UNIVERSIDAD NACIONAL DE INGENIERIA

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1 UNIVERSIDAD NACIONAL DE INGENIERIA FACULTAD DE INGENIERIA MECANICA DISEÑO DE UN SECADOR ROTADISK DE 14 TM/HR DE CAPACIDAD PARA HARINA DE PESCADO PRIME TESIS PARA OPTAR EL TÍTULO PROFESIONAL DE: INGENIERO MECÁNICO PRESENTADO POR LAURO FELIX MANRIQUE ZORRILLA PROMOCION LIMA-PERU 2008

2 AGRADECIMIENTO Agradezco a DIOS creador del universo, que me dio y me seguirá dando fortaleza para seguir adelante todos los días. A mis Padres Félix y Peregrina por el incondicional apoyo que me han ofrecido en la culminación de mis estudios profesionales. A mi querida esposa Martha por su comprensión y tolerancia. A mis hijas Susan, Rossemarie y Kattia; porque su presencia ha sido y será siempre el motivo que me impulsa a lograr mis metas.

3 INDICE Pág. PRÓLOGO CAPÍTULO 1 INTRODUCCIÓN 1.1 Objetivo 1.2 Alcances 1.3 Limitaciones CAPÍTULO 11 DESCRIPCIÓN DE LA HARINA DE PESCADO 2.1 Descripción de la harina de pescado Definición de la harina de pescado Composición de la materia prima Ingredientes, sacos e hilos Clasificación y composición de la harina de pescado Método de conservación Presentación y características del envasado Almacenamiento Vida útil Identificación de rumas Distribución Formas de distribución Saquería A granel

4 IV 2.6 Propiedades físicas de la harina de pescado Peso específico de la harina de pescado Calor específico de la harina de pescado CAPÍTULO 111 EL SECADO DE LA HARINA DE PESCADO 3.1 Teoría del secado 3.2 Factores que afectan la operación de secado Influencia de las condiciones del secado en la calidad de la harina de pescado. 3.4 Tipos de secadores Secadores indirectos rotatubos Secadores indirectos de aire caliente Secadores rotadiscos Secadores al vacío. 3.5 Descripción del secador rotadisk Partes del secador rotadisk. Operación del secador rotadisk Parámetros de operación del secador rotadisk Temperatura (T 1 ) del keke al ingreso del secador rotadisk Temperatura (T2) de la harina semiseca a la salida del secador rotadisk Temperatura (Th) del scrap a la salida del secador de aire caliente Temperatura (T2 ) de la harina semiseca al ingreso del secador de aire caliente (secado final) Humedad (A 1 ) del keke al ingreso del secador rotadisk. 55

5 V Humedad (A 2 ) de la harina semiseca a la salida del secador rotadisk Humedad (An) del scrap a la salida del secador de aire caliente Entalpía (h 1 ) del keke al ingreso del secador rotadisk Entalpía (h 2 ) de la harina semiseca a la salida del secador rotadisk O Entalpía (h 2i ) de la harina semiseca al ingreso del secador de aire caliente Entalpía (h h ) del scrap a la salida del secador de aire caliente Temperatura CT a ) del agua evaporada por el secador rotadisk Temperatura CT v ) del vapor dentro de las chaquetas y eje del secador rotadisk Temperatura CT c ) del condensado a la salida de los secadores rotadisk Entalpía (h a ) del agua evaporada por el secador rotadisk Entalpía (h v ) del vapor dentro de las chaquetas y eje del secador rotadisk Entalpía (h e ) del condensado a la salida de los secadores rota disk. 59 CAPÍTULO IV 60 DIMENSIONAMIENTO, POTENCIA CONSUMIDA Y CÁLCULO TÉRMICO Dimensionamiento del secador rotadisk Cálculo del área de calentamiento (A) Cálculo de la longitud (L) del secador Cálculo de la velocidad del rotor del secador

6 VI Cálculo de la potencia del motor. 4.2 Calor perdido por el secador Cálculo del calor (Q' e) perdido por la superficie del cilindro del secador sin aislamiento Cálculo del calor (Q b ) perdido por las bridas del secador Cálculo del calor (Q') perdido por el secador sin aislamiento Cálculo del espesor más económico del aislamiento Cálculo del calor (Oc) perdido por la superficie del cilindro del secador con aislamiento Cálculo del calor (Q) perdido por el secador con aislamiento Cálculo del ahorro de energía con el uso del aislamiento. 4.3 Balance de materia y energía Balance de materia Balance de energía Balance de materia y energía cuando el secador opera en la primera etapa de secado Balance de materia y energía para condiciones de máxima capacidad de evaporación. 85 CAPÍTULO V DISEÑO DE LOS ELEMENTOS PRINCIPALES 5.1 Cálculo y diseño de los discos Distribución de los templadores, cálculo del diámetro, número de templadores y espesor de los discos 5.2 Cálculo y diseño del eje y los muñones. 5.3 Cálculo y diseño del casco y la chaqueta del secador rotadisk

7 VII 5.4 Cálculo y diseño de las bridas Cálculo del espesor de la brida Cálculo de los pernos de la brida Cálculo y diseño de los soportes del secador rotadisk Cálculo y selección de la tubería de alimentación de vapor a la chaqueta del secador rotadisk Cálculo de la tubería de alimentación de vapor a la chaqueta Selección de la válvula de vapor a la chaqueta Cálculo y selección de la tubería de salida de condensado de la chaqueta del secador rotadisk Cálculo y selección de la tubería de salida de condensado de la chaqueta Selección de las trampas de vapor de la chaqueta Cálculo y selección de la tubería de alimentación de vapor al eje del secador rotadisk Cálculo y selección de la tubería de alimentación de vapor al eje Selección de la válvula de alimentación de vapor Selección de la junta rotativa de alimentación de vapor Cálculo y selección de la tubería de salida de condensado del eje del secador rotadisk Cálculo y selección del tubo pescador Cálculo y selección de la tubería de evacuación de condensado Selección de la junta rotativa de salida de condensado Selección de la trampa de vapor. 142

8 VIII Selección de las válvulas de salida de condensado. 143 CAPÍTULO VI 145 CÁLCULO Y/O SELECCIÓN DE LOS ELEMENTOS COMPLEMENTARIOS Y DE ACCIONAMIENTO 6.1 Cálculo y selección de los rodamientos y chumaceras. 6.2 Selección del motor. 6.3 Cálculo y selección del piñón motriz y la catalina. 6.4 Cálculo y selección de la cadena. 6.5 Cálculo y selección del reductor 6.6 Cálculo y selección del acoplamiento Cálculo y selección de la tubería de alimentación de vapor a los secadores rotadisk desde los calderos a vapor Cálculo y selección de la tubería Cálculo y selección del aislamiento térmico de la tubería Cálculo y selección de la tubería de retomo de condensador de los secadores rotadisk hacia los calderos a vapor Cálculo y selección de la tubería de evacuación de condensado de los secadores rotadisk hacia los calderos a vapor Cálculo y selección del aislamiento térmico de la tubería de retomo de condensado. 165 CAPÍTULO VII EVALUACIÓN ECONÓMICA CONCLUSIONES

9 IX BIBLIOGRAFÍA PLANOS APÉNDICE.

10 PRÓLOGO Los secadores rotadisk y multitubulares se han desarrollado por la necesidad de contar con equipos de secado adecuados en la producción de harinas especiales ya que estas necesitan además de materia prima fresca (refrigeración luego de la captura y proceso rápido}, cocción suave y secado a bajas temperaturas para mantener el valor nutricional - especialmente la digestibilidad, sobre el 92% para harinas especiales contra el 85% para las harinas estándares. La producción mundial de harina de pescado está en el rango de los 6 a 7 millones de toneladas anuales, excepto durante los años eventuales de El Niño. Perú y Chile son líderes, con 1, 7 a 2,0 millones de toneladas y 500,000 toneladas por año respectivamente. El Perú alcanza, el año 2000, una producción total de harinas de pescado de 2'209,200TM, de las cuales el 57%(1 '259,244 TM} correspondió a harinas FAQ Standard y el 43% (949,956 TM} a harinas especiales. De estas últimas, el 37%(826,462 TM) representan harinas prime y el 6% (123,494 TM) harinas súper prime. El presente trabajo consta de 7 capítulos que a continuación se detalla: En el capitulo I de introducción.

11 2 En el capítulo II se describe la harina de pescado y las actividades inherentes desde la captura de la materia prima hasta su comercialización. En el capítulo III se resume el proceso de secado del que forma parte el secador rotadisk, se describe el equipo y definen los parámetros principales de diseño. En el capítulo IV se dimensiona el secador, se determina la velocidad de rotación, la potencia del motor, espesor de aislamiento y efectúan los balances de materia y energía. En el capítulo V se calculan y diseñan los elementos principales como son los discos, eje, casco, chaqueta, etc. En el capítulo VI se calculan, diseñan o seleccionan los elementos complementarios y de accionamiento. En el capítulo VII se efectúa la evaluación económica y finalmente se desarrollan los planos de fabricación.

12 CAPITULO 1 INTRODUCCIÓN 1.1 OBJETIVO Diseñar un secador rotadisk de 14 TM/HR de capacidad para harina de pescado prime. El propósito del presente trabajo es el desarrollo de un modelo que pueda servir para el diseño y fabricación de secadores rotadisk, espero que este trabajo sea un aporte y sirva no solamente a los fabricantes de equipos de producción de harina de pescado sino también para aquellos que están preocupados continuamente en mejorar la calidad y bajar los costos de producción de harina de pescado prime y superprime. Si bien es cierto que la densidad de la harina de los secadores rotadisk es baja, 0.43, este secador es muy versátil porque puede tratar mezclas de cake de prensa y concentrado con humedades mayores a 45%, el secador rotatubos presenta problemas con estos niveles de humedad, en general el secador rotadisk es adecuado para acondicionar la harina como secador de primer pase, antes de un rotatubos o un secador indirecto de aire caliente, aquí la importancia de estos equipos.

13 4 1.2 ALCANCES El alcance del trabajo abarca desde la descripción de la harina de pescado hasta el diseño y elaboración de planos de fabricación del secador rotadisk. 1.3 LIMITACIONES Para el desarrollo de algunos modelos matemáticos formulados en el presente trabajo se han utilizado además de métodos analiticos, métodos analiticos y experimentales combinados.

14 CAPÍTULO 11 DESCRIPCIÓN DE LA HARINA DE PESCADO DESCRIPCIÓN DE LA HARINA DE PESCADO Definición de la harina de pescado Alimento industrial hidrobiológico, obtenido de la reducción del contenido de humedad y grasas de la especie pelágica anchoveta "Engraulis ringens jennys" entera, la cual es sometida a cocción, prensado, secado, molienda y dosificación de antioxidante, luego es envasado y almacenado. La harina presenta color y olor característico de la especie y está compuesto fundamentalmente por proteínas y su uso es la nutrición animal, su importancia radica en su gran aporte de energía metabolizable y elementos esenciales para el desarrollo de los seres vivos, tales como aminoácidos esenciales, contenido apreciable de lípidos, vitaminas y minerales; así como una composición balanceada de sus constituyentes Composición de la materia prima La composición química de la anchoveta entera es variable y depende de factores de naturaleza intrínseca, tales como edad, sexo, tamaño, órganos del pescado y de factores extrínsecos relacionados a la estación del año, zona de pesca, etc., sin embargo los aspectos determinantes son la

15 6 cantidad de alimentos ingeridos por el pez y la cantidad de energía gastada. De manera general el pescado está constituido por aproximadamente: Agua: 70-85% Proteinas: Lípidos: Carbohidratos: Cenizas ó minerales: 15-20% 1-10% 0,5-1% 1-1,5% El contenido de agua y lípidos son los que más fluctúan, especialmente en los peces migratorios. Las proteínas, carbohidratos y cenizas permanecen más o menos constantes. Las proteínas se clasifican en: Proteínas sarcoplasmáticas (20-35%), proteínas miofibrilares (60-75%), proteínas del estroma (2-5%). Los lípidos del pescado están conformados por ácidos grasos altamente insaturados con 20 y 22 átomos de carbono (con 4 a 6 dobles enlaces) los cuales tienden a oxidarse rápidamente. Los carbohidratos en el músculo del pescado cumplen funciones de reserva energética. El principal constituyente es el glucógeno. El pescado es una excelente fuente de vitaminas liposolubles, sin embargo, en la práctica una parte o el total de estos compuestos se pierden durante el almacenamiento y procesamiento del pescado.

