: Tasa de calor a extraer de los conjuntos de tapas en los moldes de
inyección. ............................................................................................................... 96
Tabla 4.15: Tasa de calor a extraer y caudal crítico de agua de enfriamiento de los
conjuntos de tapas en los moldes. ............................................................................ 97
Tabla 4.16: Tasa de calor a extraer de los conjuntos de envases en los moldes de
soplado. .................................................................................................................. 98
Tabla 4.17: Tasa de calor a extraer y caudal crítico del agua de enfriamiento de los
conjuntos de envases en los moldes. ...................................................................... 100
Tabla 4.18: Resultados obtenidos de presión de línea, tiempo de llenado y altura del
agua de enfriamiento. ............................................................................................ 102
Tabla 4.19: Radio mayor, volumen ocupado y caudal del agua de enfriamiento. ... 103
Tabla 4.20: Caudales que fluyen por los intercambiadores de calor de las máquinas
utilizadas en la prueba de caudal de agua de enfriamiento. .................................... 103
Tabla 4.21: Caudal del agua de enfriamiento y tasa de calor a extraer del aceite en los
intercambiadores de calor de las máquinas de inyección........................................ 105
Tabla 4.22: Caudal de agua de enfriamiento y tasa de extracción de calor del aceite en
los intercambiadores de calor de las máquinas de soplado. .................................... 106
Tabla 4.23: Caudales de agua de enfriamiento requeridos por cada una de las
máquinas de soplado y de inyección. ..................................................................... 109
Tabla 4.24: Diámetro de los tramos de tubería en el sistema de enfriamiento. ........ 110
Tabla 4.25: Temperatura en la superficie exterior de los tramos de tubería con
aislante.................................................................................................................. 114
Tabla 4.26: Características del modelo del equipo Chiller seleccionado. ............... 115
Tabla 4.27: Pérdidas hidráulicas en el camino crítico del sistema de enfriamiento. 118
Tabla 4.28: Pérdidas hidráulicas en las máquinas utilizadas en la prueba de caudal.
............................................................................................................................. 119
Tabla 4.29: Coeficientes de pérdidas hidráulicas en los moldes y en los
intercambiadores de calor de las máquinas utilizadas en la prueba de caudal. ........ 120
Tabla 4.30: Punto de trabajo requerido por el sistema de enfriamiento. ................. 121
Tabla 4.31: Comparación entre los parámetros de operación suministrados por la
estación de bombeo actual y el punto de trabajo del sistema de enfriamiento. ........ 122
Tabla 4.32: Especificaciones del modelo debomba seleccionado. .......................... 122
Tabla 4.33: Condiciones del punto de trabajo de la bomba. ................................... 123
xxii
Tabla 4.34: Dimensiones de los tramos de la estación de bombeo. ........................ 124
Tabla 4.35: Coeficientes de pérdidas hidráulicas de las máquinas utilizadas en la
prueba de caudal. .................................................................................................. 129
Tabla 4.36: Pérdidas hidráulicas en las máquinas presentes en el sistema de
enfriamiento.......................................................................................................... 130
Tabla 4.37: Válvulas y sus pérdidas hidráulicas..................................................... 131
Tabla 4.38: Características de los instrumentos utilizados en los DTI. ................... 136
Tabla 4.39: Instrumentos seleccionados para la estación de bombeo. ..................... 139
Tabla 4.40: Instrumentos seleccionados para la estación de refrigeración. ............. 139
Tabla 4.41: Instrumentos y elementos seleccionados para las máquinas de inyección y
de soplado. ............................................................................................................ 139
Tabla 4.42: Costos de la implantación del rediseño del sistema de enfriamiento. ... 141
Tabla AC: Variaciones de temperatura del agua de enfriamiento que fluye a través del
molde de diferentes máquinas de conformado de plástico. ..................................... 155
Tabla AF: Variaciones de temperatura del agua de enfriamiento que fluye a través del
intercambiador de calor de diferentes máquinas de conformado de plástico. .......... 159
Tabla AG: Dimensiones de las tuberías con aislante. ............................................. 164
Tabla AH.1: Coeficiente de pérdidas hidráulicas del Chiller 030GT070. ............... 167
Tabla AH.3: Celeridad de los tramos del camino crítico del sistema de enfriamiento.
............................................................................................................................. 175
Tabla AH.4: Longitudes y celeridades de los tramos de tubería del camino crítico del
sistema de enfriamiento......................................................................................... 175
Tabla AH.5: Longitudes, velocidades y áreas de los tramos de tubería del camino
crítico del sistema de enfriamiento. ....................................................................... 177
Tabla AI: Pérdidas hidráulicas en los tramos de tubería del sistema de enfriamiento.
............................................................................................................................. 181
Tabla AJ: Relaciones de diámetros y coeficientes de flujos para las placas orificio en
estudio. ................................................................................................................. 184
Tabla A.1: Especificaciones de la balanza analítica AND HR-120. ....................... 189
Tabla A.2: Especificaciones del termómetro (pirómetro) Fluke 63 mini IR. .......... 190
Tabla A.3: Especificaciones del manómetro Baumer E ......................................... 191
Tabla A.4: Dimensiones de tuberías de acero comercial cédula 40. ....................... 192
xxiii
Tabla A.5: Capacidades promedio en sistema internacional y en sistema inglés..... 193
Tabla A.6: Caudal de enfriamiento máximo y mínimo. ......................................... 194
Tabla A.7: Dimensiones de las bombas KSB en mm. ............................................ 196
Tabla A.8: Propiedades termodinámicas para agua saturada. ................................. 198
Tabla A.9: Especificaciones del transmisor de presión diferencial. ........................ 199
Tabla A.10: Especificaciones del termómetro bimetálico. ..................................... 200
Tabla A.11: Especificaciones del manómetro de presión diferencial. ..................... 201
Tabla A.12: Especificaciones del controlador e indicador de temperatura. ............. 202
Tabla A.13: Especificaciones del controlador de caudal. ....................................... 203
Tabla A.14: Especificaciones del termopar. ........................................................... 204
Tabla A.15: Especificaciones de las electroválvulas. ............................................. 205
Tabla A.16: Dimensiones para bridas DIN. ........................................................... 207
xxiv
INTRODUCCIÓN
La empresa Maggie Paul C.A., ubicada en el sector Paraparal, Urbanización
Industrial Los Guayos, Valencia Estado Carabobo, se encarga de la producción de
envases plásticos a través de la transformación de polietileno y polipropileno, por
medio de los procesos de extrusión soplado y de extrusión inyección, para el sector
de alimentos y lubricantes. Estos procesos requieren de extracción de calor en los
moldes para el enfriamiento y moldeado de las piezas correspondientes a los envases
y tapas plásticas, por lo que, la empresa dispone de un sistema de enfriamiento,
conformado por 3 bombas en paralelo y 4 equipos Chillers, que se encarga de
distribuir el agua de enfriamiento a los moldes e intercambiadores de calor presentes
en las diferentes máquinas de conformado de plástico.
Sin embargo, este sistema de enfriamiento no posee la capacidad necesaria para
satisfacer las condiciones requeridas cuando están todas las máquinas de conformado
de plástico operativas a la vez que, junto con el hecho de que no se controlan todos
los parámetros de operación involucrados en el proceso causando que se generen
rechazo de piezas que no cumplen con la calidad deseada, limita su capacidad de
producción, quedando en desventaja frente a otras empresas del mismo sector.
Por esta razón, se precisa de un rediseño del sistema de enfriamiento que dé
solución a la problemática planteada anteriormente, definido a través de los cuatro
capítulos de este trabajo de investigación. El capítulo I presenta la situación del
conjunto de dificultades, el problema, el objetivo general y los específicos. En el
capítulo II aparecen los antecedentes y las bases teóricas consultadas para el
desarrollo de la investigación, principalmente las relacionadas al área de conformado
de plásticos, transferencia de calor, y mecánica de los fluidos. En el capítulo III se
detalla la metodología a utilizar para alcanzar los objetivos mencionados en el
2
capítulo I. Y finalmente en el capítulo IV se desarrolla esta metodología, plasmando
los resultados obtenidos y que responden a los objetivos específicos planteados.
CAPÍTULO I
OBJETO DE ESTUDIO
1.1 PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA.
Hoy en día en el ámbito mundial debido al crecimiento de la población, la
demanda de recursos aumenta de manera considerable y, por otro lado, estos recursos
cada vez se hacen más limitados, lo cual dificulta su adquisición, llevando a las
organizaciones y empresas a mejorar su producción, lo que implica la necesidad de
reducir, hasta su eliminación, todo lo que se refiera a desperdicio de recursos.
En el caso de Venezuela que no escapa de esta realidad, se adiciona una crisis
económica, en la cual, debido a la aplicación de restricciones, se regulan y/o limitan
la adquisición de divisas necesarias para la obtención de recursos como insumos,
repuestos y servicios que las empresas establecidas en Venezuela necesitan importar
para el normal desarrollo de sus operaciones.
La implementación de las restricciones económicas también genera disminución
en los márgenes de ganancia que obliga a las empresas a ajustar sus costos de
operación, que junto con las exigencias sindicales de los trabajadores, las nuevas
leyes de trabajo, entre otros factores, afectan significativamente los aspectos
económicos y financieros de las mismas, comprometiendo su sobrevivencia, por lo
que les es de vital importancia la disposición de recursos humanos, de equipos y
herramientas, con la capacidad de analizar, medir y controlar de manera continua los
procesos productivos, enfocándose en la mejora progresiva para obtener la mayor
eficiencia posible, de esta forma mantenerse y seguir compitiendo en el mercado
actual.
4
En Valencia Estado Carabobo, en la Urbanización Industrial Los Guayos, Sector
Paraparal, calle 93, Galpón n° 38-141, se encuentra ubicada la empresa Maggie Paul
C.A., empresa del sector plástico que transforma polietileno y polipropileno en
envases y tapas plásticas por medio de los procesos de extrusión, soplado e inyección
para el sector de alimentos y lubricantes. Durante el proceso de extrusión se calienta
y funde el material, aproximadamente en un intervalo de temperatura entre 175 °C y
260 °C, procesándolo en un tornillo sin fin y un barril o cañón extrusor, para luego
ser impulsado a través del cabezal de extrusión y conformar las piezas, utilizando
para ello moldes de soplado o inyección.
Sin embargo, en este proceso de fabricación, se requiere de la adición de calor a
los materiales para su fusión y posterior moldeado, para luego extraer parcialmente
dicho calor durante el enfriamiento en el molde de la pieza fabricada. Todo este
proceso ocurre en un lapso aproximado entre 11 y 20 segundos, dependiendo de las
dimensiones y características de la pieza, así como también del tipo de material
utilizado para la fabricación de los moldes. En el caso del proceso de soplado, los
moldes pueden ser de 1 a 3 cavidades, y para el proceso de inyección de 1 hasta 12
cavidades, lo que determina la cantidad de piezas que se producen por ciclo.
De esta manera, el sistema de distribución de agua helada, para el enfriamiento de
las máquinas de soplado e inyección, se lleva a cabo a través de 3 bombas en paralelo
que transportan el agua desde un tanque de reserva hasta 4 equipos Chiller, dos con
una capacidad de 35 toneladas de refrigeración, y otros dos con una capacidad de 70
toneladas de refrigeración, y de ahí es redistribuida a través de un distribuidor central
(manifold) hacia los canales de enfriamiento de los moldes y los intercambiadores de
calor de cada una de las máquinas.
A su vez, en el proceso de transformación del plástico en tapas y envases en la
empresa Maggie Paul C.A, se lleva el control de algunos parámetros de operación,
5
con gran influencia en las características y/o especificaciones establecidas en los
productos, como lo son la temperatura de fusión del plástico para procesarlo, el
tiempo de ciclo del proceso y la mezcla de materia prima, garantizando de esta
manera la calidad deseada en los mismos.
Actualmente la empresa cuenta con 29 máquinas, 18 de extrusión-soplado y 11 de
extrusión-inyección, pero con el sistema de enfriamiento actual no se logra extraer el
calor necesario para la formación adecuada de los envases y tapas plásticas en todas
las máquinas, por lo que se reduce el número de las que pueden estar operativas a la
vez, limitando su capacidad de producción, quedando en desventaja frente a otras
empresas del mismo sector.
A su vez, otro problema presente en la empresa es el desconocimiento y la falta de
control de ciertos parámetros de operación, como el caudal que fluye a través de los
canales de enfriamiento de los moldes y del intercambiador de calor de cada una de
las máquinas, la presión y temperatura del agua a la salida y entrada de los mismos,
así como también de la capacidad requerida por el sistema de suministro de agua
helada.
Por consiguiente, mensualmente se genera, específicamente en el área de soplado
del departamento de producción, un rechazo del 6% de piezas que no cumplen con la
calidad deseada, por problemas en sus dimensiones y/o mal acabado de su superficie,
que, al ser reprocesadas y recuperadas parcialmente, ocasiona que se duplique el
consumo de recursos (materia prima y energía), generando pérdidas importantes para
la empresa.
En vista de lo planteado anteriormente, se desea encontrar una solución que
permita operar a la vez y de manera adecuada, todas las máquinas de extrusiónsoplado y extrusión-inyección presentes en la empresa, en donde exista un control de
6
todos los parámetros de operación requeridos para obtener la calidad deseada en los
envases y tapas plásticas. Y de este modo aumentar la producción y reducir la
cantidad y el porcentaje de pérdidas de recursos, generando oportunidades de mejora
a nivel productivo, de eficiencia en la gestión de producción, y de estabilidad en el
proceso.
1.2 FORMULACIÓN DEL PROBLEMA.
¿Cómo mejorar el sistema de enfriamiento de los procesos de soplado e inyección
para poder operar con todas las máquinas presentes en una empresa de fabricación de
envases plásticos?
1.3 OBJETIVOS.
1.3.1 Objetivo General.
Rediseñar el sistema de enfriamiento de los procesos de soplado e inyección para
operar con todas las máquinas presentes en una empresa de fabricación de envases
plásticos.
1.3.2 Objetivos Específicos.
1) Determinar los valores de los parámetros de operación requeridos por el sistema
de enfriamiento para operar con todas las máquinas de la empresa.
2) Proponer un rediseño del sistema de enfriamiento para operar con todas las
máquinas de la empresa.
3) Dimensionar y/o seleccionar los elementos necesarios para el rediseño del sistema
de enfriamiento.
4) Diseñar el sistema de control para el sistema de enfriamiento.
5) Estimar los costos de la implementación del sistema de enfriamiento rediseñado.
7
1.4 JUSTIFICACIÓN.
La restricción o reducción en la cantidad de máquinas de soplado e inyección, de
las que se puede disponer para operar de manera simultánea, debido a que el sistema
de enfriamiento no logra suministrar y extraer, respectivamente, el caudal y calor
requeridos para la calidad deseada en los productos, limita la capacidad de
producción, y por ende la demanda que se puede satisfacer.
Debido a lo expuesto anteriormente, se hace de suma importancia la necesidad del
rediseño del sistema de enfriamiento de los procesos de soplado e inyección, que
permita poder operar con todas las máquinas, controlando los parámetros de
operación requeridos, reduciendo de esta manera el porcentaje de recursos
desperdiciados, aplicando para esto, estudios y técnicas ingenieriles que permitan
emitir recomendaciones para la disminución de los costos operacionales, y aumento
en la producción de la empresa, manteniendo de esta forma la calidad deseada en los
envases y tapas plásticas.
Finalmente como resultado se garantiza la cuantificación de los recursos
necesarios para generar un mayor control de las necesidades de la empresa y el
volumen de producción, valores indispensables para una evaluación financiera
confiable, evitando el cese de las operaciones de la empresa Maggie Paul C.A, debido
a esta presente desventaja que pudiera afectarle ante otras empresas del mismo sector.
1.5 LIMITACIONES.
-Poca accesibilidad a alguna data o información relacionada con el proceso de
soplado o inyección, debido a la confidencialidad de la empresa.
-Falta de fichas técnicas o registros con información respecto a las características de
algunos equipos (valores de parámetros de operación, curvas, diagramas, entre
otros.).
8
1.6 ALCANCE.
Se rediseñará el sistema de enfriamiento de las máquinas de soplado e inyección
de envases y tapas plásticas, para poder operar con todas las máquinas presentes en la
empresa y controlar los parámetros de operación requeridos, basados en estudios y
cálculos térmicos e hidráulicos. Se realizará también una estimación de los costos que
conllevaría a la implementación del rediseño, cuya ejecución no está contemplada en
este proyecto.
En consecuencia, disminuirían los costos operacionales, debido a la reducción de
las pérdidas en la producción, gracias a un mejor control del proceso.
CAPÍTULO II
MARCO TEÓRICO
2.1 ANTECEDENTES DE LA INVESTIGACIÓN.
Aparicio y Velásquez [1] realizaron el rediseño del sistema de enfriamiento de la
planta de plásticos, de la empresa Colgate Palmolive C.A, permitiendo la
incorporación de nuevos equipos para el aumento de la producción, sin afectar los
parámetros de funcionamiento y mejorar el consumo energético de la planta.
Siguieron una metodología descriptiva, de campo y experimental, tomando como
población la planta de plástico de la empresa y un muestreo no probabilístico,
realizando estudios ingenieriles, bajo las líneas de investigación demáquinas
hidráulicas, transferencia de calor y masa.
En consecuencia,
cumpliendo
con los respectivos estudios y análisis
correspondientes, llegaron a la conclusión de que la temperatura a la entrada de las
máquinas de soplado e inyección eran mayores a las requeridas por el sistema de
enfriamiento, por lo que éste no era capaz de satisfacer la demanda necesaria para la
máquinas ya instaladas, operando al 100% de su capacidad, así como también que la
eficiencia de las bombas era muy baja, respecto al punto nominal, recomendando la
implementación de equipos de enfriamiento Chiller para disipar la nueva carga
térmica.
Chacón y Gonzales [2] realizaron el rediseño del sistema de enfriamiento que en ese
momento poseía la empresa Aluminios Carabobo, CVG ALUCASA, con el fin de
reducir el tiempo de enfriamiento de las bobinas de aluminio provenientes de los
hornos de recocido. La metodología consistió en una investigación bibliográfica para
luego realizar el diagnóstico de la situación actual, estudiando el material, con el fin
10
de determinar su comportamiento mecánico bajo distintos medios de enfriamiento
después de un proceso de recocido, y analizando el sistema de enfriamiento actual.
Entonces, con propuestas para el rediseño, seleccionaron la más adecuada según
las necesidades de la empresa, la cual consiste en un enfriamiento por convección
forzada, empleándose como fluido aire, impulsado por ventiladores centrífugos, y
distribuido a cada una de las bobinas a enfriar, mediante una red de conductos de aire,
lo que reduce el tiempo de enfriamiento en 8 horas.
Piño y Luengo[3] realizaron el rediseño del sistema de transporte de agua helada, en
la empresa Moldeados Andinos (MOLANCA C.A.), para garantizar que los equipos
trabajen a las condiciones óptimas de diseño, minimizando las pérdidas hidráulicas,
cargas térmicas y los costos por operación y mantenimiento. Una vez realizado el
análisis del sistema de suministro de agua helada, concluyeron que los equipos
estaban operando en condiciones desfavorables, ya que no se les suministraba el
caudal de agua que requerían a la temperatura correcta. Determinando que la
capacidad instalada de enfriamiento cubría completamente la demanda del sistema,
por lo que no hacía falta de la instalación de equipos adicionales.
Blanco [4] realizó el diseño de un sistema de enfriamiento para el área de inyección
de plástico en una planta de envases, en la empresa Corimon Pinturas C.A, con el fin
de cubrir la demanda de dicha empresa de envases plásticos para pinturas. Determinó
los parámetros de operación y variables involucradas en el funcionamiento de la
máquina, como lo son las cargas térmicas presentes en ésta, las pérdidas hidráulicas,
entre otros, con lo cual llegó a la propuesta de un sistema de enfriamiento compuesto
por tres bombas, un tanque de almacenamiento y dos unidades de enfriamiento, con
un tiempo de reposición de inversión de dos años, considerándolo un proyecto
rentable.
11
2.2 BASES TEÓRICAS.
2.2.1 Plásticos [5].
Son materiales formados por moléculas muy grandes llamadas polímeros, las
cuales están formadas por largas cadenas de átomos que contienen materiales de
origen orgánico y de elevado peso molecular. Están compuestos fundamentalmente
de carbono y otros elementos como el hidrógeno, el oxígeno, el nitrógeno o el azufre.
A su vez estas macromoléculas están formadas por otras más pequeñas llamadas
monómeros (monómero de etileno).
2.2.1.1 Clasificación de plásticos.
a) Por su naturaleza:
 Naturales: Los plásticos naturales se obtienen directamente de materias
primas (látex, la caseína de la leche y la celulosa).
 Sintéticos: Los plásticos sintéticos se elaboran a partir de compuestos
derivados del petróleo, el gas natural o el carbón. La mayoría de plásticos
pertenecen a este grupo.
b) Por su estructura interna:
 Termoestables: Son aquellos que, por su estructura interna formada por
cadenas entrecruzadas, se degradan con el calor antes de que el plástico se
funda, solo pueden fundirse y fabricarse una vez.
 Elastómeros: Son un tipo de termoestables, con lo cual solo pueden fundirse
una vez, pero debido a su estructura interna con cadenas ramificadas, presentan
un elevado grado de elasticidad.
12
 Termoplásticos: Son aquellos que, por su estructura interna, formada por
cadenas lineales, se desarman fácilmente con el calor y se reconstruyen al
enfriarse, pueden fundirse y volver a fabricarse muchas veces. Tienen buena
capacidad para el reciclado. Se ablandan con el calor, pudiéndose moldear con
nuevas formas que se conservan al enfriarse. Es debido a que las
macromoléculas están unidas por débiles fuerzas que se rompen con el calor.
Entre ellos se encuentran: Polietileno (PE), Polipropileno (PP), Polipropileno
de alta densidad (HDPE), Poliestireno (PS), Cloruro de Polivinilo (PVC) y
otros Metacrilatos, Teflón, Celofán y Nylon o Poliamida (PA).
2.2.2 Polipropileno (PP) [6].
Es un termoplástico que es obtenido por la polimerización del propileno,
subproducto gaseoso de la refinación del petróleo. Todo esto desarrollado en
presencia de un catalizador, bajo un cuidadoso control de temperatura y presión. El
Polipropileno se puede clasificar en tres tipos (homopolímero, copolímerorandom y
copolímero de alto impacto), los cuales pueden ser modificados y adaptados para
determinados usos.
En las tablas 2.1 y 2.2 se muestran las propiedades tanto físicas como térmicas del
polipropileno:
Tabla 2.1: Propiedades físicas del polipropileno [7].
Propiedades
Valor
Absorción de agua-Equilibrio (%)
0,03
Densidad (𝒈/𝒄𝒎𝟑 )
0,9
Índice Refractivo
1,49
Índice de Oxígeno Límite ( % )
18
Inflamabilidad
Combustible
Resistencia a los Ultra-violetas
Aceptable
13
Tabla 2.2: Propiedades térmicas del polipropileno [7].
Propiedades
Valor
Coeficiente de Expansión Térmica (× 𝟏𝟎−𝟔 𝐊 −𝟏 )
100–180
Conductividad Térmica a 23 ℃ (W/m∙K)
0,10–0,22
Calor específico (J/kg∙K)
1.880
Temperatura Máxima de Utilización (℃)
90–120
Temperatura Mínima de Utilización (℃)
-10 a -60
Temperatura de Deflexión en
Caliente – 0,45MPa(℃)
Temperatura de Deflexión en Caliente – 1,8MPa(℃)
100–105
60–65
2.2.2.1 Características del polipropileno.
 Optima relación Costo y Beneficio.
 Versatilidad: compatible con la mayoría de las técnicas de procesamiento
existentes y usado en diferentes aplicaciones comerciales, como industria
automotriz, textiles, menaje, medicina, tuberías, entre otros.

Buena procesabilidad: es el material plástico de menor densidad (0,9 g/𝑐𝑚3 ),
lo que implica que se requiere de una menor cantidad para la obtención de un
producto terminado.
 Barrera al vapor de agua: evita el traspaso de humedad, lo cual puede ser
utilizado para la protección de diversos alimentos.
 Buenas propiedades organolépticas, químicas, de resistencia y transparencia.
14
2.2.2.2 Usos del polipropileno.
Dentro de las aplicaciones más usuales están:

Para tanques y depósitos de
químicos.

Cascos de barcos.

Bolsas.

Envolturas de aparatos eléctricos.

Piezas de dispositivos.

Utensilios domésticos.

Juguetes.

Estuches de cintas.

Casetes.

Botellas de distintos tipos.

Embalajes.

Mobiliario y utensilios para
laboratorio.

Tubos.

Placas de presión para filtros.

Componentes para bombas.