16 Ingredientes, sacos e hilos Antioxidante: Para evitar la oxidación de los ácidos grasos no saturados que se encuentran en la grasa de la harina se usan sustancias antioxidantes; los cuales detien.en o retardan la oxidación rompiendo la reacción en cadena al ser oxidados ellos mismos. En la producción de harina de pescado se dosifica un mínimo de 650 ppm del antioxidante etoxiquina. Las características de la etoxiquina son: Nombre Fórmula Peso molecular Estado Gravedad específica 1,2 dihidro-6 etoxi-2,2.4 trimettilquinolina C14H19NO 217,29 Liquido 1,028 a 1,035 a 25 º C Solubilidad: Miscible en aceite y grasas, alcohol etílico y propilenglicol. No corrosivo Sacos: Los sacos utilizados para el envasado de la harina de pescado tienen las siguientes características: Color Forma presentación Medidas (para 50 kg) Peso Vida útil Blanco Polipropileno laminado 28" x43" 120 gramos más de 6 meses Hilo: El hilo utilizado para el cosido de sacos es de algodón de tres pitas.

17 Clasificación y composición de la harina de pescado Las harinas de pescado se clasifican de acuerdo a la composición físico química como la humedad, proteína, lípidos y cenizas, al grado de deterioro de sus componentes básicos determinados luego de un análisis químico y cuantificarse parámetros como el TVN, histamina, la digestibilidad, además de cumplir estándares físico mecánicos como la granulometría, densidad y número de flujo y estándares microbiológicos, tal como se puede ver a continuación los rangos que deben cumplir para cada calidad. TABLA21 - C lasificaci ó n y composici ó n de la harina de pescado ANALISIS 1 Suoer prime Prime Proteína mín. (%) Grasa máx. (%) Humedad máx (%) Cenizas máx.(%) Acidez máx (%) Sal/arena máx (%) 4 5 TVN máx. (mg/100gr.) Histamina máx. (ppm.) Digestibilidad Tony Modificado mín. (%) Granulometña mal\a 12(%) 98 Densidad aparente (g/ml) 0,45 / 0,50 Densidad compacta (g/m) 0,68/0,72 Número de Flujo.cm (Máx) 5 Salmonella/shigella Ausencia/ 25g Enterobacterias Max. 300 UFC/g Escherichia coli < 3 nmp. Vibrio cholerae Ausencia/ 25g Standard Método de conservación La harina de pescado es conservada por método del tratamiento térmico (secado a vapor y aire caliente) con la finalidad de reducir el porcentaje de humedad.

18 Presentación y características del envasado La harina de pescado es envasada normalmente en sacos confeccionados en polipropileno 100% virgen, libre de impurezas y contaminación microbiológica, con un peso de sustrato de 69,2 grms/m2 y llevan un laminado tipo II con recubrimiento de 16 grms/m 2. Las especificaciones dimensionales son de acuerdo a normas IS y las correspondientes a la construcción del tejido de acuerdo a normas ASTM , ASTM , é ISO La materia prima utilizada en la fabricación de los envases recibe un tratamiento UV, el cual le otorga una resistencia a la radiación solar de tres meses. Presentan una impresión en tinta flexográfica en uno de sus lados con los colores rojo ocre y turquesa con el logotipo de la empresa en la parte central, debajo del logotipo se menciona la procedencia "Peruvian Fishmeal" y el teléfono "Phone" (51-1) , Fax: , 50 KGS, se observa un círculo rojo de 5 cm de diámetro el cual es indicativo de que el producto contiene antioxidante, también se observa el logotipo y teléfonos del fabricante de los sacos en la parte inferior derecha en tamaño de 2" x"2, en el lado izquierdo inferior se ubica la simbología de material reciclable, en los lados lleva el nombre de la empresa, el logo en pequeño y STEAMORIEO FISHMEAL Almacenamiento La harina en el Perú puede ser almacenada en campo abierto o bajo techo, pero es recomendable que el cerco perimétrico tenga por lo menos 3m de altura para cumplir con las normas BASC. El terreno es

19 10 previamente marcado dejando un espacio libre entre rumas de 1 m. y cada cinco rumas un espacio de 5,0m para facilitar el tránsito de los camiones que descargan y/o cargan la harina, se flamea con lanzallamas, luego desinfectado con cal y fumigado con un desinfectante apropiado, posteriormente se procede al arrumaje de la harina armando cabezas de 5 sacos de base con 8 cabezas de 17 sacos de altura (680 sacos) y 4 cabezas de 16 sacos de altura (320 sacos) las cuales forman una ruma de 1000 sacos con un peso aproximado de 50 toneladas, las rumas son almacenadas a temperatura ambiente. Al cabo de un tiempo prudencial el cual es de tres a cinco días, dependiendo de los factores climáticos, se procede a cubrir completamente las rumas de harina con mantas de polipropileno laminado previamente lavadas y desinfectadas para protección de factores meteorológicos tales como lluvia, polvo y radiación solar. Es política de las empresas productoras "Lo primero que entra es lo primero que sale." Vida útil La harina de pescado de acuerdo a la experiencia adquirida tiene un tiempo de vida útil aproximado de seis meses, debido al remanente de antioxidante en lo que respecta a seguridad de la carga, de acuerdo a los análisis físico-químicos la vigencia es de 60 d1as y de acuerdo a los análisis microbiológicos la vigencia es de 45 días.

20 Identificación de rumas Las rumas de harina de pescado son identificadas por numeración correlativa, iniciando el N º 001 cuando se produce la primera ruma del año. Además se clasifican por calidad de acuerdo al TVN de la materia prima en A, 8, y C. A la primera y última cabeza de las rumas se colocan el número de ruma. Los números son de tamaño no menor a 10 cm. de altura. Se elabora un plano de ubicación de rumas y se mantiene actualizado en una pizarra de acrílico cerca de la oficina de productos terminados. La totalidad de sacos de cada ruma es marcada con tinta flexo gráfica para identificar la procedencia de la materia prima, fecha y tumo de producción; es decir la trazabilidad del producto Distribución La distribución de la harina depende directamente del Opto. de Exportaciones, el cual oferta la harina disponible a los diferentes Brokers según las clasificaciones de calidad obtenidas de los resultados de los análisis químicos y microbiológicos Formas de distribución La modalidad de embarque y los INCOTERMS utilizados son opciones establecidas en los contratos. La harina es destinada casi en un 100% al mercado de exportación y es embarcada por los Puertos del Litoral y el Callao. Cuando los embarques

21 12 se realizan por el puerto del Callao se efectúan en contenedores de 20' ó 40', en sacos o granel; generalmente son embarques de lotes menores a 500 tm. y cuando los embarques se realizan por los puertos del litoral los lotes son mayores a 500 tm, pueden ser también en sacos o a granel. Describiremos las dos formas: Saquería. La distribución en sacos se realiza estibada en bodegas de motonaves y/o en contenedores desinfectados de 20' ó de 40', con llenado manual A granel. La distribución a granel se realiza igualmente en bodega de motonave con la modalidad de corte y vaciado en boca de escotilla ó corte y vaciado en almacén cerrado y techado de ENAPU en los Terminales maritimos para su posterior embarque con faja transportadora, también se embarca en contenedores de 20' ó 40' por Puerto del Callao, los cuales son forrados con una bolsa plástica estéril, y son llenados manualmente. Existe en el mercado una empresa que se dedica al llenado automatizado de contenedores con harina a granel, llamado sistema Full Pack, con tomillos helicoidales retractiles. De acuerdo a las exigencias del mercado se procede antes de cerrar las bodegas de las motonaves o los contenedores, según sea el caso, a la fumigación de la carga con tabletas de Fosfamina (Fosfuro de Aluminio) para asegurar la desinsectación del producto, la dosificación es de 3 tabletas por tonelada de harina. La colocación de las tabletas de fosfamina

22 13 es realizada por la empresa certificadora antes de cerrar las tapas de bodega Distribución de la harina exportada Estas distribuciones son solo referenciales puesto que son variables B Distribución por productor. Las empresas exportadoras que destacaron por volumen a inicios del año 2008: TABLA 2-2 Distribución de harina exportada por productor 1 PRODUCTOR TASA Copeinca Pesquera Hayduk Austral Group Pesquera Industrial El Angel Pesquera Diamante Perú Chimbote Norte Conservera Garrido Pesquera Exalmar Pesquera Cantabria C.F. G lnvestment Cía Pesquera del Pacífico Centro Otros TOTALES < 1 'Fuente: Andina del Perú PORCENTAJE(%) 25,87 10,88 7,99 7,85 6,62 5,64 3,60 3,48 2,97 2,74 2,65 2,50 17, Distribución por destino. Los principales destinos de las exportaciones de harina de pescado de Perú en el año 2005:

23 14 TABLA 2-3 Distribución de harina exportada por destino 2 )ESTINO I PORCENTAJE(%) China 1 52,43 Alemania 1 11,78 Japón 8,51 Taiwán 1 4,20 España 2,13 Vietnam 2,05 Indonesia 1,95 Canadá 1,78 Turquía 1,77 Francia 1,23 Inglaterra 1, 11 Otros 11,06 TOTALES 100 r 2 > Fuente: Produce (Ministerio de la Producción) Distribución por calidad. Exportación de la harina de pescado de Perú por calidad en el año TABLA 2-4 Distribución de harina exportada por calidad 2 CALIDAD PORCENTAJE(%) Tradicional ó FAQ 53,55 Prime 42,48 Super prime 3,97 TOTALES Distribución por tipo de embarque. TABLA 2-5 Distribución de harina exportada por tipo de embarque 3 TIPO DE EMBARQUE PORCENTAJE(%) Bodega - Sacos 18,34 Bodega - Granel 39,63 TOTAL EN BODEGA 57,97 Contenedor 20' - Sacos 0,54 Contenedor 20' - Granel 12,31 TOTAL CONT. 20' 12,85 Contenedores 40' - Sacos 29,18 Contenedores 40' - Granel o TOTAL CONT. 40' 29,18 TOTALES 'I Fuente. Consorc,o Malla afio Esta distribución es del g-upo pesquero en referencia.

24 USO DE LA HARINA DE PESCADO La harina súper prime y prime está destinada a la piscicultura y acuicultura. Debido al crecimiento de la población mundial y la necesidad constante de buscar nuevas fuentes de alimentos, la acuicultura se vislumbra como la alternativa más factible y viable para consumo humano y la principal fuente de proteína en las dietas de los peces sobre todos los salmónidos es la harina de pescado, por lo tanto será cada vez mayor su demanda. Es consumida también por camarones tropicales, anguilas, bagres, peces planos, yellow tails, entre otros. La harina estándar está destinada para rumiantes, ganado porcino, avicultura entre otros. Es importante mencionar que la harina de pescado es necesaria cuando se trata de animales jóvenes, en rápido crecimiento y para vacas lecheras de alto rendimiento. La harina posee la propiedad de tener buena digestibilidad, por lo que es conocido entre los criadores de rumiantes las ventajas de utilizar harina de pescado como suplemento proteico sobre todo en las últimas etapas de preñez y en la lactancia, etapas donde el animal requiere nutrientes mas ricos, es por esto la importancia de la harina de pescado para lograr la supervivencia y la tasa de crecimiento adecuada de los animales, y también el ahorro de tiempo para lograr que el animal llegue al peso adecuado para su matanza. En resumen se puede señalar que la harina de pescado ofrece las siguientes ventajas en la cría de rumiantes: Mayor rapidez de crecimiento, mejor relación carne-alimento, incremento en la producción de leche e incremento en la calidad de la leche al aumentar la cantidad de proteínas y al introducir omega-

25 16 3 en la composición de la misma, incremento de la fertilidad y desempeño reproductivo. En el caso del ganado lanar aumenta la producción de lana y mejora la calidad de la fibra. Es usada también para la alimentación de animales de peletería como conejos de lana, visones, chinchillas, nutrias, ya que les proporciona un mejor crecimiento y les brinda una mayor textura y resistencia a las pieles. Es utilizada también en la alimentación de mascotas domésticas Mercado Los principales mercados son: China, Alemania, Japón, Taiwán, España, Viet Nam, Indonesia, Canadá, Turquía, Francia, Inglaterra, etc Condición del alimento La harina de pescado es un ingrediente en la producción de alimentos animales para consumo humano. Los alimentos seguros son esenciales tanto para la salud animal como la humana. La seguridad de la cadena de alimentos por lo tanto debe ser el principal objetivo de la industria harinera. No pueden producirse alimentos animales seguros sin ingredientes seguros. En reconocimiento de este hecho, el AIC de REINO UNIDO (con FEMAS), el OVOCOM de Bélgica (con el GMP), el PDV de los países Bajos (con GMP+ y GMP-QC) y Q&S de Alemania (con QS) vienen operando programas de aseguramiento de los ingredientes para alimentación animal durante varios años.

26 17 El IFSA es un proyecto conjunto iniciado por las entidades nombradas ante riormente con el fin de combinar experiencia de los programas existentes de aseguramiento de los ingredientes de la alimentación animal en un único programa que pueda operar mundialmente con un único conjunto de normas (IFIS). Aquellas compañías que logran certificación de su cumplimiento con los requisitos del IFIS son aceptadas como fuentes seguras para el suministro de ingredientes de alimentación animal EL PROCESO DE PRODUCCIÓN DE HARINA DE PESCADO Captura de materia prima Se realiza por medio de embarcaciones, la captura que efectúan las embarcaciones, tienen que encuadrarse dentro de las Normas y Dispositivos reglamentados por el Ministerio de la Producción, en cuanto al tamaño y especie capturada. La captura de la anchoveta se realiza con embarcaciones denominadas" bolicheras" las que toman ese nombre por el tipo de red de cerco que emplean, conocido como "Boliche". Se considera que las horas de la mañana son el mejor momento para la captura de la anchoveta, razón por la cual las embarcaciones modifican sus horas de zarpe de acuerdo a las distancias en que se encuentran los cardúmenes. La detención del cardumen se efectúa visualmente o electrónicamente, utilizando el informe del tripulante o del equipo rastrero vertical u horizontal.

27 18 Una vez detectado el cardumen y la dirección del mismo se prepara la maniobra para el tendido de red. La embarcación suelta la panga, la misma que tiene amarrada en babor uno de los extremos de la red llamada "Cuba" y describe un círculo alrededor del cardumen mientras suelta la red, regresando al punto de partida. La embarcación se dedica ahora a la unión de las cubas o extremos de red, hasta formar un círculo completo, teniendo a bordo los dos extremos de la gareta. Por medio de un winche se procede al gareteo, operación de jalar el garete, con el fin de cerrar la red en su parte inferior y levantar los anillos de a bordo, quedando el pescado encerrado en la red. Haciendo uso del power block, se procede a izar la red a bordo de la embarcación, comenzando por uno de los extremos hasta dejar encerrado en un pequeño bolsón toda la pesca capturada. Por medio del absorbente, se procede a bombear la captura directamente a la bodega de la embarcación con lo que queda finalizada la maniobra de pesca. Esta operación se repite sucesivamente hasta completar la carga de la embarcación Descarga y recepción de materia prima La descarga del pescado se realiza por medio de una chata que cuenta con sistemas absorbentes y de bombeo, cada sistema absorbente está compuesto por dos bombas centrífugas, una bomba de agua de mar cuya función es la de dosificar el agua en la bodega en una proporción agua/pescado de aproximadamente 0,7/1 para facilitar la absorción del

28 19 pescado por el manguerón y su posterior bombeo y una bomba de ceba cuya función principal es la de hacer vacío por medio de un tubo venturi en el tanque separador de aire al cual está conectado el manguerón de succión de pescado. El bombeo de pescado hacia las plantas se efectúa actualmente por medio de bombas de desplazamiento positivo por ser las que mejor se adecuan al bombeo de pescado, llámese de tomillo excéntrico (Moyno, Netszch), de pistones (Transback), de paletas (Lamella}, etc., que han desplazado a las bombas centrífugas "Hidrostal" simple y doble desde hace unos siete años. La proporción agua/pescado en las bombas centrífugas simples eran de 2,5/1 y en las centrífugas dobles de 1/1. Con las bombas de desplazamiento positivo, además de la disminución de agua en la descarga, el pescado se mantiene más entero, disminuyendo la rotura, por lo tanto alcanzándose mejores rendimientos en proceso. Asimismo los menores flujos de agua en la descarga permiten un mejor tratamiento de este antes de su vertimiento en el mar y menos impacto ambiental, por lo que se han alcanzado niveles aceptables de recuperación de aceite, si anteriormente no se recuperaban ni los sólidos ni grasas del agua de descarga, actualmente la grasa recuperada representa alrededor del 30% del total de aceite producido en una planta de harina de pescado. Los flujos de descarga actualmente con las bombas de desplazamiento positivo fluctúan entre 180 a 200ton/hr de pescado, con las bombas centrífugas "Hidrostal" simples también se operan con estos ratios, aunque

29 20 con la Bomba "Hidrostal" centrífuga doble se bombean flujos promedios de hasta 300ton/hr de pescado. Las bombas de desplazamiento positivo en la chata pueden ser impulsadas por medio de sistemas hidráulicos. El pescado desde la chata se traslada hasta la planta utilizando tuberías de acero al carbono ASTM A53 GR B de 16" sch30 ó HOPE (Polietileno de alta densidad) de 18" generalmente siendo estas últimas las que vienen desplazando a las de acero al carbono porque tienen superficies más lisas que maltratan menos al pescado durante el bombeo además no les afecta la corrosión aunque son muy frágiles. La mezcla pescado/agua en planta ingresa primero a un desaguador rotativo separándose el pescado y el agua, el pescado pasa a los desaguadores de malla para continuar su drenaje antes de ser pesado en una balanza electrónica y ser almacenado en las pozas de pescado antes de su procesamiento. El agua de descarga de pescado luego de separado en el desaguador rotatorio y desaguadores de malla pasa por los filtros rotatorios (Trommel) para recuperar los sólidos en una recuperación primaria luego a los tanques de separación de grasa y/o tanques de tratamiento con micro burbujas en una recuperación secundaria. Recuperación Primaria El agua de bombeo procedente de la descarga, es orientada hacia los filtros rotatorios (Trommel) que básicamente son tambores implementados con mallas de sección trapezoidal dispuestos longitudinalmente ubicándose la base mayor del trapecio interiormente con aberturas de

30 21 1 mm y en algunos casos de 0,5mm, esta disposición para evitar que se ensucie fácilmente y pierda eficiencia. La capacidad de un filtro de 1 mm es de 50m 3 /hr.m 2 y los filtros rotatorios más comunes son de 1000m3/hr de capacidad. El Trommel es alimentado interiormente ingresando el agua de bombeo a una cámara de alimentación la cual posee dos vertederos que descargan simultáneamente sobre los lados diametralmente opuestos del Trommel, permitiendo una uniforme distribución del caudal sobre la malla. El Trommel posee aletas interiores que siguen un patrón helicoidal que permite el desplazamiento continuo de los residuos hacia el extremo de la descarga; estos residuos son enviados hacia la cocina. Recuperación Secundaria N º 1 El agua de bombeo después de haber pasado por los trómmeles es enviada a un equipo llamado Tanque separador de grasa este equipo interiormente tiene dos subceldas, la primera sirve para separar los sólidos por decantación y en la segunda celda se separa la grasa por diferencia de densidades. El procedimiento de operación de este tanque separador de grasa consiste en que el agua de bombeo tratado en los trómmeles llega a la primera celda del tanque separador de grasa en forma de flujo turbulento, el diseño de la celda hace disminuir la turbulencia lo que permite que los sólidos más pesados del agua de bombeo (vísceras, escamas, etc.) se precipiten al fondo de la celda.

31 22 El agua pasa por rebose a la segunda celda de tal forma que el flujo turbulento se convierte en laminar, al carecer de turbulencia la segunda celda permite que una gran cantidad de grasa del agua de bombeo ascienda hacia la superficie por diferencia de densidades formando una capa de espuma de alrededor de 6" la cual es separada y enviada hacia dos pequeños tanques de recepción de espuma, asimismo los sólidos en suspensión que aún puedan contener el agua de bombeo se decantan en el fondo de la segunda celda. La espuma recuperada es bombeada hacia los Tanques de almacenamiento de espuma para su coagulación y tratamiento. Cuando termina la descarga esta agua que se encuentra depositada en el tanque separador de grasa es recirculada hasta recuperar toda la grasa posible en las celdas de flotación implementadas con micro burbujas de aire. El sistema permite que los sólidos decantados que se encuentran en el fondo de las dos subceldas sean bombeados hacia los trómmeles para su recuperación. El agua de bombeo que sale del tanque separador de grasa por gravedad ingresa a las celdas de flotación implementadas con micro burbujas. Las celdas de flotación implementadas con micro burbujas de aire se diferencian por la forma de suministro de micro burbuja de aire a la celda, en algunos se inyecta agua con micro burbujas, y en otros se inyecta directamente las micro burbujas de aire.

32 23 En el primer caso por medio de una bomba se extrae agua de bombeo de la salida de la celda es decir agua tratada para inyectarle aire en micro burbujas provenientes de una compresora, el aire en el momento de ser inyectado al agua pasa por una placa con micro agujeros convirtiéndose en micro burbujas. Para el caso de inyección directa de aire se tienen dos formas, la primera usada por las celdas DY AF, se pone en funcionamiento aereadores que por succión a través de un conducto inyectan aire en forma de micro burbujas en el interior de las celdas las mismas que atrapan a las grasas y a los sólidos finos siendo transportados hacia la superficie; esta operación es continua y dinámica obteniéndose en la superficie del liquido acumulaciones de grasa y sólidos, es decir se genera una capa grasosa (espuma), la misma que es separada por medio de barredores con paletas siendo descargada en una poza de recepción de donde es bombeado hacia un equipo coagulador. La segunda usada por las celdas de flotación (DAF) hace uso de difusores. Las características de estos difusores son tales que incorporan a través de pequeños agujeros en su perímetro burbujas ultra finas en el líquido. El motor ubicado en la superficie hace girar el disco difusor inmerso, creando una baja presión en las puertas que tiene el disco difusor, absorbiendo aire de la superficie, el aire baja a través del tubo de succión y entra en el disco sumergido hacia la puerta del difusor. Las burbujas que se van creando a través de la ventanitas que tiene el difusor son cortadas por el disco convirtiéndolas en burbujas de aire microscópico

33 24 que miden aproximadamente entre 1 a 10 micrones de diámetro: Estos fragmentos de burbujas de aire se adhieren a las pequeñas partes de grasa y sólidos que se encuentran en el fluido arrastrándolos consigo hacia la superficie. La espuma recuperada es bombeada hacia el equipo Coagulador de espumas. Luego de terminado su tratamiento, el agua de descarga de pescado es bombeada a través de los emisores submarinos hasta salir fuera de las bahías y encontrar corrientes de alta mar que eviten la contaminación ambiental Almacenamiento de materia prima La materia prima luego de ser pesada en las balanzas electrónicas es almacenada en pozas. La capacidad total de almacenamiento debe ser tal que la planta tenga independencia de procesamiento de por lo menos 20hr, la materia prima es distribuida en las pozas según su TDC (tiempo después de captura) y estado en que se observa, ya sea tamaño o especie. Las pozas cuentan con tomillos helicoidales con variadores de velocidad que permiten regular el flujo de materia prima alimentada a los cocedores. También cuentan con un sistema de drenaje que evacua la sanguaza que es almacenada en un tanque colector, para luego ser bombeada al tanque coagulador donde recibe el mismo tratamiento que la espuma formada en las celdas de flotación.