Asientos y piezas para el
automóvil.
2.2.3 Polietileno (PE) [8].
Es el polímero más simple. Éste se representa como una unidad repetitiva de
(CH2-CH2)ncon una cadena lineal no ramificada quese disponen bajo la temperatura
de reblandecimiento de transición vítrea en regiones amorfas y semicristalinas,
debido a su simplicidad y estructura repetitiva es uno de los plásticos más comunes y
producidos a nivel mundial (60 millones de toneladas por año). Éste se obtiene de la
polimerización del etileno.
2.2.3.1 Propiedades Mecánicas del polietileno.
Gran resistencia al choque y a la flexión,escaso desgaste, buenas propiedades de
deslizamiento como autolubricantes especialmente en la fricción seca deslizante con
metales, tales como: acero, latón y cobre.
15
2.2.3.2 Propiedades Térmicas del polietileno [9].
Puede soportar temperaturas de hasta 80ºC, sin someterlo a grandes exigencias
mecánicas, soporta temperaturas de hasta -200ºC sin romperse y conductividad
térmica muy baja.
En la tabla 2.3 se muestran las propiedades del polietileno.
Tabla 2.3: Propiedades del Polietileno [10].
Propiedades
Valor
Punto de Fusión (℃)
110
Densidad (𝒈/𝒄𝒎𝟑 )
0,92 – 0,95
Coeficiente de Dilatación Térmica entre 0 ℃ y 40 ℃ (℃−𝟏 )
0,0002
Módulo de Young ( 0-5% de extensión), (MPa)
156,91
Resistencia a la tracción a 20 ºC, (MPa)
14,71
Conductividad térmica (W/m∙K)
0,12
Calor Específico (J/kg∙K)
1.900-2.300
2.2.4 Polietileno de alta densidad (HDPE o PEAD) [11].
Es un polímero de la familia de los Polietilenos o polímeros olefinicos. Es un
polímero termoplástico conformado por unidades repetitivas de etileno. Se designa
como HDPE (por sus siglas en inglés, High DensityPolyethylene). Este material se
utiliza, entre otras cosas, para la elaboración de envases plásticos desechables y
reciclables.
El polietileno de alta densidad es un polímero que se caracteriza por:
 Excelente resistencia térmica y química.
 Muy buena procesabilidad, es decir, se
16
 Muy buena resistencia al impacto.
puede procesar por los métodos de
 Es sólido, incoloro, translúcido, casi
conformado, empleados para los
termoplásticos, como inyección y
opaco.
extrusión.
 Es flexible, aún a bajastemperaturas.
 Presenta dificultades para imprimir,
 Es tenaz.
pintar o pegar sobre él.
 Es más rígido que el polietileno de baja
 Es muy ligero.
densidad.
Las propiedades del polietileno de alta densidad se muestran en la tabla 2.4.
Tabla 2.4: Propiedades del polietileno de alta densidad [12].
Propiedades
Valor
Grado de Cristalinidad (%)
60-80
Densidad (g/𝒄𝒎𝟑 )
0,940-0,970
Temperatura de Cristalización (℃)
130-135
Esfuerzo de Ruptura (N/𝒎𝒎𝟐 )
20-30
Elongación de Ruptura (%)
12
Coeficiente de Expansión Lineal (𝑲−𝟏 )
2 × 10−4
Calor Específico (J/kg℃)
1.920-2.300
Conductividad Térmica a 23ºC(W/m∙K)
0,33
2.2.4.1 Aplicaciones y usos del polietileno de alta densidad.
 Bolsas de todo tipo: para supermercados,
 Contenedores herméticos domésticos.
boutiques, panificación,
 Tubos y pomos.
congelados,industriales, entre otros.
 Tuberías para riego.
 Películas para agropecuaria.
 Recubrimiento de acequias.
 Envases para detergentes, lejía yaceites
17
 Envasado automático de alimentos y
automotores, champú, lácteos.
productos industriales: leche, agua,
 Bolsas para supermercados.
plásticos, entre otros.
 Cajones
 También se usa para recubrir lagunas,
para
pescados,
gaseosas,
cervezas.
canales, fosas de neutralización, depósitos
 Tambores.
de agua, recubrimientos interiores de
 Tuberías para gas, telefonía, agua
depósitos, plantas de tratamiento de aguas,
potable, minería, láminas de drenaje y
lagos artificiales, canalones de lámina, entre
uso sanitario.
otros.
 Envoplast.
 Guías de cadena, piezas mecánicas.
 Bolsas tejidas.
 Base para pañales desechables.
 Juguetes.
2.2.5 Polietileno de baja densidad (LDPE o PEBD) [13].
El polietileno de baja densidad (LDPE) es un polímero que pertenece a la familia
de los polímeros olefínicos, es decir que se deriva de la polimerización de las
olefinas.Como su nombre lo indica, el polietileno está conformado por repetidas
unidades de etileno. Se le considera un polímero de adición y su proceso de
polimerización suele realizarse bajo presiones de 147,10 a 196,13MPa.
La estructura del LDPE es de cadenas muy ramificadas. Esta característica hace
que su densidad sea más baja en comparación con el polietileno de alta densidad.
El polietileno de baja densidad cuenta con las siguientes características:
 Alta resistencia al impacto.
 Su coloración es transparente,
 Resistencia química.
aunque se opaca a medida que
 Se puede procesar por inyección o
aumenta su espesor.
extrusión.
 Difícilmente permite que se
18
 Tiene una mayor flexibilidad en
imprima, pegue o pinte en su
superficie.
comparación con el polietileno de alta
 Resistencia térmica
densidad.
En la tabla 2.5 se presentan las propiedades, tanto mecánicas como térmicas, del
polietileno de baja densidad.
Tabla 2.5: Propiedades del polietileno de baja densidad [14].
Propiedades
Valor
Grado de Cristalinidad (%)
40-50
Densidad (g/𝒄𝒎𝟑 )
0,915-0,935
Temperatura de Cristalización (℃)
105-110
Esfuerzo de Ruptura (N/𝒎𝒎𝟐 )
8-10
Elongación de Ruptura (%)
20
Coeficiente de Expansión Lineal (𝑲−𝟏 )
1,7 × 10−4
Calor Específico (J/kg℃)
1.900-2.300
Conductividad Térmica a 23ºC(W/m∙K)
0,33
2.2.5.1 Aplicaciones del polietileno de baja densidad.
Las características termoplásticas del LDPE permiten que tenga aplicaciones en:
 Fabricación de juguetes.
 Botellas retornables.
 Producción de bolsas plásticas.
 Recubrimiento y aislamiento de
 Películas para invernaderos y usos
agrícolas.
 Fabricación de utensilios desechables
cables.
 Sacos de plástico.
 Películas estirables para procesos
19
como platos, vasos y cubiertos.
de empaque y embalaje.
2.2.6 Polietileno lineal de baja densidad (LLDPE o PELBD) [12].
El polietileno lineal de baja densidad o PELBD (LLDPE en inglés) es un polímero
con un esqueleto lineal con ramificaciones laterales muy cortas y uniformes, que
hacen que su temperatura de fusión y su resistencia a la tracción y al agrietamiento
sean superiores a la del polietileno de baja densidad. La longitud y posición de las
cadenas laterales también afecta las propiedades del producto.
Las propiedades mecánicas del polietileno lineal de baja densidad (LLDPE) son
mucho más altas que las de LDPE y HDPE. Posee una excelente resistencia a la
tracción, al impacto, al rasgado, a la perforación o punción, fuerzas en el sellado al
calor, y al agrietado por efectos ambientales.Además posee buena resistencia al
impacto a temperaturas muy bajas (hasta -95°C) y en películas posee excelente
elongación.
2.2.6.1 Características del polietileno lineal de baja densidad [15].
 Mayor resistencia a la tracción que el
LDPE.
 Mayor resistencia al impacto y mejor
 Excelentes propiedades de
aislamiento eléctrico.
 Muy baja absorción de agua.
resistencia a la perforación que el
 Gran flexibilidad.
LDPE.
 Buenas propiedades mecánicas.
 Muy bajo costo.
 Muy flexible y se alarga bajo estrés.
 Excelente resistencia química.
 Buena resistencia a la radiación UV.
 Muy fácil de producir.
 Buenas propiedades eléctricas.
 Alta resistencia al impacto a baja
temperatura.
20
Las propiedades del polietileno lineal de baja densidad se muestran en la tabla 2.6.
Tabla 2.6: Propiedades del polietileno lineal de baja densidad [16].
Propiedades
Valor
Grado de Cristalinidad (%)
30-40
Densidad (g/𝒄𝒎𝟑 )
0,90-0,93
Temperatura de Cristalización (℃)
121-125
Esfuerzo de Ruptura (N/𝒎𝒎𝟐 )
10-30
Elongación de Ruptura (%)
16
Coeficiente de Expansión Lineal (𝑲−𝟏 )
2 × 10−4
2.2.7 Proceso de Extrusión-Soplado [17].
Aproximadamente el 75% de las piezas sopladas se fabrican mediante extrusiónsoplado, y el 25% por inyección-soplado. Mediante el proceso de extrusión-soplado
se obtienen velocidades de producción muy elevadasa costos bajos, sin embargo, se
generan muchos recortes, y el control y distribución de los espesores de pared es muy
limitado. Los equipos de este tipo de proceso se componen por una extrusora con un
sistema plastificador (cilindro-tornillo), que deben permitir obtener un fundido
uniforme a velocidad adecuada; un cabezal que proporcione un precursor (o paríson)
de forma tubular, con la sección transversal deseada; una unidad de soplado, y un
molde de soplado como se puede observar en la figura 2.1.
La primera etapa para conseguir una pieza con las características finales adecuadas
es la obtención del precursor, a través de un cabezal de extrusión, el cual,
dependiendo del tamaño de la boquilla y del mandril, determinará el espesor de pared
de éste, por lo que el diseño de estas partes de la máquina de extrusión es muy
preciso. En la mayoría de las máquinas extrusoras empleadas para la obtención de
preformas para soplado, los extremos de la boquilla y del mandril son regulables, de
21
modo que se puede modificar el diámetro interno del precursor, y por tanto su
espesor, lo que se conoce como programación del precursor.
Figura 2.1: Proceso de soplado del Parisón [18].
En este sistema el mandril se mueve respecto a la boquilla, que permanece fija, de
forma que se varía el espesor de pared del precursor durante cada ciclo, de este modo
se puede tener una distribución de espesor constante en la pared de los productos una
vez moldeados, debido a que se contiene más material en las partes de la pieza que se
estirarán más durante el soplado. Otras posibles maneras para modificar el espesor
del precursor, y por tanto conseguir una distribución de éste más uniforme en la
pieza moldeada son:
-Variar la velocidad de extrusión.
-Variar la presión en la extrusora.
-Modificando el tamaño de la boquilla, manteniendo constante el tamaño del mandril.
El tipo de material es un factor que condiciona mucho la calidad del producto
obtenido. Las resinas empleadas en extrusión-soplado deben tener una viscosidad alta
en estado fundido, y además este estado debe desarrollar una resistencia elevada de
22
modo que la deformación que sufra el material cuando sale de la máquina de
extrusión hasta el soplado sea mínima. En caso contrario el hinchamiento que sufre el
material cuando sale de la boquilla de extrusión, junto con la deformación causada
por el efecto de la gravedad cuando el precursor queda colgando hacia abajo,
provocaría un espesor muy grande en la parte inferior del precursor y deficiente en la
parte superior, que en algunos casos podría ser compensada por una programación
del precursor adecuada, pero que en la mayoría provocaría piezas de calidad
deficiente.
En general las resinas empleadas en extrusión-soplado deben tener elevado peso
molecular, lo que proporciona alta viscosidad y alta resistencia del fundido, así como
alta resistencia al impacto. Otra característica importante de la resina es su
extensibilidad que delimita la máxima relación de soplado que puede alcanzarse y si
las esquinas y ángulos podrán moldearse de manera adecuada.
De esta manera en el moldeo por soplado, el aire se introduce a presión dentro del
precursor, de modo que éste se expande contra las paredes del molde con tal presión
que capta los por menores de la superficie del molde. Por este motivo es muy
importante controlar la entrada del aire, lo que se hace mediante un tamaño adecuado
del orificio de este último, ya que, si el canal de entrada es demasiado pequeño, el
tiempo de soplado requerido será excesivamente largo, o la presión ejercida sobre el
precursor no será adecuada para reproducir los detalles de la superficie del molde.
Para evitar esto se han establecido unas reglas generales en la determinación del
tamaño óptimo del orificio de entrada del aire, en función del tamaño de la pieza. En
la tabla 2.7 se puede observar esta relación.
Tabla 2.7: Dimensiones del perno de soplado en función del tamaño de la pieza [17].
Diámetro del orificio (mm)
Capacidad de la pieza (l)
1,6
1
23
Tabla 2.7: Dimensiones del perno de soplado en función del tamaño de la pieza [17]. (Continuación)
Diámetro del orificio (mm)
Capacidad de la pieza (l)
4
1-4
13
4-200
Normalmente, la presión del aire que se emplea para soplar los precursores está
comprendida entre 24,52 y 98,07MPa. En ocasiones si se utiliza una presión de aire
demasiado grande puede ocurrir que el precursor se agujeree, mientras que si la
presión es demasiado baja el precursor no reproduce con exactitud la forma del
molde. En general se puede decir que interesa una presión de aire de soplado elevada
para que se pueda conseguir un tiempo de soplado mínimo (resultando velocidades de
producción más elevadas) y piezas terminadas que reproduzcan fielmente la
superficie del molde. Este aire de soplado puede provocar tensiones y enfriamiento en
la zona del plástico sobre la que actúa.
Otro factor para tener en cuenta, es la humedad del aire de soplado ya que ésta
puede provocar marcas sobre la superficie interior del producto. Esta apariencia
defectuosa es particularmente desagradable en artículos de paredes delgadas. Para
prevenir este problema se suele emplear aire seco.
Por último, el perno de soplado debe tener la longitud adecuada. Si es demasiado
largo puede ocurrir que el aire se enfoque contra una zona caliente del plástico
determinada, provocando defectos en esta zona.
Para producir cuellos de botella moldeadas por soplado de elevada calidad, se han
desarrollado pernos que comprimen el material en esta zona del molde. En estos
procesos, el perno de soplado se introduce dentro del precursor caliente,
24
comprimiendo en exceso el plástico dentro del cuello, llenando el interior de los
canales del molde, y formando una superficie lisa en su interior.
Sin embargo, puesto que los moldes en soplado no tienen que soportar elevadas
presiones, la cantidad de materiales disponibles para su construcción es grande. Para
piezas pequeñas se emplean moldes de aluminio, acero y aleaciones de cobre-berilio.
Los moldes de aluminio presentan muy buena conductividad térmica, son fáciles de
fabricar, pero su durabilidad no es muy elevada. En comparación los moldes de acero
son más duraderos y rígidos, y los de Cu/Be son los que presentan mejor
conductividad térmica. A pesar de esto, los moldes de aluminio son los más
empleados pues son los que presentan el mejor equilibrio entre conductividad
térmica, duración y costo.
La mayoría de los moldes empleados en soplado no son capaces de proporcionar
capacidad tan elevada de enfriamiento como los moldes empleados en inyección,
debido a que la pieza se enfría solo por la superficie externa, aparte de la pequeña
contribución al enfriamiento que realiza el aire de soplado, de modo que este proceso
puede llegar a ser deficiente en comparación al de inyección.
2.2.7.1 Tipos de máquinas de extrusión-soplado.
Existen dos tipos principales de extrusión-soplado:
a) Continua: En las máquinas de extrusión continua para soplado, el precursor
tubular fundido se produce sin interrupción. Una vez que el precursor ha alcanzado la
longitud necesaria, el molde de soplado se sitúa alrededor del precursor, cerrándose
en torno a él. Cuando esto ocurre, el precursor se corta con una cuchilla o un alambre
caliente. A continuación, el molde portando el precursor se desplaza hacia la
siguiente estación, dejando paso al siguiente precursor. El siguiente paso es la entrada
25
del perno de soplado en el molde, la introducción del aire, generalmente frio en el
interior de la pieza, y el enfriamiento de la misma dentro del molde.
En la figura 2.2 se muestra un esquema del proceso de soplado continuo. Puesto
que los moldes de soplado son muy pesados, en muchas ocasiones la velocidad de
producción o el tamaño de los objetos a moldear viene limitado por el hecho de que
los moldes deben trasladarse a las diferentes unidades del proceso.
b) Intermitente: Esta clase de equipo almacena el material fundido generado por la
extrusora mientras la pieza moldeada está siendo soplada y enfriada. Cuando el
molde está abierto, el fundido acumulado es forzado a través de la boquilla para
fabricar el precursor (o precursores). La ventaja de la extrusión intermitente es que el
fundido almacenado puede usarse para producir grandes precursores rápidamente.
Esto es importante al emplear materiales en los que el fundido carece de resistencia y
para fabricar artículos muy grandes tales como bidones de más de 200 litros de
capacidad, tanques de combustible o envases industriales.
Figura2.2: Proceso de soplado continúo [18].
26
2.2.8 Proceso de Extrusión-Inyección [19].
El moldeo por inyección requiere temperaturas y presiones más elevadas que
cualquier otra técnica de transformación, pero proporciona piezas y objetos de
bastante precisión (siempre y cuando la resina utilizada no tenga una retracción
excesiva), con superficies limpias y lisas, además de proporcionar un magnifico
aprovechamiento del material, con un ritmo de producción elevado. Sin embargo, a
veces, las piezas deben ser refinadas o acabadas posteriormente, para eliminar
rebabas. En la figura 2.3 se muestra una distribución típica de los componentes de
una máquina de Extrusión-Inyección.
Figura 2.3: Partes de una máquina de inyección de plástico [19].
El fundamento del moldeo por inyección, es inyectar un polímero en un molde
cerrado y frio, donde solidifica para formar el producto. La pieza moldeada se
recupera al abrir el molde para sacarla. Una máquina de moldeo por inyección tiene
dos secciones principales:
-La unidad o grupo de inyección.
-La unidad de cierre o prensa que aloja el molde.
El ciclo de producción consta de siete fases, como se muestra en la figura 2.4:
27
1) Cierre del molde.
2) Avance del grupo de inyección.
3) Inyección del material en el molde cerrado y frio.
4) Mantenimiento de la presión.
5) Refrigeración y solidificación del objeto (comienza al terminar la inyección y
finaliza hasta que empieza la apertura del molde).
6) Retroceso del grupo de inyección y plastificación del material para el ciclo
siguiente.
7) Apertura de molde y expulsión de la pieza.
Figura 2.4: Fases del ciclo de inyección [20].
En ciertas ocasiones, cuando el tiempo de enfriamiento es suficientemente largo,
puede disponerse una unidad de inyección que se acopla a varias unidades de moldeo,
con lo que aumenta la productividad de la máquina.
Siguiendo este orden de ideas, los elementos esenciales de una unidad de inyección
son: la tolva de alimentación, el sistema de dosificación, plastificación e inyección y
28
la unidad de moldeo-desmoldeo. La tolva de alimentación se conecta mediante un
conducto al cilindro donde tiene lugar la plastificación. Para evitar atascos por
reblandecimiento prematuro del material, debe ir refrigerado. A veces se aprovecha
este conducto y la propia tolva para completar el secado de la resina que se está
utilizando.
Por lo tanto, el sistema de dosificación, plastificación e inyección admite la
cantidad necesaria de resina, la reblandece o funde, y la inyecta en el molde a través
de una boquilla que, al adaptarse a presión al bebedero del molde, abre una válvula de
descarga dispuesta en su extremo. Al desacoplar la boquilla, la válvula se cierra
automáticamente.
En la actualidad casi todas las máquinas de inyección disponen de un pistónde
dosificación-plastificación en forma de husillo que, al girar cierto número de vueltas,
realiza la carga del material, siendo obligado por éste a retroceder hasta una posición
tope, previamente regulada, quedando el cilindro completamente lleno de material.
Es por esta razón que la plastificación mediante husillo proporciona una fusión
regular y homogénea, con poco riesgo de degradación térmica, y posibilita un llenado
del molde a presiones más bajas, combinando el movimiento giratorio con su
desplazamiento longitudinal. El extremo libre del husillo dispone de un anillo que
actúa como válvula de retención, impidiendo el retroceso del material durante la
inyección. La cámara del cilindro de plastificación-inyección va provista de un
sistema de calentamiento mediante resistencias individuales que permiten una
regulación de la temperatura de la pared por zonas y mantiene la resina plastificada
entre inyección e inyección.
Las unidades de moldeo constan de las dos partes del molde sujetas mediante
piezas porta moldes y ciertos mecanismos (generalmente hidráulicos) que tiene por
29
misión su abertura y cierre. Estos mecanismos tienen que ser lo suficientemente
robustos para resistir la presión del material en la tapa final de la inyección, que
puede superar los 50 MPa y llegar a los 200 MPa.
Las principales ventajas del moldeo por inyección son:
 El grado de automatización alcanzado con estas máquinas.
 La posibilidad para fabricar productos plásticos con tolerancias muy pequeñas.
 Versatilidad para el moldeo de una amplia gama de productos, tanto en formas
como en materiales plásticos distintos.
El molde consta de dos partes o placas que componen la forma que se quiere
moldear y se sujeta a la placa de cierre, de la manera más simple, en dos mitades. La
parte de la izquierda es fija y la de la derecha es móvil. La exactitud del mecanizado
es esencialmente para prevenir la formación de una fina capa de plástico (flash) en las
juntas que separan ambas partes del molde. Los tamaños de los moldes van desde los
5 mm de diámetro de los marcos portabolas del cojinete hasta los 4 m de los cascos
de los barcos. Independientemente del tamaño de la pieza a fabricar, las partes del
molde son las mismas para ellas:
-Placas de apoyo: Permiten integrar, dentro de la estructura de la máquina, el molde.
-Canales de enfriamiento: Los moldes se suministran con canales de enfriamiento a
través de los cuales pasa el agua. La temperatura del agua varía para los diversos
productos. El agua muy fría da los tiempos de circulación más cortos, pero algunas
veces se requieren temperaturas más altas del molde, especialmente con polímeros
cristalinos, con el fin de lograr propiedades óptimas del producto terminado.
30
-Pernos de expulsión: Sirven para separar la parte fija de la parte móvil permitiendo
que quede liberada la pieza moldeada. Se accionan mecánicamente por medio de un
tornillo de resalto. Cuando se llena el molde se debe extraer el aire que se halla en él.
-Pernos guía: Aseguran una perfecta alineación de la cavidad del molde con el resto
de la estructura, es decir, aseguran la exactitud de los moldes.
-Anillo de localización: Asegura la correcta alineación con el canal de salida
(boquilla) de la máquina de inyección.
-Bebedero (spruebush): Es el canal que une la cavidad del molde con la boquilla de
la máquina y por el cual el material entra al molde.
-Orificio para el material de salida o compuerta: Es un orificio estrecho por el cual
el plástico fundido entra en la cavidad del molde y que permite una fácil separación
de la zona de impresión y los canales de colada.
-Canales de colada o alimentación: Son los canales que conectan el bebedero con la
entrada de la cavidad al objeto de transferir el plástico fundido a las cavidades del
molde.
En la figura 2.5 se pueden observar las partes que constituyen el molde de una
máquina de inyección.
En la figura 2.6 se muestra una simulación del perfil de temperaturas dentro del
molde de enfriamiento de un volante fabricado por inyección.
31
Figura 2.5: Partes constituyentes de un molde de inyección. [20]
Figura 2.6: Simulación del enfriamiento de un molde de inyección. [20]
2.2.9 Tiempo de enfriamiento [21].
Es el tiempo necesario para el enfriamiento del polímero en la cavidad, es
determinante en la producción y el costo de la pieza moldeada. Para el proceso de
inyección se puede determinar a través de la ecuación 2.1.
𝑡𝑒𝑛𝑓
𝑆2
8
𝑇𝑖 − 𝑇𝑚
= 2
× 𝐿𝑛 ( 2 ∙ (
))
𝜋 ∙𝛼
𝜋
𝑇𝑒 − 𝑇𝑚
(2.1)
32
Donde:
𝑡𝑒𝑛𝑓 : Tiempo mínimo de enfriamiento (s).
𝑆: Espesor máximo de la pieza (mm).
𝛼: Difusividad térmica del material de la pieza (𝑚𝑚2 /𝑠).
𝑇𝑖 : Temperatura a la que se inyecta el material (℃).
𝑇𝑒 : Temperatura a la que se extrae la pieza (℃).
𝑇𝑚 : Temperatura promedio del molde (℃).
2.2.10 Primera ley de la termodinámica [22].
Conocida también como el Principio de Conservación de la Energía, establece que
la energía no se puede crear ni destruir durante un proceso, solo puede cambiar de
forma; por lo tanto, cada cantidad de energía por pequeña que sea debe justificarse.
Esto brinda una base sólida para estudiar las relaciones entre las diversas formas de
interacción de energía.
2.2.10.1 Balance de energía.
El balance de energía es el cambio neto (aumento o disminución) de la energía
total del sistema durante un proceso es igual a la diferencia entre la energía total que
entra y la energía total que sale del sistema en dicho proceso, que se expresa mediante
la ecuación 2.2.
∆𝐸𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑚𝑎 = 𝐸𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 − 𝐸𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎
Donde:
∆𝐸𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑚𝑎 : Variación de la energía total del sistema (kJ).
𝐸𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 : Energía total que entra al sistema (kJ).
𝐸𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 : Energía total que sale del sistema (kJ).
(2.2)
33
2.2.11 Calor específico [22].
Es la energía requerida para elevar en un grado la temperatura de una unidad de
masa de una sustancia, en otras palabras, la capacidad de almacenamiento de energía
de una sustancia, puede ser a presión constante (𝑐𝑝 ), o a volumen constante (𝐶𝑣 ),
según las ecuaciones 2.3 y 2.4.
El calor específico a presión constante es siempre mayor al calor específico a
volumen constante, debido a que el primero permite que el sistema se expanda y la
energía para este trabajo de expansión también debe ser suministrada al sistema.
𝒄𝒗 = (
𝝏𝒖
)
𝝏𝑻 𝒗
(2.3)
Donde:
𝜕𝑢: Variación diferencial de la energía interna (kJ/kg).
𝜕𝑇: Variacion diferencial de la temperatura (℃ o K).
𝑐𝑝 = (
𝜕ℎ
)
𝜕𝑇 𝑝
(2.4)
Donde:
𝜕ℎ: Variación diferencial de la entalpía (kJ/kg).
𝜕𝑇: Variacion diferencial de la temperatura (℃ o K).
Para sustancias incompresibles (sólidos y líquidos) los calores específicos a
presión y volumen constante son idénticos entre sí, por lo que se pueden representar
como 𝑐𝑝 = 𝑐𝑣 = 𝑐.
34
2.2.12 Difusividad térmica [23].
La difusividad térmica representa cuán rápido se difunde el calor por un material,
dicho en otra forma, la razón entre el calor conducido a través del material y el calor
almacenado por unidad de volumen, y se define como indica la ecuación 2.5.
𝛼=
𝑘
𝜌 ∙ 𝐶𝑝
(2.5)
Donde:
𝛼: Difusividad térmica del material (𝑚2 /𝑠).
k: Conductividad térmica del material (kW/m℃).
𝜌: Densidad del material (𝑘𝑔/𝑚3 ).
𝐶𝑝 : Calor específico del material o fluido (kJ/kg℃).
2.2.13 Transferencia de calor [23].
El calor en esencia se transporta mediante un gradiente de temperatura de una
región de alta temperatura a una de menor temperatura. Para entender este proceso y
sus diferentes mecanismos requiere de la comprensión de los principios de
termodinámica y de la mecánica de fluidos, y de cómo éstos influyen en dicho
proceso.
Para estimar el costo, tamaño y posibilidad del equipo necesario para transferir o
extraer una cantidad de calor específico en un tiempo dado, se debe efectuar un
análisis del mecanismo de transferencia presente en el proceso a evaluar. Las
dimensiones de calderas, refrigeradores e intercambiadores de calor dependen no solo
de la cantidad de calor que deban transmitir, sino también de la tasa a la que el calor
se transfiere ante unas condiciones dadas.
35
Las ecuaciones 2.6 y 2.7 permiten conocer los valores del calor a suministrar o
extraer del medio, y de la tasa a la que suceden dichas transferencias.
𝑄 = 𝑚𝑐𝑝/𝑣 (∆𝑇)
𝑄̇ =
𝑚𝑐𝑝/𝑣 (∆𝑇)
𝑄
= 𝑚̇𝑐𝑝/𝑣 (∆𝑇) =
∆𝑡
∆𝑡
(2.6)
(2.7)
Donde:
𝑄: Transferencia de calor (kJ).
𝑄̇: Tasa de transferencia de calor (kW).
𝑚̇: Flujo Másico (kg/s)
𝑚: Masa de la sustancia (kg).
𝑐𝑝/𝑣 : Calor específico de la sustancia a presión o volumen constante (kJ/kg∙K o kJ/ kg
∙ ℃).
∆𝑇: Variacion de temperatura de la sustancia (K o℃).
∆𝑡: Intervalo de tiempo donde ocurre el proceso (s).
2.2.13.1Transferencia de calor por convección.
La convección es la transferencia de calor por medio del movimiento de una masa