34 Proceso de cocinado Los objetivos de esta operación son coagular proteínas, facilitar la separación de la grasa, detener y eliminar la flora microbiana. El cocimiento es una operación clave, sino se tiene una buena cocción no se liberará la grasa y no se producirá la coagulación de las proteínas. La demasiada cocción dificulta el prensado por deshacer el pescado. Los cocedores actuales son con inyección de vapor directo e indirecto es decir mixtos, se fabrican con capacidades que van desde 5ton/hr hasta 60ton/hr y son de tipo horizontal, la temperatura de la materia prima a la salida para asegurar una buena cocción debe ser de 95 a 100 C con un tiempo de residencia en la cocina de minutos. Las cocinas constan de un cilindro estático con un tomillo helicoidal en su interior. La transferencia de calor a la materia prima se logra mediante vapor vivo de calderas por el interior del tomillo en contracorriente con la carga y por la chaqueta en paralelo con la carga del cocedor para manejar la temperatura de cocción de una manera eficiente. Una cocción adecuada se logra controlando la temperatura y el tiempo de residencia en el equipo, así mismo esto facilita el buen funcionamiento de las operaciones siguientes en las diferentes etapas del proceso Proceso de prensado Luego de la cocción se pasa previamente la materia prima por el prestrainer para su drenaje previo al prensado, los Pre-strainer pueden ser de uno o dos tambores rotativos implementados con mallas perforadas de 3/16" cuya velocidad de rotación debe mantenerse entre 29 y 30 rpm para

35 26 alcanzar su máxima eficiencia y posteriormente se logre una adecuada operación de prensado. La operación de prensado es netamente mecánica, que no afecta directamente a la calidad microbiológica, sin embargo puede afectar indirectamente la calidad química, provocando resultados de calidad desfavorables. El prensado, por acción de una fuerza que comprime a la materia prima permite la formación de una fase sólida y una fase líquida en la cual se incluye la grasa. El uso de las prensas de doble tomillo está generalizado debido a su mejor eficiencia respecto a las de tomillo simple y la transmisión de movimiento puede ser mediante sistemas hidráulicos, mecánicos o eléctricos, estos últimos implementados con un variador de frecuencia, un valor aproximado de consumo de potencia es de 2hp/ton/hr de materia prima. Con estos equipos se obtienen humedades de torta de prensa menores de 49% y contenidos de grasa del orden de 4,0-5,0%. La prensa debe funcionar a una velocidad adecuada tomando en consideración el estado físico-químico de la materia prima. La fase líquida sigue su proceso en la planta de aceite y la fase sólida continua con el proceso de secado Proceso de separación de sólidos El licor de prensa, luego de una cocción y prensado óptimos está compuesto de agua de pescado con contenidos altos de grasa y un mínimo sólidos solubles e insolubles. Este licor se procesa en las separadoras, el objetivo final es lograr una torta rica en sólidos insolubles

36 27 y cantidades mínimas de agua y aceite, que pasen a formar parte de la torta integral. El licor obtenido, almacenado en un tanque colector, deberá contener mínima cantidad de insolubles para evitar la adherencia de residuos en los equipos y consecuentemente aumentar los costos de operación Proceso de separación de aceite El licor de separadora, rico en aceite es procesado en centrífugas verticales separando el agua y sólidos solubles del aceite por diferencia de densidades. El licor es calentado en un intercambiador de calor hasta 95 º C para ser tratado en centrífugas. Los sólidos insolubles (lodos) son eliminados en forma de disparos mediante procesos programados de vaciado de acumulaciones en el interior de los equipos, estos lodos son mezclados con el licor de prensa. Al licor que sale de las centrífugas se le llama agua de cola, esta se envía a la Planta evaporadora para su concentración. Pulido El aceite proveniente de la centrifuga contiene agua e impurezas. Este aceite recuperado es tratado en las pulidoras para obtener aceite con un mínimo de agua e impurezas y conseguir un tiempo de almacenamiento prolongado sin afectar su acidez.

37 Proceso de evaporación de agua de cola El objetivo de esta operación es deshidratar la carga con un contenido de sólidos de alrededor de 8%, que corresponden casi en su totalidad a proteínas solubles, hasta llevarlo a un rango de 38-45% mediante la evaporación de agua por tratamiento térmico. Este concentrado es adicionado a la torta de prensa la cual formará parte de la torta integral, que a la vez aumenta el porcentaje de proteína soluble dando como resultado una harina de mejor calidad y mejoras en el rendimiento de la producción en el orden de 20-25% de productividad. El agua de cola procedente de la centrífuga, es sometida a este proceso de evaporación en plantas evaporadoras de película descendente o tubos inundados, siendo los primeros los más eficientes por que aprovechan en el primer efecto el calor latente de los vahos provenientes de los secadores a vapor. El segundo, tercer efecto y el cuarto efecto si hubiera utiliza como medio de calefacción el vapor generado de la concentración de los efectos anteriores. La operación al vacío de la planta permite concentrar a bajas temperaturas de manera que no haya degradación de los aminoácidos obteniendo al final una harina de pescado de alta digestibilidad. A medida que el concentrado de la planta evaporadora desciende en sus valores, indica el ensuciamiento de los efectos, siendo necesaria una

38 29 limpieza química, la fórmula común es soda cáustica al 13% y ácido nítrico 3% Proceso de secado Secado Es una operación que consiste en deshidratar la torta integral, conformada por el cake de prensa, concentrado, sólidos de separadora unidos y homogeneizados previamente, teniendo como objetivo reducir la humedad a niveles de agua que no permita el crecimiento de microorganismos. Este nivel debe ser también lo suficientemente bajo para evitar o detener reacciones químicas que puedan tener lugar. La operación de secado en la producción de harinas especiales se realiza en dos etapas, la primera es el secado a vapor y la segunda puede ser a vapor o con aire caliente. Anteriormente la primera etapa se realizaba con secadores rotatubos aunque para humedades mayores de 45% el cake se adhiere en los tubos ensuciándose rápidamente y haciéndose el secado ineficiente, actualmente se ha encontrado que es mejor tratar el cake en una primera etapa con secadores rotadisk para luego secarlo en una segunda etapa con secadores rotatubos y finalmente con aire caliente. A continuación describiremos un primer secado con secadores rotadisk y un secado final con aire caliente. Secado a Vapor A la línea del cake de prensa se le agrega concentrado y los sólidos recuperados de la separadora, los cuales conforman el cake integral

39 30 de humedad de 55%. Esta operación se realiza en secadores rotadisk, los vahos producidos por estos son enviados y aprovechados en la planta evaporadora para concentrar el agua de cola. El secado es indirecto y por transferencia de calor conductivo por lo que se necesitan tiempos prolongados de residencia de la torta en el equipo (45-60 minutos) a fin de lograr porcentajes de humedad de a 36% máximo, esta humedad puede llegar hasta 42% cuando opera como acondicionador de secadores rotatubo. Estos secadores se deben trabajar a presiones bajas de 3,8bar, con estas condiciones de operación se asegura una mínima degradación proteica, oxidación de lípidos y formación de Mollerosina, logrando un mayor porcentaje de proteínas digeribles y disponibilidad de Lisina. Secador de Aire caliente En la segunda etapa de secado realizado con aire caliente, el calor generado ya sea por un generador de gases calientes o un caldero de aceite térmico es transportado hacia un intercambiador de calor (radiador) por medio del gas de combustión (sistema gas-gas) ó aceite térmico y transferido al aire de secado. La temperatura del aceite térmico antes del ingreso al radiador puede llegar a un máximo de 350 C y la temperatura del aire de secado al ingreso del secador llega a 290 C, en el caso del sistema gas-gas la temperatura del gas antes del ingreso del radiador debe ser menor a 700 º C y la temperatura máx. del aire de secado al ingreso del secador de 390 C.

40 31 El flujo de aire de secado en ambos caso es proporcionado por un ventilador provisto de un dámper de regulación. La temperatura a la salida del secador (caja de humos) varía normalmente de 75 a 85 C. En estos secadores la humedad máxima del scrap que sale de los secadores a vapor del primer secado debe ser de 36%. El tiempo de residencia del material a secar es de aproximadamente 5-1 O minutos obteniéndose un scrap con una humedad de 8 % máximo. Los secadores de aire caliente cuentan en la salida con un exhaustor para facilitar el flujo de aire en el cilindro de secado y están implementados con ciclones para atrapar los finos, los cuales son transportados por un tomillo helicoidal y mezclados con la carga de salida del aire caliente para luego pasar por el molino seco O. Transporte neumático y enfriamiento de la harina de pescado El producto deshidratado que sale del secador de aire caliente, debe ser enfriado en forma rápida, a fin de detener reacciones químicas, bioquímicas y biológicas que tienen lugar en el proceso. En tal sentido, la tarea de enfriar la carga de 65 º C a temperaturas menores a 35 º C tiene por objeto una estabilización primaria del producto. La harina procedente del secador de aire caliente Sistema GAS-GAS ó aceite térmico es succionada por un ventilador de harina y es enviada

41 32 hacia los ciclones que se encuentran en la zona de molinos y allí a través de unos transportadores helicoidales son distribuidos a los molinos Molienda. Esta operación se realiza con molinos de martillos con la finalidad de reducir, homogeneizar y obtener partículas de harina con una granulometría mayor a 98 % analizadas en un tamiz con malla N º 12 ASTM. Los martillos de estos molinos son reversibles por sus cuatro lados, las mallas de los molinos son planchas perforadas con agujeros de 6mm a 8mm distribuidos en trebolillo y las velocidades periféricas de los martillos están alrededor de 80m/s. Las capacidades de estos molinos fluctúan alrededor de 1 Oton/hr. Purificador Luego de los molinos la harina pasa por los purificadores cuya función es separar las impurezas físicas que hayan pasado durante el proceso y no han podido ser eliminadas, estas son separadas y enviadas a su respectivo reproceso, estos equipos se fabrican íntegramente de acero inoxidable Dosificación de antioxidante La harina luego de pasar por los molinos y purificador pasa a través de un transportador al equipo dosificador de antioxidante. Este dosificador consta de un tolvín donde la harina es almacenada para luego ser extraída de éste por medio de un tomillo helicoidal donde se le adiciona el

42 33 antioxidante Etoxiquina (Santoquin) con una bomba dosificadora, a través de una boquilla tipo spray con aire a una presión de 34 a 35 psi, luego pasa a un homogenizador del antioxidante adicionado Ensaque La harina con antioxidante es transportada por un tomillo helicoidal hacia el ensaque, las plantas cuentan actualmente con balanzas electrónicas para facilitar el envasado de la harina que se efectúan en sacos de polipropileno laminado de 50 +/- 0.5 Kg. de capacidad, de color blanco con logotipo y sus medidas son de 24" x 43". Entre el transportador helicoidal y la tolva que alimenta la balanza existe un muestreador automático de harina en producción, formando de esta manera el denominado Saco Patrón que es de 50 Kg. que corresponde a la Ruma formada que representa el compósito de 1000 sacos. Los sacos para envasar la harina, son de color blanco para las calidades Super prime, prime y estándar, los que son separados según la calidad previo aviso de Aseguramiento de la Calidad, de acuerdo al número de ruma correlativa. Luego los sacos de 50 Kg de capacidad son cocidos con perfecta costura, se llevan mediante un transportador de tablillas o un transportador de fajas a un camión que traslada la harina al Almacén de Productos Terminados, el uso de los transportadores de fajas en este tramo del proceso de fabricación de harina es más recomendable por seguridad.

43 Almacenamiento de harina de pescado El camión previamente destarado, proveniente de la sala de ensaque, es pesado en una balanza de plataforma desinfectada con la finalidad de verificar la cantidad y peso promedio de los sacos. Luego los sacos de harina de 50 Kg. de capacidad son almacenados en áreas de terreno previamente flameado y acondicionado espolvoreadas con cal; sobre los cuales se forman rumas de 1000 sacos equivalentes a 50 Tm. de harina, permaneciendo así por lo menos 5 días, que dura la estabilización del producto, para luego ser cubiertas con mantas impermeables hasta su posterior comercialización Despacho de harina Las rumas destinadas para el despacho son muestreadas para análisis microbiológico y físico-químico por la Empresa Certificadora, dejando contra muestra para análisis físico-químico y una contra muestra precintada. Previo al despacho las rumas son limpiadas y desinfectadas, pueden ser comercializadas de dos formas: a granel y/o saquería, dependiendo de las exigencias del comprador BALANCE DE MATERIA EN UNA PLANTA DE HARINA DE PESCADO. En la Fig se presenta un balance de materia para una planta de 80ton/hr de pescado (Anchoveta) de una composición promedio de 19% de sólidos, 8% de grasa y 73% de agua.

44 Fig 2-1 BALANCE DE MATERIA - PLANTA DE HARINA VAPOR DIRECTO 1,036 Tonlhr PESCADO EN POZA PESCADO EN RASTRA PESCADO A COCINAS 10% SUMA DE TORTAS s 15,200 tmft s 14,480 20,11% s 15,240 20,05% s 16,199 40,411% G 6,400..,,. --.la, 1-+ G 8,78% G 6,380 8,39% 1 G 1,429 3,57% 8,320 A 58,400 73,00% A 51,200 71,11" A 54,380 71,56% A 22,408 55,87% T ;: ronn,, T ronn,, T Tonhlr T 40,034 Tonlhr PRl'Nll& 1 AGUAEV D,.,_,. lll'r.,uv, 1 72% 28% Tonnir SANGUAZA COAOUUDA LICOR DE PRENSA TORTA DE PRENSA s o.no 7,80% s 5,294 9,411% s 9, SCRAP G 0,080 0,87% - G 5, % G 1, s 16,199 58,81% SANGUAZA A 8,434 91,34" A 45,259,1.- A 10,157 48,00% G 1,429 5,19" s 9,00% T 9234 Tonllv T 55,875 Tonlhr T Ton/hr A 9, ,720 G 0,080 1,00% T 27,543 Tonlhr A 7,200 90,00% ATRA TAMIENTO EN REC. SEC. T Tonlhr 0% LICOR A SEPARADORA 1 " s 6,014 9,24% 0% VAPOR DIRECTO G 5,402 8,30% SUMA DE TORTAS 1,234 Tonnir -- H A 53,893 82,47% s 16,199 58,81% 0,000 Tonlhr T 85,109 Tonlhr G 1,429 5,19" 5- A 9,918 38,00% AGUA DE BOMBEO SOLIDOS T 27,543 Tonlhr s 5, s 0,760 19,00% 1 OA 3% G 1,121 1,00% --.JI C'II íl l ih- [] lr-v-11111[ G 0,060 1,50% - AGUA EV'"- """ '"n A 105,408 94,00% A 3,180 79,50% 97% um- -" IV'I 1 T Tonlhr T 4000 Tonllv LICOR DE SEP&RAl'lnA, TORTA DE SEP&D&nnA, Tonlhr ESPUMAS EFLUENTE AL MAR G 5,347 8,45" G 0,055,._ >--- HARINA s 0,321 11,47% s 4, A 52,521 ISJI!!. A 1,171 84,00% s 16,199 84,54% G 28,53%..,.. -..,na l"\tarlr-.ll--- G 0,283 0,25% T 63,279 Tonlhr T --rno TOMW' G 1,429 7,411" A 1,878!I0,00% A 100,550 95,45% A 1, ,798 s 5,410 8,56" s 0,604 aa..,. T 2797 Tonlhr T Tonlhr VAPOR DIRECTO T 19,160 Tonlhr 1 VAPOR DIRECTO 1 r -,,,,.... 0,529 Tonlhr 0,381 Ton/hr 30% RESUMEN FACTOR DE CONVERSION s FASESOUDA 1 73% P/Hs 4,18 I 4,18@100% 0,239 3 ACEITE CRUDO 2.00% 1 111!11.DAII -CENT,... G 0,022 3,00% AGUA DE COI.A s 0,000 0,00% RENDIMIENTO ACEITE A 0,484 85,00% s 5,410 9,21% G 5, ,00% Rend Producc:lón 8,32% T O 745 T """ G 0,29<4 0.- A 0,00% Do.AD -,...., A 53, " T 5,053 Tonlhr + -- T 58,754 Tonlhr ACEl're EFLUENTE CONCENTRADO s 0,000 0,00% s 0,082 5,00% AGUA EVAPORADA s 5,410 33,20% IDI_AN a G 0, ,00% G 0,006 0,50% 42,457 Ton/hr G 0,294 1,80%, A % A 1,554 94,50% Incluyen 4% de sales marinas A 10, T 0767 Tonlhr T Tonlhr % Recup. Sólidos 70% T Ton/hr % Rec:up. Grua 75%

45 RENDIMIENTO PESCADO/HARINA EN UNA PLANTA DE HARINA DE PESCADO En las plantas harineras a la relación entre la materia prima comprada y la harina producida se le denomina rendimiento pescado/harina, comúnmente también se le llama P/H ó factor de conversión pescado/harina. Los rendimientos de harina y aceite dependen de los siguientes factores: - Composición química del pescado. - Estado de frescura del pescado procesado. - Eficiencia de las operaciones del proceso productivo. Actualmente con la recuperación de la sanguaza, que significa aproximadamente el 10% de la materia prima recibida, con una composición de sólidos y grasa de aproximadamente 9% y 1 o/o respectivamente, la recuperación de los sólidos del agua de descarga por medio de filtros rotatorios que significa de 1 o/o a 3% de la materia prima, la recuperación de los lodos de los disparos de las centrífugas y el uso de bombas que tratan mejor el pescado en la descarga, se ha mejorado el P/H desde 4,5 hasta 4, 1. Para efectos de cálculo del secador consideraremos un rendimiento pescado/harina promedio, es decir un P/H de 4, PROPIEDADES FÍSICAS DE LA HARINA DE PESCADO Peso específico de la harina de pescado La densidad de la harina de pescado puede variar desde 0,43g/cm 3 hasta 0,72g/cm 3, también se manejan términos como densidad de harina aparente y densidad de harina compactada, el primero es la densidad de la harina que se determina en una probeta inmediatamente luego de ser

46 37 llenada y sin compactar y la segunda es esta misma harina luego de ser compactada. La densidad de la harina depende del tipo de secado aplicado, los menos densos son aquellas harinas deshidratadas con secadores rotadiscos hasta humedades menores del 40% en un secado primario que alcanzan densidades aparentes de 0,43g/cm 3, mientras que aquellas harinas deshidratadas con secadores rotatubos ó fuego indirecto pueden llegar a densidades aparentes de 0,51g/cm 3, la densidad de la harina compactada puede llegar de 0,68g/cm 3 a 0,72g/cm 3, para la harina de anchoveta se puede considerar una densidad promedio de 0,60 g/cm Calor específico de la harina de pescado Para hallar el calor específico (Ce) de la harina de pescado es necesario conocer su composición, es decir los porcentajes de sólidos (S), grasa (G) y agua (A). Es común que la grasa y humedad promedios se manejen alrededor del 8%, por lo que se puede considerar la siguiente composición: S = 84%; G = 8%; A = 8% Por lo tanto el calor específico de la harina será igual a: Ce= Cps x S/100 + Cpg x G/100 + Cpa x A/100 (2.1) Donde: Cps = Calor especifico del componente sólido = 1,34kJ/kg.

47 38 Cpg = Calor específico del componente graso = 2,60kJ/kg. Cpa = C alor específico del agua = 4, 186kJ/kg. Reemplazando valores en la ec. (2.1 ). Ce = (1,34 X 0,84 + 2,60 X 0,08 + 4,186 X 0,08 ) kj/kg = 1,6685kJ/kg

48 CAPÍTULO 111 EL SECADO DE LA HARINA DE PESCADO La principal razón para secar las tortas de pescado, es reducir la humedad del material no acuoso a niveles en que el agua no permita el crecimiento de microorganismos. Este nivel debe ser también lo suficientemente bajo para evitar o detener reacciones químicas que puedan tener lugar. Es decir que el secado consiste en la remoción de gran parte del agua presente, hasta un nivel mínimo, que permita el almacenamiento por periodos prolongados en condiciones ambientales, minimizando la pérdida de sus propiedades nutricionales y organolépticas TEORÍA DEL SECADO Para separar el agua de los sólidos presentes en las tortas, deben ser superadas las fuerzas entre las moléculas de agua del sustrato no acuoso y las otras moléculas de agua presentes. Por ello se ha establecido que para efectuar el secado de las tortas de debe: Proveer de energía suficiente para superar estas fuerzas. Proveer de energía suficiente para retirar el vapor de agua.

49 40 La operación se realiza a la temperatura de saturación del agua del sistema y como consecuencia de ello se producen dos fenómenos que rigen la operación de secado; la transmisión de calor entre el medio calefactor y el producto a secar y la transferencia de masa entre el producto y el medio que rodea a la partícula; acciones que se producen simultáneamente. La eliminación del agua de puede realizar por evaporación o por arrastre, en el primer caso el producto es llevado a una temperatura en que la presión del vapor del agua es igual a la presión en el equipo; el sistema está formado por el sólido en desecación y por una fase gaseosa que es el vapor del agua. En el secado por arrastre, la partícula sólida se pone en contacto con una fase gaseosa independiente; en este caso la presión parcial del vapor de la fase gaseosa es igual a la presión de vapor del líquido de la partícula sólida. Las dos condiciones de secado se presentan en los equipos usados en la industria harinera. Períodos de secado El secado de los sólidos no es un fenómeno continuo y uniforme, por lo que durante la etapa de secado se presentan dos períodos claramente definidos; uno donde la velocidad de secado es constante y otro en que la velocidad es decreciente; el punto común entre ambos corresponde al contenido crítico de humedad. De manera general la curva de desecación se puede graficar teniendo en cuenta el contenido de humedad en base seca "w" en función del tiempo, tal como se observa en la en la Fig 3-1.

50 ai;-6, "O :!:! # "O 3 5 A " "O lo 4 e "O 3 i Ag PERIODOS DESB:ADO e o , ,-----, o tiempo (t) Feriado de calentarriento -- Feriado de intensidad constante -- Secado decreciente Fig. 3.1 Períodos de secado En la curva se puede observar el tiempo durante el cual predomina cada período de secado. La sección BC representa al periodo de intensidad constante, en tanto que CD al secado decreciente; el punto C en el cual termina la intensidad constante y empieza la decreciente, corresponde al contenido crítico de humedad. La porción AB representa un período de calentamiento. Investigaciones realizadas han demostrado que durante el período de velocidad constante, que es corto, la temperatura superficial de la partícula de cake permanece constante. Período de intensidad constante En el caso de secado por evaporación se obtiene una velocidad constante cuando el flujo de calor permanece constante en el tiempo. Esto se produce cuando la presión del sistema (temperatura de ebullición), la temperatura de la superficie de

51 42 transmisión de calor, la superficie de calentamiento y el coeficiente global de transmisión de calor no varían. Cuando la materia a secar ha llegado a la temperatura de evaporación, todo el calor transmitido por el secador sirve para evaporar el agua y para recalentar el vapor. En el caso de secado por arrastre este periodo se caracteriza por la evaporación desde la superficie de agua libre sobre la superficie del sólido. La intensidad de evaporación en el secado es esencialmente independiente del sólido y equivalente a la intensidad de evaporación para las mismas condiciones externas desde la superficie de agua sin ningún sólido presente. En este caso la intensidad de secado es determinado por la rapidez con que se difunde el vapor de agua a través de la película de aire en la superficie del sólido saliendo de ella y entrando a la masa principal de la corriente de aire. Una intensidad constante de evaporación sobre la superficie del sólido tiende a mantener la superficie del sólido a una temperatura constante, la que en ausencia de otros efectos caloríficos es casi la temperatura del bulbo húmedo. Durante este periodo el cake se encuentra protegido por una capa de agua (libre) y esta es la razón de que no se quemen a pesar de estar en contacto con altas temperaturas como sucede en los secadores a fuego directo; mientras esto suceda la temperatura de la partícula será la de ebullición del agua a la correspondiente presión de operación. La duración de esta etapa varía de acuerdo a la cantidad inicial de agua, velocidad de evaporador, temperatura de operación y forma de transmisión de calor (conducción o convección).

52 43 Período de intensidad decreciente Es el último periodo del secado, empieza cuando la humedad del cake llega a su punto crítico es decir cuando el periodo de intensidad constante llega a su final. En el caso de secado por ebullición, la transferencia de calor se efectúa en principio proporcionalmente a la diferencia de temperatura entre el fluido caliente (cuya temperatura es en principio constante) y el líquido en ebullición a la presión considerada. Si la cantidad de líquido en la superficie del sólido disminuye, se eleva la temperatura de este, disminuyendo la velocidad de transferencia de calor por tanto la velocidad de secado. En el secado por arrastre, la disminución de velocidad es debido a la reducción de la presión de vapor del agua en la superficie, que motiva a una elevación de la temperatura de bulbo húmedo. En caso general este periodo se divide en dos zonas: a. La zona de desecación superficial no saturada. b. La zona en la cual rige la circulación interna del líquido. La zona de desecación superficial no saturada sigue inmediatamente después del punto crítico; la disminución de la intensidad de desecación en esta zona se debe a la disminución de la superficie humedecida y porciones secas del sólido sobresalen en la película del aire, reduciendo la intensidad de evaporación por unidad de superficie. Durante la segunda zona del período de intensidad decreciente, es la intensidad con que circula interiormente el líquido la que decide la intensidad de desecación.