fluida, tal como el aire o el agua. Cuando éstos se calientan se mueven hacia fuera de
la fuente de calor, transportando consigo la energía. La convección por encima de una
superficie caliente ocurre porque, cuando se calienta el aire en contacto con la
superficie, se expande, se hace menos denso, y se eleva. De igual manera, el agua
caliente es menos densa que la fría y por tanto se eleva, originando corrientes de
convección que transportan energía.
36
La convección se clasifica como convección natural (o libre) y forzada,
dependiendo de la manera en que se inicia el movimiento del fluido. En la
convección forzada se obliga a que el fluido fluya sobre una superficie o en un tubo
por medios externos, como una bomba o un ventilador. En la convección natural,
cualquier movimiento del fluido es causado por medios naturales, como el efecto de
flotación, el cual se manifiesta como la subida del fluido caliente y la caída del fluido
frío.
2.2.13.2 Transferencia de calor por conducción.
Este mecanismo se dará siempre que exista un gradiente de temperatura en un
medio sólido, el calor fluirá de la región de mayor temperatura a la de menor
temperatura. El calor que se transfiere por conducción es proporcional al gradiente
de temperatura por el área en la que se transfiere el calor. La velocidad real del flujo
depende de la conductividad térmica, que es una propiedad física de cada material.
2.2.14 Intercambiadores de calor [24].
Un intercambiador de calor es un dispositivo diseñado para transferir calor entre
dos fluidos o entre la superficie de un sólido y un fluido en movimiento. Son
elementos
fundamentales
en
los
sistemas
de
calefacción,
refrigeración,
acondicionamiento de aire, producción de energía y procesamiento químico, además
de ser usados en aparatos de la vida cotidiana como calentadores, frigoríficos,
calderas, ordenadores, el radiador del motor de un automóvil, entre otros.
2.2.14.1 Intercambiadores de calor de tubo y coraza.
En estos intercambiadores la forma específica difiere dependiendo del número de
pasos y de corazas. Normalmente tienen deflectores de flujo dentro de la coraza para
aumentar el recorrido y tiempo de permanencia de uno de los flujos para incrementar
el intercambio de calor, pueden ser de una coraza con paso simple como se muestra
en la figura 2.7, una coraza con paso doble como se muestra en la figura 2.8 o dos
37
corazas y paso doble por las mismas como se muestra en la figura 2.9. Éstos son los
intercambiadores de mayor eficiencia en comparación a los de flujo cruzado y tubo
concéntrico.
Figura 2.7: Intercambiador de calor de tubo y coraza, paso simple de tubo y una coraza [24].
Figura 2.8: Intercambiador de calor de tubo y coraza, paso doble de tubo y una coraza [24].
38
Figura 2.9: Intercambiador de calor de tubo y coraza, paso doble de tubo y doble coraza [24].
2.2.15 Ciclo de refrigeración [22].
El ciclo de refrigeración es el proceso en donde existe una transferencia de calor
de una región de temperatura inferior hacia una región de temperatura superior. Los
dispositivos que producen este proceso se llaman refrigeradores y sus principales
componentes son un condensador, un evaporador, un compresor, y una válvula de
expansión o turbina. Dependiendo del refrigerante a usar y las fases por las que éste
pase durante el proceso, puede ser un ciclo de refrigeración por compresión de vapor
donde el refrigerante se evapora y se condensa alternadamente, para luego
comprimirse en la fase de vapor, o un ciclo de refrigeración de gas que es cuando el
refrigerante permanece todo el tiempo en su fase gaseosa.
2.2.15.1 Ciclo de refrigeración por compresión de vapor.
La refrigeración por compresión se basa en el aprovechamiento de las propiedades
de ciertos fluidos (refrigerantes) cuya principal característica para este proceso es que
su temperatura de vaporización a presión atmosférica es extremadamente baja. Los
39
refrigerantes utilizados comúnmente, tienen temperaturas de ebullición en
condiciones normales, alrededor de -40ºC. En la figura 2.10 se puede observar este
ciclo.
En un circuito de refrigeración se eleva la presión y temperatura del refrigerante,
mediante un compresor, hasta alcanzar la presión de condensación. En esas
condiciones el fluido atraviesa el condensador mientras intercambia calor con el
medio exterior. Como consecuencia de la cesión de calor se produce la condensación
del fluido, que sale del condensador y alcanza la válvula de expansión totalmente en
estado líquido. El tramo del circuito comprendido entre el compresor y la válvula de
expansión se conoce como lado de alta presión o zona de alta presión.
El fluido todavía en estado líquido y a la presión de vaporización penetra en el
evaporador (intercambiador de calor ubicado en el medio que se pretende enfriar) del
cual absorbe la energía térmica correspondiente al calor latente de vaporización, de
forma que el fluido sale del evaporador completamente en estado de vapor.
Posteriormente, el vapor es aspirado por el compresor para iniciar de nuevo el ciclo.
Figura 2.10: Esquema y diagrama T-s para el ciclo de refrigeración por compresión de vapor[22].
40
2.2.16 Unidades Chiller [25].
Es una unidad enfriadora de líquidos. Un Chiller es capaz de enfriar el ambiente
usando la misma operación de refrigeración que los aires acondicionados o
deshumidificadores, enfría el agua, aceite o cualquier otro fluido. Esta solución
enfriada puede ser usada en un amplio rango de operaciones. Éstos a su vez pueden
ser enfriados por agua o por aire, dependiendo de las necesidades y condiciones
operacionales a las que serán sometidos. En la figura 2.11 se puede observar la
distribución de componentes dentro del Chiller así como también un perfil
aproximado de temperaturas del refrigerante y del agua helada que pasa por él.
Figura 2.11: Esquema de componentes de un equipo Chiller [25].
2.2.16.1 Chillers enfriados por aire [26].
Los Chillers enfriados por aire llevan a cabo la absorción del calor del refrigerante
en el condensador a través de aire el cual es forzado a pasar a través del mismo por
medio de ventiladores que permiten un flujo de aire constante. Estos equipos solo son
capaces de manejar capacidades menores a los Chillers enfriados por agua, de hasta
450 TRF, y usualmente utilizan varios compresores de tipo Scroll (10-25 TRF cada
uno) o Tornillo (100-150 TRF cada uno).
41
2.2.17 Velocidad del agua a través de tuberías[27].
La velocidad recomendada del agua a través de tuberías depende de dos
condiciones:
-El servicio para el que se va a utilizar la tubería.
-Los efectos de la erosión.
La erosión la produce el choque, en la superficie interior del tubo o tubería, del
agua que se mueve rápidamente conteniendo burbujas de aire, arena u otras materias
sólidas. En algunos casos esto puede significar el deterioro completo del tubo o de las
paredes de la tubería, particularmente en la superficie inferior y en los codos. Por lo
que la elección de la velocidad del agua en un proyecto es cuestión de criterio.
En la tabla 2.8 se recomiendan los valores de velocidad del agua a través de
tuberías para diferentes servicios y/o aplicaciones, basándose en los niveles de sonido
permisibles establecidos para agua en movimiento y el aire arrastrado, así como los
efectos de la erosión.
Tabla 2.8: Velocidades recomendadas del agua a través de tuberías [27].
Velocidad
Servicio o aplicación
(m/s)
Descarga de la bomba
2,4 – 3,6
Succión de la bomba
1,2 – 2,1
Línea o tubería de desagüe
1,2 – 2,1
Colector o tubería principal
1,2 – 4,5
Montanto o tubo ascendente
1,3
Servicio general
1,5 – 3
Suministro de agua de ciudad
1 – 2,1
42
2.2.18 Conservación de la masa [28].
Es uno de los principios fundamentales en la naturaleza que indica que la masa no
se destruye solo se transporta, en un sistema cerrado la variación de masa en el
tiempo es igual a 0 (dm/dt = 0). Para los estudios en un sistema abierto se establecen
volúmenes de control donde se cumple que la suma de la masa o flujo másico
entrante es igual a la suma de la masa o flujo másico saliente (balance de masa) como
se puede observar en la ecuación 2.8, ésta es conocida como la “Ecuación de
Continuidad”.
𝑚̇𝑒𝑛𝑡 − 𝑚̇𝑠𝑎𝑙 =
𝑑𝑚𝑉𝐶
𝑑𝑡
(2.8)
Donde:
𝑚̇𝑒𝑛𝑡 : Flujo másico entrante (kg/s).
𝑚̇𝑠𝑎𝑙 : Flujo másico saliente (kg/s).
dmVC/dt: Razón de cambio de masa en el volumen de control.
2.2.19 Ecuación de Bernoulli [28].
El Holandés Daniel Bernoulli en 1.731 estableció una ecuación que relacionaba la
presión, velocidad y posición de un fluido estacionario e incompresible en donde las
fuerzas netas de fricción y los efectos viscosos son despreciables debido a que son
muy pequeños comparados a los gravitacionales, inerciales y de la presión como se
puede notar en la ecuación 2.9. La ecuación deducida por Daniel Bernoulli es una
aproximación aceptable, muy usada para el cálculo de la disponibilidad (H) que se
traduce como la energía disponible en un punto determinado.
𝑃 𝑉𝑓 2
𝐻= +
+𝑧
𝛾 2∙𝑔
(2.9)
43
Donde:
H: Disponibilidad o energía disponible en un punto (m.c.f).
P: Presión del fluido (kPa).
𝛾: Peso específico del fluido (kN/m3).
𝑉𝑓 : Velocidad promedio del fluido (m/s).
Z: Altura relativa respecto a un punto de referencia (m).
𝑔: Aceleracion de la gravedad (m/𝑠 2 ).
2.2.20 Caídas de presión o pérdidas hidráulicas [28].
En un sistema por donde circula un fluido, se consideran las disponibilidades en
dos puntos, así como también la energía no aprovechable, traduciéndose en pérdidas
hidráulicas en el sistema, y se determinan por medio de la ecuación 2.10.
𝐻𝑖 = 𝐻𝑓 + ℎ𝑓𝑖−𝑓
(2.10)
Donde:
𝐻𝑖 : Disponibilidad del punto inicial del sistema en estudio (m.c.f).
𝐻𝑓 : Disponibilidad del punto final del sistema en estudio (m.c.f).
ℎ𝑓𝑖−𝑓 : Pérdidas hidráulicas entre los dos puntos del sistema en estudio (m.c.f.).
Y para el caso de una bomba o máquina, se utiliza la ecuación 2.11:
H𝑚𝑎𝑞 = H𝑓 − H𝑖 + ℎ𝑓𝑖−𝑓
Donde:
H𝑚𝑎𝑞 : Altura de máquina o de la bomba (m.c.f).
(2.11)
44
Para determinar las pérdidas hidráulicas por cada 100 metros de tramo de tubería,
al ingresar con el diámetro nominal de la tubería y el caudal en el manual del instituto
hidráulico para obtener las pérdidas hidráulicas, se puede emplear la ecuación 2.12
[29]:
ℎ𝑓 =
ℎ𝑓𝑚𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙
∙ (1 + 𝐹) ∙ 𝐿
100 𝑚
(2.12)
Donde:
ℎ𝑓: Pérdidas hidráulicas (m.c.f).
ℎ𝑓𝑚𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙 : Pérdidas hidráulicas según el manual del instituto hidráulico (m.c.f).
L: Longitud del tramo de tubería (m).
𝐹: Factor porcentual de pérdidas por accesorios (10 – 15) %.
El coeficiente de pérdidas hidráulicas en las máquinas y equipos se puede
determinar a través de la ecuación 2.13 [29]:
𝑘𝑓 =
ℎ𝑓
𝑉̇ 2
(2.13)
Donde:
𝑘𝑓: Coeficiente de pérdidas hidráulicas (m.c.f/(𝑚3 /ℎ)2 ).
ℎ𝑓: Pérdidas hidráulicas (m.c.f).
𝑉̇ : Caudal del fluido (m3/h).
2.2.21 Bombas Centrífugas [30].
Una bomba centrífuga es una máquina que consiste en un conjunto de paletas
rotatorias encerradas dentro de una caja o cárter, o una cubierta o coraza. Se
denominan así porque la cota de presión que crean es ampliamente atribuible a la
acción centrífuga. Las paletas imparten energía al fluido por la fuerza de esta misma
45
acción. Así, despojada de todos los refinamientos, una bomba centrífuga tiene dos
partes principales: Un elemento giratorio, incluyendo un impulsor y una flecha, y un
elemento estacionario, compuesto por una cubierta, estoperas y chumaceras. En la
figura 2.12 se muestra una bomba centrífuga.
Figura 2.12: Bomba Centrifuga. [30]
2.2.21.1 Funcionamiento de la bomba centrífuga.
El flujo entra a la bomba a través del centro ojo del rodete y el fluido gana energía
a medida que las paletas del rodete lo transportan hacia fuera en dirección radial. Esta
aceleración produce un apreciable aumento de energía de presión y cinética, lo cual
es debido a la forma de caracol de la voluta para generar un incremento gradual en el
área de flujo de tal manera que la energía cinética a la salida del rodete se convierte
en carga de presión a la salida, como se muestra en la figura 2.13.
46
Figura 2.13: Principio de funcionamiento de una bomba centrífuga. [30]
2.2.21.2 Arreglos en estaciones de bombeo.
En las estaciones de bombeo, dependiendo de la disponibilidad y/o caudal que se
requiera en el sistema, las bombas pueden estar dispuestas en un arreglo en serie, para
aumentar la disponibilidad o presión manteniendo el mismo caudal, o estar en un
arreglo en paralelo, para aumentar el caudal y mantener la misma caída de presión en
los tramos, en donde para este último, se tiene la ecuación 2.14, con la cual se
determina el número de bombas en paralelo que se requiere para el sistema.
𝑁° 𝑑𝑒 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎𝑠 𝑒𝑛 𝑝𝑎𝑟𝑎𝑙𝑒𝑙𝑜 =
̇
𝑉𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑗𝑜
𝑉𝑛̇
(2.14)
Donde:
̇
𝑉𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑗𝑜
: Caudal de trabajo del sistema (𝑚3 /ℎ).
𝑉𝑛̇ : Caudal nominal de la bomba (𝑚3 /ℎ).
2.2.22 Cavitación en una bomba [31].
La cavitación es un fenómeno que se produce cuando la presión en algún punto o
zona de la corriente de un líquido desciende por debajo de la presión de saturación,
47
ocasionando que se generen burbujas o cavidades de vapor en el interior del mismo, y
que al ser arrastradas por la corriente llegan a zonas en donde reina una presión muy
elevada, condensando violentamente e implosionando, generando daños y deterioros
en superficies sólidas del contorno al impactar sobre éstas.
La cavitación en una bomba se divide en clásica y por recirculación:
a) Cavitación clásica [32]: Ocurre cuando en la succión de una bomba se encuentra
en condiciones de baja presión/alto vacío que hace que el líquido se transforme en
vapor a la entrada del rodete. El vapor es transportado hasta la descarga de la bomba
donde el vacío desaparece y el vapor del líquido es nuevamente comprimido debido a
un aumento en la presión, produciendo una violenta implosión sobre la superficie del
rodete.
Para estudiar este fenómeno y comprobar si se genera o no cavitación, se
determina el NPSHd (Altura neta positiva de succión disponible) del sistema y se
compara con el NPSHr (Altura neta positiva de succión requerida) de la bomba, el
cual, es suministrado por el fabricante de la misma, bajo los siguientes criterios, que,
de cumplirse, indicará que no se generará cavitación en el sistema:
-El NPSHd debe ser mayor o igual que el NPSHr:
𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 ≥ 𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟
-Si el NPSHd es igual al NPSHr debe ser mayor a 1 m.c.f:
𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 = 𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟 > 1 𝑚. 𝑐. 𝑓
48
Para determinar el NPSHd, y poder compararlo con el NPSHr, se utiliza la
ecuación 2.15.
NPSHd=
𝑃𝑜 −𝑃𝑣
𝛾
± 𝑧𝑠 − ℎ𝑓𝑜−𝑠
(2.15)
Donde:
𝑃𝑜 : Presión del fluido en su punto de extracción (kPa).
𝑃𝑣 : Presión de vapor del fluido (kPa).
𝛾: Peso específico del fluido (kN/𝑚3 ).
𝑧𝑠 : Altura de succión de la bomba (m).
ℎ𝑓𝑜−𝑠 : Pérdidas hidráulicas en el tramo de succión de la bomba (m.c.f).
b) Cavitación por recirculación [33]: Ocurre cuando la máquina empieza a trabajar
por debajo del caudal mínimo de operación, disminuyendo así su rendimiento,
ocasionando que parte del flujo retorne a la descarga de la bomba, generando un
aumento de la temperatura del líquido, y por lo tanto de su presión, formando
burbujas de vapor en el interior del fluido que implosionan y dañan la superficie del
rodete.
Para estudiar este fenómeno, se determina la velocidad específica de succión
multiplicada por un factor de conversión, la relación de diámetros, y el caudal
mínimo de operación, a través de las ecuaciones 2.16, 2.17 y 2.18.
𝑆𝑠 ∙ 𝐹𝑐 =
1/2
𝑁 ∗ 𝑉𝑛̇
𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟𝑛 3/4
∙ 𝐹𝑐
(2.16)
49
Donde:
𝑆𝑠 : Velocidad específica de succión ((rad/s∙ √𝑚3 /ℎ ) / (m.c.f)).
N: Velocidad de giro del motor (rad/s).
𝑉𝑛̇ : Caudal nominal de la bomba (𝑚3 /ℎ).
𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟𝑛 : Altura neta positiva en la succión requerida a caudal nominal (m.c.f).
Fc: Factor de conversión (8,2196 (m.c.f)/(rad/s∙ √𝑚3 /ℎ )).
ℎ1
Relación de Diámetros =
𝐷1
(2.17)
Donde:
ℎ1 : Diámetro del cubo del rodete (m).
𝐷1 : Diámetro del ojo del rodete (m).
̇
𝑉𝑚𝑖𝑛
= %𝑅𝑒𝑐𝑉𝑛̇
(2.18)
Donde:
̇ : Caudal mínimo de operación de la bomba (𝑚3 /ℎ).
𝑉𝑚𝑖𝑛
𝑉𝑛̇ : Caudal nominal de la bomba (𝑚3 /ℎ).
%𝑅𝑒𝑐: Porcentaje de recirculación.
̇
̇
Si 𝑉𝑚𝑖𝑛
< 𝑉𝐵𝑜𝑚𝑏𝑎
, no se producirá cavitación por recirculación en el sistema
El porcentaje de recirculación se obtiene entrando en la gráfica de Fraser(figura
2.14), con los valores del factor de velocidad específica de succión y de la relación de
diámetros.
50
Figura 2.14: Gráfica de Fraser para determinar porcentaje de recirculación [33].
2.2.23 Golpe de Ariete [34].
Se denomina golpe de ariete al fenómeno transitorio consistente en la variación de
la presión como consecuencia de los cambios en la velocidad del fluido, provocados
por las operaciones de regulación y control en instalaciones hidráulicas a presión. Es
una onda cíclica de presión que se desplaza a lo largo de los tendidos y puede causar
daños, incluso la destrucción de las tuberías y los equipos de bombeo, debido a las
sobrepresiones generadas.
Al estudiar este tipo de flujos transitorios no es posible seguir manteniendo las
hipótesis de un fluido incompresible y conducciones indeformables. Por el contrario,
las capacidades del fluido de modificar su densidad por los efectos de la presión y de
las tendencias a deformarse son fundamentales en la descripción del fenómeno. Por lo
que se debe determinar la sobrepresión generada por el golpe de ariete mediante las
ecuaciones de Allievi y Michaud.
51
2.2.23.1 Ecuación de Michaud:
La sobrepresión utilizada para el cálculo del golpe de ariete se realiza mediante la
ecuación 2.19.
∆𝐻 =
2 ∙ 𝐿𝑡 ∙ 𝑉𝑓
𝑔∙𝑇
(2.19)
Donde:
∆𝐻: Sobrepresión (m.c.f).
Lt: Longitud del tramo de conducción del fluido (m).
𝑉𝑓 : Velocidad promedio del fluido (m/s).
𝑔: Aceleracion de la gravedad (𝑚/𝑠 2 ).
T: Tiempo de parada (s).
2.2.23.2 Ecuación de Allievi:
La sobrepresión también se puede calcular según el modelo de Allievi en la
ecuación 2.20.
∆𝐻 =
𝑎 ∙ 𝑉𝑓
𝑔
Donde:
∆𝐻: Sobrepresión (m.c.f).
𝑉𝑓 : Velocidad promedio del fluido (m/s).
𝑔: Aceleracion de la gravedad (𝑚/𝑠 2 ).
𝑎: Celeridad (m/s).
A su vez, estas ecuaciones dependen de:
(2.20)
52
1) Celeridad: Es la velocidad de propagación de las ondas de presión. Es función de
las características elásticas del sistema fluido-tubería, y se determina por medio de la
ecuación 2.21.
𝐸𝑓 /𝜌
𝑎=√
𝐸
𝐷
1+ 𝑓∙
𝐸
(2.21)
𝑒
Donde:
𝑎: Celeridad de la onda elástica del fluido en la tubería (m/s).
𝐸𝑓 : Modulo de elasticidad del fluido (𝑁/𝑚2 ).
𝜌: Densidad del fluido (kg/𝑚3 ).
𝐷: Diámetro externo de la tubería (m).
𝐸: Modulo de elasticidad del material de la tubería (𝑁/𝑚2 ).
𝑒: Espesor de la pared del tubo (m).
2) Tiempo de Parada: Es el intervalo entre la iniciación y la terminación de la
maniobra de cierre de válvulas. El valor del tiempo de parada influye en el golpe de
ariete de modo que, a menor tiempo, mayor golpe. El valor del tiempo de parada
viene expresado por una fórmula empírica (Ver ecuación 2.22), que expresa el tiempo
en segundos, según Mendiluce.
𝑇=𝐶+
𝐾 ∙ 𝐿𝑡 ∙ 𝑉𝑓
𝑔 ∙ 𝐻𝑡
(2.22)
Donde:
T: Tiempo de parada (s).
C: Coeficiente según la pendiente de la conducción, el cual se obtiene de la tabla 2.9
o en la gráfica de la figura 2.15.
53
K: Coeficiente que depende de la longitud de tubería, el cual se obtiene en la tabla
2.10 o en la gráfica de la figura 2.16.
Lt: Longitud del tramo de conducción del fluido (m).
𝑉𝑓 : Velocidad promedio del fluido (m/s).
𝑔: Aceleración de la gravedad (m/𝑠 2 ).
𝐻𝑡: Disponibilidad de trabajo del punto en estudio (m.c.f).
Tabla 2.9: Valores de C según la pendiente de conducción [34].
Figura 2.15: Valores de C según la pendiente de la conducción [34].
Tabla 2.10: Valores de K según la longitud de la tubería [34].
54
Figura 2.16: Valores de la K según la longitud de tubería [34].
3) Longitud crítica: Representando gráficamente las ecuaciones de Allievi y de
Michaud se observa que, si la conducción es lo suficientemente larga, las dos rectas
se cortan en un punto, denominado punto crítico, es decir, la longitud crítica es la que
se obtiene al igualar las ecuaciones de Allievi y Michaud, obteniendo la ecuación
2.23.
𝐿𝑐𝑟𝑖𝑡 =
𝑎∙𝑇
2
(2.23)
Donde:
𝐿𝑐𝑟𝑖𝑡: Longitud crítica del tramo (m).
𝑎: Celeridad (m/s).
T: Tiempo de parada (s).
Sabiendo que:
Si Lcrit = Lt, se puede determinar ∆𝐻con cualquiera de las ecuaciones, Allievi o
Michaud.
55
Si Lcrit > Lt, se denomina conducción corta, o de cierre lento, y se determina ∆𝐻
con la ecuación de Michaud.
Si Lcrit < Lt, se denomina conducción larga, o de cierre rápido, y se determina
∆𝐻 con la ecuación de Allievi.
En el caso de sistema de tuberías, en donde los tramos presenten diferentes
diámetros y caudales, se utilizan las ecuaciones 2.24 y 2.25, para la celeridad y
velocidad equivalentes.
𝑛
∑
𝐿
𝑎𝑒 = 𝑖=1 𝐿 𝑖
𝑛
𝑖
∑
(2.24)
𝑖=1𝑎𝑖
Donde:
𝑎𝑒 : Celeridad equivalente (m/s).
𝐿𝑖 : Longitud decada tramo de tubería en estudio (m).
𝑎𝑖 : Celeridad de cada tramo de tubería en estudio (m/s).
̇
𝑛
𝑉∙∑ 𝐿 𝑉
𝑉𝑒 = √ 𝑛𝑖=1 𝑖∙ 𝑖
∑
𝐿 ∙𝐴
𝑖=1 𝑖
(2.25)
𝑖
Donde:
𝑉𝑒 : Velocidad promedio del fluido equivalente (m/s).
𝑉̇ : Caudal del fluido (𝑚3 /𝑠).
𝐿𝑖 : Longitud de cada tramo de tubería en estudio (m).
𝑉𝑖 : Velocidad promedio del fluido a través de cada tramo de tubería en estudio (m/s).
𝐴𝑖 ; Área interna de cada tramo de tubería en estudio (𝑚2 ).
56
2.2.24 Números adimensionales [23].
Son números empleados en la ingeniería para el cálculo de algunos factores como
los del área de la transferencia de calor y del estudio del manejo de los fluidos.
2.2.24.1 Número de Reynolds.
La transición de flujo laminar a turbulento depende de la configuración
geométrica de la superficie, de la aspereza superficial, de la velocidad del flujo, de la
temperatura de la superficie y del tipo de fluido, entre otras cosas. Después de
experimentos exhaustivos, en la década de 1.880, Osborn Reynolds descubrió que el
régimen de flujo depende principalmente de la razón de las fuerzas de inercia a las
fuerzas viscosas en el fluido. Esta razón se conoce como número de Reynolds, el cual
es una cantidad adimensional y se expresa para el flujo externo como se muestra en la
ecuación 2.26.
𝑅𝑒 =
𝐹𝑢𝑒𝑟𝑧𝑎𝑠 𝐼𝑛𝑒𝑟𝑐𝑖𝑎𝑙𝑒𝑠
𝑉̇ ∙ 𝐿𝑐
=
𝐹𝑢𝑒𝑟𝑧𝑎𝑠 𝑉𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑎𝑠
𝐴∙𝜈
(2.26)
Donde:
Re: Número de Reynolds.
𝑉̇ : Caudal del fluido (𝑚3 ).
A: Área interna del tramo de tubería o conducto (𝑚2 ).
Lc: Longitud característica del tramo en estudio (m).
ν: Viscosidad cinemática del fluido (m2/s).
A números de Reynolds grandes, las fuerzas de inercia, que son proporcionales a
la densidad y a la velocidad del fluido, son grandes en relación con las fuerzas
viscosas y, como consecuencia, estas últimas no pueden impedir las fluctuaciones
aleatorias y rápidas del fluido. Sin embargo, a números de Reynolds pequeños o
moderados, las fuerzas viscosas son suficientemente grandes como para suprimir
57
estas fluctuaciones y mantener alineado el fluido. Por lo tanto, en el primer caso el
flujo es turbulento y en el segundo, laminar. El número de Reynolds en el cual el
flujo se vuelve turbulento se llama número crítico de Reynolds. El valor de este
número crítico es diferente para configuraciones geométricas diferentes.
2.2.24.2 Numero Prandtl.
La mejor manera de describir el espesor relativo de las capas límite de velocidad
y térmica es por medio del parámetro número de Prandtl adimensional, definido
como se observa a continuación en la ecuación 2.27.
𝑃𝑟 =
𝜇 ∗ 𝐶𝑝
𝑘
(2.27)
Donde:
Pr: Numero de Prandtl.
μ: Viscosidad dinámica del fluido (kg/m∙s)
𝐶𝑝 : Calor específico del material o fluido (kJ/kg℃).
k: Conductividad térmica del material (kW/m℃).
Su nombre se debe a Ludwig Prandtl, quien introdujo el concepto de capa límite
en 1.904, y realizó colaboraciones significativas a la teoría de la capa límite. Los
números de Prandtl de los fluidos van desde menos de 0,01 para los metales líquidos,
hasta más de 100.000 para los aceites pesados. El número de Prandtl del agua está en
el orden de 10.
2.2.24.3 Número de Nusselt.
El número de Nusselt (Ver ecuación 2.28) es una magnitud bastante utilizada para
la determinación del coeficiente de transferencia de calor por convección, basada en
58
el análisis dimensional, la cual es utilizada para determinar parámetros a través de
relaciones de similitud.
𝑁𝑢 =
ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣 ∗ 𝐿𝑐
𝐾
(2.28)
Dónde:
Nu: Número de Nusselt.
ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣 : Coeficiente de transferencia de calor por convección (kW/m2ºC)
Lc: Longitud característica del tramo en estudio (m).
k: Coeficiente de conductividad térmica del fluido (kW/m℃).
Para el caso de un cilindro horizontal, el Número de Nusselt es igual a la
expresión que se observa en la ecuación 2.29.
𝑁𝑢 = {0.6 +
0,387 𝑅𝑎𝐷 1/6
[1 + (0,559/𝑃𝑟 )9/16 ]
2
8/27 }
(2.29)
Donde:
𝑅𝑎𝐷 : Número de Rayleigh.
𝑃𝑟 : Número de Prandtl.
El número de Rayleigh se determina según la ecuación 2.30.
𝑔 ∙ 𝛽𝑣𝑜𝑙 ∙ 𝐿𝑐𝑠 3 ∙ (𝑇𝑎𝑚𝑏 − 𝑇𝑠𝑒 )
𝑅𝑎𝐷 =
∙ 𝑃𝑟
𝜈2
Donde:
(2.30)
59
𝑔: Aceleración de la gravedad (𝑚/𝑠 2 ).
𝛽𝑣𝑜𝑙 : Coeficiente de expansión volumétrica (𝐾 −1 ).
𝐿𝑐𝑠 : Longitud característica de la sección transversal de la tubería (m).
𝑇𝑎𝑚𝑏 : Temperatura del ambiente (𝐾).
𝑇𝑠𝑒 : Temperatura de la superficie exterior (𝐾).
ν: Viscosidad cinemática del fluido (𝑚2 /𝑠).
𝑃𝑟 : Número de Prandtl.
2.2.25 Carta Psicrométrica.
Es un diagrama de doble entrada (Ver figura 2.17), en el que se relacionan
múltiples parámetros referentes a una mezcla de aire húmedo: temperatura, humedad
relativa, humedad absoluta, punto de rocío, entalpía específica o calor total, calor
sensible, calor latente y volumen específico del aire.
Figura 2.17: Carta Psicrométrica. [27]
60
2.2.26 Sistema de medición y control [35].
Un sistema de medición y control se encarga de regular y mantener constante
algunas magnitudes o variables, tales como presión, temperatura, caudal, nivel,
velocidad, entre otros, comparando el valor de la misma con un valor deseado, y de
esta manera tomar una acción de corrección de acuerdo con la desviación existente
sin que el operador intervenga en absoluto.
El sistema de control exige entonces, para que la comparación y la corrección
subsiguiente sean posibles, que se incluya una unidad de medida, una unidad de
control, un elemento final de control y el propio proceso. Este conjunto de unidades
forman un bucle o lazo que recibe el nombre de lazo de control, el cual puede ser
abierto o cerrado.
2.2.26.1 Lazo de control abierto.
Los sistemas en lazo de control abierto, o cadena abierta (Ver figura 2.18), son
aquellos en los que los parámetros de actuación sobre el sistema no dependen de la
variable o variables de salida, sino exclusivamente de las variables de entrada, es
decir, el funcionamiento de este tipo de sistemas estará determinado por el criterio y
estimación del diseñador y no por los resultados obtenidos en la salida en función de
las variables que afecten al sistema. La exactitud de un sistema en lazo abierto
dependerá básicamente de su calibración.
Figura 2.18: Lazo de control abierto [36].
61
2.2.26.2 Lazo de control cerrado.
Un sistema en lazo de control cerrado, o cadena cerrada (Ver figura 2.19), es aquel
en el que la salida tiene un efecto sobre la señal de control y, por tanto, la señal de
error actuadora (que es la diferencia entra la señal de entrada y la de realimentación)
que entra al controlador para reducir el error y llevar a la salida al valor deseado. En
este tipo de sistemas los parámetros se ajustan fundamentalmente según el valor de la
variable de salida a regular.
Figura 2.19: Lazo de control cerrado. [36]
2.2.27 Norma ISA para la identificación de los instrumentos [35].
La Identificación de instrumentos según la Norma ISA-S5.1 se puede observar en
la figura 2.20, la cual, consiste en un conjunto de letras formadas por una primera
letra que identifica la “variable medida” y una o más letras sucesivas que definen la
“función individual del instrumento”. La primera letra deberá seleccionarse según la
variable de medida y no la variable manipulada en el proceso.
62
Figura 2.20: Identificación de un instrumento mediante el número de etiqueta [35].
CAPÍTULO III
MARCO METODOLÓGICO
3.1 NIVEL DE LA INVESTIGACIÓN.
Es una investigación proyectiva, debido a que se realiza la proposición de un
rediseño del sistema de enfriamiento de los procesos de soplado e inyección en una
empresa de fabricación de envases plásticos, de tal manera que pueda satisfacer las
necesidades requeridas por todas las máquinas presentes en ella, sin la ejecución de la
misma.
3.2 TIPO DE INVESTIGACIÓN.
La investigación es de tipo documental, debido a que se realizan estudios y
consultas a materiales y documentos bibliográficos para la obtención de valores
teóricos, los cuales se comparan con otros recolectados en el lugar de los hechos,
considerándola a su vez una investigación de campo.
3.3 DISEÑO DE LA INVESTIGACIÓN.
El diseño de la investigación, según Arias [37], “es la estrategia que adopta el
investigador para resolver el problema planteado”.
A continuación, se presentan los diferentes pasos y procedimientos necesarios para
la obtención y manejo de los datos o valores que requiere el sistema de enfriamiento
de los procesos de soplado e inyección, así como también la metodología usada para
el desarrollo del cálculo de los mismos, y de esta manera determinar la repuesta a la
problemática planteada.
64
3.3.1 Revisión Bibliográfica.
La investigación inicia con la realización de una revisión bibliográfica de los
procesos y máquinas de soplado e inyección de plástico, las partes que conforman el
sistema de enfriamiento de dichas máquinas y su funcionamiento, así como también
el funcionamiento de los equipos Chiller y como están conformado. Todo esto con el
fin de conocer los valores de los parámetros de operación de diseño del sistema de
enfriamiento y los equipos Chiller.
La mayor parte de lo obtenido en la revisión bibliográfica se encuentra plasmado
en las bases teóricas del capítulo II del presente trabajo de investigación.
3.3.2 Determinación de los valores de los parámetros de operación requeridos
por el sistema de enfriamiento.
Los parámetros de operación requeridos por el sistema de enfriamiento se refieren
al calor a extraer tanto en los moldes como al aceite en los intercambiadores de calor
de las distintas máquinas de conformado de plástico, al flujo de agua de enfriamiento
requerida para extraer tal cantidad de calor y a la temperatura que debe tener dicho
flujo de agua. Para determinar los valores de esos parámetros es necesario realizar
una breve descripción del sistema de enfriamiento actual:
Actualmente están operativas en la empresa un máximo de 11 máquinas de
conformado de plástico de las 29 en total (Ver figura 3.1), donde parte del proceso en
ellas consiste en extraer el calor de las tapas y envases dentro de los moldes de
enfriamiento, para su solidificación y posterior expulsión de los mismos, mediante el
caudal de agua fría que fluye a través de los canales en el interior de los moldes. Este
caudal viene del total que entra a la máquina, el cual se divide y la otra parte va
dirigida para el enfriamiento del aceite en el intercambiador de calor.
65
El flujo total de agua suministrado a las máquinas, es enfriado en la estación de
refrigeración, compuesta por 4 equipos Chillers dispuestos en un arreglo en paralelo.
Este flujo total de agua, a su vez, es bombeado por todo el circuito hidráulico del
sistema de enfriamiento mediante una estación de bombeo, la cual está constituida
por 3 bombas en paralelo y un tanque de expansión, como se puede observar en la
figura 3.2. Cabe mencionar que el retorno se encuentra superpuesto con la
alimentación en un recorrido de ida y vuelta de manera independiente hacia cada
máquina.
Figura 3.1: Máquinas de soplado e inyección y circuito hidráulico del sistema de enfriamiento.
66
Para conocer los valores de calor a extraer de las tapas y envases en los moldes
para su conformado, así como los requeridos para el enfriamiento del aceite en los
intercambiadores de calor, y los caudales necesarios para estos procesos, se parte de
los valores teóricos obtenidos en la revisión bibliográfica, y los obtenidos en los
cálculos basados en las ecuaciones referentes al tiempo de enfriamiento en el proceso
de inyección, a las relacionadas con la termodinámica, y las que involucran las
pérdidas hidráulicas en tuberías y accesorios.
También, con la ayuda de los datos tomados de campo y de los suministrados por
el departamento de producción de la empresa, se conocen algunos valores de
temperatura y de tiempo de enfriamiento de las máquinas de inyección y de soplado
necesarios para los cálculos anteriormente mencionados.
Figura 3.2: Estación de refrigeración actual en el sistema de enfriamiento.
3.3.2.1 Características de los equipos, máquinas y productos presentes en
la empresa.
De la revisión bibliográfica se obtiene la información referente a los elementos,
equipos y producción (tapas y envases) presentes en la empresa, con lo cual se
detallan las características y especificaciones de los mismos, con el fin de poder
determinar los valores y condiciones necesarias para que el sistema pueda funcionar
67
con todas las máquinas operativas, y de esta manera realizar los cambios y/o
modificaciones correspondientes en el sistema de enfriamiento.
3.3.2.2 Determinación de la capacidad de refrigeración y caudales
requeridos por el sistema de enfriamiento.
Se determina la capacidad de refrigeración total que requiere el sistema, así como
también los caudales necesarios para el enfriamiento de los conjuntos de tapas y
envases en los moldes y del aceite en los intercambiadores de calor, para tener todas
las máquinas de soplado y de inyección operativas, a partir de los valores teóricos
obtenidos en la revisión bibliográfica, y los obtenidos por medio de cálculos
ingenieriles. Se considera una condición crítica donde las máquinas operen con los
conjuntos de tapas y envases en los moldes que requieran la mayor extracción de
calor.
La ejecución de este procedimiento se divide en 5 fases:
Fase 1: Determinación del tiempo de enfriamiento en las máquinas
inyectoras.
El tiempo de enfriamiento en las máquinas de inyección se determina a través de
las ecuaciones 2.1 y 2.5, tomando en cuenta las propiedades del material del cual
están hechas las tapas (Ver tablas 2.1 a la 2.6), las características y las temperaturas a
las que se inyecta la masa en el molde y se extrae la pieza.
Fase 2: Determinación de la tasa de calor a extraer y el caudal
requerido por las tapas y envases en los moldes de las máquinas de
inyección y de soplado.
Con los valores del tiempo de enfriamiento determinados para las tapas, y los
suministrados por el departamento de producción de la empresa para los envases, así
como también los valores de las masas inyectadas en los moldes, los calores
68
específicos del material de dichas tapas, mostrados en las tablas 2.1 a la 2.6, y la
variación de temperatura del material durante su procesado, se determina la tasa de
calor a extraer de las tapas y los envases por medio de la ecuación 2.7.
Luego, se determinan las tasas de calor a extraer de los conjuntos de tapas y
envases en los moldes, el cual pasa del polímero hacia el molde y finalmente hacia el
agua de enfriamiento (Ver figura 3.3), por medio de la ecuación 3.1 para,
posteriormente, seleccionar las más críticas de cada una de las máquinas de inyección
y de soplado.
𝑛𝑄̇𝑇𝑎𝑝𝑎/𝑒𝑛𝑣𝑎𝑠𝑒 + 𝑄̇𝑎𝑚𝑏 − 𝑄̇𝐶𝑜𝑛𝑗 𝑡𝑎𝑝𝑎/𝑒𝑛𝑣𝑎𝑠𝑒 = 0
(3.1)
Donde:
𝑄̇𝐶𝑜𝑛𝑗 𝑡𝑎𝑝𝑎/𝑒𝑛𝑣𝑎𝑠𝑒 : Tasa de calor a extraer del conjunto de tapas o envases en el molde
(kW).
𝑄̇𝑇𝑎𝑝𝑎/𝑒𝑛𝑣𝑎𝑠𝑒 : Tasa de calor a extraer de la tapa o envase (kW).
𝑄̇𝑎𝑚𝑏 : Tasa de calor del ambiente (kW).
n: Número de cavidades en el molde.
Figura 3.3: Esquema de flujo de calor en el molde.
69
A su vez se conoce el caudal necesario para los moldes, en cada una de las
máquinas, a través de la ecuación 3.2, donde el valor del flujo másico se obtiene
despejándolo de la ecuación 2.6 con el valor calculado de la tasa de calor a extraer del
conjunto de tapas o envases en el molde, la variación de temperatura y calor
específico del fluido.
𝑉̇ =
𝑚̇
𝜌
(3.2)
Donde:
𝑉̇ : Caudal del fluido de enfriamiento (𝑚3 /𝑠).
𝑚̇: Flujo másico del fluido de enfriamiento (kg/s).
𝜌: Densidad del fluido de enfriamiento (kg/𝑚3 ).
Cabe mencionar que, no se toma en cuenta las condiciones ni características del
molde para el cálculo de la tasa de calor a extraer del conjunto de tapas o envases en
el molde, por la falta de información del mismo, la cual no pudo ser suministrada por
la empresa en la que se está realizando el trabajo de investigación, y que durante todo
el proceso la temperatura promedio en el molde se mantiene alrededor de 20°C,
gracias al flujo constante del agua de enfriamiento a través de los canales en su
interior, ocasionando que la transferencia de calor por conducción en éste sea
despreciable o nula.
Fase 3: Determinación de la tasa de calor a extraer y el caudal
requerido por el aceite en los intercambiadores de calor de las
máquinas de inyección y de soplado.
Para determinar la tasa de calor a extraer del aceite en los intercambiadores de
calor de las máquinas de soplado y de inyección, se debe tomar en cuenta como está
constituido el sistema de distribución del agua de enfriamiento de las mismas (Ver
70
figura 3.4), donde el caudal que fluye hacia las máquinas se divide en dos flujos, uno
que va hacia el molde y el otro al intercambiador de calor (I.C), a una temperatura
alrededor de los 8℃, para luego, a la salida volver a converger.
Por consiguiente, se calcula el valor del caudal suministrado al intercambiador de
calor, para las máquinas cuya información del mismo no se conoce, restándole al
caudal total que fluye por la máquina el que fluye por el molde, y se considera el
caudal mínimo recomendado por el fabricante para los intercambiadores de calor
presente en los diferentes catálogos y fichas técnicas de las demás máquinas.
Figura 3.4: Sistema de distribución del agua de enfriamiento en las máquinas.
Luego este valor de caudal obtenido y el valor de la densidad del fluido se
introducen en la ecuación 3.2, y se obtiene el flujo másico, donde a su vez, éste junto
con el valor de la variación de temperatura y del calor específico del material de las
tapas y de los envases se reemplazan en la ecuación 2.7, determinando de esta manera
la tasa de calor a extraer del aceite en los intercambiadores de calor de cada una de
las máquinas de soplado y de inyección.
El caudal total que fluye a través de las máquinas de conformado de plástico de las
cuales no se posee información respecto al requerido para su intercambiador de calor,
71
se conoce mediante una prueba de caudal, la cual se realiza cuando un número
considerable de máquinas, del total presentes en el sistema de enfriamiento, se
encuentran operativas. La prueba consiste en el siguiente procedimiento:
1) Se coloca en la línea de entrada de agua fría a la máquina un manómetro y dos
válvulas (V1 y V2), tal como se muestra en la figura 3.5, con el fin de obtener la
presión en ella cuando la máquina está operativa. Las válvulas que se usan son de
tipo bola, debido a su fácil instalación y manipulación al momento de graduar el
caudal, y obtener las lecturas de presión en el manómetro.
2) Manteniendo la válvula V2 cerrada, se procede a desconectar la máquina de la
tubería de alimentación de agua fría.
3) Se abre lentamente la válvula V2 hasta alcanzar la presión registrada en el paso 1.
4) Una vez alcanzada la presión, se coloca rápidamente un recipiente, como el que se
observa en la figura 3.6, y con un cronómetro se toma el tiempo en el que éste se
llene parcialmente.
Figura 3.5: Esquema de la conexión del manómetro y las válvulas V1 y V2.
72
5) Se determina el radio mayor del fluido en el recipiente, por medio de la ecuación
3.3, la cual se obtuvo de la pendiente (P) en la figura 3.6.
ℎ = (9,33 ∙ 𝑅) − 140
(3.3)
Donde:
ℎ: Altura del fluido en el recipiente (m).
𝑅: Radio mayor del fluido en el recipiente (m).
6) El volumen del fluido en el recipiente se conoce aproximándolo a un cono
truncado, por medio de la ecuación 3.4.
𝑉=
ℎ∙𝜋
∙ (𝑅2 + 𝑅 ∙ 𝑟 + 𝑟 2 )
3
Donde:
𝑉: Volumen del fluido en el recipiente (𝑚3 ).
ℎ: Altura del fluido en el recipiente (m).
𝑅: Radio mayor del fluido en el recipiente (m).
𝑟: Radio menor del fluido en el recipiente (m).
Figura 3.6: Recipiente usado para la prueba de caudal.
(3.4)
73
7) Finalmente, una vez conocido el valor del volumen ocupado por el fluido en el
recipiente y el tiempo de llenado del mismo se determina el caudal a través de la
ecuación 3.5.
𝑉̇ =
𝑉
𝑡
(3.5)
Donde:
𝑉̇ : Caudal del fluido (m3/h).
V: Volumen del fluido en el recipiente (m3).
t: Tiempo de llenado del recipiente(h).
8) A los valores de caudal obtenidos se le resta el requerido por el molde respectivo
de cada máquina utilizada en la prueba, conociendo de esta manera los caudales
que fluyen por los intercambiadores de calor de las mismas, los cuales se usan para
las demás máquinas de las que no se tiene información referente a este parámetro,
asegurando de esta manera que se les suministre un caudal a todas las máquinas
por encima del mínimo que requieren para su funcionamiento, debido a que, a las
que se les realice la prueba de caudal deben ser unas de las que se encuentren más
alejadas del sistema de bombeo y estar operando dentro de parámetros regulares
de funcionamiento.
Fase 4: Determinación de la tasa de calor absorbida por los tramos de
tubería del sistema de enfriamiento.
La tasa de calor absorbida por las tuberías de los diferentes tramos que componen
el sistema de enfriamiento, se determina por medio de la ecuación 2.7, considerando
el flujo másico del caudal resultante de la sumatoria de los caudales que pueden
suministrar dos de las bombas presentes en la estación de bombeo actual, debido a
74
que generalmente solo se mantiene esa cantidad operativa a la vez y la otra bomba se
deja como reserva, y la variación de temperatura entre la salida del fluido de
enfriamiento de la estación de refrigeración y la entrada del fluido de enfriamiento a
la máquina más alejada de dicha estación en el sistema de enfriamiento.
Fase 5:
Determinación
de la capacidad
de
refrigeración
total
requerida por el sistema de enfriamiento.
Se determina la capacidad de refrigeración total requerida por el sistema de
enfriamiento para funcionar con todas las máquinas operativas, por medio de la
ecuación 3.6.
𝑄̇𝐶𝑅,𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎 = 𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 + 𝑄̇𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 + 𝑄̇𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟𝑖𝑎𝑠
(3.6)
Donde:
𝑄̇𝐶𝑅,𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎 : Capacidad de refrigeración total requerida por el sistema de
enfriamiento (kW).
𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 : Tasa de calor total a extraer del conjunto de tapas y envases en los moldes
de las máquinas de soplado y de inyección (kW).
𝑄̇𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 : Tasa de calor total a extraer del aceite en los intercambiadores de calor
de las máquinas de soplado y de inyección (kW).
𝑄̇𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟𝑖𝑎𝑠 : Tasa de calor absorbida por las tuberías de los tramos del sistema de
enfriamiento (kW).
El valor de la tasa de calor total a extraer de los conjuntos de tapas y envases en
los moldes de las máquinas de inyección y de soplado, se obtiene, mediante la
ecuación 3.7.
𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗,𝑖𝑛𝑦 + 𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗,𝑠𝑜𝑝𝑙
(3.7)
75
Donde:
𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 : Tasa de calor total a extraer de los conjuntos de tapas y envases en los
moldes de las máquinas de soplado y de inyección (kW).
𝑄̇𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒,𝑖𝑛𝑦 : Tasa de calor total a extraer de los conjuntos de tapas en los moldes de las
máquinas de inyección (kW).
𝑄̇𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒,𝑠𝑜𝑝𝑙 : Tasa de calor total a extraer de los conjuntos de envases en los moldes de
las máquinas de soplado (kW).
De igual manera, se determina la tasa de calor total a extraer del aceite en los
intercambiadores de calor de las máquinas de soplado y de inyección, por medio de la
ecuación 3.8.
𝑄̇𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑄̇𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒,𝑖𝑛𝑦 + 𝑄̇𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒,𝑠𝑜𝑝𝑙
(3.8)
Donde:
𝑄̇𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 : Tasa de calor total a extraer del aceite en los intercambiadores de calor
de las máquinas de soplado y de inyección (kW).
𝑄̇𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒,𝑖𝑛𝑦 : Tasa de calor total a extraer del aceite en los intercambiadores de calor de
las máquinas de inyección (kW).
𝑄̇𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒,𝑠𝑜𝑝𝑙 : Tasa de calor total a extraer del aceite de los intercambiadores de calor
de las máquinas de soplado (kW).
3.3.3 Planteamiento de una propuesta para el rediseño del sistema de
enfriamiento.
Se plantea una propuesta para el rediseño del sistema de enfriamiento, donde
funcione con todas las máquinas operativas presentes en la empresa, y a su vez, se
lleve una medición y control de algunos parámetros de operación de los procesos
76
involucrados (inyección y soplado), verificando que la estación de refrigeración y la
estación de bombeo tengan la capacidad suficiente para satisfacer lo requerido por el
sistema. También se dimensionan las tuberías que lo componen para mantener el
fluido en intervalos de velocidad adecuada para su conducción.
Además, en vista de que para el aceite en los intercambiadores de calor de las
máquinas de inyección y de soplado se requiere una temperatura mínima del agua
para su enfriamiento de 16℃, es decir, ocho grados por encima de la actualmente
suministrada, se propone una modificación del arreglo del sistema de distribución del
agua de enfriamiento en algunas de las máquinas (Ver figura 3.7), debido a que, no en
todas, este arreglo se encuentra accesible al operador, con el cual se genere un mejor
control del caudal que se suministra a las mismas y, a su vez, se reduzca la cantidad a
éste.
Este arreglo consiste en que el caudal que entra a la máquina fluye primero por el
molde para el enfriamiento de las tapas o envases en su interior. Luego, al salir de
éste, pasa a través del intercambiador de calor para el enfriamiento del aceite, en
donde esta cantidad de caudal es regulada por una válvula según la temperatura del
aceite. Esta modificación es de suma importancia para las máquinas debido a que
actualmente al introducir agua muy fría en los I.C. se está generando un subenfriamiento del aceite, el cual, debido al aumento de su viscosidad consume más
energía provocando más desgaste por los minerales presentes en el mismo, acortando
la vida útil de la bomba.
Figura 3.7: Arreglo propuesto para el sistema de distribución del agua de enfriamiento.
77
3.3.4 Selección y dimensionamiento de los elementos necesarios para el
rediseño del sistema de enfriamiento.
Se comparan los valores de los parámetros de operación requeridos por el sistema
de enfriamiento, para funcionar con todas las máquinas de inyección y de soplado,
con los que pueden suministrarlos equipos, Chillers y bombas, actualmente presentes
en el mismo, y de esta manera verificar si satisfacen lo que el sistema requiere, en
caso contrario, se seleccionan los equipos que serán añadidos o reemplazarán los ya
existentes, considerando, a su vez, el dimensionamiento de las tuberías que componen
los tramos del sistema, el cual se basa en evitar desgastes por erosión en el interior de
las mismas al mantener una velocidad del fluido adecuada, así como también para
asegurar que se mantengan los caudales requeridos.
Además, se determinan el número de válvulas necesarias a colocar en los
diferentes caminos que conforman el sistema de enfriamiento, para graduar los
caudales, y balancear los tramos principales del mismo.
3.3.4.1 Dimensionamiento de los tramos de tubería del sistema de
enfriamiento.
Se dimensionan los tramos de tuberías según las velocidades promedio
recomendadas en la tabla 2.8 y el caudal necesario, determinando los diámetros
interiores de las tuberías por medio de la ecuación 3.9, para que de esta manera, junto
con el material y cédula de las mismas, se seleccionan los diámetros nominales para
los diferentes tramos que componen el sistema de enfriamiento.
4 ∙ (𝑉̇ )
∅𝑖𝑛𝑡 = √
𝜋 ∙ (𝑉𝑓 )
(3.9)
78
Donde:
∅𝑖𝑛𝑡 : Diámetro interior de la tubería (m).
𝑉𝑓 : Velocidad promedio del fluido (m/s).
𝑉̇ : Caudal del fluido (𝑚3 /𝑠).
Mediante un balance de masa, considerando el fluido en estudio incompresible,
debido a que su densidad se mantiene constante o presenta una variación
prácticamente despreciable en el intervalo de temperatura de trabajo del sistema de
enfriamiento, se conoce directamente el caudal necesario por cada tramo utilizando
los valores de los flujos volumétricos totales requeridos por las máquinas. Se
considera la modificación del arreglo del sistema de distribución del agua de
enfriamiento de algunas de ellas, donde por medio de una comparación entre el
caudal que fluye por el intercambiador de calor y el que fluye por el molde, se
selecciona el mayor entre los dos, determinando el total que fluye a través de estas
máquinas.
Finalmente, una vez conocidos los diámetros de las tuberías de los tramos que
conforman el sistema de enfriamiento, se realiza un estudio de transferencia de calor
en los mismos por medio de la ecuación 3.10, considerando el espesor y material del
aislante que los recubre (Ver figura 3.8), con el fin de asegurar que la superficie
externa de los tramos no alcance la temperatura del punto de rocío del ambiente,
evitando de esta manera la formación de depósitos de agua en el suelo de la empresa,
debido a la condensación del vapor de agua en el aire, que puedan generar accidentes
dentro de las instalaciones. Este punto de rocío se determina según las condiciones
ambientales y con ayuda de la carta psicrométrica que se observa en la figura 2.17.
𝑇𝑠𝑒 − 𝑇𝑖𝑛𝑡
𝑙𝑛(𝑟𝑡2 /𝑟𝑡1 ) 𝑙𝑛(𝑟𝑡3 /𝑟𝑡2 )
]
= ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣 ∙ 𝑟𝑡2 ∙ [
+
𝑇∞ − 𝑇𝑠𝑒
𝑘𝑡𝑢𝑏
𝑘𝑎𝑖𝑠
(3.10)
79
Donde:
𝑇𝑠𝑒 : Temperatura de la superficie exterior (℃).
𝑇𝑖𝑛𝑡 : Temperatura interna de la tubería (℃).
𝑇𝑎𝑚𝑏 : Temperatura del ambiente (℃).
ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣 : Coeficiente de transferencia de calor por convección (kW/𝑚2 /℃).
𝑟𝑡 : Radio de la tubería (m).
𝑘𝑡𝑢𝑏 : Conductividad térmica del material de la tubería (kW/m℃).
𝑘𝑎𝑖𝑠 : Conductividad térmica del material del aislante (kW/m℃).
Figura 3.8: Temperaturas en las superficies de la tubería con aislante térmico.
3.3.4.2 Selección del equipo Chiller.
Se comparan los valores de la capacidad de refrigeración total requerida por el
sistema de enfriamiento y la que poseen los equipos Chillers presentes en la empresa,
y de esta manera determinar si suministran lo necesario, de no cumplirse, se
selecciona el modelo del equipo Chiller que contribuya a satisfacer dicho parámetro,
el cual se adicionará o reemplazará algunos de los modelos ya existentes en la
estación de refrigeración.
80
3.3.4.3 Selección de las bombas.
Se comparan los valores del punto de trabajo del sistema de enfriamiento con la
estación de bombeo con el fin de conocer si satisface dicho punto de trabajo, si no, se
selecciona el modelo de las bombas que se adicionarán o reemplazarán las ya
existentes en la estación de bombeo, y que contribuirán a satisfacer los valores
anteriormente mencionados.
El punto de trabajo se determina conociendo la altura máquina y el caudal total
requerido por el sistema de enfriamiento. La primera se calcula por medio de un
balance de energía en el camino crítico del sistema, utilizando las ecuaciones 2.10 y
2.11, donde las pérdidas hidráulicas del mismo se calculan mediante las ecuaciones
2.12 y 2.13, considerando las presentes en la estación de refrigeración, en la máquina
que se encuentra en el camino crítico, con o sin, el nuevo arreglo de su sistema de
distribución del agua de enfriamiento, así como también las nuevas dimensiones en
los tramos de tubería que lo conforman.
El caudal total requerido por el sistema de enfriamiento, resulta de la sumatoria de los
valores del caudal que se les suministra a cada una de las máquinas de inyección y de
soplado determinados anteriormente
Luego, con el punto de trabajo se verifica que el arreglo de bombas actual
satisfaga dicho punto, de no ser así, se procede a seleccionar uno de modelo similar al
actual, debido a que la empresa está familiarizada con su mantenimiento e
instalación, evaluando y asegurando que cumpla con los parámetros de operación
requeridos con una eficiencia aceptable, y de esta manera determinar el número de
bombas que se necesitan para el sistema de enfriamiento por medio de la ecuación
2.14, y se dimensionan los tramos de succión y de descarga de la estación de bombeo
según las velocidades promedio recomendadas por la tabla 2.8 y el caudal de trabajo
del sistema, a través de la ecuación 3.9.
81
Se estudian los fenómenos de cavitación en el sistema, tanto el clásico como el
causado por recirculación, por medio de las ecuaciones 2.15, 2.16, 2.17 y 2.18, junto
con la gráfica de Fraser en la figura 2.14.
De igual manera, se estudia el golpe de ariete en el camino crítico del sistema de
enfriamiento, por medio de las ecuaciones 2.19 a la 2.25, las tablas 2.9 y 2.10, y las
gráficas de las figuras 2.15 y 2.16, determinando de esta manera el valor de la
sobrepresión debido a este fenómeno, y se verifica si el diámetro y la cédula de la
tubería seleccionados, del tramo de descarga de la bomba, son los adecuados para
soportar dicha presión, mediante la ecuación 3.11.
𝑆𝑐ℎ = 1.000 ∙
𝑃𝑑
𝑆𝑎
(3.11)
Donde:
𝑆𝑐ℎ: Cédula de la tubería.
𝑃𝑑 : Presión nominal o de diseño (kPa).
𝑆𝑎 : Esfuerzo admisible del material de la tubería (kPa).
La presión de diseño se determina por medio de la ecuación 3.12:
𝑃 = 𝐹𝑠 ∙ (𝐻𝑡 + ∆𝐻) ∙ (𝛾)
Donde:
𝑃𝑑 : Presión de diseño (kPa).
Fs: Factor de seguridad.
Ht: Disponibilidad máxima en el sistema de estudio (m.c.f).
(3.12)
82
∆𝐻: Sobrepresión (m.c.f).
𝛾: Peso específico del fluido (kN/𝑚3 ).
3.3.4.4 Determinación del número de válvulas necesarias para el balance
del sistema de enfriamiento.
Se realiza un balance de energía en los diferentes caminos principales del sistema
de enfriamiento por medio de la ecuación 2.10, para conocer las pérdidas hidráulicas
en los mismos, y de esta manera determinar el número de válvulas necesarias, así
como también su colocación en los tramos de tubería, que permitan graduarlos
caudales y balancear el sistema.
3.3.5 Diseño del sistema de control.
Se describen los lazos de control para cada una de las variables que se desea
manipular y el funcionamiento de los mismos, luego se procede a la realización de los
DTI(Diagrama de tuberías e instrumentos) regidos por las normas ISA, con los cuales
se pueda controlar los caudales presentes en las máquinas de soplado y de inyección
del sistema de enfriamiento, uno en el que se garantice que sea suministrado el caudal
mínimo a la máquina y el otro para regular la temperatura en el intercambiador de
calor, así como también para la medición de la temperatura y la presión en los
equipos Chillers y bombas que permita llevar un registro manual de las condiciones
en las que trabajan, ayudando a reducir las pérdidas producidas por defectos y
rechazos de piezas.
Posteriormente, se describe la simbología a utilizar en los DTI, según las normas
ISA para la identificación de instrumentos para la medición y control de parámetros
de operación.
Finalmente, se seleccionan los instrumentos para el sistema de control y de
medición, que contengan el rango y alcance necesarios para la toma de medidas de
83