53 44 En esta etapa la velocidad de secado está controlada por la difusión del agua desde el interior de la partícula hacia su superficie y por tanto el cake puede ser afectado por la temperatura. El agua remanente del cake, luego de su mayor eliminación en las operaciones precedentes, está formado por moléculas que se encuentran situadas junto a las moléculas de proteínas, tal como se observa en la siguiente figura: O.. H O.. H MULTICAPA O.H H.. O.. H H MONOCAPA o o o o O.. H H H H H H H OH OH OH OH OH OH PROTEINA 0.. H Fig. 3.2 Agua remanente del cake Esta agua que forman las capas secundarias, terciarias, etc. Se separan por medios térmicos como el secado que rompe las fuerzas moleculares de enlace, actuando primero en la multicapa externa y de ahí hacia adentro hasta alcanzar hipotéticamente la monocapa, casi todos los investigadores concluyen de que el valor de la capa monomolecular es teóricamente el contenido de agua que debe tener un producto deshidratado ya que el agua de esta capa no actúa como solvente ni es reactiva; además no se encuentra disponible para los microorganismos y por último es la que protege a las proteínas. Las moléculas de la monocapa constituyen en peso, aproximadamente un 10% de proteínas. Si se considera una harina con 68% de proteínas, el agua de la monocapa alcanzaría el

54 45 6.8%; humedades inferiores a este valor aseguran un daño térmico de las proteínas y humedades superiores no confirman lo contrario FACTORES QUE AFECTAN LA OPERACIÓN DE SECADO El secar un producto no ofrece, a simple vista, problemas técnicos de importancia; pero, el realizar una buena operación es mucho más difícil de lo que pareciera ser una sencilla acción y cuyas consecuencias repercutirán en la calidad de la harina. Entre los factores que afectan el secado se pueden mencionar los siguientes: a. Características de las partículas a secar. b. c. Agitación del material y del medio secante. Cambio de la composición del cake por agregado de concentrado de agua de cola. d. e. f. g. Gradiente de temperatura y forma de transmisión de calor. Contenido de lípidos. Volumen de carga, del aire y gases de combustión (cuando los hay). Tiempo de secado. Las partículas a secar deben ser de tamaño uniforme para un secado homogéneo y de una dimensión tal que permita la difusión del agua y su evaporación sin llegar al daño térmico de las mismas, los secadores rotadiscos son excelentes acondicionadores para un buen secado final; en caso contrario las partículas pequeñas se secarán más rápidamente que las grandes y estas poseerán un mayor porcentaje de agua.

55 46 En relación a la agitación del material y del medio secante está referido al movimiento turbulento a que debe estar sometido el cake para una mayor transmisión de calor y para un secado homogéneo, así como del elemento calefactor. El secado de la mezcla cake-concentrado difiere de aquel que solo es cake. La velocidad de secado es menor a medida que aumenta la cantidad de concentrado, debido probablemente a la formación de películas sobre la superficie de las partículas de cake. La transmisión de calor por conducción, efectuada en los secadores a vapor, es más lenta que la producida en los secadores a fuego directo (convección). Considerando que el agua no difunde a través de las grasas, el mayor contenido de estas en el cake no posibilita una buena separación del agua. Del flujo de materia prima y su humedad entre otros dependerá la cantidad de calor a transferir en el proceso de secado. El tiempo de permanencia del cake en el secador estará supeditado al flujo de la materia prima y a la velocidad de secado. Largos tiempos significan tratamientos térmicos severos que pueden afectar la calidad de la harina y poco tiempo indican la posibilidad de extraer una harina con alto porcentaje de agua INFLUENCIA DE LAS CONDICIONES DEL SECADO EN LA CALIDAD DE LA HARINA DE PESCADO. La calidad de la harina de pescado depende de tres factores: Materias primas, condiciones de proceso y condiciones de almacenamiento.

56 47 En las condiciones de proceso, las principales se refieren al secado ya que afectan directamente a: Contenido de nutrientes. Ausencia de elementos indeseados. Calidad de los nutrientes (eficiencias de conversión). El secado involucra tratamientos térmicos de la materia y en ciertos casos con volúmenes considerables de aire. La temperatura y el aire son factores que influyen directamente en la calidad de la harina producida, porque en la práctica son los parámetros manejables de la energía térmica a que se somete el producto. Se debe controlar minuciosamente ambas variables, especialmente en el diseño de los equipos, a fin de que la condición térmica del secado corresponda a aquella definida para la calidad de la harina esperada. Los tratamientos térmicos afectan directamente a la digestibilidad y la concentración de algunos aminoácidos, especialmente Lisina y Cistina, lo cual define en parte, la calidad de las proteínas presentes en el alimento. El valor biológico de las proteínas secadas depende de las condiciones en que este se lleva a cabo. Las exposiciones prolongadas a altas temperaturas pueden hacer que las proteínas sean menos útiles en las dietas que la utilizan, mientras que los tratamientos a bajas temperaturas pueden aumentar la digestibilidad de estas mismas proteínas. En el caso de las grasas, la oxidación de las grasas en el alimento es mayor a altas que a bajas temperaturas de deshidratación.

57 TIPOS DE SECADORES En la actualidad, los secadores más ampliamente difundidos en las plantas elaboradoras de harina de pescado son los siguientes: Secadores indirectos rotatubos. Secadores indirectos de aire caliente. Secadores rotadiscos. Secadores al vacío Secadores indirectos rotatubos Está constituido por un cilindro de acero con chaqueta de vapor, interiormente está implementado con bancos de tubos por donde circula vapor vivo a no más de 4.5 bar. Los tubos se encuentran a todo lo largo del cilindro conformando de 2 a 4 hileras concéntricas que giran conjuntamente con el cilindro. Están implementados con dos pistas de rodamiento que están montados sobre polines radiales y giran con una velocidad de 8 a 9 rpm. El sentido de flujo del vapor vivo tanto de la chaqueta como de los tubos es paralelo al de la harina, el flujo de los vahos extraídos por un ventilador centrífugo es en sentido contrario. Actualmente estos secadores se fabrican en capacidades hasta 20ton de pescado/hora. El cake que sale posee una humedad de 15 a 22% por lo que el secado debe culminarse en una segunda etapa de secado que puede ser otro secador rotatubo o un secador-enfriador de aire caliente. El producto resultante de estos secadores tiene una mayor densidad específica que la obtenida por los secadores rotadiscos lo que le permite tener mayor fluidez, propiedad no solamente importante para los criadores

58 49 de animales sino por que influye en los costos de envases (de menor tamaño para igual peso del producto), almacenamiento, transporte y embarque (por menor tiempo de estiba y mejor factor de estiba en los barcos), la densidad aparente alcanzada en estos secadores es de 0,51 g/cm 3, en los rotadiscos es de 0,43 g/cm Secadores indirectos de aire caliente Es un cilindro rotatorio que en su interior tiene aletas para el avance de la harina. El aire que sirve para el secado de la harina es calentado en un intercambiador de calor que puede utilizar aceite térmico ó gas caliente. El aceite térmico es calentado en un caldero para este uso hasta una temperatura de 350 º C, luego de transferir su calor al aire en el intercambiador el aceite retoma al caldero a una temperatura de 290 º C, el aire de secado es calentado de 250 a 270 º C. En el caso del gas caliente, se utiliza un generador de gases calientes, cuya temperatura al ingreso del intercambiador no debe ser mayor a 700 º C, y el aire de secado ingresa a 380 º C. La temperatura de salida del secador fluctúa alrededor de 75 C. A este último sistema de secado por aire caliente también se le llama secador gas-gas y utiliza tres ventiladores, uno para la recirculación del gas caliente antes de pasar por el intercambiador, un segundo para impulsar el aire de secado y un tercero a la salida del secador para extraer y regular la salida de gases. En el mercado se pueden encontrar secadores de aire caliente con capacidades de evaporación de 3200 hasta 8500kg/hr, estos secadores son usados

59 50 como secadores secundarios por su excelente control de la humedad de la harina en rangos por debajo de 0,5%, aunque tienen dificultades para secar cake con humedades mayores a 36% Secadores rotadiscos Los secadores a vapor de disco rotatorio están conformados por una carcasa de acero de forma cilíndrica, de pared enchaquetada con vapor revestida con material aislante para evitar la pérdida de calor, la superficie con chaqueta de vapor solo representa del 14 al 15% del total del área de transmisión de calor del secador. La cubierta o parte superior posee tapas de inspección provistos de elementos que permiten su rápida apertura. El rotor está constituido por un eje tubular hueco de un diámetro no mayor de 1.90m, provisto de un número considerable de discos huecos montados en paralelo por donde circula vapor a una presión no mayor de 7 bar, los cuales son movidos por un motor con reductor de velocidad. En estos secadores el cake es sometido a una constante agitación producida por el giro del rotor, entrando en contacto con las superficies calientes en forma homogénea. Los vahos liberados del cake se acumulan en la cámara de vapor (parte superior carcasa) y mediante flujos de baja velocidad son conducidos al evaporador. El equipo cuenta con un sistema de control de presión de vapor y regulación de vahos; así como de evacuación de condensados tanto de la chaqueta como del rotor.

60 51 El tiempo de secado varía de 40 a 50 minutos y la temperatura de secado de la harina es de aproximadamente 95 C. Mediante el uso de estos equipos se disminuye el daño térmico a las proteínas por que se operan a bajas temperaturas, normalmente las partículas de scrap no sobrepasan los 1 OOOC a pesar que la pared del disco se encuentra a mayor temperatura; existe ligero arrastre de finos que pueden ser atrapados o lavados en un lavador de finos. Se construyen secadores rotadisk con capacidades desde 4 hasta 20 toneladas de pescado /hora de secado. La capacidad de evaporación de estos secadores depende de la humedad promedio con el que operan, son adecuados para operar en una primera etapa de secado, porque pueden soportar humedades altas de cake de hasta más de 60%, son autolimpiantes, se está generalizando su uso por estas bondades Secadores al vacío En estos equipos la torta de prensa y el concentrado de agua de cola son secados continuamente bajo vacío, es decir a temperaturas inferiores a 1 OO º C. Es usado especialmente para proteger las proteínas, vitaminas y de esta manera obtener un producto de alta calidad como son las harinas L T. Estos secadores operan con vapor vivo o aire caliente y pueden ser del tipo rotadisk adaptados para trabajar al vacío.

61 DESCRIPCIÓN DEL SECADOR ROTADISK En la sección se ha descrito un secador rotadisk en general, a continuación indicaremos las partes componentes del secador rotadisk y describiremos la forma como operan estos secadores Partes del Secador Rotadisk Para enumerar las partes principales del secador rotadisk nos referiremos a la Fig '====='- 19 "',.\ Fig. 3-3 Partes del secador rotadisk 1. Casco. 2. Chaqueta. 3. Aislamiento y cubierta. 4. Bridas delantera y posterior. 5. Eje principal. 6. Discos y paletas de avance. 7. Peines. 8. Ejes motriz y de cola. 9. Rodamientos. 1 O. Chute de alimentación. 11. Compuerta y chute de descarga. 12. Ventanas de inspección superiores. 13. Ventanas de inspección en bridas delantera y posterior. 14. Sistema de alimentación de vapor. 15. Sistema de evacuación de condensado. 16. Motor 17. Acoplamiento hidráulico. 18. Reductor. 19. Piñón de transmisión, catalina, cadena y protector. 20. Soportes. 21. Compuerta de regulación de vahos. 22. Exhaustor de vahos.

62 Operación del secador rotadisk Estos secadores llevan generalmente juntas rotativas tanto en el ingreso de vapor como en la salida de condensado por lo que se recomienda antes de arrancar abrir la válvula de alimentación de vapor para "lubricar" los carbones de las juntas rotatorias, no es recomendable arrancar en seco. Luego de abrir las válvulas de vapor también hay que abrir las válvulas de purga de condensado para evacuar durante tres minutos el condensado frío que se forma al calentar el secador. Luego de cerrado las válvulas de purga de condensado se regula la válvula de vapor hasta la presión de operación para iniciar la alimentación del cake al secador. El cake dentro del secador recibe calor en contacto con las superficies de los discos y el cilindro enchaquetado. El cake avanza dentro del secador por acción de las paletas de avance. Los peines tienen la función de remover el cake durante el secado para hacer más eficiente y homogéneo el secado, las compuertas de salida son regulables y sirven para mantener el nivel del cake dentro del secador. Los vahos de secado son evacuados por medio del exhaustor y se desplazan en contraflujo porque la compuerta de salida de los vahos se encuentra junto a la compuerta de alimentación de cake. La descarga de la harina semiseca al transportador helicoidal se efectúa por medio de un chute.

63 PARÁMETROS DE OPERACIÓN DEL SECADOR ROTADISK Temperatura (T 1 } del cake al ingreso del secador rotadisk La temperatura (T 1 ) promedio de la mezcla de cake de prensa, sólidos de separadoras y concentrado de agua de cola medida al ingreso del secador rotadisk es de 70 º C Temperatura ff2l de la harina semiseca a la salida del secador rotadisk Teóricamente la temperatura (T 2 ) de la harina semiseca a la salida del secador debería ser igual a la temperatura del vapor saturado dentro del secador es decir igual a 100 C ya que la presión en el interior del secador es aproximadamente de 1 atmósfera, pero debido a que el medio ambiente circunda al chute de salida, la temperatura T 2 puede considerarse igual a ggo C Temperatura (T } de la harina semiseca al ingreso del secador de aire caliente (secado final} La harina semiseca es recibido por un transportador helicoidal (TH) colector de secadores, este asimismo descarga en un TH elevador que a su vez es recepcionado por un TH de alimentación del secador de aire caliente, en este trayecto pierde calor, entre la salida del secador primario (Rotadisk) y el ingreso al secundario (Aire caliente) puede haber una diferencia de temperatura de hasta 20 0 C, por lo que T 2 puede considerarse igual a 80 C.