los parámetros de operación del sistema de enfriamiento y, a su vez, el menor
porcentaje de error presente en los mismos, manteniendo un mayor control sobre el
proceso de producción, y permitiendo realizar los trabajos de mantenimiento con
mayor comodidad y eficiencia.
3.3.6 Estimación de los costos del rediseño.
Se realiza la estimación de los costos que conllevaría la implementación del
rediseño del sistema de enfriamiento, tomando en cuenta los diferentes precios y
proveedores existentes en el mercado actual, y la disponibilidad de los productos,
equipos y elementos necesarios para el mismo. Debido a la alta tasa inflacionaria
presente en el país, la estimación de los costos se hará en la divisa comúnmente
utilizada para la adquisición de equipos y accesorios del mercado internacional
(Dolares)
3.4 TÉCNICAS E INSTRUMENTOS DE RECOLECCIÓN DE DATOS.
En la investigación se usa como técnicas de recolección de datos, las
observaciones directas de los procesos de soplado e inyección realizadas durante los
recorridos de inspección en planta y del sistema de suministro de agua helada.
Como instrumentos de recolección de datos se cuenta con libros y textos
ingenieriles relacionados a los equipos presentes en el sistema de enfriamiento,
computadoras portátiles y de escritorio, disco duro, memorias USB (pendrive),
softwares ingenieriles, cámaras fotográficas y libretas de notas donde se lleve registro
de lo observado. También se dispone de un instrumento de medición que posee la
empresa (pirómetro), para obtener los datos de temperatura de algunas máquinas de
soplado y de inyección presentes en la empresa mientras están operativas.
84
3.5 TÉCNICAS DE PROCESAMIENTO Y ANÁLISIS DE DATOS.
Con la información y datos alcanzados, se procede a realizar cálculos ingenieriles
con la ayuda de ecuaciones y modelos matemáticos que mejor se adapten con las
características de los diferentes equipos y elementos presentes en el sistema, que
permitan determinar los requerimientos de operación de los mismos, comparando
estos últimos con la información de valores teóricos, para luego realizar un análisis de
lo observado, y de esta manera conocer la estructuración más adecuada en el rediseño
del sistema de enfriamiento.
3.6 ASPECTOS ADMINISTRATIVOS.
-Talento Humano: Personal docente y administrativo que labora en la Facultad de
Ingeniería de la Universidad de Carabobo, tutor académico Ingeniero José Velásquez;
Jefe del Departamento de Producción Ingeniero José Cordero, junto con el personal
técnico y administrativo que labora en la empresa Maggie Paul C.A.
-Recursos institucionales: Instalaciones de la Biblioteca Central de la Universidad
de Carabobo y de la Biblioteca de la Escuela de Ingeniería Mecánica, Laboratorio de
Química General I de la Escuela de Ingeniería Química.
-Presupuestos: Los costos que conlleve la realización de la investigación corre por
cuenta de los investigadores.
-Recursos materiales: Computadoras (microprocesadores, impresoras, accesorios,
entre otros.), programas de computadora, diversos artículos de oficina, instrumentos
para la medición de las diferentes variables involucradas en el estudio (pirómetro,
balanza analítica digital, manómetro y cronómetro).
-Recursos bibliográficos: Libros ingenieriles, trabajos de grado, tablas con
parámetros teóricos, catálogos, entre otros.
CAPÍTULO IV
DESARROLLO DE LA INVESTIGACIÓN
4.1. VALORES DE LOS PARÁMETROS DE OPERACIÓN REQUERIDOS
POR EL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO.
Se calculan los valores de los parámetros de operación requeridos por el sistema
de enfriamiento, es decir, caudal, calor a extraer y pérdidas hidráulicas, a partir de las
especificaciones de las máquinas y equipos presentes en la empresa, de la
documentación referente a las características de las tapas y envases en estudio, y del
registro de la producción de cada una de las máquinas, como se observa a
continuación:
4.1.1 Características y especificaciones de las máquinas y equipos según los
manuales y recomendaciones del fabricante.
Las máquinas y equipos en estudio presentes en la empresa, poseen la siguiente
nomenclatura:
-Sopladoras:
 Meccanoplasticas: MP1, MP2, MP3, MP4, MP5, MP6, MP7, MP8, y MP9.
 AKEI.
 Uniloy: Uniloy 2, Uniloy 3, y Uniloy 4.
 Comec: Comec 2, Comec 4, y Comec 6.
 Techne: Techne 1 y Techne 2.
-Inyectoras:
 Arburg: Arburg 1, Arburg 2, Arburg 3, y Arburg 4.
 Modula: Modula 60 y Modula 100.
86
 MIR: MIR 1, MIR 3, y MIR 4.
 Sandretto.
 Semeraro.
-Chillers: Chiller 2, Chiller 3, Chiller 4, y Chiller 5.
-Bombas centrífugas: Bomba 1, Bomba 2, y Bomba 3.
Las características y especificaciones de las máquinas y equipos,
según los
manuales y recomendaciones del fabricante, se presentan en las tablas 4.1 a la 4.7, en
donde destacan principalmente los valores de la tasa de calor y caudal que requieren o
con los que trabajan cada uno de ellos.
Tabla 4.1: Capacidades de refrigeración y caudales máximos de las máquinas sopladoras Uniloy.[38]
Máquina
Modelo
𝑸̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆
𝑸̇𝒂𝒄𝒆𝒊𝒕𝒆
𝑽̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆
𝑽̇𝒂𝒄𝒆𝒊𝒕𝒆
(kW)
(kW)
(𝒎𝟑 /𝒉)
(𝒎𝟑 /𝒉)
Uniloy 3
MSC97/D
34,92
23,28
6
4
Uniloy 4
MSC97/D
34,92
23,28
6
4
Tabla 4.2: Capacidad de refrigeración del molde y caudal máximo de la máquina sopladora AKEI.
[39]
Modelo
AO--70SN
𝑸̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆
𝑽̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍
(kW)
(𝒎𝟑 /𝒉)
20
6
87
Tabla 4.3: Capacidad de refrigeración total máxima de las máquinas sopladoras Meccanoplasticas. [40]
Máquina
𝑸̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍
Modelo
Máquina
Modelo
(kW)
𝑸̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍
(kW)
MP1
MP5/D
40,71
MP6
MP5/D
40,71
MP2
MP5/D
40,71
MP7
MP5/D
40,71
MP3
MP5/L
29,08
MP8
MP5/D
40,71
MP4
MP5/D
40,71
MP9
MP5/D
40,71
MP5
MP5/L
29,08
-
-
-
Tabla 4.4: Capacidad de refrigeración máxima y caudal para el enfriamiento del aceite requerido de la
máquina inyectora Sandretto. [41]
Modelo
Serie Otto 612/150
𝑸̇𝒂𝒄𝒆𝒊𝒕𝒆
𝑽̇𝒂𝒄𝒆𝒊𝒕𝒆
(kW)
(𝒎𝟑 /𝒉)
8,93
0,77
Tabla 4.5: Caudal requerido para el enfriamiento del aceite de las máquinas inyectoras Modula y MIR.
[42 y 43]
Máquina
𝑽̇𝒂𝒄𝒆𝒊𝒕𝒆
(𝒎𝟑 /𝒉)
Modula 100
1,70
Modula 60
1,60
MIR 1,3 y 4
1,50
88
Tabla 4.6: Especificaciones de los Chillers a condiciones estándar (𝑇𝑎𝑚𝑏 = 35 °C). [44]
Característica
Chillers 2 y 5
Chillers 3 y 4
Marca
Carrier
Carrier
Modelo
30GT-070
30GTN35
Capacidad Nominal
246,18 kW (70 TRF)
123,09 kW (35 TRF)
Capacidad Teórica
254,97 kW (72,50 TRF)
123,79 kW (35,20 TRF)
Caudal mínimo
10,90 𝑚3 /ℎ (48 gpm)
7,72 𝑚3 /ℎ (34 gpm)
Caída de Presión
6,71 m.c.f (22 ft.c.f)
3,72 m.c.f (12,20 ft.c.f)
COP
2,78
2,76
EER
9,50
9,40
Refrigerante
R-22
R-22
12 °C (53,60 °F)
12 °C (53,60 °F)
6,7 °C (44,06 °F)
6,7 °C (44,06 °F)
Temperatura del agua
a la entrada
Temperatura del agua
a la salida
Tabla 4.7: Especificaciones nominales de la bombas.[45]
Característica
Bomba 1
Bomba 2 y 3
Marca
KSB
KSB
Modelo
Megablock 40-160R
Megablock 50-200/152
Eficiencia máxima
72%
70,61%
Caudal
59,95 𝑚3 /ℎ (264 gpm)
79,94 𝑚3 /ℎ (352 gpm)
Altura de máquina
42,18 m.c.f (138,40
73,12 m.c.f (239,89
ft.c.f)
ft.c.f)
NPSHr
3,75 m.c.f (12,30 ft.c.f)
2,80 m.c.f (9,19 ft.c.f)
Potencia
9,69 kW (13 hp)
22,37 kW (30 hp)
Velocidad de giro
3.500 rpm
3.500 rpm
89
4.1.2 Especificaciones de los envases y tapas en estudio.
A partir de los registros y datos suministrados por el departamento de producción
de la empresa, respecto a los envases y tapas que en ésta se producen, y con la ayuda
de una balanza analítica (Ver especificaciones en el Anexo A.1) para conocer la masa
de los desperdicios de cada uno de los envases que se estudia, se presentan las tablas
4.8 y 4.9 con las especificaciones de los mismos.
Tabla 4.8: Especificaciones de los envases en estudio.
Masa envase
Masa
Masa
(g)
desperdicio (g)
procesada (g)
PEAD
140
76,50
216,50
450 g
PEAD
38
19,16
57,16
8040
PEAD
140
50,85
190,85
355 ml
PEAD
40
26,32
66,32
0.946 PDV
PEAD
50
20,90
70,90
Toddy 200 g
PEAD
24
23,18
47,18
Toddy 400 g
PEAD
42
40,56
82,56
Toddy 950 g
PEAD
58
56,02
114,02
900 g
PEAD
68
35,15
103,15
PEAD
190
75,15
265,15
402
PEAD
29
20,97
49,97
604
PEAD
41
34,21
75,21
1 litro estriado
PEAD
52
6,60
58,60
702 blanco
PEAD
64
38,20
102,20
0,946 lts varios
PEAD
63,50
25,08
88,58
Envase
8041 galón
cuadrado
Garrafa
Lubricante
Material
90
Tabla 4.8: Especificaciones de los envases en estudio. (Continuación)
Envase
Masa envase
Masa
Masa
(g)
desperdicio (g)
procesada (g)
64
37,14
101,14
Material
1170 cc
PEAD
Herbalife
Tabla 4.9: Especificaciones de las tapas en estudio.
Tapa
m
S
(g)
(mm)
Material
405 mm
PEAD
24,50
1,44
310 blanca
PEAD
14
1,25
110 mm
PP
15,50
2,20
38 mm
PEAD
5,10
2,80
28 mm
PEAD
2,50
2,50
90 Grip
PEAD
14
1,30
110 Grip
PEAD
24,50
1,50
42 mm PDV
PEAD
4,50
2
42 mm genérico
PELBD
6
2,10
550 herbalife
PP
16,30
1,10
310 mm
PEAD
14
1,10
4.1.3 Máquinas y su producción.
En las tablas 4.10 y 4.11 se observan los listados de las máquinas, tanto de soplado
como de inyección, con su producción respectiva de envases y tapas plásticas con las
que trabajan.
91
Tabla 4.10: Producción de las máquinas de soplado.
Máquina
MP1
Envase
Cavidades
PDV
6
0,946 litros
varios
PDV
MP2
0,946 litros
varios
Toddy 200 g
6
Máquina
MP3
6
6
MP4
3
MP3
Envase
Cavidades
702
3
1170 cc
Herbalife
3
500 ml
3
8040
4
Toddy 200 g
3
Toddy 400 g
3
Toddy 950 g
3
702
3
MP5
Toddy 400 g
3
Toddy 950 g
3
MP3
MP5
900 g
3
Toddy 950 g
3
MP7
PDV
6
900 g
3
MP8
PDV
6
450 g
6
604
6
402
6
900 g
6
MP6
MP9
504
6
702
6
604
6
PDV
6
Techne 1
8040
2
8040
2
Techne 2
450 g
3
1
Uniloy 3
8041
402
6
604
6
8040
2
Uniloy 4
1
Comec 2
402
2
2
Comec 6
702
2
Uniloy 2
Uniloy 4
2
Garrafa
Lubricante
Garrafa
Lubricante
2
2
8041
92
Tabla 4.10: Producción de las máquinas de soplado. (Continuación)
Máquina
Envase
Cavidades
702
2
Máquina
Envase
Cavidades
2
355 ml
Comec 4
1000 g
1 litro
estriado
2
4
AKEI
1
0,946 Amuay
2
Tabla 4.11: Producción de las máquinas de inyección.
Máquina
Arburg 1
Arburg 2
Arburg 3
Modula 100
Tapa
Cavidades
110 mm
4
110 Grip
2
90 Grip
4
Máquina
Tapa
42 mm
PDV
Arburg 4
Cavidades
8
90 Grip
4
110 Grip
2
405
4
550 herbalife
4
38 mm
6
110 mm
4
28 mm
12
310 blanca
6
42 mm PDV
8
38 mm
6
42 mm PDV
8
110 mm
2
28 mm
12
38 mm
6
110 mm
2
110 mm
4
38 mm
6
110 Grip
2
110 Grip
2
90 Grip
4
28 mm
12
405 mm
4
42 mm PDV
8
110 Grip
2
110 Grip
2
90 Grip
4
310 blanca
6
405 mm
4
MIR 1
MIR 3
MIR 4
93
Tabla 4.11: Producción de las máquinas de inyección. (Continuación)
Máquina
Modula 100
Tapa
Cavidades
Máquina
Tapa
Cavidades
310 mm
6
MIR 4
38 mm
6
110 Grip
2
110 Grip
2
90 Grip
4
110 mm
2
38 mm
6
405 mm
2
28 mm
12
405 mm
2
405 mm
4
110 mm
2
110 mm
2
110 Grip
2
28 mm
12
38 mm
6
110 mm
2
Sandretto
Modula 60
Semeraro
Sandretto
42 mm
PDV
8
4.1.4 Capacidad de refrigeración y caudales requeridos por el sistema de
enfriamiento.
De la información presente en las tablas 2.1 a la 2.6, y de las tablas 4.8 a la 4.11,
considerando la condición crítica en estudio, donde las máquinas operan con los
conjuntos de tapas y envases en los moldes que requieren mayor extracción de calor,
se procede a determinar la capacidad de refrigeración y los caudales que se requieren
para que el sistema de enfriamiento pueda funcionar con todas las máquinas de
inyección y de soplado.
4.1.4.1 Tiempo de enfriamiento en las máquinas de inyección.
Para el cálculo del tiempo de enfriamiento (Ver ejemplo de cálculo en Apéndice
A) se considera una temperatura promedio del molde (𝑇𝑚 ) de 20℃, una temperatura
máxima de inyección (𝑇𝑖 ) de 260℃, y una temperatura promedio de extracción de la
pieza (𝑇𝑒 ) de 60℃. Estas temperaturas son suministradas por el departamento de
94
producción de la empresa, a excepción de la última 𝑇𝑒 , la cual se obtiene a través de
medición con un pirómetro (Ver especificaciones en Anexo A.2).
La difusividad térmica (𝛼) se calcula por medio de la ecuación 2.5 con los valores
de conductividad térmica, calor específico y densidadubicadas en las tablas 2.1 a la
2.6, según el material de la tapa, y el espesor (S) se ubica en la tabla 4.9 según las
características de la misma. En la tabla 4.12 se muestran los resultados obtenidos:
Tabla 4.12: Tiempo de enfriamiento de las tapas en estudio.
𝜶
S
𝒕𝒆𝒏𝒇
(𝒎𝒎𝟐 /s)
(mm)
(s)
110 mm
0,1272
2,20
6,10
110 Grip
0,1485
1,50
2,43
90 Grip
0,1485
1,30
1,82
310 blanca
0,1485
1,25
1,69
405 mm
0,1485
1,44
2,24
38 mm
0,1485
2,80
8,46
28 mm
0,1485
2,50
6,75
42 mm PDV
0,1485
2,00
4,32
42 mm genérica
0,1554
2,10
4,55
550 herbalife
0,1272
1,10
1,52
310 mm
0,1485
1,10
1,31
Tapa
4.1.4.2 Tasa de calor a extraer del conjunto de tapas en los moldes de las
máquinas de inyección.
La máxima temperatura de inyección registrada por el departamento de
producción de la empresa (260°C), una temperatura de extracción de la pieza de 60
95
°C, la masa de la tapa inyectada en el molde (Ver tabla 4.9), y tiempos de
enfriamiento (Ver tabla 4.12), se sustituyen junto a los valores de calor específico
correspondientes al material del que está hecho cada tapa, en la ecuación 2.7, y se
determina la tasa de calor a extraer de cada una de ellas (Ver ejemplo de cálculo en
Apéndice B.1), obteniendo los resultados que se observan en la tabla 4.13
Tabla 4.13: Tasa de calor a extraer de las tapas en estudio.
m
𝑪𝒑 𝒎𝒂𝒕𝒆𝒓𝒊𝒂𝒍
𝑻𝒊
𝑻𝒆
𝒕𝒆𝒏𝒇
𝑸̇𝒕𝒂𝒑𝒂
(kg)
(kJ/kg°C)
(°C)
(°C)
(s)
(kW)
110 mm
0,0155
1,88
260
60
6,10
0,9554
110 Grip
0,0245
2,30
260
60
2,43
4,6379
90 Grip
0,0140
2,30
260
60
1,82
3,5385
310 blanca
0,0140
2,30
260
60
1,69
3,8107
405 mm
0,0245
2,30
260
60
2,24
5,0313
38 mm
0,0051
2,30
260
60
8,46
0,2773
28 mm
0,0025
2,30
260
60
6,75
0,1704
0,0045
2,30
260
60
4,32
0,4792
0,0060
2,30
260
60
4,55
0,6066
0,0163
1,88
260
60
1,52
4,0321
0,0140
2,30
260
60
1,31
4,9160
Tapa
42 mm
PDV
42 mm
genérica
550
herbalife
310 mm
De esta manera, con los valores de la tasa de calor a extraer de cada tapa junto con
el número de cavidades que poseen los moldes de éstas, se reemplazan en la ecuación
3.1, considerando la tasa de calor debido al ambiente es por convección natural,
donde presenta una diferencia de temperatura, entre el molde y el ambiente, muy
96
pequeña en comparación con la de los envases o tapas en el molde durante el proceso
de solidificación del plástico, llegando a no considerarse en los cálculos (𝑄̇𝑎𝑚𝑏 ≈ 0).
Para obtener la tasa de calor a extraer de cada conjunto de tapas en los moldes de
inyección (Ver ejemplo de cálculo en Apéndice B.2), como se muestra en la tabla
4.14.
Tabla 4.14: Tasa de calor a extraer de los conjuntos de tapas en los moldes de inyección.
Tapa
Cavidades
𝑸̇𝒕𝒂𝒑𝒂
𝑸̇𝒄𝒐𝒏𝒋 𝒕𝒂𝒑𝒂
(kW)
(kW)
2
110 mm
1,9108
0,9554
4
3,8216
110 Grip
2
4,6379
9,2758
90 Grip
4
3,5385
14,1540
310 blanca
6
3,8107
22,8642
2
405 mm
10,0626
5,0313
4
20,1252
38 mm
6
0,2773
1,6638
28 mm
12
0,1704
2,0448
42 mm PDV
8
0,4792
3,8336
42 mm genérica
8
0,6066
4,8528
550 herbalife
4
4,0321
16,1284
310 mm
6
4,9160
29,4960
4.1.4.3 Tasa de calor a extraer y caudal crítico del agua de enfriamiento de
los conjuntos de tapas en los moldes de las máquinas de inyección.
De la tabla 4.14 se seleccionan los conjuntos de tapas en los moldes, con los que
trabaja cada una de las máquinas de inyección según la tabla 4.11, que presenten la
tasa de calor a extraer más elevada, y de esta manera se determina el caudal requerido
97
por estos para su enfriamiento (Ver ejemplo de cálculo en Apéndice C) en función ala
condición crítica en estudio, por medio de las ecuaciones 2.6 y 3.2, mostrando los
resultados en la tabla 4.15.
Se considera una variación de temperatura promedio de 4°C, el cual se determina
con la ayuda de las mediciones y lecturas realizadas con el pirómetro mencionado
anteriormente (Ver tabla AC en Apéndice C), un calor específico del agua de 4,19
kJ/kg℃, y una densidad del fluido de 1.000 kg/𝑚3 .
Tabla 4.15: Tasa de calor a extraer y caudal crítico de agua de enfriamiento de los conjuntos de tapas
en los moldes.
Máquina
Tapa
𝑸̇𝒄𝒐𝒏𝒋 𝒕𝒂𝒑𝒂
∆𝑻
𝒎̇
𝑽̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆
(kW)
(℃)
(kg/s)
(𝒎𝟑 /h)
Arburg 1
550 herbalife
16,1284
4
0,9623
3,4643
Arburg 2
110 Grip
9,2758
4
0,5534
1,9924
Arburg 3
110 Grip
9,2758
4
0,5534
1,9924
Arburg 4
310 blanca
22,8642
4
1,3642
4,9112
MIR 1
110 mm
1,9108
4
0,1142
0,4111
MIR 3
405 mm
20,1252
4
1,2008
4,3228
MIR 4
405 mm
20,1252
4
1,2008
4,3228
Modula 100
310 mm
29,4960
4
1,7599
6,3357
Modula 60
405 mm
10,0626
4
0,6004
2,1614
Sandretto
42 mm PDV
3,8336
4
0,2287
0,8234
Semeraro
405 mm
10,0626
4
0,6004
2,1614
Total
153,16 kW
32,90 𝑚3 /h
98
4.1.4.4 Tasa de calor a extraer de los conjuntos de envases en los moldes de
las máquinas de soplado.
Con la ayuda de los valores de tiempo de enfriamiento de los envases en estudio
suministrados por el departamento de producción de la empresa, del número de
cavidades presentes en los moldes de cada uno éstos (Ver tabla 4.10), tomando en
cuenta una temperatura de fundición (𝑇𝑖 ) de 205℃ (valor máximo de fundición
suministrado por el departamento de producción de la empresa), y una temperatura de
extracción de la pieza (𝑇𝑒 ) de 60℃, valor medido a través del pirómetro, se obtiene la
tasa de calor a extraer de los conjuntos de envases en los moldes de soplado
utilizando las ecuaciones 2.6 y 3.1 (Ver ejemplo de cálculo en Apéndice D), donde
los resultados obtenidos son los que se observan en la tabla 4.16.
Como todos los envases en estudio están hechos del mismo material (PEAD) el
calor específico a utilizar en todos ellos es de 2,30 kJ/kg℃, según la tabla 2.4.
Tabla 4.16: Tasa de calor a extraer de los conjuntos de envases en los moldes de soplado.
m
𝒕𝒆𝒏𝒇
𝑸̇𝒆𝒏𝒗𝒂𝒔𝒆
n°
𝑸̇𝒄𝒐𝒏𝒋 𝒆𝒏𝒗𝒂𝒔𝒆
(kg)
(s)
(kW)
cavidades
(kW)
1
7,2203
0,21650
10
7,2203
2
14,4406
3
8,3607
6
16,7214
2
3,6862
4
7,3724
1
2,6057
2
5,2114
Envase
8041 galón
cuadrado
604
355 ml
1 litro
estriado
0,07521
0,06632
0,05860
9
12
7,50
2,7869
1,8431
2,6057
99
Tabla 4.16: Tasa de calor a extraer de los conjuntos de envases en los moldes de soplado.
(Continuación)
m
𝒕𝒆𝒏𝒇
𝑸̇𝒆𝒏𝒗𝒂𝒔𝒆
n°
𝑸̇𝒄𝒐𝒏𝒋 𝒆𝒏𝒗𝒂𝒔𝒆
(kg)
(s)
(kW)
cavidades
(kW)
3
8,8668
0,07090
8
2,9556
6
17,7336
3
11,4378
6
22,8756
2
10,6080
4
21,2160
1
4,9126
2
9,8252
Envase
PDV
450 g
8040
Garrafa
Lubricante
0,05716
0,19085
0,26515
5
12
18
3,8126
5,3040
4,9126
Toddy 200 g
0,04718
7,95
1,9792
3
5,9376
Toddy 400 g
0,08256
8,75
3,1467
3
9,4401
Toddy 950 g
0,11402
9
4,2251
3
12,6753
3
10,4244
900 g
0,10315
9,90
3,4748
6
20,8488
2
6,6660
6
19,9980
2
5,4534
3
8,1801
6
16,3602
3
17,7249
6
35,4498
3
8,4324
402
702
0,946 litros
varios
1170 cc
Herbalife
0,04997
0,10220
0,08858
0,10114
5
12,50
5
12
3,3330
2,7267
5,9083
2,8108
100
4.1.4.5 Tasa de calor a extraer y caudal crítico del agua de enfriamiento de
los conjuntos de envases en los moldes de las máquinas de soplado.
Con los valores de la tasa de calor a extraer requerida en cada uno de los conjuntos
de envases en los moldes, se procede a seleccionar el más crítico, o elevado, para
cada una de las máquinas de soplado, según las tablas 4.10 y 4.16.
De igual manera, se determina el caudal necesario para el enfriamiento en estos
moldes utilizando las ecuaciones 2.7 y 3.2 (Ver ejemplo de cálculo en Apéndice E),
considerando una variación de temperatura del agua promedio de 4℃, un calor
específico del agua de 4,19 kJ/kg℃, y una densidad del fluido de 1.000 kg/𝑚3 .
Obteniendo los datos de caudal y tasa de calor a extraer observados en la tabla 4.17.
Tabla 4.17: Tasa de calor a extraer y caudal crítico del agua de enfriamiento de los conjuntos de
envases en los moldes.
Máquina
MP1
MP2
Envase
0,946 litros
varios
0,946 litros
varios
𝑸̇𝒄𝒐𝒏𝒋 𝒆𝒏𝒗𝒂𝒔𝒆
∆𝑻
𝒎̇
𝑽̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆
(kW)
(℃)
(kg/s)
(𝒎𝟑 /h)
35,4498
4
2,1151
7,6145
35,4498
4
2,1151
7,6145
MP3
Toddy 950 g
12,6753
4
0,7563
2,7226
MP4
8040
21,2160
4
1,2659
4,5571
MP5
Toddy 950 g
12,6753
4
1,2659
2,7226
MP6
450 g
22,8756
4
1,3649
4,9136
MP7
PDV
17,7336
4
1,0581
3,8091
MP8
PDV
17,7336
4
1,0581
3,8091
35,4498
4
2,1151
7,6145
MP9
0,946 lts
varios
101
Tabla 4.17: Tasa de calor a extraer y caudal crítico de los conjuntos de envases en los moldes.
(Continuación)
Máquina
Envase
𝑸̇𝒄𝒐𝒏𝒋 𝒆𝒏𝒗𝒂𝒔𝒆
∆𝑻
𝒎̇
𝑽̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆
(kW)
(℃)
(kg/s)
(𝒎𝟑 /h)
Techne 1
8040
10,6080
4
0,6329
2,2786
Techne 2
450 g
11,4378
4
0,6824
2,4568
Uniloy 2
402
19,9980
4
1,1932
4,2955
14,4406
4
0,8616
3,1018
14,4406
4
0,8616
3,1018
Uniloy 4
Uniloy 3
8041 galón
cuadrado
8041 galón
cuadrado
Comec 4
702
5,4534
4
0,3254
1,1714
Comec 6
702
5,4534
4
0,3254
1,1714
Comec 2
402
6,6660
4
0,3977
1,4318
AKEI
355 ml
7,3724
4
0,4399
1,5836
Total
307,13 kW
65,97 𝑚3 /h
4.1.4.6 Tasa de calor a extraer del aceite en los intercambiadores de calor
de las máquinas de inyección y de soplado.
La tasa de calor a extraer del aceite y el caudal necesario en los intercambiadores
de calor de cada una de las máquinas de conformado de plástico, se obtienen con base
a la información presente en las tablas 4.1 a la 4.5, y de la prueba de caudal, de la
siguiente manera:
En la prueba de caudal se utiliza las máquinas MP9, MP3 y Arburg 1, cuando se
encuentran operando 3 sopladoras y 3 inyectoras (Arburg 2, Arburg 3, Arburg 4,
Uniloy 4, Akey y Comec 2) por encima de los parámetros mínimos requeridos para
su funcionamiento adecuado. En la figura 4.1 se pueden observar estas máquinas.
102
Las dimensiones del recipiente utilizado en la prueba de caudal son:
-Altura = 42 cm.
-Radio mayor = 19,50 cm.
-Radio menor = 15 cm.
Con el fin de reducir los caudales del agua de enfriamiento suministrados a la
Arburg 1 (operando con la tapa 110 Grip), MP3 (operando con el envase de Toddy de
950 g) y demás maquinas presentes en la prueba de caudal, acercándolos lo más
posible a los mínimos requeridos por éstas, y de esta manera asegurar que en el
rediseño del sistema de enfriamiento se les suministre un flujo volumétrico por
encima de los mismos, se desconecta la tubería de alimentación de la MP9 y se deja
fluir el fluido de enfriamiento a la atmosfera.
Luego, se aplica el procedimiento de la prueba de caudal a la inyectora Arburg 1 y
a la sopladora MP3, utilizando un manómetro cuyas especificaciones se encuentran
en el Anexo A.3, obteniendo los resultados mostrados en la tabla 4.18:
Tabla 4.18: Resultados obtenidos de presión de línea, tiempo de llenado y altura del agua de
enfriamiento.
Presión de línea
t
h
kPa (psi)
(s)
(m)
MP3
296,65 (43)
28,5
0,35
Arburg 1
310,30 (45)
24,5
0,30
Máquina
El radio mayor del fluido en el recipiente (R), el volumen ocupado por éste (V)y el
caudal del fluido a través de las máquinas (V̇𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 ) utilizadas en la prueba, se
103
determinan por medio de las ecuaciones 3.3, 3.4 y 3.5 (Ver ejemplo de cálculo en
Apéndice F.1) respectivamente, obteniendo los resultados presentes en la tabla 4.19:
Tabla 4.19: Radio mayor, volumen ocupado y caudal del agua de enfriamiento.
R
V
𝐕̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍
(m)
(m3)
m3/h (gpm)
MP3
0,1875
0,03145
3,9632(17,45)
Arburg 1
0,1822
0,02557
3,7588 (16,55)
Máquina
Finalmente, en la tabla 4.20 se presentan los valores del caudal que fluye a través
del intercambiador de calor de las máquinas MP3 y Arburg 1, obtenidos mediante la
resta del caudal total, que se le suministra a cada una, menos el requerido para el
enfriamiento del conjunto de tapas o envase en el molde según las tablas 4.15 y 4.17:
Tabla 4.20: Caudales que fluyen por los intercambiadores de calor de las máquinas utilizadas en la
prueba de caudal de agua de enfriamiento.
𝑽̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍
𝑽̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆
𝑽̇𝑰𝑪
(m3/h)
(m3/h)
(m3/h)
MP3
3,9632
2,7226
1,2406
Argurb1
3,7588
1,9924
1,7664
Máquina
104
Figura 4.1: Máquinas operativas y utilizadas en la prueba de caudal de agua de enfriamiento.
Los valores de caudal de agua de enfriamiento que fluyen a través de los
intercambiadores de calor presentes en la tabla 4.20, se utilizan para las máquinas de
las cuales no se posee información respecto a dicho parámetro que, junto con los
105
valores de caudal en las tablas 4.1 a la 4.5, 4.15 y 4.17, se obtienen los resultados que
se observan en las tablas 4.21 y 4.22.En el Apéndice F.2 se muestra un ejemplo de
cálculo de cómo se determinaron estos resultados.
Se considera una variación de temperatura de 8℃, la cual se obtiene de las lecturas
realizadas a la entrada y salida del agua en los intercambiadores de calor de diferentes
máquinas por medio del pirómetro utilizado anteriormente (Ver tabla AF en
Apéndice F.2), y un calor especifico del agua de 4,19 kJ/kg°C.
Tabla 4.21: Caudal del agua de enfriamiento y tasa de calor a extraer del aceite en los intercambiadores
de calor de las máquinas de inyección.
𝑽̇𝑰𝑪
𝒎̇
𝑸̇𝒂𝒄𝒆𝒊𝒕𝒆
(𝒎𝟑 /𝒉)
(kg/s)
(kW)
Arburg 1
1,766
0,5475
18,3522
Arburg 2
1,766
0,5475
18,3522
Arburg 3
1,766
0,5475
18,3522
Arburg 4
1,766
0,5475
18,3522
MIR 1
1,5
0,4167
13,9678
MIR 3
1,5
0,4167
13,9678
MIR 4
1,5
0,4167
13,9678
Modula 100
1,7
0,4722
15,8282
Modula 60
1,6
0,4444
14,8962
Sandretto
0,77
0,2139
7,71
Semeraro
1,766
0,5475
18,3522
Total I.C.
18,45 𝑚3 /ℎ
Máquina
171,56 kW
106
Tabla 4.22: Caudal de agua de enfriamiento y tasa de extracción de calor del aceite en los
intercambiadores de calor de las máquinas de soplado.
𝑽̇𝑰𝑪
𝒎̇
𝑸̇𝒂𝒄𝒆𝒊𝒕𝒆
(𝒎𝟑 /𝒉)
(kg/s)
(kW)
MP1
1,241
0,3447
11,5544
MP2
1,241
0,3447
11,5544
MP3
1,241
0,3447
11,5544
MP4
1,241
0,3447
11,5544
MP5
1,241
0,3447
11,5544
MP6
1,241
0,3447
11,5544
MP7
1,241
0,3447
11,5544
MP8
1,241
0,3447
11,5544
MP9
1,241
0,3447
11,5544
Techne 1
1,241
0,3447
11,5544
Techne 2
1,241
0,3447
11,5544
Uniloy 2
1,241
0,3447
11,5544
Uniloy 4
1,241
0,3447
11,5544
Uniloy 3
1,241
0,3447
11,5544
Comec 4
1,241
0,3447
11,5544
Comec 6
1,241
0,3447
11,5544
Comec 2
1,241
0,3447
11,5544
AKEI
1,241
0,3447
11,5544
Máquina
Total I.C.
3
22,34𝑚 /ℎ
207,98kW
107
4.1.4.7 Tasa de calor absorbida por las tuberías de los tramos que
componen el sistema de enfriamiento.
Para la determinación de la tasa de calor absorbida por las tuberías de los tramos
que componen el sistema de enfriamiento, se selecciona el caudal resultante de la
sumatoria de los caudales que pueden suministrar las bombas 2 y 3 (160𝑚3 /ℎ),
debido a que es el más crítico, donde considerando una densidad de 1.000 kg/𝑚3 se
obtiene que el flujo másico a utilizar es igual a 44,44 kg/s, introduciendo este valor,
junto con el de una variación de temperatura de 1℃ y un calor específico de 4,19
kJ/kg℃, en la ecuación 2.7, resultando en lo siguiente:
𝑄̇𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟𝑖𝑎𝑠 = (44,44 𝑘𝑔/𝑠) ∙ (4,19 𝑘𝐽/𝑘𝑔℃) ∙ (1℃)
⌈𝑸̇𝒕𝒖𝒃𝒆𝒓𝒊𝒂𝒔 = 𝟏𝟖𝟔, 𝟐𝟎 𝒌𝑾⌋
4.1.4.8 Capacidad de refrigeración total requerida por el sistema de
enfriamiento.
Se determina la tasa de calor total a extraer de los moldes de las máquinas de
inyección y de soplado obtenidos en las tablas 4.15 y 4.17, por medio de la ecuación
3.7:
𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 153,16 kW + 307,13 kW
⌈𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗,𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 460,29 𝑘𝑊⌋
Para el aceite en los intercambiadores de calor de las máquinas, se introducen los
valores de las tasas de calor a extraer obtenidos en las tablas 4.21 y 2.22 en la
ecuación 3.8:
𝑄̇𝐼𝐶 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 171,56 kW + 207,99 kW
⌈𝑄̇𝐼𝐶 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 379,54 kW⌋
108
Estos valores de tasas de calor se sustituyen en la ecuación 3.6, junto el calor
absorbido por los tramos de tuberías, obteniendo que la capacidad de refrigeración
total requerida por el sistema de enfriamiento, sea igual a:
𝑄̇𝐶𝑅,𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎 = 460,29 𝑘𝑊 + 379,54 kW + 186,20 𝑘𝑊
⌈𝑸̇𝑪𝑹,𝒓𝒆𝒒𝒖𝒆𝒓𝒊𝒅𝒂 = 𝟏. 𝟎𝟐𝟔, 𝟎𝟑 𝒌𝑾⌋
4.2
SELECCIÓN
Y
DIMENSIONAMIENTO
DE
LOS
ELEMENTOS
NECESARIOS PARA EL REDISEÑO DEL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO.
Ya conocidos los parámetros de operación requeridos por el sistema de
enfriamiento, determinados anteriormente, para funcionar con todas las máquinas
operativas presentes en la empresa, según la condición crítica en estudio, se procede a
compararlos con los que pueden suministrar los equipos actualmente en uso, con lo