64 Temperatura (T h) del scrap a la salida del secador de aire caliente La temperatura promedio del scrap en condiciones normales a la salida del secador de aire caliente es de 60 C Humedad (A 1 ) del cake al ingreso del secador rotadisk La humedad (A 1 ) de la mezcla de cake de prensa, sólidos de separadoras y concentrado de agua de cola al ingreso del secador rotadisk puede variar desde 52 a 60%, 55% es el promedio más frecuente, asumiremos este valor para A Humedad (Az) de la harina semiseca a la salida del secador rota disk. Mediante pruebas efectuadas con secadores rotadisk se han obtenido curvas de evaporación, masa de agua evaporada/unidad de área vers la humedad de salida (A 2 ), manteniendo constante la humedad de ingreso (A 1 ) y para diferentes valores de éste, como resultado se puede ver que para cada A 1 existe un A 2 donde la evaporación se hace máxima. Para A 1 de 55% la mayor evaporación ocurre alrededor del 18% de A 2, cuando el secador rotadisk opera como primer secado teniendo un secador de aire caliente como secador final, la humedad de salida no debe ser mayor de 36%, el secador de aire caliente no tiene capacidad de secado suficiente para humedades mayores.

65 Humedad (&,) del scrap a la salida del secador de aire caliente La humedad de la harina en el momento del despacho no debe ser mayor de 10%, el incremento de la humedad durante el almacenamiento y despacho puede ser hasta del 1 o/o por lo que la humedad a la salida del secado final (Secador de aire caliente) debe ser menor a 9%, para tener un margen normalmente la humedad de la harina "A h " se mantiene en 8% Entalpía (h 1 ) del cake al ingreso del secador rotadisk Como se sabe, el cake está compuesto por sólidos, grasa y agua, cuyas composiciones porcentuales al ingreso del secador rotadisk son S1, G1 y A 1 respectivamente, podemos considerar que los calores específicos del sólido y la grasa se mantienen constantes durante el proceso de secado, manteniéndose también constante las masas de los mismos, por lo que en los cálculos aplicaremos la siguiente fórmula: mflh =mcp * L'l T (3.1) Donde m Cp = masa del sólido ó grasa del cake en kg. = Calor especifico del sólido ó grasa del cake en kj/kg-ºc. Cps = Calor específico del sólido del cake = 1,34kJ/kg-ºC. Cpg = Calor específico de la grasa del cake = 2,60kJ/kg- º C. Cpa = Calor específico del agua líquida a la presión atm.= 4, 186kJ/kg º C. L'lh = Cambio de entalpía entre el ingreso y la salida del secador en kj/kg.

66 57 flt = T2 - T1; diferencia de temperatura entre el ingreso y la salida del secador en º C. La entalpía (h a1 ) del agua del cake al ingreso del secador a 70 º C es: h a1 = 292,98kJ/kg Entalpía (h2) de la harina semiseca a la salida del secador rotadisk Para el cálculo de la variación de la entalpía de la harina entre el ingreso y la salida del secador se aplica la fórmula indicada en la sección La entalpía (h a 2) del agua de la harina semiseca a la salida del secador a 99 C es h a2 = 414,824kJ/kg Entalpía (h2 ) de la harina semiseca al ingreso del secador de aire caliente Para el cálculo de la variación de la entalpía de la harina entre el ingreso y la salida del secador se aplica la fórmula indicada en la sección La entalpía (h a2 ) del agua de la harina semiseca al ingreso del secador de aire a 80 C es h a2 = 335,29kJ/kg Entalpía (h h ) del scrap a la salida del secador de aire caliente Para el cálculo de la variación de la entalpía de la harina entre el ingreso y la salida del secador se aplica la fórmula indicada en la sección

67 58 La entalpía (h ah ) del agua del scrap a la salida del secador de aire a 600C es h ah = 251,57kJ/kg Temperatura (Ta) del agua evaporada por el secador rotadisk La temperatura "Ta" es la de vapor saturado a la presión atmosférica por lo que será igual a 1000C Temperatura (Tv) del vapor dentro de las chaquetas y eje del secador rotadisk La presión manométrica máxima de trabajo en las chaquetas y el eje es de 7,4 bar, por lo que la temperatura "Tv" será igual a la temperatura de saturación de 8,4136bar de presión absoluta, esto es igual a 172,48 º C Temperatura (Te) del condensado a la salida de los secadores rotadisk La temperatura del condensado es la temperatura de saturación del agua a la presión de 20psig (1,38barg = 2,39bar), presión de la tubería de retomo de condensado en el punto de descarga de las trampas de condensado, de tablas de vapor: Te = 126 º C Entalpía (ha) del agua evaporada por el secador rotadisk Para la presión de una atmósfera la entalpía de vapor saturado (ha) es de 2676, 1 kj/kg.

68 Entalpía {hv) del vapor dentro de las chaquetas y eje del secador rotadisk La entalpía del vapor saturado "hv" correspondiente a la presión de 7,4barg = 8,4136bar es de 2771,0SkJ/kg Entalpía {he) del condensado a la salida de los secadores rotadisk La entalpía "he" del condensado es la que se toma después de las trampas de vapor y este valor es igual a la entalpía del líquido saturado dentro del secador ya que el proceso dentro de la trampa se puede considerar isoentálpico, o sea: hc=730,08kj/kg.

69 CAPÍTULO IV DIMENSIONAMIENTO, VELOCIDAD DE ROTACIÓN, POTENCIA CONSUMIDA Y CÁLCULO TÉRMICO DEL SECADOR ROTADISK 4.1. DIMENSIONAMIENTO DEL SECADOR ROTADISK En respuesta a la introducción de nuevas tecnologías en el procesamiento destinado a la obtención de productos con mayor valor agregado, el 8 de febrero del 2001, la Dirección General de Procesamiento Pesquero emitió la Resolución Directora! N º PE/DNPP, en la que modifica las fórmulas o factores publicadas por la RD N º PE/DNPP en lo correspondiente a la determinación de la capacidad de harina de pescado. En la parte a correspondiente a los secadores de vapor indirecto ROTADISK indica que se aplicará la siguiente fórmula: CAP =A/ K Donde: CAP= Capacidad efectiva del secador en T /h A = Área de calentamiento (m2) K = 25,5 m 2 / T/h, promedio de 23 a 28 m 2 / T/h

70 61 La capacidad de secado de un secador indirecto a vapor como es el caso del secador rotadisk depende de varios factores extrínsecos e intrínsecos tales como la temperatura del vapor dentro de los discos y chaquetas, la humedad de ingreso al secador, humedad de salida del secador, contenido de grasa de la harina, etc. por lo que la capacidad del secador hallada mediante la fórmula anterior se cumple solo cuando se opera a ciertas condiciones, esta condición se da cuando el cake ingresa al secador con una humedad de 52%, el cual es un valor óptimo y sale con un 10% de humedad, es decir como si el secado se hiciera en un solo paso, por lo que solo es una buena referencia comparativa. En nuestro caso aplicaremos este valor. Reemplazaremos "CAP" por "C" Cálculo del área de calentamiento (A). A=KxC (4.1) A= 25,5 m2/ton/hr x 14ton/hr = 357m2 El área de calentamiento(a) es igual a la suma de las áreas de calentamiento debido a la chaqueta (Acti), los discos (Al) y el eje (Ae), o sea: (4.2)

71 62! p - '... - SUPERFICIE INTERIOR DE SECADOR - e- '- '- - DISCOS :o d' EJE HUECO Q ' o b - (a) 1 (b) Fig Secciones longitudinal (a) y transversal (b) de secador rotadisk A continuación desarrollaremos las ecuaciones para las áreas de transferencia de calor del secador rotadisk. De la Fig. 4-1: A ch = (D+0,3) x 312 /360 x TT x (P(n-2) + 0,0541) A d= (rr(d 2 -d' 2 )/2)xn A e = TT x d'x ((P-b) x n + 0,3168) (4.3) (4.4) (4.5) Donde: D = Diámetro exterior de los discos en m. d' = Diámetro exterior del eje incluido el anillo soporte de los discos en m. P = Paso entre discos en m. n = N º de discos. b = Ancho en la base de los discos en m.

72 63!I Reemplazando las ecs (4.3), (4.4) y (4.5) en la ec. (4.2) se tiene: A= (D+0,3) x 312/360 x rr x (P(n-2) + 0,0541) + (rr x (D 2 -d' 2 )/2) x n+ rr x d'x ((P-b) X n + 0,3168) (4.6) Despejando "n" de la ec. (4.6) se tiene: n=(a+(d+0,3)*312/360*(2*p )-d'*0,3168)/(p*(d+0,3)*312/360+ (0 2 -d 2 )/2+d'* (P-b)) (4.7) El valor inicial de d', asumiremos igual a 0,8985m, este valor se corroborará más adelante cuando se calcule el eje principal. El ancho inicial en la base de los discos "b" se puede considerar igual a: b= 70mm, este valor se determina por desarrollo. El paso "P" varía entre 120mm y 140mm, tomaremos el valor promedio: P= 130mm. Se recomienda que: 2,5 s UD s 5, Cálculo de la longitud {L) del secador La longitud del secador "L" es la distancia entre las caras exteriores de las bridas tapas. L = n P + 0,6282 (m) (4.8) Cálculo de la velocidad del rotor del secador La velocidad periférica de los discos puede variar entre O, 9m/s a 1,3m/s:

73 64 Consideraremos el valor promedio de 1, 1 m/s. Se sabe que: N = 60V/íl0 (4.9) Donde: N = rpm del rotor. V= Velocidad periférica de los discos (mis). O = Diámetro exterior de los discos. (m) Reemplazando valores se tiene que: N = 21/0 (rpm) (4.10) La velocidad de rotación varía entre: 9rpm<N< 12rpm Cálculo de la potencia del motor Pot = rr2 X N X (f/ri) X n X {0 3 -d' 3 )/ (4.11) Donde: Pot N = Potencia del motor en hp. = rpm del rotor del secador. De la ec. (4.10) se tiene: N = 21/0 (rpm) f = Fuerza de fricción por unidad de área debido al rozamiento entre la harina y los discos en N/m 2. = 205, 12N/m 2. ri = Eficiencia mecánica del secador, está alrededor del 67%. n = N º de discos. O = Diámetro de los discos en m. d' = Diámetro exterior del eje incluido el anillo soporte de los discos. (m)

74 65 En la tabla 4-1 se pueden ver los valores de la velocidad de rotación(n), el número de discos (n), la longitud (L), la potencia (Pot) y la relación (UD) para diferentes valores de "D" de acuerdo a las ecs. (4.7), (4.8), (4.10) y (4.11). TABLA 4-1 Velocidad de rotación (N), número de discos (n), longitud (L), Potencia (Pot),, relación 'UD) para valores dados del diámetro de disco D) d p D A N n L Pot UD Si consideramos una razón aproximada de UD = 5 la cual es común en este tipo de equipos, de la tabla 4-1 se tiene que: d = 0,8985m0, P=0,13m, A= 357m2, D= 1,875m0, N = 11,2rpm, n=68,8

75 66 L = 9,573m, Pot = 101,2hp En seguida recalcularemos los valores de la tabla 4-1 para valores enteros del número de discos (n), próximos al hallado n = 68,8 tal como se puede ver en la tabla 4-2. TABLA 4-2 Valores recalculados de la velocidad de rotación (N), número de discos (n), longitud (L), Potencia (Pot), áreas de calentamiento, relación (UD) para valores determinados del diámetro de disco (D) y número de discos (n). d p D n N Ach Ad Ae A L Pot UD En la tabla 4-2 se pueden ver los valores de la velocidad de rotación (N), área de chaqueta (Ach), área de discos( ). Area de eje (A 0 ), área total (A), longitud (L), potencia (Pot), razón longitud/diámetro (UD) para "n" = 66, 67, 68, 69 y 70, de la cual escogemos los valores marcados en negrita, por lo tanto: La capacidad nominal de nuestro secador será de 14ton/hr. Y la capacidad real igual a 353m2/25,5m2/ton/hr = 13,85ton/hr. La potencia del motor será igual a: Potencia motor= 1 OOhp

76 67 La velocidad de rotación del secador será igual a 11,2rpm, este valor nos servirá para seleccionar el reductor, el rpm del motor y la transmisión, luego se recalculará la velocidad de rotación final del secador CALOR PERDIDO POR EL SECADOR A continuación calcularemos el ahorro de energía por el uso de aislamiento en el secador, por lo que primero calcularemos la cantidad de energía que se pierde por la superficie del secador cuando esta no se encuentra aislada y luego la misma superficie pero con el aislamiento más económico en cada caso Cálculo del calor (Q' el perdido por la superficie del cilindro del secador sin aislamiento El cilindro del secador podemos dividir en dos partes: La superficie enchaquetada y la superficie sin chaqueta. Con ayuda de la fig. 4-2 podemos plantear las ecuaciones para el cálculo del flujo de calor perdido.