cual se verifica si son capaces de satisfacer esta demanda, y seleccionar los equipos
y/o
elementos
necesarios
que
contribuyan
con
ello,
considerando
el
dimensionamiento realizado a los tramos de tubería según las velocidades
recomendadas para fluidos en la tabla 2.8, y la modificación del arreglo del sistema
de suministro del agua de enfriamiento en algunas máquinas.
4.2.1 Dimensionamiento de los tramos de tubería del sistema de enfriamiento.
Se calculan los diámetros internos requeridos por las tuberías nuevas para los
tramos del sistema de enfriamiento mediante la ecuación 3.9, debido a que la mayoría
de las tuberías actuales tienen mucho deterioro y desgaste, considerando las
velocidades promedio recomendadas para servicio general en la tabla 2.8, y los
caudales en cada uno de ellos según los valores de caudal presentes en la tabla 4.23
(Ver ejemplo de cálculo en Apéndice G.1 de cómo se obtienen estos últimos).
Luego, estos valores de diámetro calculados se comparan con los de la tabla en el
Anexo A.4, y se seleccionan los más cercanos o aproximados, obteniendo los
109
resultados que se observan en la tabla 4.24 (Ver ejemplo de cálculo en Apéndice
G.2).
El material de la tubería en estudio para los tramos del sistema de enfriamiento es
de acero comercial o acero al carbono, cédula 40.
Tabla 4.23: Caudales de agua de enfriamiento requeridos por cada una de las máquinas de soplado y de
inyección.
Máquina
𝑽̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍
(𝒎𝟑 /𝒉)
Máquina
𝑽̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍
(𝒎𝟑 /𝒉)
Arburg 1
3,46
MP5
3,96
Arburg 2
1,99
MP6
6,15
Arburg 3
1,99
MP7
5,05
Arburg 4
4,91
MP8
5,05
MIR 1
1,92
MP9
8,85
MIR 3
4,32
Techne 1
2,28
MIR 4
4,32
Techne 2
2,46
Modula 100
8,04
Uniloy 2
4,30
Modula 60
2,16
Uniloy 4
3,10
Sandretto
0,82
Uniloy 3
3,10
Semeraro
2,16
Comec 4
2,41
MP1
8,85
Comec 6
2,41
MP2
8,85
Comec 2
1,43
MP3
3,96
AKEI
1,58
MP4
5,80
Total
115,70
110
En la figura 4.2 se identifican las máquinas y puntos de convergencia, así como
los nodos, entre los tramos principales y los de las máquinas que conforman el
sistema de inyección y de soplado.
Tabla 4.24: Diámetro de los tramos de tubería en el sistema de enfriamiento.
𝑽̇𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐
𝑽𝒇
∅𝒊𝒏𝒕
∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍
𝒆
(𝒎𝟑 ⁄𝒉)
(m/s)
(m)
(m) [inch]
(m)
D–A
115,7
2,49
0,1282
0,1270 (5)
0,00655
A – n2
10,56
2,23
0,0409
0,0381 (1 1/2)
0,00368
n2 – I 3
4,32
2,16
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n2 – n1
6,23
1,79
0,0351
0,0318 (1 1/4)
0,00224
n1 – I 2
4,32
2,16
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n1 – I 1
1,91
0,95
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
A – n3
4,57
2,28
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n3 – I 11
2,16
1,08
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n3 – S 1
2,41
1,20
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
A–R
100,58
2,16
0,1282
0,1270 (5)
0,00655
R – n5
96,05
2,07
0,1282
0,1270 (5)
0,00655
n5 – S 4
1,58
0,79
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n5 – J
94,47
2,03
0,1282
0,1270 (5)
0,00655
R – n4
4,53
2,26
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n4 – S 3
3,10
1,55
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n4 – S 2
1,43
0,71
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
J – n13
31,12
2,80
0.0627
0,0635 (2 1/2)
0,00516
n13 – I 5
8,05
4,02
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n13 – n14
23,08
2,96
0,0525
0,0508 (2)
0,00391
n14 – I 6
2,16
1,08
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
Tramo
111
Tabla 4.24: Diámetro de los tramos de tubería en el sistema de enfriamiento. (Continuación)
𝑽̇𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐
𝑽𝒇
∅𝒊𝒏𝒕
∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍
𝒆
(𝒎𝟑 ⁄𝒉)
(m/s)
(m)
(m) [inch]
(m)
n14 – n15
20,92
2,68
0,0525
0,0508 (2)
0,00391
n15 – I 7
4,91
2,45
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n15 – n16
16,01
2,05
0,0525
0,0508 (2)
0,00391
n16 – I 8
1,99
0,99
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n16 – n17
14,02
3,05
0,0409
0,0381 (1 1/2)
0,00368
n17 – I 9
1,99
0,99
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n17 – n18
12,03
2,54
0,0409
0,0381 (1 1/2)
0,00368
n18 – I 10
3,46
1,73
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n18 – n19
8,56
2,46
0,0351
0,0318 (1 1/4)
0,00224
n19 – S 17
2,41
1,20
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n19 – S 18
6,15
3,07
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
J – n6
63,34
2,14
0,1023
0,1016 (4)
0,00602
n6 – S 5
3,10
1,55
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n6 – I 4
0,82
0,41
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n6 – n7
59,42
2,01
0,1023
0,1016 (4)
0,00602
n7 – S 6
5,05
2,52
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n7 – S 7
8,85
4,42
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n7 – n8
45,52
2,65
0,0779
0,0762 (3)
0,00549
n8 – S 8
5,05
2,52
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n8 – S 9
8,85
4,42
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n8 – G
31,61
2,84
0.0627
0,0635 (2 1/2)
0,00516
G – n9
8,08
2,32
0,0351
0,0318 (1 1/4)
0,00224
n9 – S 11
2,28
1,14
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
Tramo
112
Tabla 4.24: Diámetro de los tramos de tubería en el sistema de enfriamiento. (Continuación)
𝑽̇𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐
𝑽𝒇
∅𝒊𝒏𝒕
∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍
𝒆
(𝒎𝟑 ⁄𝒉)
(m/s)
(m)
(m) [inch]
(m)
n9 – S 10
6,15
3,07
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
G – n10
23,53
2,12
0.0627
0,0635 (2 1/2)
0,00516
n10 – S 12
2,46
1,23
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n10 – n11
21,07
2,70
0,0525
0,0508 (2)
0,00391
n11 – S 13
3,96
1,98
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n11 – n12
17,11
2,20
0,0525
0,0508 (2)
0,00391
n12 – S 14
3,96
1,98
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n12 – n20
13,15
2,78
0,0409
0,0381 (1 1/2)
0,00368
n20 – S 15
8,85
4,42
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
n20 – S 16
4,30
2,15
0,0266
0,0254 (1)
0,00338
A–T
115,7
2,49
0,1282
0,1270 (5)
0,00655
Tramo
En los tramos de tubería que van hacia las máquinas (Ver figura 4.3) se deja un
diámetro de tubería de 2,54 cm (1 inch), debido a que las entradas de agua fría de
éstas poseen esa dimensión, por lo que en algunos de estos tramos se presentan
velocidades promedio del fluido fuera del intervalo de las recomendadas para servicio
general.
Conocidos los diámetros de las tuberías nuevas de los tramos que componen el
sistema de enfriamiento, se procede a verificar si la superficie exterior de los mismos,
incluyendo el aislante que los recubre, no llega a la temperatura del punto de rocío de
14℃ (Ver ejemplo de cálculo en el Apéndice G.3), obteniendo lo siguiente en la tabla
4.25:
113
Figura 4.2: Máquinas, puntos de convergencia y nodosque conforman el sistema de inyección y de
soplado.
Figura 4.3: Tramo de tubería que va hacia la máquina.
114
Tabla 4.25: Temperatura en la superficie exterior de los tramos de tubería con aislante.
∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍
𝒆𝒂𝒊𝒔𝒍𝒂𝒏𝒕𝒆
𝑻𝒔𝒆
∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍
𝒆𝒂𝒊𝒔𝒍𝒂𝒏𝒕𝒆
𝑻𝒔𝒆
(m) [inch]
(m) [inch]
(°C)
(m) [inch]
(m) [inch]
(°C)
0,0254 (1)
0,0381 (1 1/2)
16,05
0,0635 (2 1/2)
0,0254 (1)
15,84
0,0318 (1 1/4)
0,0381 (1 1/2)
16,40
0,0762 (3)
0,0254 (1)
15,97
0,0381 (1 1/2)
0,0381 (1 1/2)
16,63
0,1016 (4)
0,0254 (1)
16,14
0,0508 (2)
0,0254 (1)
15,67
0,1270 (5)
0,0254 (1)
16,21
Esto indica que ninguna de las superficies exteriores de los tramos de tubería que
componen el sistema de enfriamiento alcanza la temperatura del punto de rocío con
un espesor del aislante de 0,0254 m (1inch) y de 0,0381 m (1 1/2 inch), evitando de
esta manera la generación de depósitos de agua en el suelo que puedan provocar
accidentes dentro de las instalaciones de la empresa.
4.2.2 Selección del equipo Chiller para la estación de refrigeración.
El valor de la capacidad de refrigeración total requerido por el sistema de
enfriamiento se compara con el total que pueden suministrar los cuatro Chillers
presentes en la empresa actualmente de la siguiente manera:
𝑸̇𝑪𝑹,𝒓𝒆𝒒𝒖𝒆𝒓𝒊𝒅𝒂 > 𝑸̇𝑪𝑹,𝒔𝒖𝒎𝒊𝒏𝒊𝒔𝒕𝒓𝒂𝒅𝒂
𝟏. 𝟎𝟐𝟔, 𝟎𝟑 𝒌𝑾 > 757,52 𝑘𝑊
Se observa que hay una diferencia de 268,51 kW de capacidad de refrigeración
por debajo de la que se requiere, por lo que se procede a seleccionar el equipo Chiller
que contribuya a satisfacer dicho parámetro, por medio del catálogo del Carrier para
modelos Aquaforce 30XAA (Ver Anexos A.5 y A.6), obteniendo la siguiente
información en la tabla 4.26:
115
Tabla 4.26: Características del modelo del equipo Chiller seleccionado.
Características
Denominación
Marca
Carrier
Modelo
30XAA160
Capacidad nominal
562,70 kW (160 TRF)
Capacidad teórica
535,10 kW (152,30 TRF)
Caudal mínimo
37,48 𝑚3 /ℎ (165gpm)
Caudal máximo
149,90 𝑚3 /ℎ (660gpm)
Caudal nominal
82,72 𝑚3 /ℎ (364,20 gpm)
Caída de presión nominal
38,90 kPa (5,64 psi)
Refrigerante
134 a
Número
1 unidad
Este equipo (Chiller 1) reemplaza a los Chillers 3 y 4 en la estación de
refrigeración (Ver figura 4.4) que, junto con los Chillers 2 y 5 según la tabla 4.6,
suman una capacidad de refrigeración igual a:
𝑄̇𝐶𝑅,𝑠𝑢𝑚𝑖𝑛𝑖𝑠𝑡𝑟𝑎𝑑𝑜 = 562,70 𝑘𝑊 + 254,97 𝑘𝑊 + 254,97 𝑘𝑊
⌈𝑸̇𝑪𝑹,𝒔𝒖𝒎𝒊𝒏𝒊𝒔𝒕𝒓𝒂𝒅𝒐 = 𝟏. 𝟎𝟕𝟐, 𝟔𝟒 𝒌𝑾⌋
Por lo que;
𝟏. 𝟎𝟕𝟐, 𝟔𝟒 𝒌𝑾 > 1.026,03 𝑘𝑊
𝑸̇𝑪𝑹,𝒔𝒖𝒎𝒊𝒏𝒊𝒔𝒕𝒓𝒂𝒅𝒂 > 𝑸̇𝑪𝑹,𝒓𝒆𝒒𝒖𝒆𝒓𝒊𝒅𝒂
116
Indicando que se satisface y sobrepasa la capacidad de refrigeración requerida por
el sistema de enfriamiento, asegurando a su vez, que se abarquen pérdidas térmicas o
de calor que no se hayan considerado en los cálculos realizados.
Figura 4.4: Esquema de la estación de refrigeración propuesta.
4.2.3 Selección de las bombas para la estación de bombeo.
Se determina el punto de trabajo del sistema de enfriamiento considerando el
camino crítico y los cambios en el dimensionamiento de los tramos de tubería que lo
componen. Luego se compara dicho punto de trabajo del sistema con el de las
bombas presentes en la estación de bombeo actual. Si las bombas actuales no
satisfacen el punto de trabajo se selecciona otro sistema de bombeo. Para determinar
si las bombas satisfacen el punto de trabajo es necesario calcular las perdidas
hidráulicas en los tramos de tubería del camino crítico del sistema de enfriamiento, en
la estación de refrigeración y en la maquina presente en dicho camino.
Posteriormente, se procede al estudio de los fenómenos de cavitación y golpe de
ariete en el sistema, según las características del modelo del sistema de bombeo
seleccionado, y de los tramos de tubería en estudio.
117
En la figura 4.5 se muestra una representación del camino crítico del sistema de
enfriamiento, utilizado para la determinación de la altura de máquina requerida por el
mismo.
Figura 4.5: Camino crítico en el sistema de enfriamiento.
4.2.3.1 Pérdidas hidráulicas en los tramos de tubería del camino crítico del
sistema de enfriamiento.
Mediante la ecuación 2.12 se determinan las pérdidas hidráulicas en los tramos de
tubería que componen el camino crítico en el sistema de enfriamiento, con ayuda de
los valores de caudal presentes en la tabla 4.24, considerando un factor porcentual de
pérdidas hidráulicas por accesorios de 10 %.
118
Las pérdidas hidráulicas por cada 100 metros de tramo de tubería a utilizar son
extraídas del Manual del Instituto Hidráulico [29], e introducidos en la ecuación 2.12,
para tuberías de acero comercial cédula 40, según el diámetro nominal del tramo.
Para la determinación del camino crítico se calcula las pérdidas hidráulicas por todos
los caminos que van hacia cada una de las máquinas, y el que arroje el mayor valor es
el utilizado para los cálculos en el sistema de bombeo. En la tabla 4.27 se presentan
las pérdidas hidráulicas en los tramos de tubería del camino crítico.
Tabla 4.27: Pérdidas hidráulicas en el camino crítico del sistema de enfriamiento.
∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍
L
𝑽̇𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐
𝒉𝒇𝒎𝒂𝒏𝒖𝒂𝒍
𝒉𝒇
(m)
(m)
(𝒎𝟑 /𝒉)
𝒎. 𝒄. 𝒇/ 100 m
(m.c.f)
A–T
0,1270 (5)
6,87
115,70
4,737
0,358
A–R
0,1270 (5)
6,77
100,58
3,572
0,266
R – n5
0,1270 (5)
3
96,05
3,273
0,108
n5 – J
0,1270 (5)
10,61
94,47
3,227
0,368
J – n13
0,0635 (2 1/2)
29,66
31,12
13,701
4,470
n13-n14
0,0254 (1)
2,90
23,08
17,367
0,554
n14-n15
0,0508 (2)
2,76
20,92
14,262
0,433
D–A
0,1270 (5)
13,72
115,70
4,737
0,715
Tramo
4.2.3.2 Pérdidas hidráulicas en la estación de refrigeración.
Se procede a determinar la pérdidas hidráulicas en la estación de refrigeración, por
medio de las curvas de caída de presión en el condensador de los modelos 30XAA160 y 030GT070 (Ver Anexo A.7 y A.8), tomando en cuenta el que presente el valor
más elevado o crítico entre ambos modelos.
En el Apéndice H.1 se observa este procedimiento, obteniendo:
119
⌈𝒉𝒇𝑬𝒔𝒕,𝒓𝒆𝒇 = 𝟐, 𝟖𝟑𝟒𝟒 𝒎. 𝒄. 𝒇⌋
4.2.3.3 Pérdidas hidráulicas en la máquina presente en el camino crítico
del sistema de enfriamiento.
Se determinan las pérdidas hidráulicas en la máquina presente en el camino crítico
del sistema de enfriamiento mediante la ecuación 2.13, tomando en cuenta la
modificación de su sistema de distribución del agua de enfriamiento, realizando
previamente lo siguiente:
Manteniendo la misma presión de entrada de la tabla 4.18, se lee la presión a la
salida del fluido de enfriamiento, con ayuda del manómetro, de las máquinas MP3 y
Arburg 1, y con ambos valores se obtiene la caída de presión en dichas máquinas. Al
dividir estas caídas de presión entre el peso específico del agua (9,81kN/𝑚3 ) se
obtienen las pérdidas hidráulicas de estas máquinas, observándose estos valores en la
tabla 4.28:
Tabla 4.28: Pérdidas hidráulicas en las máquinas utilizadas en la prueba de caudal.
Presión
Presión
Caídas de
entrada
salida
presión
(kPa)
(kPa)
(kPa)
MP3
296,65
165,55
131,10
13,36
Arburg 1
310,30
220,60
89,70
9,1435
Máquina
𝒉𝒇𝒎𝒂𝒒𝒖𝒊𝒏𝒂
(m.c.f)
Se determinan los coeficientes de pérdidas hidráulicas de los moldes y de los
intercambiadores de calor de la MP3 y Arburg1, por medio de la ecuación 2.13,
utilizando los valores de caudal correspondiente a cada uno de los elementos
anteriores, según la tabla 4.20, y los valores de las pérdidas hidráulicas en la tabla
4.27, debido a que ambos elementos se encuentran en paralelo en dichas máquinas
120
(Ver figura 3.1), y poseen las mismas pérdidas hidráulicas, resultando en lo
presentado en la tabla 4.29.
Tabla 4.29: Coeficientes de pérdidas hidráulicas en los moldes y en los intercambiadores de calor de
las máquinas utilizadas en la prueba de caudal.
𝒌𝒇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆
𝒌𝒇𝑰𝑪
(𝐦. 𝐜. 𝐟/(𝒎𝟑 /𝒉)𝟐)
(𝐦. 𝐜. 𝐟/(𝒎𝟑 /𝒉)𝟐)
Arburg 1
2,9305
2,3033
MP3
1,8033
8,6772
Máquina
La máquina presente en el camino crítico del sistema de enfriamiento es la Arburg
4, la cual es una inyectora al igual que la Arburg 1, por lo que, basándose en que las
máquinas inyectoras poseen una estructura mecánica e hidráulica parecida entre ellas,
se utilizan los valores de coeficiente de pérdidas hidráulicas de la tabla 4.29 para esta
última, las cuales junto con los valores de caudal requeridos por elintercambiador de
calor y por el molde correspondiente a la Arburg 4, según las tablas 4.15 y 4.21, se
reemplazan en la ecuación 4.1, determinando las pérdidas hidráulicas en la máquina.
ℎ𝑓𝑚𝑎𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 = 𝑘𝑓𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒 ∙ 𝑉̇ 2 𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒 + 𝑘𝑓𝐼𝐶 ∙ 𝑉̇ 2 𝐼𝐶
Donde:
ℎ𝑓𝑚𝑎𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 : Pérdidas hidráulicas en la máquina (m.c.f).
𝑘𝑓𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒 : Coeficiente de pérdidas hidráulicas del molde (m.c.a/(𝑚3 /ℎ)2 ).
̇
𝑉𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒
: Caudal del fluido a través del molde (𝑚3 /ℎ).
𝑘𝑓𝐼𝐶 : Coeficiente de pérdidas hidráulicas del intercambiador de calor
(m.c.f/(𝑚3 /ℎ)2 ).
̇ : Caudal del fluido a través del intercambiador de calor (𝑚3 /ℎ).
𝑉𝐼𝐶
(4.1)
121
Sustituyendo valores en la ecuación 4.1, se obtiene:
ℎ𝑓𝑚𝑎𝑞𝑢𝑖𝑛𝑎 = (2,9305 m. c. f/(𝑚3 /ℎ)2 ) ∙ (4,9112 𝑚3 /ℎ)2
+ (2,3033 m. c. f/(𝑚3 /ℎ)2 ∙ (1,7660 𝑚3 /ℎ)2
⌈𝒉𝒇𝒎𝒂𝒒𝒖𝒊𝒏𝒂 = 𝟕𝟕, 𝟖𝟕 𝒎. 𝒄. 𝒇⌋
⌈𝒉𝒇𝑨𝒓𝒃𝒖𝒓𝒈 𝟒 = 𝟕𝟕, 𝟖𝟕 𝒎. 𝒄. 𝒇⌋
4.2.3.2 Altura de máquina.
Se determina la altura de máquina mediante un balance de energía en el camino
crítico del sistema de enfriamiento (Ver figura 4.5), por medio de las ecuaciones 2.11
y 2.12, en la línea de succión y en la de descarga (Ver cálculo en Apéndice H.2). Se
utilizan las pérdidas hidráulicas anteriormente calculadas, obteniendo el siguiente
resultado:
⌈𝑯𝒎𝒂𝒒 = 𝟗𝟒, 𝟑𝟖 𝒎. 𝒄. 𝒇⌋
4.2.3.3 Selección del modelo de las bombas y dimensionamiento de la
estación de bombeo.
El punto de trabajo de la bomba viene siendo el mostrado en la tabla 4.30:
Tabla 4.30: Punto de trabajo requerido por el sistema de enfriamiento.
Parámetro
Valor
Caudal
115,70𝑚3 /ℎ
Altura de máquina
94,38 m.c.f
Al compararlo con lo que pueden suministrar las bombas presentes en la estación
de bombeo actual según la tabla 4.7, se obtiene lo presentado en la tabla 4.31:
122
Tabla 4.31: Comparación entre los parámetros de operación suministrados por la estación de bombeo
actual y el punto de trabajo del sistema de enfriamiento.
Parámetro
Bomba 1
Bomba 2 y 3
Requerido
Altura de máquina
42,18 m.c.f
73,12 m.c.f
94,38 m.c.f
219,83 𝑚3 /ℎ
Caudal
115,70 𝑚3 /ℎ
Se observa que a pesar de que la estación de bombeo actual tiene la capacidad de
satisfacer el caudal del punto de trabajo del sistema de enfriamiento, no cumple lo
mismo para el caso de la altura de máquina. Por lo que, a partir del valor de la altura
de máquina mostrada en la tabla 4.30, se selecciona el modelo de las bombas a
utilizar en la estación de bombeo, cuyas características nominales son las que se
muestran en la tabla 4.32:
Tabla 4.32: Especificaciones del modelo de bomba seleccionado.
Característica
Denominación
Marca
KSB
Modelo
40 – 250
Eficiencia
58 %
Caudal
61 𝑚3 /ℎ (268,57 gpm)
Altura de máquina
113 m.c.f (370,73 ft.c.f)
NPSHr
4,50 m.c.f (14,76 ft.c.f)
Diámetro Rodete
260 mm
Potencia necesaria
33,93 kW (45,50 hp)
Velocidad de giro
3500 rpm
Diámetro del cubo
32 mm
Diámetro del ojo
80 mm
123
Los valores de los diámetros del cubo y del ojo, se obtuvieron de la tabla en el
Anexo A.9.
Se procede a calcular el número de bombas en paralelo necesarias, por medio de la
ecuación 2.14:
𝑁° 𝑑𝑒 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎𝑠 𝑒𝑛 𝑝𝑎𝑟𝑎𝑙𝑒𝑙𝑜 =
115,70 𝑚3 /ℎ
61 𝑚3 /ℎ
⌈𝑁° 𝑑𝑒 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎𝑠 𝑒𝑛 𝑝𝑎𝑟𝑎𝑙𝑒𝑙𝑜 = 1,90 ≈ 2 𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎𝑠⌋
Con lo cual el caudal de trabajo de las bombas es ahora igual a:
̇
𝑉𝐵𝑜𝑚𝑏𝑎
=
115,70 𝑚3 /ℎ
2
̇
⌈𝑉𝐵𝑜𝑚𝑏𝑎
= 57,85 𝑚3 /ℎ ⌋
En la curva de comportamiento de la bomba (Ver Anexo A.10 y Apéndice H.3), se
selecciona un punto de trabajo ubicado del lado derecho del punto de máxima
eficiencia, según la intersección de la curva de la bomba con la del sistema, para
válvulas y/o accesorios que no hayan sido considerados en el estudio, y se asegura
que la bomba satisfaga las condiciones requeridas por el sistema, obteniendo la
información mostrada en la tabla 4.33.
Tabla 4.33: Condiciones del punto de trabajo de la bomba.
Parámetro
Valor
Caudal
62,5 𝑚3 /ℎ (272,97 gpm)
Altura de máquina
110 m.c.f (369,09 ft.c.f)
Potencia
34,30 kW (46 hp)
124
Tabla 4.33: Condiciones del punto de trabajo de la bomba. (Continuación)
Parámetro
Valor
Eficiencia
57,90 %
NPSHr
4,60 m.c.f (15,09 ft.c.f)
Con el valor del caudal de trabajo de cada bomba, las velocidades promedio
recomendadas para fluidos (Ver tabla 2.8) según los intervalos para succión y
descarga de la bomba, se emplea la ecuación 3.9, resultando en los valores para las
dimensiones de los tramos que se presentan en la tabla 4.34, correspondientes a
tuberías de acero comercial, cédula 40(Ver cálculo en Apéndice H.4):
Tabla 4.34: Dimensiones de los tramos de la estación de bombeo.
𝑽̇𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐
𝑽𝒇
∅𝒊𝒏𝒕
∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍
L
(𝒎𝟑 /𝒉)
(m/s)
(m)
(cm) [inch]
(m)
Succión
62,50𝑚3 /ℎ
2,10
0,1023
10,16 (4)
4
Descarga
62,50𝑚3 /ℎ
3,61
0,0779
7,62 (3)
4
Tramo
A continuación se muestra el esquema de la estación de bombeo propuesta en la
figura 4.6.
Figura 4.6: Estación de bombeo propuesta.
125
4.2.3.4 Estudio del fenómeno de golpe de ariete en el modelo de bomba
seleccionado.
Debido a que el fenómeno golpe de ariete es la sobrepresión que se puede generar
en el sistema, se realiza su respectivo estudio en el camino crítico (Ver figura 4.5) del
sistema de enfriamiento (Ver cálculo en Apéndice H.5). Se obtiene que el tiempo de
cierre de válvula sea lento, es decir, que en ningún punto del sistema se alcanzará la
sobrepresión máxima, por lo que se emplea la ecuación 2.19 para el cálculo de esta
última:
∆𝐻 =
2 ∙ (112,20 𝑚) ∙ (3,20 𝑚/𝑠)
(9,81 𝑚/𝑠 2 ) ∙ (0,7304 𝑠)
⌈∆𝐻 = 100,22 𝑚. 𝑐. 𝑓 ⌋
Este valor de sobrepresión se sustituye en la ecuación 3.12, considerando un factor
de seguridad de 1,5, la disponibilidad máxima en el sistema se obtiene a la descarga
de la bomba con un balance de energía desde el tanque de expansión, y un peso
específico del agua de 9,81 kN/𝑚3 .
𝐻𝐷 = 𝐻𝑇 + 𝐻𝑚𝑎𝑞 − ℎ𝑓𝑇−𝑆 = 2,5 𝑚. 𝑐. 𝑓. +110 𝑚. 𝑐. 𝑓. − 0,3 𝑚. 𝑐. 𝑓.
𝐻𝐷 = 112,2 𝑚. 𝑐. 𝑓
Luego:
𝑃𝑑 = (1,5) ∙ (100,22 𝑚 + 112,20 𝑚) ∙ (9,81 𝑘𝑁/𝑚3 )
⌈𝑃𝑑 = 3.125,76 𝑘𝑃𝑎⌋
Conocida la presión de diseño, se procede a calcular la cédula de tubería requerida
para dicho parámetro, por medio de la ecuación 3.11, sabiendo que el esfuerzo
126
admisible del material de la tubería en estudio, acero comercial o al carbono, es de
110.316,15 kPa:
𝑆𝑐ℎ = 1.000 ∙
3.125,76 𝑘𝑃𝑎
110.316,15 kPa
⌈𝑆𝑐ℎ = 28,33⌋
28,33 < 40
𝑆𝑐ℎ𝑟𝑒𝑞𝑢𝑒𝑟𝑖𝑑𝑎 < 𝑆𝑐ℎ𝑠𝑒𝑙𝑒𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑑𝑎
Lo que significa que la cédula de tubería seleccionada está por encima de la que se
requiere, por lo que no se generaran daños o deterioros ni en las tuberías ni en el
sistema debido a un fenómeno de golpe de ariete.
4.2.3.5 Estudio del fenómeno de cavitación en el modelo de bomba
seleccionado.
Con el fin de evitar el fenómeno de cavitación en el sistema, se estudia tanto la
cavitación clásica, como la debida por la recirculación, para el punto de trabajo de la
bomba, comparando los valores de NPSH, y determinando el caudal mínimo de
operación de la bomba.
a) Cavitación clásica:
Se calculan las pérdidas hidráulicas en el tramo de succión dela bomba, sabiendo
que dicho tramo está compuesto por una tubería con una longitud de 4 m y 12,70 cm
(5 inch) de diámetro, y por una tubería de 1 m de longitud y 10,16 cm (4 inch) de
diámetro, a través de la ecuación 2.12:
ℎ𝑓𝑜−𝑠 = (4 𝑚 ∙
5,5281 𝑚. 𝑐. 𝑓
4,2736 𝑚. 𝑐. 𝑓
∙ (1.1) ∙ +1 𝑚 ∙
∙ (1.1))
100 𝑚
100 𝑚
127
ℎ𝑓𝑜−𝑠 = 0,2432 𝑚. 𝑐. 𝑓 + 0,047 𝑚. 𝑐. 𝑓
⌈ℎ𝑓𝑜−𝑠 = 0,2902 𝑚. 𝑐. 𝑓 ⌋
Con este valor en el tramo de succión se determina el NPSHd mediante la
ecuación 2.13, sabiendo que la presión de vapor es de 1,897 kPa a una temperatura de
16,50 °C (Ver tabla en Anexo A.11) y cuyo peso específico del agua es de 9,81
kN/𝑚3 :
𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =
(101,325 𝑘𝑃𝑎 − 1,897 𝑘𝑃𝑎)
+ 2,5𝑚 − 0,2902 𝑚
9,81 𝑘𝑁⁄ 3
𝑚
⌈𝑵𝑷𝑺𝑯𝒅 = 𝟏𝟐, 𝟑𝟓 𝒎. 𝒄. 𝒇⌋
Por lo que al comparar este valor con el del NPSHr del modelo de bomba
seleccionado, se obtiene:
𝟏𝟐, 𝟑𝟓 𝒎. 𝒄. 𝒇 > 4,60 𝑚. 𝑐. 𝑓
𝑵𝑷𝑺𝑯𝒅 > 𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟
Indicando que no se generara cavitación clásica en el sistema con el punto de
trabajo de la bomba, evitando de esta manera daños y deterioros en la misma.
b) Cavitación por recirculación:
Se determinan los valores de la velocidad específica de succión y de la relación de
diámetros de la bomba, por medio de las ecuaciones 2.16 y 2.17 respectivamente, de
la siguiente manera:
Sabiendo que las condiciones en el punto nominal del modelo de bomba
seleccionado son:
128
𝑉𝑛̇ = 61 m3/h
NPSHrn = 4,5 m
Se sustituyen estos valores en la ecuación 2.16, obteniendo:
𝑆𝑠 =
366,52 𝑟𝑎𝑑/𝑠 ∙ √61 𝑚3 /h
(4,5 m )
3
4
∙ 8,2196 m. c. f/(rad/s ∙ √𝑚3 /ℎ)
⌈𝑆𝑠 = 7.615,60⌋
En la ecuación 2.17 se introducen los valores de los diámetros del cubo y del ojo
presentes en la tabla 4.32:
ℎ1 32 𝑚𝑚
=
𝐷1 80 𝑚𝑚
⌈
ℎ1
= 0,4 ≈ 0,45⌋
𝐷1
Por lo que al entrar con estos valores en la gráfica de Fraser (Ver figura2.14), se
obtiene un porcentaje de recirculación igual a 50 % (Ver Apéndice H.6), y al
reemplazar este valor en la ecuación 2.18, se determina el caudal mínimo de
operación de la bomba, como se observa a continuación:
̇
𝑉𝑚𝑖𝑛
= (0,5) ∙ (61 𝑚3 /ℎ)
̇
⌈𝑉𝑚𝑖𝑛
= 30,75 𝑚3 /ℎ⌋
Al comparar el caudal mínimo con el del punto de trabajo de la bomba, se obtiene
que:
129
30,50 𝑚3 /ℎ < 62,50 𝑚3 /ℎ
̇
̇
𝑉𝑚𝑖𝑛
< 𝑉𝐵𝑜𝑚𝑏𝑎
Lo que indica que no se producirá cavitación por recirculación en el sistema por el
punto de trabajo de la bomba, evitando daños y deterioros en la misma.
4.2.3 Válvulas necesarias para el balance del sistema de enfriamiento.
Por medio de las ecuaciones 2.10 y 2.12se realiza un balance de energía en los
caminos que conforman el sistema de enfriamiento, obteniendo los diferentes valores
de pérdidas hidráulicas en cada uno de ellos, determinando previamente las presentes
en cada una de las máquinas de inyección y de soplado de la siguiente manera:
Para las máquinas que conservan el arreglo de su sistema de distribución del agua
de enfriamiento, se toman las pérdidas hidráulicas presentes en la tabla 4.28 que,
junto con el caudal total que se le suministraban a la MP3 y a la Arburg 1 durante la
prueba de caudal, se determinan los coeficientes de pérdidas hidráulicas de las
mismas mediante la ecuación 2.13, cuyos valores se muestran en la tabla 4.35:
Tabla 4.35: Coeficientes de pérdidas hidráulicas de las máquinas utilizadas en la prueba de caudal.
𝐕̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍
𝒉𝒇𝒎𝒂𝒒𝒖𝒊𝒏𝒂
𝒌𝒇𝒎𝒂𝒒𝒖𝒊𝒏𝒂
m3/h
(m.c.f)
(m.c.f/(𝒎𝟑 /𝒉)𝟐)
Arburg 1
3,7588
9,1435
0,6472
MP3
3,9632
13,36
0,8506
Máquinas
Basándose en que las máquinas inyectoras poseen una configuración mecánica e
hidráulica parecida entre ellas, así como también entre las sopladoras, se utilizan los
coeficientes de pérdidas hidráulicas presentes en la tabla 4.35 para las máquinas
correspondientes al mismo tipo que conservan sus arreglo del sistema de distribución
130
del agua de enfriamiento, y con los valores de caudal en la tabla 4.23 de cada una de
ellas, se introducen en la ecuación 2.13, y se despejan las pérdidas hidráulicas
determinando su valor.
Para el caso de las máquinas a las cuales se les modifica su arreglo del sistema de
distribución del agua de enfriamiento, se utiliza el mismo procedimiento para el
cálculo de las pérdidas hidráulicas en la máquina presente en el camino crítico del
sistema de enfriamiento.
En la tabla 4.36 se muestran los resultados de los procedimientos anteriores:
Tabla 4.36: Pérdidas hidráulicas en las máquinas presentes en el sistema de enfriamiento.
Máquina
𝒉𝒇𝒎𝒂𝒒𝒖𝒊𝒏𝒂
Máquina
(m.c.f)
𝒉𝒇𝒎𝒂𝒒𝒖𝒊𝒏𝒂
(m.c.f)
Arburg 1
42,35
MP5
13,35
Arburg 2
18,82
MP6
32,19
Arburg 3
18,82
MP7
21,71
Arburg 4
77,87
MP8
21,71
MIR 1
0,76
MP9
66,66
MIR 3
59,94
Techne 1
22,73
MIR 4
59,94
Techne 2
24,27
Modula 100
40,75
Uniloy 2
46,69
Modula 60
19,59
Uniloy 4
30,69
Sandretto
3,35
Uniloy 3
30,69
Semeraro
20,87
Comec 4
4,95
MP1
66,66
Comec 6
4,95
MP2
66,66
Comec 2
17,05
131
Tabla 4.36: Pérdidas hidráulicas en las máquinas presentes en el sistema de enfriamiento.
(Continuación)
Máquina
𝒉𝒇𝒎𝒂𝒒𝒖𝒊𝒏𝒂
Máquina
(m.c.f)
𝒉𝒇𝒎𝒂𝒒𝒖𝒊𝒏𝒂
(m.c.f)
MP3
13,35
AKEI
17,86
MP4
28,63
-
-
Con los valores de pérdidas hidráulicas en la tabla 4.36, y los correspondientes a
los tramos de tubería que conforman los diferentes caminos en el sistema de
enfriamiento (Ver tabla en el Apéndice I), se realiza el balance de energía en los
mismos, obteniendo en la tabla 4.37 el número de válvulas, y sus respectivas pérdidas
hidráulicas, necesarias para balancearlo. En la figura 4.7 se muestra la colocación
aproximada de las válvulas en el sistema de enfriamiento.
Tabla 4.37: Válvulas y sus pérdidas hidráulicas.
Válvula
𝒉𝒇
(m.c.f)
V1
28,45
V2
68,55
V3
54,86
V4
5,25
V5
39,64
132
Figura 4.7: Colocación de las válvulas necesarias en el sistema de enfriamiento.
4.3 SISTEMA DE CONTROL PARA EL SISTEMA DE ENFRIAMIENTO.
Se diseñan los diagramas de tubería y control (DTI) de los lazos de control
destinados a controlar, indicando la ubicación de cada uno de los instrumentos y sus
conexiones al proceso, para posteriormente describir la simbología que se usa en
dichos DTI en lo que respecta al tipo de señal, la ubicación y significado de los
elementos que conforman el sistema de control, así como también indicando las
variables que se están midiendo y finalmente indicar los valores máximos y mínimos
(intervalos) de los parámetros de operación que se requieren en los procesos presentes
en el mismo.
133
4.3.1 Diseño de los DTI del sistema de control.
A continuación se realiza una explicación de los diseños de los DTI propuestos
para el sistema de enfriamiento:
En la figura 4.8 se puede observar el DTI del lazo de control 100, el cual está
diseñado de tal manera que permita llevar un registro manual del punto de trabajo de
una bomba usando la altura de máquina para entrar en la curva de la misma y obtener
los valores de eficiencia, caudal y potencia, para ello se dispone de la instalación en
su descarga y succión de un elemento primario de presión que envía una señal directa
a un indicador.
El Intervalo de presión para que las bombas de la estación de bombeo trabajen en
un rango aceptable es: 980 kPa (142 psi) – 1175 kPa (170 psi).
Figura 4.8: Sistema de medición y control para la estación de bombeo.
En la figura 4.9se puede observar el DTI del lazo de control 200 y 300, al igual
que el lazo 100 son lazos para llevar un registro de los parámetros de funcionamiento
de los equipos Chiller, el lazo 200 obtiene la presión diferencial entre la entrada y
salida del agua de enfriamiento(pérdidas hidráulicas), al entrar con este valor en las
134
curvas de pérdidas hidráulicas del Chiller correspondiente (Ver Anexos A.7 y A.8) y
obtener el caudal que pasa por él, esto se hace a través de elementos primarios en la
entrada y salida del agua de enfriamiento que envían una señal directa a un indicador
de presión diferencial.
Por otro lado, del lazo 300 se obtiene las temperaturas de entrada y salida del agua
de enfriamiento en el Chiller, esto se hace a través de un elemento primario
conectado directamente al proceso que envía una señal directa a un indicador, con
estas temperaturas se tiene la caída de temperatura y el caudal del agua de
enfriamiento. Aplicando la ecuación de “La Primera Ley de la Termodinámica” se
puede obtener el calor que extrae el equipo.
El intervalo de presión de trabajo para el Chiller 30XA100 es de 10 kPa (1,5 psi) –
40 kPa (6 psi), y para los Chiller 030GTN070 es igual a 6 kPa (0,9 psi) – 70 kPa (10
psi). A su vez el intervalo de temperatura a la entrada de los Chiller es 11°C
(51,80°𝐹) – 13°C (55,40°F), y a la salida de los mismos viene siendo de 6°C
(42,80°𝐹) – 8°C (46,40°𝐹).
Por último, el DTI que se muestra en la figura 4.10, el cual está compuesto por los
lazos de control 400 y 500, tiene como fin controlar el caudal del agua de
enfriamiento que ingresa a las máquinas de conformado plástico, y, a su vez,
controlar la temperatura del aceite en el tanque regulando el caudal que entra en el
intercambiador de calor.
135
Figura 4.9: Sistema de medición y control para los Chillers de la estación de refrigeración.
El lazo 500 usa un elemento primario de flujo ubicado en la entrada de agua de
enfriamiento de las máquinas que envía una señal directa a un elemento transmisor
que convierte la señal directa en una eléctrica que oscila entre 4 mA y 20 mA. Esta
señal es recibida por un indicador/comparador el cual compara la señal entrante con
un intervalo de mili amperes calibrado, si la señal esta fuera del mismo esta envía una
señal a una electroválvula ubicada en la salida del agua de enfriamiento, la cual al
cerrarse o abrirse regula el caudal que entra a las máquinas.
El lazo 400 empieza en un elemento primario de temperatura, el cual envía una
señal directa a un convertidor donde es transformada en una señal eléctrica que oscila
entre 4 mA y 20 mA. Esta señal es recibida por un indicador/comparador que esta
calibrado con un valor en mili amperes, enviando una señal eléctrica a una
electroválvula que al abrirse deja pasar menos caudal de agua de enfriamiento al
intercambiador calor, reduciendo la tasa de calor extraído, regulando la temperatura
del aceite para que se mantenga en el valor deseado
El intervalo de temperatura del aceite a la salida del intercambiador de calor es de
45°C (113°𝐹) – 50°C (122°𝐹), y el intervalo de caudal a la entrada de la máquina está
136
establecido por el caudal mínimo requerido por la máquina según la tabla 4.24, y un
caudal máximo el cual es igual al mínimo requerido más 3 𝑚3 /ℎ.
Figura 4.10: Sistema de medición y control para las máquinas de inyección y de soplado.
4.3.2 Descripción de los elementos de los DTI del sistema de control.
En la tabla 4.38 se detallan los símbolos de los elementos presentes en los
diagramas de instrumentos y tuberías del sistema de control, según las normas ISAS5.1.
Tabla 4.38: Características de los instrumentos utilizados en los DTI.
Señal
Símbolo
Variable
Presión
Ubicación
Función
Entrada
Salida
Elemento
Directo
Directo
primario
proceso
proceso
Física
Instrumentación
discreta(Montado en
el campo)
Lógica
Lazo
100
137
Tabla 4.38: Características de los instrumentos utilizados en los DTI. (Continuación)
Señal
Símbolo
Variable
Presión
Diferencial
de presión
Temperatura
Temperatura
Ubicación
Función
Entrada
Salida
Elemento
Directo
Directo
primario
proceso
proceso
Directo
Directo
proceso
proceso
Indicador
Indicador
Directo
Proceso
N/A
Directo
Directo
primario
proceso
Proceso
Eléctrica Eléctrica
Directo
Directo
primario
proceso
proceso
Electro
Eléctrica
Válvula
Instrumentación
discreta (Montado en
el campo)
discreta (Montado en
Instrumentación
discreta (Montado en
el campo)
discreta (Montaje en
panel)
Elemento
Temperatura
el campo)
Instrumentación
indicador
Temperatura
discreta (Montado en
el campo)
Elemento
or
Instrumentación
Instrumentación
Controlad
Temperatura
Física
Directo
proceso
Instrumentación
discreta (Montado
en el campo)
Instrumentación
discreta (Montado
en el campo)
Lógica
Lazo
200
Lazo
200
Lazo
300
Lazo
300
Lazo
400
Lazo
400
Lazo
400
138
Tabla 4.38: Características de los instrumentos utilizados en los DTI. (Continuación)
Señal
Símbolo
Variable
Entrada
Transmis
Flujo
or
indicador
Flujo
Flujo
Ubicación
Función
Controlad
or
Electro
Válvula
Directo
proceso
Salida
Física
Instrumentación
Eléctrica
discreta (Montado
en el campo)
Instrumentación
Eléctrica Eléctrica
discreta (Montaje en
panel)
Eléctrica
Directo
proceso
Instrumentación
discreta (Montado
en el campo)
Lógica
Lazo
500
Lazo
500
Lazo
500
4.3.3 Selección de los instrumentos y elementos del sistema de control.
De acuerdo a las condiciones generales del sistema de enfriamiento, y los DTI
planteados anteriormente, se seleccionan los instrumentos y elementos necesarios
para el sistema de control con el rango, alcance y apreciación adecuados que permitan
obtener medidas y lecturas lo más precisas posibles, como se observa a continuación:
a) Estación de Bombeo: Para la estación de bombeo, específicamente para cada una
de las bombas que lo componen, se tienen los siguientes instrumentos que se
muestran en la tabla 4.39:
139
Tabla 4.39: Instrumentos seleccionados para la estación de bombeo.
Instrumento
Manómetro
Rango
Apreciación/Error
(0 – 1379) kPa
34,47 kPa
[(0 – 200) psi]
(5 psi)/1%
Cant.
4
b) Estación de refrigeración: Los instrumentos seleccionados para los Chillers de la
estación de refrigeración se presentan en la tabla 4.40:
Tabla 4.40: Instrumentos seleccionados para la estación de refrigeración.
Instrumento
Rango
Apreciación/Error
Cant.
(0 – 100) kPa
10 kPa / 1%
3
2℃ (2℉)/1%
6
Manómetro de
presión
diferencial
Termómetro
(-20 – 120)℃
bimetálico
[(0 – 250)℉]
c) Máquinas inyectoras y sopladoras: En la tabla 4.41 se observan los instrumentos
y elementos seleccionados para el sistema de control en las máquinas de inyección y
de soplado:
Tabla 4.41: Instrumentos y elementos seleccionados para las máquinas de inyección y de soplado.
Instrumento
Rango
Apreciación/Error
Cant.
Placa orificio
(0 – 5) m.c.f
N/A
29
1%
29
Transmisor de
presión diferencial
(Electrónico)
(0 – 5,08) m.c.f
[(0 – 16,67) ft.c.f]
140
Tabla 4.41: Instrumentos y elementos seleccionados para las máquinas de inyección y de soplado.
(Continuación)
Instrumento
Controlador de
caudal
Rango
Apreciación/Error
Cant.
(5 – 500) l/min
1%
29
1%
29
(-200 – 400)℃
1%
29
N/A
N/A
58
(-250 – 400)℃
Termopar tipo K
[(-418 – 752)℉]
Controlador e
indicador de
temperatura
Electro Válvula
El procedimiento para el dimensionamiento y determinación de la placa orificio se
puede observar en el Apéndice J, utilizando la ecuación 4.2:
ℎ𝑓𝑃𝑂 =
1 − 𝛽2 𝑉 2
∙
𝐶 2 ∗ 𝛽4 2 ∗ 𝑔
Donde:
ℎ𝑓𝑃𝑂 : Pérdidas hidráulicas en la placa orificio (m.c.f).
𝛽: Relación entre los diámetros interior y exterior de la placa orifico.
𝐶𝑃𝑂 : Coeficiente de flujos para placas orificio.
𝑉𝑓 : Velocidad promedio del fluido (m/s).
𝑔: Aceleración de la gravedad (m/𝑠 2 ).
Obteniendo los siguientes resultados:
⌈∅𝑖𝑛𝑡 = 2,66 𝑐𝑚⌋
(4.2)
141
⌈∅𝑜𝑟𝑖𝑓𝑖𝑐𝑖𝑜 = 1,86 𝑐𝑚⌋
⌈∅𝑏𝑟𝑖𝑑𝑎 = 10 𝑐𝑚⌋
El plano con las dimensiones de la placa orificio se ve la imagen AJ.1 del
apéndice J
Las fichas técnicas de los instrumentos seleccionados para el sistema de control
del sistema de enfriamiento se presentan en el Anexo A.3 y en los Anexos A.12al
A.18.
4.4 ESTIMACIÓN DE LOS COSTOS DEL REDISEÑO.
Se determina los costos, o inversión inicial (según los precios establecidos para la
fecha de consulta), que conlleva la implementación del rediseño del sistema de
enfriamiento en la empresa, considerando los nuevos equipos a adicionar (bombas y
Chiller) en las estaciones de refrigeración y de bombeo, las tuberías y accesorios con
los nuevos diámetros, según las velocidades recomendadas para fluidos para evitar
deterioro en las paredes internas de las tuberías, y los instrumentos y elementos
necesarios para el sistema de control, como se observa en la tabla 4.42:
Tabla 4.42: Costos de la implantación del rediseño del sistema de enfriamiento.
Precio
Equipo/Accesorio
Cantidad/Días
Precio unitario
Bomba KSB 40-250
4 unidades
262,08 $/und
1.048,32
Chiller 30XAA120
1 unidad
15000 $/und
15.000,00
13 tramos
15,52 $/6,4m
201,74
6 tramos
14,55$/6,4m
87,39
S/T/C de tubería 12,50 cm
(5 inch)
S/T/C de tubería 10,16 cm
(4 inch)
total($)
142
Tabla 4.41: Costos de la implantación del rediseño del sistema de enfriamiento. (Continuación)
Equipo/Accesorio
S/T/C de tubería 7,62 cm
(3 inch)
S/T/C de tubería 6,35 cm
(2 1/2 inch)
S/T/C de tubería 5,08 cm
(2 inch)
S/T/C de tubería 3,81 cm
(1 1/2 inch)
S/T/C de tubería 3,18 cm
(1 1/4 inch)
S/T/C de tubería 2,54 cm
(1 inch)
Precio
Cantidad/Días
Precio unitario
3 tramos
13,61$/6,4m
40,84
10 tramos
12,52$/6,4m
125,20
10 tramos
9,19$/6,4m
91,90
6 tramos
8,44$/6,4m
50,61
4 tramos
12,52$/6,4m
30,71
19 tramos
9,19$/6,4m
133,95
6 unidades
8,44$/6,4m
12,00
4 unidades
12,52$/6,4m
7,68
4 unidades
9,19$/6,4m
9,60
4 unidades
8,44$/6,4m
36,00
4 unidades
12,52$/6,4m
44,00
96 m2
9,19$/6,4m
49,00
total($)
Válvula de globo 5,08 cm
(2 inch)
Válvula de globo 7,62 cm
(3 inch)
Válvula de retención 7,62
cm (3 inch)
Válvula de compuerta 7,62
cm (3 inch)
Válvula de compuerta
10,16 cm (4 inch)
Aislante industrial
(Elastotérmico)
143
Tabla 4.41: Costos de la implantación del rediseño del sistema de enfriamiento. (Continuación)
Equipo/Accesorio
Precio
Cantidad/Días
Precio unitario
45 unidades
8,44$/6,4m
225,00
16 unidades
5,8 $/und
92,80
16 unidades
18,7 $/und
299,20
29 unidades
33$/und
957,00
Controlador de caudal
29 unidades
18,7 $/und
542,30
Manómetro diferencial
3 unidades
5 $/und
15,00
Manómetro
8 unidades
2,4 $/und
19,20
Termómetro bimetálico
6 unidades
7 $/und
42,00
Placa orificio
29 unidades
0,6 $/und
17,40
Mano de obra
10 días
100 $/día
1.000,00
Alquiler grúa
1 unid/6 días
100 $/día
600,00
total($)
Electro-válvula 1,91 cm
(3/4 inch)
Termocupla tipo k
Controlador de
temperatura
Transmisor de presión
diferencial
SUB-TOTAL ($)
20.778,84
IVA 12% ($)
2.493,46
TOTAL ($)
23.272,30
S/T/C: Suministro/Transporte/Colocación.
Para la determinación del área del aislante térmico se realiza el siguiente
procedimiento:
Utilizando la ecuación 4.3:
144
𝐴𝑎𝑖𝑠 = ∑ 𝐿 ∙ 𝐷 ∙ 𝜋
(4.3)
Donde:
𝐴𝑎𝑖𝑠 : Área aislante (𝑚2 ).
∑ 𝐿: Sumatoria de las longitudes de los tramos con el mismo diámetro (m).
D: Diámetro exterior de la tubería (m).
En el siguiente ejemplo de cálculo, para las tuberías de 12,50 cm de diámetro
nominal, se observa que al sustituir valores en la ecuación 4.3 se obtiene:
𝐴𝑎𝑖𝑠 12,50𝑐𝑚 = ∑ 𝐿12,50𝑐𝑚 ∙ 𝐷12,50𝑐𝑚 ∙ 𝜋 = (12,34 𝑚) ∙ (0,127 𝑚) ∙ 𝜋
⌈𝐴𝑎𝑖𝑠 12,50𝑐𝑚 = 31,52 𝑚2 ⌋
Este cálculo se aplica de igual manera a los demás conjuntos de tubería con su
diámetro respectivo.
Luego de la realización de todos estos cálculos y procedimientos para el rediseño
del sistema de enfriamiento, en el Apéndice K se puede observar el plano final del
mismo.
CONCLUSIONES
 Los parámetros de operación requeridos para la condición en que todas las
máquinas presentes en la empresa puedan funcionar a la vez se encuentran por
encima de lo que el sistema de enfriamiento actual puede satisfacer.
 Al variar los diámetros de los tramos de tubería presentes en el sistema de
enfriamiento se pueden obtener velocidades adecuadas del agua de enfriamiento
que fluye a través de ellos, con lo cual no se generaran desgastes prematuros en las
paredes internas de los mismos, manteniendo el caudal que se requiere para su
buen funcionamiento.
 El Rediseño del sistema de enfriamiento propuesto requiere la selección del
modelo y número de bombas adecuado para la estación de bombeo, con lo cual se
puede asegurar que se satisfaga el punto de trabajo del sistema de enfriamiento,
debido a que en caso contrario no se podría operar con todas las máquinas de
conformado de plástico de manera aceptable como se demostró anteriormente en
el capítulo IV, donde la altura de máquina que puede suministrar actualmente la
estación de bombeo (42,18 – 73,12 m.c.f) no satisface lo requerido por el sistema
(94,38 m.c.f.).
 El control e inspección de los parámetros de operación del sistema de enfriamiento
por medio de los sistemas de control, permite disminuir y ahorrar en los recursos
necesarios para la producción y el mantenimiento de los equipos en las estaciones
de refrigeración y de bombeo, debido a un mejor y adecuado aprovechamiento de
los mismos.
 La Alta tasa inflacionaria actualmente presente en el país no permite estimar un
costo de inversión con la moneda nacional (BsF) que perdure por un tiempo
prolongado, por lo que es necesario la utilización de otras divisas mucho menos
fluctuantes en su valorización para una estimación más constante en el tiempo.
RECOMENDACIONES
 El desarrollo de un modelo matemático para el cálculo del tiempo de enfriamiento
en las máquinas sopladoras.
 Realizar el estudio del fenómeno transferencia de calor completo existente en los
moldes con el uso de un software de simulación computarizado para obtener el
valor de la razón de calor más aproximado que extrae el agua de enfriamiento.
 Estudiar más a fondo la fricción dentro del circuito de enfriamiento hidráulico de
las máquinas de conformado de plástico para conocer con mayor precisión los
valores de los parámetros que necesitan las mismas.
 Automatizar el sistema con sensores de temperatura a las salidas del producto
terminado de las máquinas para un mejor y optimizado control del caudal del
fluido de enfriamiento en los moldes de los procesos de soplado.
 Colocar un sistema laberíntico dentro del tanque de expansión para asegurar que el
fluido siempre se mantenga en movimiento y de esta manera evitar sedimentación
que pueda provocar obstrucciones dentro del mismo.
 Colocar un sistema de tratamiento de agua (suavizador o desmineralizador) en el
sistema de enfriamiento para reducir la cantidad de residuos y sólidos en
suspensión que pueda contener el fluido y que puedan generar obstrucciones en el
sistema.
148
REFERENCIAS
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de moldeo de envases y tapas de plástico por inyección y por soplado” Trabajo
Especial de Grado, Departamento de Térmica y Energética, Escuela de Ingeniería
Mecánica, Facultad de Ingeniería, Universidad de Carabobo, Estado Carabobo,
Naguanagua, año 2008.
 [2]Chacón y Gonzales, “Rediseño de un sistema de enfriamiento para bobinas de
aluminio provenientes de los hornos de recocido en empresa procesadora de
aluminio” Trabajo Especial de Grado, Departamento de Térmica y Energética,
Escuela de Ingeniería Mecánica, Facultad de Ingeniería, Universidad de Carabobo,
Estado Carabobo, Naguanagua, año 2008.
 [3]Piño y Luengo, “Rediseño de la red de suministro de agua helada para los
equipos de extrusión y termoformado en una fábrica de envases plásticos”,
Trabajo Especial de Grado, Departamento de Térmica y Energética, Escuela de
Ingeniería Mecánica, Facultad de Ingeniería, Universidad de Carabobo, Estado
Carabobo, Naguanagua, año 2009.
 [4]Blanco, “Diseño de un sistema de enfriamiento para el área de inyección de
plásticos en una planta de envases”, Trabajo Especial de Grado, Departamento de
Térmica y Energética, Escuela de Ingeniería Mecánica, Facultad de Ingeniería,
Universidad de Carabobo, Estado Carabobo, Naguanagua, año 2013.
 [5]XUNTA, Materiales plásticos,
http://www.edu.xunta.es/centros/iessantomefreixeiro/system/files/plastico.pdf,11/0
6/2016.
 [6] PETROQUIM, ¿Qué es el polipropileno?, http://www.petroquim.cl/que-es-elpolipropileno/, 11/06/2016.
 [7]UVA, Propiedades del Polipropileno,
http://www.eis.uva.es/~macromol/curso03-04/PP/propiedades.html, 26/12/16.
 [8]WIKIPEDIA, Polietileno, https://es.wikipedia.org/wiki/Polietileno, 11/06/2016.
 [9] INOXIDABLE, PLÁSTICOS: Distintas Propiedades,
http://www.inoxidable.com/propiedades1.htm, 11/06/2016.
150
 [10] Textos Científicos, Propiedades del Polietileno,
http://www.textoscientificos.com/polimeros/polietileno/propiedades, 26/12/16.
 [11]WIKIPEDIA, Polietileno de alta
densidad,https://es.wikipedia.org/wiki/Polietileno_de_alta_densidad, 11/06/2016.
 [12]UVA, Propiedades del polietileno de alta densidad,
http://www.eis.uva.es/~macromol/curso0708/pe/polietileno%20de%20alta%20densidad.htm, 26/12/16.
 [13]QuimiNet, Características y aplicaciones del polietileno de baja
densidad,https://www.quiminet.com/articulos/caracteristicas-y-aplicaciones-delpolietileno-de-baja-densidad-ldpe-2663472.htm, 26/12/16.
 [14]UVA, Propiedades del polietileno de baja densidad,
http://www.eis.uva.es/~macromol/curso0708/pe/polietileno%20de%20baja%20densidad.htm, 12/03/17.
 [15]JUBEDI, Polietileno de baja densidad lineal,
http://www.jubedi.com/index.php/es/lldpe-polietileno-baja-densidad-lineal,
26/12/16.
 [16]UVA, Propiedades del polietileno de baja densidad lineal,
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 [17]UA, Soplado de Termoplásticos, http://iq.ua.es/TPO/Tema8.pdf, 11/06/2016.
 [18]UPM, Soplado,
http://www.mater.upm.es/polimeros/Documentos/Cap6_7Soplado.pdf,
11/06/2016.
 [19]UA, Inyección, http://iq.ua.es/TPO/Tema5.pdf, 11/06/2016.
 [20] Metal Actual, Procesos de moldeado de plástico,
http://www.metalactual.com/revista/27/procesos_moldes.pdf, 11/06/2016.
 [21]K A Stelson, SAGE journals, Calculating cooling times for polimer injection
moulding,http://journals.sagepub.com/doi/abs/10.1243/095440503322011443?jour
nalCode=pibb, 12/03/17.
151
 [22] YUNUS CENGEL, MICHAELS BOLES, “Termodinámica”, 7ma edición,
México D.F, México, Editorial Mc Graw Hill, año 2011.
 [23] YUNUS A. CENGEL, AFSHIN J. GHAJAR, "Transferencia de Calor y
Masa", 4ta edición, México D.F, México, Editorial Mc Graw Hill, año 2007.
 [24] FRANK P. INCROPERA, DAVID P. DeWITT, "Fundamentos de
Transferencia de Calor", 4ta edición, México D.F, México, Editorial Prentice Hall,
año 1999.
 [25] Rene Cardenas, PREZI, El Chiller y su funcionamiento,
https://prezi.com/weaq8no4gnni/el-chiller-y-su-funcionamiento/, 13/01/17.
 [26]Clima Proyectos, ¿Qué es un Chiller?, http://chillersenmexico.com/, 14/01/17.
 [27] Carrier Air Conditioning Company, “Manual de Aire Acondicionado
Carrier”, 1era edición, Barcelona, España, Editorial Marcombo, año 1980.
 [28]YUNUS CENGEL, JOHN CIMBALA, “Mecánica de Fluidos Fundamentos y
Aplicaciones”, 1era edición, México D.F, México, Editorial Mc Graw Hill, año
2006.
 [29] Instituto Hidráulico de Estados Unidos “PiPeFriction Manual”, 3era edición,
New York N.Y., año 1970.
 [30] Ingemecánica, Guía para el cálculo de las cargas térmicas en los edificios,
http://ingemecanica.com/tutorialsemanal/tutorialn255.html, 15/08/17.
 [31] R. MOTT, “Mecánica de los Fluidos”, Editorial Mc Graw Hill Book, Co, Inc,
año 2003.
 [32] CLAUDIO MATAIX, “Mecánica de fluidos y máquinas hidráulicas”, 2da
edición, Madrid, España, Editorial Ediciones del Castillo, año 1986.
 [33] Campus Virtual, Bombas: selección, uso y mantenimiento,
http://campusvirtual.edu.uy/archivos/mecanicageneral/CURSO%20DE%20HIDRAULICA/BOMBAS.pdf, 12/06/17.
 [34]Robert Rubio, SEILAF, Fenómeno transitorio del golpe de ariete,
http://www.seilaf.com/descarga-documentos/formacion/32-, 13/06/17.
152
 [35] A. CREUS, “Instrumentación Industrial”, 8va edición, Editorial Alfaomega,
año 1991.
 [36] Electrónica Industrial, Sistemas de Control: lazo
http://eet602ei.blogspot.com/2012/05/sistemas-de-control-lazoabiertocerrado.html, 24/10/17.
abierto/cerrado,
 [37] FIDIAS G. ARIAS, “El proyecto de investigación”, 3ra edición, Caracas,
Venezuela, Editorial Episteme, año 1999.
 [38]Manual Técnico para las máquinas sopladoras MSC97/D.
 [39]Manual Técnico para las máquinas sopladoras AKEI AO--70SN.
 [40] Manual Técnico para las máquinas sopladoras Meccanoplasticas.
 [41] Manual Técnico para las máquinas inyectoras Sandretto Serie Otto.
 [42] Manual Técnico para las máquinas inyectoras Modula.
 [43] Manual Técnico para las máquinas inyectoras MIR.
 [44] Catálogo de equipos Chiller Modelo 30GTN,Carrier.
 [45] Catálogo de bombas centrifugas, KSB.
APÉNDICE
APÉNDICE A:
Determinación del tiempo de enfriamiento.
Para la tapa 110 mm se tiene lo siguiente:
𝛼 = 0,1272 𝑚𝑚2 /𝑠
𝑆 = 2,20 𝑚𝑚
𝑇𝑖 = 260℃
𝑇𝑒 = 60℃
𝑇𝑚 = 20℃
Sustituyendo estos valores en la ecuación 2.1:
𝑡𝑒𝑛𝑓
(2,20 𝑚𝑚)2
260℃ − 20℃
= 2
×
𝐿𝑛
(
)
𝜋 ∙ (0,1272 𝑚𝑚2 /𝑠)
60℃ − 20℃
⌈𝒕𝒆𝒏𝒇 = 𝟔, 𝟏𝟎 𝒔⌋
APÉNDICE B:
Tasas de calor a extraer del conjunto de tapas en los moldes de las máquinas
de inyección.
Apéndice B.1:
Determinación de la tasa de calor a extraer de la tapa.
Usando las siguientes condiciones para la tapa 110 mm:
154
𝑡𝑒𝑛𝑓 = 6,10 𝑠
𝑚 = 0,0155 𝑘𝑔
𝑇𝑖 = 260 ℃
𝑇𝑒 = 60 ℃
𝐶𝑝 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 = 1,88 𝑘𝐽/𝑘𝑔℃
Se obtiene la tasa de calor a extraer de la unidad a través de las ecuaciones 2.6 y 2.7:
𝑄𝑡𝑎𝑝𝑎 = (0,0155 𝑘𝑔) ∙ (1,88
𝑘𝐽
℃) ∙ (260 ℃ − 60 ℃)
𝑘𝑔
⌈𝑄𝑡𝑎𝑝𝑎 = 5,8280 𝑘𝐽⌋
Con este valor del calor y el del tiempo de enfriamiento resulta en:
𝑄̇𝑡𝑎𝑝𝑎 =
(5,8280 𝑘𝐽)
6,10 𝑠
⌈𝑸̇𝒕𝒂𝒑𝒂 = 𝟎, 𝟗𝟓𝟓𝟒 𝒌𝑾⌋
Apéndice B.2:
Determinación de la tasa de calor a extraer del conjunto de tapas en el molde
de inyección.
Sabiendo que uno de los moldes para la tapa 110 mm posee 2 cavidades, a través
de la ecuación 3.1, la tasa de calor a extraer viene a ser:
𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗 𝑡𝑎𝑝𝑎 = (2) ∙ (0,9554 𝑘𝐽/𝑠)
⌈𝑸̇𝒄𝒐𝒏𝒋 𝒕𝒂𝒑𝒂 = 𝟏, 𝟗𝟏𝟎𝟖 𝒌𝑾⌋
155
APÉNDICE C:
Determinación del caudal de agua de enfriamiento requerido para el
enfriamiento del molde de inyección.
En la tabla AC se muestran las lecturas tomadas con el pirómetro de las
temperatura a la salida y entrada del agua de enfriamiento que fluye a través de los
canales en el interior del molde de diferentes máquinas de conformado de plástico, así
como también sus variaciones de temperatura determinadas a partir de estos valores.
Tabla AC: Variaciones de temperatura del agua de enfriamiento que fluye a través del molde de
diferentes máquinas de conformado de plástico.
𝑻𝒆𝒏𝒕
𝑻𝒔𝒂𝒍
∆T
(°C)
(°C)
(°C)
MP4
10
13
3
MP6
8
12
4
Modula 60
10
14
4
Uniloy 4
8
12
4
Comec 2
9
12
3
AKEI
9
14
5
Arburg 2
8
12
4
Arburg 4
8
12
4
Modula 100
8
12
4
Máquina
3,89 ≈ 4
Promedio
Considerando las condiciones para el conjunto de tapas 110 mm:
∆𝑇 = 4℃
156
𝐶𝑝 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 4,19 𝑘𝐽/𝑘𝑔℃
𝜌 = 1.000 𝑘𝑔/𝑚3
Se despeja el flujo másico de la ecuación 2.7, y se sustituyen los valores de
variación de temperatura y del calor específico del agua, junto con el de la tasa de
calor a extraer del conjunto de tapas en el molde correspondiente a la de 110 mm,
obteniendo:
𝑚̇ =
1,9108 𝑘𝐽/𝑠
(4℃) ∙ (4,19 𝑘𝐽/𝑘𝑔℃)
⌈𝑚̇ = 0,1140 𝑘𝑔/𝑠⌋
El caudal requerido para el molde de la tapa 110 mm se obtiene al reemplazar el
valor del flujo másico y la densidad del agua en la ecuación 3.2:
̇
𝑉𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒
=
0,1140 𝑘𝑔/𝑠 3.600 𝑠
×
1.000 𝑘𝑔/𝑚3
1ℎ
⌈𝑽̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆 = 𝟎, 𝟒𝟏𝟎𝟒 𝒎𝟑 /𝒉⌋
APÉNDICE D:
Determinación de la tasa de calor a extraer del conjunto de envases en el
molde de soplado.
Para el envase PDV se tiene la siguiente información de las tablas 4.8 y 4.10:
𝑚 = 0,07090 𝑘𝑔
𝐶𝑝 𝑚𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 = 2,30 𝑘𝐽/𝑘𝑔℃
𝑡𝑒𝑛𝑓 = 8 𝑠
157
∆𝑇 = 145 ℃
𝑛=6
Se sustituyen estos valores en la ecuación 2.7, obteniendo el siguiente resultado:
𝑄̇𝑒𝑛𝑣𝑎𝑠𝑒 =
(2,30 𝑘𝐽/𝐾𝑔℃) ∙ (0,07090 𝑘𝑔) ∙ (145 ℃)
8𝑠
⌈𝑄̇𝑒𝑛𝑣𝑎𝑠𝑒 = 2,9556 𝑘𝐽⌋
Luego, los valores de la tasa de calor a extraer del envase y el del número de
cavidades se introducen en la ecuación 3.1, resultando en:
𝑄̇𝑐𝑜𝑛𝑗 𝑒𝑛𝑣𝑎𝑠𝑒 = (6) ∙ (2,9556 𝑘𝐽)
⌈𝑸̇𝒄𝒐𝒏𝒋 𝒆𝒏𝒗𝒂𝒔𝒆 = 𝟏𝟕, 𝟕𝟑𝟑𝟔 𝒌𝑱⌋
APÉNDICE E:
Determinación del caudal requerido para el enfriamiento del molde de soplado.
Se consideran las siguientes condiciones para el envase PDV:
∆𝑇 = 4℃
𝐶𝑝 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 4,19 𝑘𝐽/𝑘𝑔℃
𝜌 = 1.000 𝑘𝑔/𝑚3
Reemplazando los valores de la variación de temperatura y del calor especifico del
agua en la ecuación 2.7, junto con el de la tasa de valor a extraer del conjunto de
envases en el molde correspondiente al de PDV, y se despeja el flujo másico:
158
𝑚̇ =
17,7336 𝑘𝐽
(4℃) ∙ (4,19 𝑘𝐽/𝑘𝑔℃)
⌈𝑚̇ = 1,0581 𝑘𝑔/𝑠⌋
Este valor se introduce en la ecuación 3.2, con el de la densidad, arrojando el
siguiente resultado:
̇
𝑉𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒
=
1,0581 𝑘𝑔/𝑠 3.600 𝑠
×
1.000 𝑘𝑔/𝑚3
1ℎ
⌈𝑽̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆 = 𝟑, 𝟖𝟎𝟗𝟏𝒎𝟑 /𝒉⌋
APÉNDICE F:
Tasa de calor a extraer del aceite en los intercambiadores de calor de las
máquinas de inyección y de soplado.
Apéndice F.1:
Prueba de caudal del agua de enfriamiento.
Se realiza la prueba de caudal por control de volumen en la Arburg 1 donde se
registra una presión de línea de 310,30 kPa (45 psi), el recipiente se llena en un
tiempo de 24,5 s, obteniendo una altura del fluido de 30 cm. Este último valor se
introduce en la ecuación 3.3, despejando el radio mayor del fluido en el recipiente,
arrojando el siguiente resultado:
30 𝑐𝑚 = 9,33 ∙ 𝑅 − 140 𝑐𝑚
⌈𝑅 = 18,22 𝑐𝑚 = 0,1822 𝑚⌋
Luego se introduce el valor del radio mayor del fluido en el recipiente, junto con
el de la altura y el radio menor del fluido (r = 0,15 m), en la ecuación 3.4, obteniendo:
159
𝑉=
0,3 𝑚 ∗ 𝜋
∗ [(0,1822 𝑚)2 + 0,1822 𝑚 ∗ 0,15 𝑚 + (0,15 𝑚)2 ]
3
⌈𝑉 = 0,02608 𝑚3 ⌋
Conociendo el volumen ocupado por el fluido en el recipiente, y el tiempo de
llenado, se puede determinar el caudal que fluye por la máquina con la ecuación 3.5:
̇
𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
=
0,02608 𝑚3 3.600 𝑠
∙
24,5 s
1ℎ
⌈𝑽̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍 = 𝟑, 𝟗𝟔𝟑𝟐 𝒎𝟑 /𝒉⌋
Apéndice F.2:
Tasa de calor a extraer del aceite en los intercambiadores de calor.
En la tabla AF se muestran los valores correspondientes a las lecturas de
temperatura tomadas a la entrada y salida del agua de enfriamiento en el
intercambiador de calor de diferentes máquinas de conformado de plástico, donde, a
su vez, se determina la variación de temperatura en los mismos.
Tabla AF: Variaciones de temperatura del agua de enfriamiento que fluye a través del intercambiador
de calor de diferentes máquinas de conformado de plástico.
𝑻𝒆𝒏𝒕
𝑻𝒔𝒂𝒍
∆T
(°C)
(°C)
(°C)
MP4
8
20
12
MP6
8
24
16
Modula 60
8
16
8
Uniloy 4
8
13
5
Comec 2
10
15
5
Máquina
160
Tabla AF: Variaciones de temperatura del agua de enfriamiento que fluye a través del intercambiador
de calor de diferentes máquinas de conformado de plástico. (Continuación)
𝑻𝒆𝒏𝒕
𝑻𝒔𝒂𝒍
∆T
(°C)
(°C)
(°C)
AKEI
10
17
7
Arburg 2
9
14
5
Arburg 4
8
16
8
Modula 100
8
12
4
Máquina
Promedio
7,78≈ 8
Para la inyectora Arburg 1 se tiene las siguientes condiciones:
∆𝑇 = 8 ℃
𝐶𝑝 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 4,19 𝑘𝐽/𝑘𝑔℃
𝜌 = 1.000 𝑘𝑔/𝑚3
𝑉̇ = 1,766 𝑚3 /ℎ
En el caso de la Arburg 1 se sustituye el valor del caudal requerido para su
intercambiador de calor y de la densidad en la ecuación 3.2, y despejando el flujo
másico, se obtiene lo siguiente:
𝑚̇ = (1.000 𝑘𝑔/𝑚3 ) ∙ (1,766 𝑚3 /ℎ) ∙
1ℎ
3.600 𝑠
⌈𝑚̇ = 0,4906 𝑘𝑔/𝑠⌋
Este valor se sustituye en la ecuación 2.7, junto con el de la variación de la
temperatura y el calor especifico del agua, y se obtiene la tasa de calor a extraer del
aceite en el intercambiador de calor de la Arburg 1:
161
𝑄̇𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒 = (0,4906 𝑘𝑔/𝑠) ∙ (4,19 𝑘𝐽/𝑘𝑔℃) ∙ (8 ℃)
⌈𝑸̇𝒂𝒄𝒆𝒊𝒕𝒆 = 𝟏𝟔, 𝟒𝟒 𝒌𝑾⌋
APÉNDICE G:
Dimensionamiento de los tramos de tubería del sistema de enfriamiento.
Apéndice G.1:
Caudal de agua de enfriamiento requerido por las máquinas con y sin el
nuevo arreglo del sistema de distribución del agua de enfriamiento.
-Con el nuevo arreglo del sistema de distribución del agua de enfriamiento:
Para la Inyectora Arburg 4, se requiere un caudal para el molde de 4,9112 m3/h y
para el intercambiador de calor 1,7 m3/h. Se evalúa:
4,9112 𝑚3 /h > 1,7 𝑚3 /ℎ
̇
̇
𝑉𝑚𝑜𝑙𝑑𝑒
> 𝑉𝐼.𝐶.
Entonces a la máquina inyectora Modula 100 al aplicarle la configuración del
sistema de distribución del agua de enfriamiento, el caudal requerido por la máquina
pasa a ser el caudal requerido por el molde, como se muestra a continuación:
⌈𝑽̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍 = 𝑽̇𝒎𝒐𝒍𝒅𝒆 = 𝟔, 𝟑𝟑𝟓𝟕 𝒎𝟑 /𝒉⌋
-Con el arreglo actual del sistema de distribución del agua de enfriamiento:
162
La sopladora MP3, como todas las Meccanoplasticas, no tiene entradas
independientes para el ingreso del agua de enfriamiento para el molde y el I.C. debido
a que su distribución de la misma es interna en la máquina, por lo que, el caudal
requerido se obtiene al sumar lo que requiere el molde (2,7226 𝑚3 /ℎ) y lo que
requiere el intercambiador de calor (1,241 𝑚3 /ℎ), resultando:
̇
𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
= 2,7226 𝑚3 /ℎ + 1,241𝑚3 /ℎ
⌈𝑽̇𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍 = 𝟑, 𝟗𝟔𝟑𝟔 𝒎𝟑 /𝒉⌋
Apéndice G.2:
Dimensionamiento del tramo de tubería.
Se calcula el diámetro interno para el tramo de tubería D – A, por medio de la
ecuación 3.9, sabiendo que por el mismo fluyen 115,70𝑚3 /ℎ, a una velocidad
promedio entre 1,5 m/s y 3 m/s, como se muestra a continuación:
Se prueba con una velocidad promedio de 1,5 m/s, de la siguiente manera:
1ℎ
∅𝑖𝑛𝑡 = √
4 ∙ (115,7 𝑚3 /ℎ) ∙ 3600 𝑠
𝜋 ∙ (1,5 𝑚/𝑠)
⌈∅𝑖𝑛𝑡 = 0,1652 𝑚 ≈ 16,52 𝑐𝑚 ⌋
Ahora se prueba con una velocidad promedio de 3 m/s:
1ℎ
∅𝑖𝑛𝑡 = √
4 ∙ (115,7 𝑚3 /ℎ) ∙ 3600 𝑠
𝜋 ∙ (3 𝑚/𝑠)
⌈∅𝑖𝑛𝑡 = 0,1168 𝑚 ≈ 11,68 𝑐𝑚 ⌋
163
Los valores de diámetro interno obtenidos se usan como límites de un intervalo,
con el cual se entran en la tabla del Anexo A.4 y se selecciona el valor del diámetro
dentro de dicho intervalo o el más cercano a uno de los límites, dando como
resultado:
⌈∅𝒊𝒏𝒕 = 12,82 cm ≈ 0,1280 m⌋
Es decir,
⌈∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍 = 𝟏𝟐, 𝟕𝟎 𝒄𝒎 ≈ 𝟎, 𝟏𝟐𝟕𝟎 𝒎 (𝟓 𝒊𝒏𝒄𝒉)⌋
⌈𝒆 = 𝟎, 𝟎𝟎𝟔𝟓𝟓 𝐦⌋
Por lo que el valor de la velocidad promedio del fluido viene siendo:
1ℎ
𝑉𝑓 =
4 ∙ (115,7 𝑚3 /ℎ) ∙ 3600 𝑠
𝜋 ∙ (0,1280 𝑚)2
⌈𝑽𝒇 = 𝟐, 𝟒𝟗𝟖 𝒎/𝒔⌋
Valor que se encuentra dentro del intervalo de velocidades recomendadas para
fluidos en la aplicación de servicio general, según la tabla 2.8.
Apéndice G.3:
Determinación de la temperatura de la superficie exterior del tramo de
tubería con aislante.
Sabiendo que las condiciones del ambiente son las siguientes:
Tamb = 30°C
Humedad relativa = (35 – 40) %
164
Se entra en la carta Psicrométrica que se observa en la figura 2.17, y se obtiene
que la temperatura del punto de rocío es igual a 14°C.
Ahora para los cálculos de la temperatura en la superficie exterior de los tramos de
tubería nueva que componen el sistema de enfriamiento, primeramente, se toma en
consideración los diferentes diámetros que presentan y el espesor del aislante térmico
para obtener los radios internos y externos de los mismos, resultando en los valores
presentes en la tabla AG, sabiendo que para las tuberías de diámetros de 0,0254 m (1
inch) a 0,0381 (1 1/2 inch) el espesor del aislante a utilizar es de 0,0381 (1 1/2 inch) y
para las demás tuberías es de 0,0254 m (1 inch).
Tabla AG: Dimensiones de las tuberías con aislante.
Radio externo de
∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍
Radio interno de
Radio externo de
m (inch)
tubería 𝒓𝒕𝟏 (m)
tubería 𝒓𝒕𝟐 (m)
0,0254 (1)
0,0133
0,0165
0,0679
0,03175 (1 1/4)
0,01755
0,021
0,07665
0,0381 (1 1/2)
0,02045
0,02415
0,0827
0,0508 (2)
0,02625
0,03015
0,05555
0,0635 (2 1/2)
0,03135
0,0365
0,0619
0,0762 (3)
0,03895
0,04445
0,06985
0,1016 (4)
0,05151
0,05715
0,08255
0,127 (5)
0,0641
0,07065
0,09605
tubería con aislante
𝒓𝒕𝟑 (m)
Tomando el diámetro de tubería de 0,127 m (5 inch) como ejemplo, se procede a
lo siguiente:
La longitud característica de la sección transversal de la tubería viene siendo igual a:
165
𝐿𝑐 = 2 ∙ 𝜋 ∙ 𝑟𝑡3
𝐿𝑐 = 2 ∙ 𝜋 ∙ (0,09605 𝑚)
⌈𝐿𝑐 = 0,603 𝑚⌋
Obtenido este valor, se sustituye en la ecuación 2.30, junto con β = 0,006765 K-1,
𝜈 = 1,493x10−5 𝑚2 /s,𝑔 = 9,8 𝑚/𝑠 2 y 𝑃𝑟 = 0,7319,resultando en que el número de
Rayleigh es:
𝑅𝑎𝐷 =
9,8 𝑚⁄𝑠 2 ∙ 0,006765 𝐾 −1 ∙ (0,0603 𝑚)3 (373,15 𝐾 − 287,15𝐾)
(1,493x10−5 𝑚2 /s)2
∙ 0,7319
⌈𝑹𝒂𝑫 = 𝟕, 𝟓𝟏𝟗𝟐𝟕𝐱𝟏𝟎𝟖 ⌋
El número de Rayleigh y el número de Prandtl se reemplazan en la ecuación 2.29,
conociendo de esta manera el número de Nusselt, como se observa a continuación:
0,387 ∗ (7,51927x108 )1/6
𝑁𝑢 = {0,6 +
}
[1 + (0,559/0,7319)9/16 ]8/27
2
⌈𝑵𝒖 = 𝟏𝟎𝟔, 𝟑𝟐⌋
Por medio de la ecuación 2.28 se obtiene el coeficiente de transferencia de calor
por convección natural del aire, introduciendo en dicha ecuación el valor del número
de Nusselt, de la longitud característica de la sección transversal de la tubería y del
coeficiente de conducción térmica del aire (0,02495 W/m℃).
ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣 =
(0,02495 𝑊/𝑚℃) ∙ (106,32)
0,603 𝑚
⌈𝒉𝒄𝒐𝒏𝒗 = 𝟒, 𝟑𝟗𝟗 𝑾/𝒎𝟐 ℃⌋
166
Finalmente, se despeja de la ecuación 3.10 la temperatura de la superficie externa
del tramo en estudio (𝑇𝑠𝑒 ), sabiendo que 𝐾𝑡𝑢𝑏 = 54 𝑊/𝑚℃,𝐾𝑎𝑖𝑠 = 0,23 𝑊/𝑚℃ y
𝑇𝑖𝑛𝑡 = 8℃.
𝑇𝑠𝑒 − 8℃
= (4,399 𝑊/𝑚2 ℃) ∙ (0,07065 𝑚)
30℃ − 𝑇𝑠𝑒
∙[
𝐿𝑛 (0,07065𝑚⁄0,0641𝑚)
54 𝑊/𝑚℃
𝐿𝑛 (0,09605𝑚⁄0,07065𝑚)
+
]
0,23 𝑊/𝑚℃
⌈𝑻𝒔𝒆 = 𝟏𝟔, 𝟐𝟏 ℃⌋
APÉNDICE H:
Determinación del punto de trabajo del sistema de bombeo
Apéndice H.1:
Determinación de las pérdidas hidráulicas en la estación de refrigeración.
La estación de refrigeración al estar compuesto por más de un Chiller posee un
camino de tubería para cada uno de ellos, por lo que, se selecciona el más crítico para
la determinación de las pérdidas hidráulicas en dicha estación.
La separación entre los Chillers, según las recomendaciones del fabricante para
evitar problemas de difusión de calor en los evaporadores por el calor generado por
los mismos, debe ser como se indica en la figura AH.1.
167
Figura AH.1: Distancias mínimas en la instalación de los Chillers. [35]
Una separación de 3 m entre los equipos Chillers y 1,8 m entre el equipo Chiller y
la pared, por lo que la colocación final en paralelo de los mismos, en la estación de
refrigeración, viene siendo la que se observa en la figura 4.4.
El camino crítico en la estación de refrigeración es el resaltado en la figura AH.2,
donde los puntos L, K y H son las bifurcaciones y mezclas del arreglo en paralelo, el
cual está compuesto por tuberías de acero comercial, cédula 40, de 12,70 cm (5 inch)
de diámetro, y por uno de los Chiller 030GT070 (Chiller 05). De la gráfica
correspondiente a la caída de presión en el condensador de dicho modelo, se
seleccionan diferentes puntos de la curva para luego calcular el valor promedio del
coeficiente de pérdidas hidráulicas, como se observa en la tabla AH.1, obteniendo el
siguiente resultado:
Tabla AH.1: Coeficiente de pérdidas hidráulicas del Chiller 030GT070.
Chiller 030GT070
𝑽̇
∆𝑯
𝒌𝒇
(𝒎𝟑 /𝒉)
(m.c.f)
(m.c.f/(𝒎𝟑 /𝒉)𝟐)
0
0
0
13,63
0,4907
0,002641
168
Tabla AH.1: Coeficiente de pérdidas hidráulicas del Chiller 030GT070. (Continuación)
Chiller 030GT070
𝑽̇
∆𝑯
𝒌𝒇
(𝒎𝟑 /𝒉)
(m.c.f)
(m.c.f/(𝒎𝟑 /𝒉)𝟐)
18,17
0,8260
0,002502
22,71
1.2192
0,002364
34,07
2.4384
0,002101
68,14
10.3633
0,002232
90,85
18.2882
0,002216
Promedio
0,002349 m.c.f/(𝒎𝟑 /𝒉)𝟐
⌈𝑘𝑓030GT070 = 2,3490 × 10−3 m. c. f/(𝑚3 /ℎ)2 ⌋
Este valor, junto con el valor asignado del caudal que fluye a través del equipo
Chiller de 31,70 m3/h (140gpm) para que funcione adecuadamente con una eficiencia
aceptable, se sustituye en la ecuación 2.13 y se obtiene:
ℎ𝑓𝑐ℎ𝑖𝑙𝑙𝑒𝑟 05 = 2,3490 × 10−3
m. c. f
∗ (31,7 𝑚3 ⁄ℎ)2
(𝑚 3 ⁄ ℎ )2
⌈ℎ𝑓𝑐ℎ𝑖𝑙𝑙𝑒𝑟 05 = 2,3632 𝑚. 𝑐. 𝑓.⌋
Figura AH.2: Camino crítico de la estación de refrigeración.
169
Ahora para los tramos de tubería presentes en el camino crítico de la estación de
refrigeración se utiliza la ecuación 2.12, considerando los diferentes valores de caudal
y del diámetro de los mismos para ubicar las pérdidas hidráulicas según el Manual del
Instituto Hidráulico [29] correspondiente que, junto con el de la longitud del tramo,
se introduce en dicha ecuación y se determina las pérdidas hidráulicas de los mismos,
tomando en cuenta un factor porcentual de pérdidas hidráulicas por accesorios de 10
%, como se observa a continuación:
-Para el tramo H-L, para condiciones adecuadas de operación, se le designa un caudal
de trabajo de 65 𝑚3 /ℎ y su diámetro es de 12,70 cm (5 inch), lo que corresponde a un
ℎ𝑓𝑚𝑎𝑛𝑢𝑎𝑙 = 4,7482 𝑚. 𝑐. 𝑓/100 𝑚, con una longitud de 8 m, se tiene:
ℎ𝑓𝐻−𝐿 =
4,7482 𝑚. 𝑐. 𝑓.
∙ (8 𝑚) ∙ (1.1)
100 𝑚
⌈ℎ𝑓𝐻−𝐿 = 0,4178 𝑚. 𝑐. 𝑓.⌋
-Para el tramo L-K (d), sin considerar el Chiller 05 presente en ese tramo cuyo
cálculo se realizó anteriormente, su longitud de tubería es de 10,50 m, un caudal de
31,70 m3/h (140gpm), con un diámetro de 12,70 cm (5 inch), obteniendo de esta
manera:
ℎ𝑓𝐿−𝐾 (𝑑) =
0,4627𝑚. 𝑐. 𝑓.
∙ (10,50 𝑚) ∙ (1.1)
100 𝑚
⌈ℎ𝑓𝐿−𝐾 (𝑑) = 0,0534 𝑚. 𝑐. 𝑓⌋
Finalmente las pérdidas hidráulicas en la estación de refrigeración vienen siendo:
ℎ𝑓𝐸𝑠𝑡,𝑟𝑒𝑓 = 2,3632 𝑚. 𝑐. 𝑓 + 0,4178 𝑚. 𝑐. 𝑓 + 0,0534 𝑚. 𝑐. 𝑓
⌈𝒉𝒇𝑬𝒔𝒕,𝒓𝒆𝒇 = 𝟐, 𝟖𝟑𝟒𝟒 𝒎. 𝒄. 𝒇.⌋
170
Apéndice H.2:
Determinación de la altura de la máquina.
Haciendo un balance de energía desde la descarga hasta el tanque, considerando
las pérdidas hidráulicas en los tramos de tubería que componen el camino crítico
mostrado en la figura 4.5, las presentes en la estación de refrigeración y en la
máquina Arburg 4, por medio de la ecuación 2.10 se obtiene:
HD = ℎ𝑓𝐴𝑟𝑏𝑢𝑟𝑔4 + ℎ𝑓𝐸𝑠𝑡,𝑟𝑒𝑓 + ℎ𝑓𝑇𝑢𝑏𝑒𝑟𝑖𝑎𝑠
HD = 77,87 𝑚. 𝑐. 𝑓 + 2,8344 𝑚. 𝑐. 𝑓 + 13,47 𝑚. 𝑐. 𝑓
⌈𝐇𝐃 = 𝟗𝟒, 𝟏𝟕 𝒎. 𝒄. 𝒇⌋
Luego, se realiza un balance de energía desde el tanque hasta la succión de la
bomba, determinando previamente las pérdidas hidráulicas [29] en el tramo de tubería
por el que pasan 115,7 m3/h a través del manual hidráulico y se introduce en la
ecuación 2.12:
ℎ𝑓 𝑇−𝑆 =
4,7363 𝑚. 𝑐. 𝑓.
∙ (1 + 0,1) ∙ 4𝑚
100 𝑚
⌈𝒉𝒇 𝑻−𝑺 = 𝟎, 𝟐𝟎𝟖𝟒 𝒎. 𝒄. 𝒇⌋
Con estos valores se determina la altura de la bomba de la siguiente manera:
𝐻𝑚𝑎𝑞 = 94,17 𝑚. 𝑐. 𝑓 − (−0,2084 𝑚. 𝑐. 𝑓)
⌈𝑯𝒎𝒂𝒒 = 𝟗𝟒, 𝟑𝟖 𝒎. 𝒄. 𝒇⌋
171
Apéndice H.3:
Obteniendo el punto de trabajo de la bomba.
Se grafican las curvas, disponibilidad vs caudal, de la bomba y del sistema, y se
cortan una con la otra, para conocer el nuevo punto de trabajo de la bomba, como se
observa en la figura AH.3:
160
Disponibilidad (m)
140
120
100
80
boma 40-250
60
Sistema
40
20
0
0
20
40
60
80
Caudales (m3/h)
Figura AH.3: Selección del punto de trabajo a través del corte de las curvas de la bomba y del sistema.
Se puede apreciar que el nuevo punto de trabajo se encuentra en la intersección
entre una de disponibilidad de 110 m.c.f y un caudal de 62,5 𝑚3 /ℎ, por lo que al
trasladar ese punto a las curvas de comportamiento del modelo de bomba
seleccionado (Ver figuras AH.4 y AH.5), se obtienen las condiciones de trabajo de la
bomba:
172
Figura AH.4: Curva disponibilidad vs caudal de la bomba KSB 40 – 250.
Figura AH.5: Curvas de potencia y NPSH vs caudal de la bomba KSB 40 – 250.
Apéndice H.4:
Dimensionamiento de los tramos de la estación de bombeo.
Se dimensionan los tramos de la estación de bombeo, considerando las
velocidades para fluidos recomendadas para succión de bomba y descarga de bomba
en la tabla 2.8, como se observa a continuación:
173
Para el tramo de succión de la bomba:
Se prueba con una velocidad 1,2 m/s, por medio de la ecuación 3.9:
1ℎ
∅𝑖𝑛𝑡
4 ∙ (62 𝑚3 /ℎ) ∙ 3600 𝑠
√
=
𝜋 ∙ (1,2 𝑚/𝑠)
⌈∅𝑖𝑛𝑡 = 0,1352 𝑚⌋
Y para una velocidad de 2,1 m/s:
1ℎ
∅𝑖𝑛𝑡
4 ∙ (62 𝑚3 /ℎ) ∙ 3600 𝑠
√
=
𝜋 ∙ (2,1 𝑚/𝑠)
⌈∅𝑖𝑛𝑡 = 0,1022 𝑚⌋
Se comparan estos resultados con los valores de la tabla en el Anexo A.4,
obteniendo lo siguiente:
⌈∅𝑖𝑛𝑡 = 0,1023 𝑚⌋
Es decir,
∅𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙 = 0,1016 𝑚 ≈ 10,16 𝑐𝑚
⌈∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍 = 𝟏𝟎, 𝟏𝟔 𝒄𝒎 (𝟒 𝒊𝒏𝒄𝒉)⌋
Por lo que la velocidad promedio del fluido viene siendo:
1ℎ
𝑉𝑓 =
4 ∙ (62 𝑚3 /ℎ) ∙ 3600 𝑠
𝜋 ∙ (0,1023 𝑚)2
174
⌈𝑽𝒇 = 𝟐, 𝟏𝟎 𝒎/𝒔⌋
Se aplica el mismo procedimiento para el tramo de descarga de la bomba,
obteniendo los siguientes resultados:
⌈∅𝒏𝒐𝒎𝒊𝒏𝒂𝒍 = 𝟕, 𝟔𝟐 𝒄𝒎 (𝟑 𝒊𝒏𝒄𝒉)⌋
⌈𝑽𝒇 = 𝟑, 𝟔𝟏 𝒎/𝒔⌋
Apéndice H.5:
Determinación del tiempo y longitud crítica.
Se calcula la celeridad en cada uno de los tramos que componen el camino crítico,
por medio de la ecuación 2.21:
Para el tramo D – A se sabe que:
𝐸𝑓 = 2,1876 × 109 𝑁/𝑚2 .
𝜌 = 1.000 𝑘𝑔/𝑚3 .
𝐸 = 2,0601 × 1011 𝑁/𝑚2 .
𝐷 = 0,1413 𝑚.
𝑒 = 0,00655 𝑚.
Por lo que se sustituyen los valores en la ecuación 2.21, obteniendo:
𝑎=
2,1876 × 109 𝑁/𝑚2
109 𝑁
2,1876× 2
√
0,1413 𝑚
𝑚
1.000 𝑘𝑔/𝑚3 ∙ (1 + (
) ∙ (0,00655 𝑚))
1011 𝑁
2,0601×
𝑚2
⌈𝑎 = 1.334,12 𝑚/𝑠⌋
175
Se realiza el mismo cálculo para los demás tramos del camino crítico que se
muestra en la figura 4.5, y se registran los resultados en la tabla AH.3:
Tabla AH.3: Celeridad de los tramos del camino crítico del sistema de enfriamiento.
D
𝒆
𝒂
(m)
(m)
(m/s)
0,0889
0,00549
1366,25
D–A
0,1413
0,00655
1.334,12
A–R
0,1413
0,00655
1.334,12
R – n5
0,1413
0,00655
1.334,12
n5 – J
0,1413
0,00655
1.334,12
J – n13
0,073
0,00516
1.379,09
n13-n14
0,073
0,00516
1.379,09
n14-n15
0,073
0,00516
1.379,09
A–T
0,1413
0,00655
1.334,12
Succión Bomba
0,1143
0,00602
1.349,28
Tramo
Descarga
bomba
Ahora se determina la celeridad equivalente, según las longitudes, celeridades, y la
relación entre estos parámetros de los tramos, los cuales se observan en la tabla AH.4:
Tabla AH.4: Longitudes y celeridades de los tramos de tubería del camino crítico del sistema de
enfriamiento.
L
𝒂
L/𝒂
(m)
(m/s)
(s)
4
1366,25
0,002928
Tramo
Descarga
Bomba
176
Tabla AH.4: Longitudes y celeridades de los tramos de tubería del camino crítico del sistema de
enfriamiento. (Continuación)
L
𝒂
L/𝒂
(m)
(m/s)
(s)
D–A
6,87
1.334,12
0,005149
A–R
6,77
1.334,12
0,005075
R – n5
3
1.334,12
0,002249
n5 – J
10,61
1.334,12
0,007953
J – n13
29,66
1.379,09
0,02151
n13-n14
2,90
1.379,09
0.00210
n14-n15
2,76
1.379,09
0,002001
A–T
13,72
1.334,12
0,01028
Succión Bomba
4
1349,28
0,002965
Tramo
Por lo que, se sustituyen los valores de la sumatoria de las relaciones entre las
longitudes y celeridades de los tramos de tubería, junto con la longitud total, o de
conducción del fluido, del camino crítico del sistema de enfriamiento en la ecuación
2.24, de la siguiente manera:
𝐿𝑡 = 6,87 𝑚 + 13,72 𝑚 + 2
∙ (6,77 𝑚 + 3 𝑚 + 10,61 𝑚 + 29,66 𝑚 + 2,76 𝑚 + 2,9 𝑚) + 8
⌈𝐿𝑡 = 139,99 𝑚⌋
∑
𝐿𝑖
= (0,02132 + 2
𝑎𝑖
∙ (0,005075 + 0,002249 + 0,007953 + 0,02151 + 0,0021
+ 0,002)) 𝑠
177
⌈∑
𝐿𝑖
= 0,10309𝑠⌋
𝑎𝑖
𝑎𝑒 =
139,99 𝑚
0,10309 𝑠
⌈𝑎𝑒 = 1.357,94 𝑚/𝑠⌋
Luego se procede a determinar la velocidad equivalente, calculando primeramente
los valores de los productos de las longitudes por las velocidades, y de las longitudes
por las áreas, de los tramos de tubería del camino crítico, como se muestra en la tabla
AH.5:
Tabla AH.5: Longitudes, velocidades y áreas de los tramos de tubería del camino crítico del sistema de
enfriamiento.
L
𝑽𝒇
A
L x 𝑽𝒇
LxA
(m)
(m/s)
(𝒎𝟐 )
(𝒎𝟐 /𝒔)
(𝒎𝟑 )
4
3,61
0,004766
14,44
0,01906
D–A
6,87
2,46
0,01291
16,90
0,08869
A–R
6,77
2,16
0,01291
14,623
0,08740
R – n5
3
2,06
0,01291
6,18
0,03873
n5 – J
10,61
2,02
0,01291
21,432
0,1370
J – n13
29,66
2,49
0,003088
73,853
0,09159
A–T
13,72
2,45
0,01291
33,614
0,1771
Succión Bomba
4
2,10
0,008219
8,40
0,03288
Tramo
Descarga
Bomba
Estos valores, junto con el caudal total requerido, se sustituyen en la ecuación 2.25,
obteniendo lo siguiente:
178
∑ 𝐿𝑖 ∙ 𝑉𝑖 = (73,35 + 2 ∙ (14,623 + 6,18 + 21,432 + 73,853)) 𝑚2 /𝑠
⌈∑ 𝐿𝑖 ∙ 𝑉𝑖 = 305,53 𝑚2 /𝑠⌋
∑ 𝐿𝑖 ∙ 𝐴𝑖 = (0,3177 + 2 ∙ (0,0874 + 0,03873 + 0,137 + 0,09159))𝑚3
⌈∑ 𝐿𝑖 ∙ 𝐴𝑖 = 1,0271 𝑚3 ⌋
(0,03444 𝑚3 /𝑠) ∙ (282,69 𝑚2 /𝑠)
𝑉𝑒 = √
0,9752 𝑚3
⌈𝑉𝑒 = 3,20 𝑚/𝑠⌋
Conocidos los valores de la celeridad y de la velocidad equivalente, se introducen
en la ecuación 2.22, y se calcula el tiempo de parada, considerando:
𝐻𝑚 114,93 𝑚. 𝑐. 𝑎
=
× 100 % = 82,1 % → 𝐶 = 0
𝐿𝑡
139,99 𝑚
𝐿𝑡 < 500 𝑚 → 𝐾 = 2
Por lo que:
𝑇=
(2) ∙ (128,67 𝑚) ∙ (3,20 𝑚/𝑠)
(9,81 𝑚/𝑠 2 ) ∙ (114,93 𝑚)
⌈𝑇 = 0,7304 𝑠⌋
Con lo cual se determina la longitud crítica, a través de la ecuación 2.23, de la
siguiente manera:
179
𝐿𝑐 =
(1.357𝑚94 𝑚/𝑠) ∙ (0,7304 𝑠)
2
⌈𝐿𝑐 = 495,91 𝑚⌋
Al comparar este valor con el de la longitud total del camino crítico del sistema
de enfriamiento, se obtiene:
139,99 𝑚 < 495,91 𝑚
𝐿𝑡 < 𝐿𝑐
Lo que indica que es una longitud de conducción corta, o un tiempo de cierre
lento, por lo que no se generará sobrepresión máxima en ningún punto del sistema, y
por consiguiente daños en el mismo. Se utiliza la ecuación de Michaud.
Apéndice H.6:
Determinación del porcentaje de recirculación de la bomba.
Se entra en la gráfica de Fraser con los valores de la relación de diámetros, y de la
velocidad específica de succión de la bomba determinados previamente en el
subtítulo 4.2.3.5.b (Ver figura AH.6):
ℎ1
𝐷1
= 0,45
𝑆𝑠 = 7.616,97
180
Figura AH.6: Determinación del porcentaje de recirculación de la bomba.
De la intersección de ambas rectas, se selecciona el valor del porcentaje de
recirculación de la bomba, arrojando un resultado igual a 50%.
APÉNDICE I:
Pérdidas hidráulicas en los tramos de tubería del sistema de enfriamiento.
Se determinan las pérdidas hidráulicas en los tramos de tubería presentes en los
diferentes caminos del sistema de enfriamiento mostrados en la figura 4.2, mediante
la ecuación 2.12, al reemplazar los valores de las longitudes de los mismos y de las
pérdidas hidráulicas, según el Manual del Instituto Hidráulico [29], ubicadas a partir
de los caudales y diámetros correspondientes a cada tramo en estudio (Ver tabla
4.24), obteniendo lo que se observa en la tabla AI:
181
Tabla AI: Pérdidas hidráulicas en los tramos de tubería del sistema de enfriamiento.
L
𝒉𝒇manual
𝒉𝒇
(m)
m.c.f/100 m
(m.c.f)
T-A
6,87
4,737
0,358
A-n2
2,66
15,174
0,444
n2-n1
2,20
9,706
0,284
n1-I1
2,20
4,917
0,119
A-n3
4,67
28,149
1,446
n3-S1
7,79
7,831
0,671
A-R
6,77
3,572
0,266
R-n4
6,18
27,626
1,878
n4-S2
8,67
2,758
0,263
R-n5
3,00
3,273
0,108
n5-J
10,61
3,153
0,368
J-n13
29,66
13,729
4,470
n13-n14
2,90
17,367
0,554
n14-n15
2,76
14,262
0,433
n15-n16
2,90
8,370
0,267
n16-n17
2,76
2,767
0,084
n17-n18
2,90
19,687
0,628
n18-n19
2,76
22,101
0,671
Tramos
182
Tabla AI: Pérdidas hidráulicas en los tramos de tubería del sistema de enfriamiento. (Continuación)
L
𝒉𝒇manual
𝒉𝒇
(m)
m.c.f/100 m
(m.c.f)
n19-S16
5,66
11,404
0,710
J-n6
5,66
4,385
0,273
n6-n7
16,98
3,860
0,721
n7-n8
8,49
8,909
0,832
n8-G
8,49
14,134
1,320
G-n9
2,48
19,685
0,537
n9-S10
7,48
45,309
3,728
G-n10
2,48
7,845
0,214
n10-n11
4,91
14,479
0,782
n11-n12
18,69
9,543
1,962
n12-n20
8,17
23,534
2,115
n20-S16
22,62
24,893
6,194
D-A
13,72
4,738
0,715
Tramos
APÉNDICE J:
Diseño y dimensionamiento de las placas orificio.
Se utiliza el rango de operación del transmisor de presión de 0 - 5.08 m.c.f para
delimitar las pérdidas hidráulicas en la placa orificio, y un caudal por encima del
caudal mayor requerido por las máquinas, como se observa a continuación:
183
-Para la máquina MP9 se tiene que:
ℎ𝑓𝑃𝑂 = 5 m.c.f.
̇
𝑉𝑀𝑃9
= (9 + 3) m3/h = 12 m3/h
Se calcula el número de Reynolds correspondiente a la tubería donde va instalada
la placa orificio, en este caso a la entrada de agua fría de la máquina (2.54 cm de
diámetro nominal), y la viscosidad dinámica del agua, de la siguiente manera:
∅𝑖𝑛𝑡 2.54cm = 0,0266 m
D2.54cm = 0,03 m
A = 5,064 x 10-4 m2
𝜐 = 1,569 × 10−3 𝑚2 /𝑠
Sustituyendo los valores en la ecuación 2.26:
𝑅𝑒 =
0,0266 𝑚 ∙ 12 𝑚3 /ℎ ∙ (1 ℎ/3.600 𝑠)
5,067𝑥10−4 𝑚2 ∙ 1,569 × 10−3 𝑚2 /𝑠
⌈𝑅𝑒 = 111,53⌋
Con el valor de número de Reynolds se entra en la gráfica de las Cartas Crane
correspondiente a las placas orificio (Ver Anexo A.19):
Se asume un valor de β y se despeja 𝐶𝑃𝑂 de la ecuación 4.3, cuyo resultado se
compara con el de la gráfica, y si no coincide, se asume otro valor para β, repitiendo
el mismo procedimiento, hasta que ambos valores coincidan en la misma línea del
Reynolds en dicha gráfica, como se puede observar a continuación:
184
Asumiendo β = 0,5
5 𝑚. 𝑐. 𝑓 =
1 − 0,52
𝐶𝑃𝑂 2 ∙ 0,5
∙
4
(6,5785 𝑚/𝑠)2
2 ∙ 9,81 𝑚/𝑠 2
Despejando 𝐶𝑃𝑂 se obtiene que:
⌈𝐶𝑃𝑂 = 2,3⌋
No coincide, por lo que, se asumen otros valores y se repite el procedimiento hasta
hallar la coincidencia en la siguiente tabla AJ:
Tabla AJ: Relaciones de diámetros y coeficientes de flujos para las placas orificio en estudio.
Iteración
𝜷
𝑪𝒄𝒂𝒍𝒄𝒖𝒍𝒂𝒅𝒐
𝑪𝒍𝒆𝒊𝒅𝒐
1
0,5
2,3
0,73
2
0,6
1,47
0,80
3
0,65
1,19
0,84
4
0,7
0,96
0,97
Coincide a la cuarta iteración con un β = 0,7 y un C = 0,96
Ahora sabiendo que β es la relación de diámetros, se despeja el diámetro interno
de la siguiente de la siguiente manera:
∅𝑖𝑛𝑡 = 26,60 mm
0,7 =
∅𝑜𝑟𝑖𝑓𝑖𝑐𝑖𝑜
26,60 𝑚𝑚
185
⌈∅𝒐𝒓𝒊𝒇𝒊𝒄𝒊𝒐 = 𝟏𝟖, 𝟔𝟐 𝒎𝒎⌋
El diámetro de la brida se determina según la tabla en el Anexo A.20, arrojando un
resultado igual a:
⌈∅𝒃𝒓𝒊𝒅𝒂 = 𝟏𝟎𝟎 𝒎𝒎⌋
En la figura AJ.1 se muestra el plano de construcción para las placas orificios.
186
Figura AJ.1: Plano de construcción para las placas orificio.
APÉNDICE K:
Plano y esquema del rediseño del sistema de enfriamiento.
A continuación en la figura AK.1 se muestra un plano con diferentes vistas del
rediseño del sistema de enfriamiento planteado:
187
Figura AK.1: Plano del rediseño del sistema de enfriamiento.
188
ANEXO
ANEXO A.1:
Tabla A.1: Especificaciones de la balanza analítica AND HR-120.
Nombre del
Balanza analítica digital
instrumento
Fabricante
AND
Modelo
HR-120
Función:
Características
Generales
Medición de masa
Tamaño
Color: STD
Envoltura:
Nominal: STD
Estándar del
Estándar del
fabricante
fabricante
Fuente de energía:
100 a 240 VCA
Material:
Aluminio fundido
Proceso de datos:
Rango: (0 – 120) g
Precisión:
+/-0,0001 g
Alcance:
120 g
Error de alcance:
1%
Elemento
Parámetros
Estáticos
Efecto
temperatura:
+/- 2 ppm/℃(10℃~30℃)
Tiempo muerto
N/A
Estabilidad
3 segundos
Parámetros
dinámicos
190
ANEXO A.2:
Tabla A.2: Especificaciones del termómetro (pirómetro) Fluke 63 mini IR.
191
ANEXO A.3:
Tabla A.3: Especificaciones del manómetro Baumer E
192
ANEXO A.4:
Tabla A.4: Dimensiones de tuberías de acero comercial cédula 40.
193
ANEXO A.5:
Tabla A.5: Capacidades promedio en sistema internacional y en sistema inglés.
194
ANEXO A.6:
Tabla A.6: Caudal de enfriamiento máximo y mínimo.
195
ANEXO A.7:
Figura A.1: Relación caída de presión vs caudal del Chiller 030GT070.
ANEXO A.8:
Figura A.2: Curva caída de presión vs caudal del Chiller 30XAA160.
196
ANEXO A.9:
Tabla A.7: Dimensiones de las bombas KSB en mm.
197
ANEXO A.10:
Figura A.3: Curvas de comportamiento de la bomba KSB 40 – 250.
198
ANEXO A.11:
Tabla A.8: Propiedades termodinámicas para agua saturada.
199
ANEXO A.12:
Tabla A.9: Especificaciones del transmisor de presión diferencial.
Nombre del
Transmisor de presión diferencial
instrumento
Fabricante
FOXBORO
Modelo
IDP10
Función:
Características
Generales
Transmisor, Indicador
Tamaño
Color: STD
Envoltura:
Nominal: STD
Estándar del
Estándar del
fabricante
fabricante
Fuente de energía:
Transmisor
Salida del
transmisor:
4 a 20 mA
Material:
Acero
Proceso de datos:
Rango: (0 – 5,08)m.c.a
Precisión:
± 0,075% del alcance
Alcance:
5,08m.c.a
Error de alcance:
1%
Elemento
Parámetros
12,5 a 45 VDC
Estáticos
+/- (0,03% URL + 0,0625% span)
Efecto
para un cambio de temperatura
temperatura:
de 28º C.
Tiempo muerto
N/A
Estabilidad
Tiempo de retardo = ± 0,05%
Parámetros
dinámicos
200
ANEXO A.13:
Tabla A.10: Especificaciones del termómetro bimetálico.
Nombre del
Termómetro bimetálico
instrumento
Fabricante
FIMAP
Modelo
N/A
Función:
Características
Generales
Elemento
Tamaño
Color: STD
Envoltura:
Nominal: STD
Estándar del
Estándar del
fabricante
Fuente de energía:
Transmisor
Sensor, Indicador
Salida del
transmisor:
fabricante
N/A
N/A
Material:
Acero Inoxidable
Proceso de datos:
Rango: (-20 a 120) ℃
Conexión del
proceso:
STD 1/2”
Precisión:
1% del alcance
Alcance:
140 ℃
Error de alcance:
1%
Parámetros
Efecto
Estáticos
temperatura:
N/A
Límite de rango
alcance superior
de temperatura:
Límite superior de 120ºC
201
ANEXO A.14:
Tabla A.11: Especificaciones del manómetro de presión diferencial.
Nombre del
Manómetro de presión diferencial
instrumento
Fabricante
WEISZ
Modelo
200 DPG
Función:
Características
Generales
Elemento
Tamaño
Color: STD
Envoltura:
Nominal:STD
Estándar del
Estándar del
fabricante
Fuente de energía:
Transmisor
Sensor, Indicador
Salida del
transmisor:
fabricante
N/A
N/A
Material:
Aluminio, acero inoxidable y bronce
Proceso de datos:
Rango: (0 – 100) kPa
Conexión del
proceso:
STD 1/4”
Alcance:
100 kPa
Error de alcance:
1%
Exactitud:
± 2% del alcance
Efecto
El fluido de trabajo debe poseer una
temperatura:
temperatura máxima de 80℃
Parámetros
Estáticos
202
ANEXO A.15:
Tabla A.12: Especificaciones del controlador e indicador de temperatura.
Nombre del
instrumento
Controlador e indicador de temperatura
Fabricante
NOVUS
Modelo
N1030
Función:
Características
Generales
Tamaño
Color: STD
Envoltura:
Nominal:STD
Estándar del
Estándar del
fabricante
Fuente de energía:
Elemento
Controlador, Indicador
fabricante
100 – 240 Vca/Vcc
Proceso de datos:
Indicación en ℃ y ℉
Precisión:
N/A
Alcance:
N/A
Error de alcance:
1%
Parámetros
Ambiente de
operación:
(0 – 60)℃ a 80% de humedad relativa
203
ANEXO A.16:
Tabla A.13: Especificaciones del controlador de caudal.
Nombre del
Controlador de caudal
instrumento
Fabricante
KROHNE
Modelo
DWM2000
Función:
Características
Generales
Tamaño
Color: STD
Envoltura:
Nominal: STD
Estándar del
Estándar del
fabricante
Fuente de energía:
Parámetros
Controlador
fabricante
AC y DC
Precisión:
N/A
Alcance:
N/A
Error de alcance:
1%
Temperatura de
proceso
Presión de proceso
Hasta 150℃ (300℉)
Hasta 2500 kPa (360 psi)
204
ANEXO A.17:
Tabla A.14: Especificaciones del termopar.
Nombre del
Termopar tipo K
instrumento
Fabricante
WATLOW
Modelo
WD-08439-92
Función:
Características
Generales
Envoltura:
Nominal: STD
Estándar del
Estándar del
fabricante
Salida del
transmisor:
Proceso de datos:
Elemento
Tamaño
Color: STD
Fuente de energía:
Transmisor
Sensor, Transmisor
Conexión del
proceso:
fabricante
N/A
(6,4 – 16,4) mV
Rango: (-250 – 300)℃
STD 1/4”
Precisión:
± 0,001 mV
Alcance:
550℃
Parámetros
Error de alcance:
1%
Estáticos
Límite de rango
alcance superior de
temperatura:
Límite superior de 300ºC
205
ANEXO A.18:
Tabla A.15: Especificaciones de las electroválvulas.
Nombre del
Válvula reguladora
instrumento
Fabricante
FLOWSERVE
Modelo
EV220B
Función:
Características
Generales
Elemento
Tamaño
Color: STD
Envoltura:
Nominal: STD
Estándar del
Estándar del
fabricante
Fuente de energía:
Transmisor
Regulador
Salida del
transmisor:
Conexión del
proceso:
fabricante
220 VAC
N/A
STD 1/4”
Precisión:
N/A
Alcance:
N/A
Error de alcance:
N/A
Exactitud:
N/A
Parámetros
Estáticos
206
ANEXO A.19:
Figura A.4: Coeficiente de flujo 𝐶𝑃𝑂 para cantos vivos.
207
ANEXO A.20:
Tabla A.16: Dimensiones para bridas DIN.