77 68 CUBIERTA AISLAMIENTO CHAQUETA CASCO Te To Fig Vista transversal del secador El calor perdido (Q'c) por la superficie del cilindro será: (4.12) O'ch = (Tc-To)/(1/{Achi*ñc)+(ln(RJR3))/(2*TT*Kc *lct,)+ 1/(Acho *ño)) Q' 5 = (T -To)/(1/(As *ñ )+(ln (R2/R1))/(2*rr*Kc *Ls)+ 1/(Aso *ño)) (4.13) (4.14) (4.15) Acho = 2*rr*R/ Lch *312/360 As = 2*rr*R 1 *L/312/360 Aso = 2*rr*R2 *ls *312/360 (4.16) (4.17) (4.18) Donde: O'ch =Calor perdido por la superficie enchaquetada.(w) O's T =Calor perdido por la superficie sin chaqueta.(w) = Temperatura en el interior del secador.( º C) = 100 º C Te =Temperatura del vapor en la chaqueta.( º C)

78 69 T 0 =Temperatura del medio ambiente.( º C) = 20 º C ft.ct. =Área interior de la chaqueta en m 2. Act.o =Area exterior de la chaqueta en m 2. A si, A 50 =Areas interior y exterior del cilindro sin chaqueta en m 2. ñi = ñc = Conductancia dentro del secador en W/m 2 K Conductancia dentro de la chaqueta en W/m 2 K = 53W/m 2 K = 8116W/m 2 K ño = Conductancia en el exterior de la chaqueta en OOOW/m 2 K = 17W/m 2 K kc = Conductividad del acero estructural en W/m.K = 43W/mK Lct, = Longitud de la chaqueta en m. Ls = Longitud del cilindro sin chaqueta en m. = R 1, R 2, y R. Radios en m. = 8,634m = 0,713m Además: R 1 R 2 R 3 =1,0875m =1, 10655m =1,1383m R. =1, 15735m Reemplazando valores en las ecs. (4.13) y (4.14) se tiene: Q'ch 140,227kW = Q's = 4,390kW Sumando ambos valores se tiene que: = Q'c 144,617W Cálculo del calor {Q 12 } perdido por las bridas del secador Qb (Ti-To)/(1/(ñ *At,)+t/(Kc* At,)+1 /(ñ = 0 *At,))... (W) (4.19) At,=Area total de transferencia de calor debido a las dos bridas en m2. (4.20)

79 70 D=1,875m t= espesor de la brida en m. Podemos usar los mismos valores aproximados de ñi y ño que en el caso anterior cuando se calculó las pérdidas de calor por el cilindro. Reemplazando valores se tiene: Cálculo del calor (Q') perdido por el secador sin aislamiento Donde: (4.21) Q' = Calor total perdido por la superficie del secador sin aislamiento en W. O'c = Calor perdido por el cilindro del secador sin aislamiento en W. Q b = Calor perdido por las bridas del secador en W. Reemplazando los valores obtenidos para O' c y Q b en la ec. (4.21) se tiene que: Q' = 152,21kW Cálculo del espesor de aislamiento más económico para el secador El espesor de aislamiento más económico es aquel para el cual la suma de los costos de la energía perdida (CE) más el costo del aislamiento (CA) es el mínimo o sea si: Cr(e)= CE(e)+CA(e) (4.22) Donde: Cr=costo total de la energía perdida y aislamiento.

80 71 CE = costo de energía perdida por el casco del secador para un determinado espesor de aislamiento "e". CA = costo del aislamiento para un espesor determinado "e". 8CT/8e = O (4.23) Resolviendo la ec. (4.23) se obtiene el espesor más económico. Calcularemos el espesor más económico para la parte enchaquetada que corresponde al 92% de la superficie del cilindro. Para determinar "CE" calcularemos primero la cantidad de calor perdido "O e" por la parte enchaquetada del cilindro del secador para un determinado espesor de aislamiento, de la ecuación de transferencia de calor se tiene lo siguiente: O e = (Tc-To)/ R (4.24) (4.25) (4.26) R 4 = (ln(rjr3))/(kc*2* rr*0.867*lch) Rs = (ln(rs/r4))/(ka*2* rr*0.867*lch) Rs = (ln(ri/rs))/(ks*2* rr*0.867*lch) R1 = 1/(ñ o*2* rr*rs*0.867*lch) (4.27) (4.28) (4.29) (4.30) Donde: O e en W. Te = Temperatura del vapor en la chaqueta en C. To = Temperatura del medio ambiente en C. R, R3, R 4, Rs, Rs y R1 resistencias térmicas. ºC/W. Kc, Ka y Ks ; conductividades del acero estructural, aislamiento y del forro del aislamiento respectivamente. (W/m.K).

81 72 no =Conductancia entre el forro del aislamiento y el medio ambiente. Respecto al aislamiento se puede indicar que uno de los aislamientos más usados en esta aplicación es la LANA AW de FiberGlass 4, se adecua en forma excelente para el aislado de secadores de la industria de la harina de pescado y < 4 J Ver catálogo N" 6. tiene larga vida. La conductividad térmica "Ka" del aislamiento en mención: Ka=0,039Wl C.m 2. Un buen material para ser usado como cubierta del aislamiento en la industria de la harina de pescado, por la fuerte corrosión y uso de soda cáustica es el acero inoxidable AISI 304 en espesor de 0,5mm. La conductividad térmica "Ks" del acero inox. AISI 304 es: Ks=16,3Wl C.m. Asimismo de la Fig. 4.2: Rs =1,15735+e (en m) Rs =1,15785+e (en m) (4.31) (4.32) Reemplazando valores en las ecs. (4.24) a (4.30) se obtiene el valor del calor perdido por la superficie enchaquetada del secador en función del espesor de aislamiento "e", es decir: Oe = f (e) (4.33)

82 72 ño =Conductancia entre el forro del aislamiento y el medio ambiente. Respecto al aislamiento se puede indicar que uno de los aislamientos más usados en esta aplicación es la LANA AW de FiberGlass 4, se adecua en forma excelente para el aislado de secadores de la industria de la harina de pescado y f 4 J Ver catálogo N" 6. tiene larga vida. La conductividad térmica "Ka" del aislamiento en mención: Ka=0,039W?C.m 2 Un buen material para ser usado como cubierta del aislamiento en la industria de la harina de pescado, por la fuerte corrosión y uso de soda cáustica es el acero inoxidable AISI 304 en espesor de 0,5mm. La conductividad térmica "Ks" del acero inox. AISI 304 es: Ks=16,3W?C.m. Asimismo de la Fig. 4.2: Rs =1,15735+e (en m) R 6 =1,15785+e (en m) (4.31) (4.32) Reemplazando valores en las ecs. (4.24) a (4.30) se obtiene el valor del calor perdido por la superficie enchaquetada del secador en función del espesor de aislamiento "e", es decir: Oe = f (e) (4.33)

83 73 Cálculo de la cantidad de combustible necesaria para generar el calor perdido Consideraremos el uso de petróleo residual 500. m R = (0,86*0 e )/(E*Pc) (4.34) Donde: m R = cantidad de combustible para generar el calor perdido "Qe" en gal/hr. E= Eficiencia del caldero; un buen fabricante garantiza una eficiencia mínima de 80% y podría llegar hasta el 85%, consideraremos E= 80%. Pe= Poder calorífico del petróleo R500, (Pe= 150,000kcal/gal). Cálculo del costo anual (Ca) del combustible para generar el calor perdido por el aislamiento (4.35) Donde: Ca = costo anual del combustible para generar el calor perdido en US$. P p = Precio del petróleo residual 500, igual a US$1,212/gal. Ht = Promedio de horas trabajadas anuales en el sector pesquero, consideraremos para efecto de cálculo igual a 2000horas /año. Se sabe que CE es el valor actual de Ca llamada también cuantía para un periodo de tiempo de n = 1 O años, tiempo de depreciamiento. CE = Ca x factor de anualidad (4.36) El factor de anualidad (Fa) = 1/i - 1/ (i (1+i) j = 6,71 En el mercado interbancario en dólares la tasa de interés se mantiene alrededor de 7,2% promedio anual, para nuestro caso consideraremos una tasa de interés (i) igual al 8% anual. Luego el costo "CE" puede resumirse en la siguiente fórmula:

84 74 CE = Fa*Hi*P p *0.86*QJ(E*Pc) (4.37) El costo del aislamiento "C A " responde a la siguiente fórmula: CA = 2rr*Lch ((1, e)*e*P a + (1, e)*P s ) (4.38) Donde: CA = Costo del aislamiento y cubierta en US$. Pa = Costo del aislamiento (lana de vidrio) en US$/m3. Ps = Costo de la cubierta de acero inox. AISI 304 en US$/m2 Fa = Factor de anualidad. Reemplazando las expresiones de CE y CA de las ecs. (4.37) y (4.38) en la ec. (4.22) obtenemos la ecuación correspondiente para el costo total de energía perdida y costos de aislamiento "CT" en función del espesor de aislamiento "e". En la tabla 4-3 se pueden ver los valores del costo total de la energía y aislamiento para determinar el espesor de aislamiento más económico. TABLA 4-3 Espesor de aislamiento más económico Espesor de Costo total de energía y aislamiento "e" aislamiento "CT' Pulgadas mm US$ /4 6, /2 12, /4 19, , /4 31, /2 38, /4 44, , /4 57, /2 63, /4 69, ,

85 75 Rg. 4-3 Espesor de aislamiento más económico zt o 8000 o 6000 (.) o \ \ \ \ Espesor de aislamiento (mm) En la tabla 4-3 se puede ver que "CT" se hace mínimo en 2 ½", aunque los valores entre 2" y 3" de espesor son muy próximos, optaremos por un espesor igual a 2" para el aislamiento del secador, que en la práctica es el espesor más recomendado a usar en estas aplicaciones. Los espesores de las mantas de aislamiento son de 1", se usarán dos capas de aislante. Como se dijo anteriormente este espesor más económico es para la parte del cilindro con enchaquetado de vapor, de la misma forma se ha calculado el espesor más económico para la parte del cilindro sin chaqueta, obteniéndose que este valor es igual a 2 ¼", el valor de "CT" para este espesor prácticamente no difiere del "CT'' para 2" por lo que también se tomará este valor como espesor de aislamiento. Para el aislado de las bridas delanteras y posteriores del secador deberá considerarse un tiempo de vida menor que para el aislamiento del casco por lo siguiente:

86 Hay que desmontar las bridas para efeduar el mantenimiento do los ejes de cola y motriz. 2.- Para efectuar el mantenimiento de los rodam entos y cadenas hay que efectuar maniobras que pueden dar'\ar el aislamiento do las bndas 3.- El aislamiento dificultarla las maniobras a ejecutar. 4.- Cualquier daflo en el aislamiento detenorarf la apari ne ad I cador. Por lo que el tiempo de vida se acortarla ostensiblement. h c ndo qu ol espesor más económico se acerque a cero, por ejemplo. si t ndrl mo que cambiar de aislamiento dos voces/ r.o el po or má con6mlco sería menor que¾". Por todo lo antenor norm lm nt opt por d j r 1 bridas sin aislamiento, más bien son protog das d lo corro Ión con p,ntur epóxlca con un espesor mínimo de 10 mils (1mil-0,0254mm) En operación, la temperatura d la up rf1c xt rior lo brid In aislamiento ni pintura serla de aooc. pero con Id ndo I p d p,ntur. esta temperatura disminuirá a 76 C y n cont cto r pido ato temperatura no se originan quemaduras Cálculo del calor del secador con aiataml nto Considerando el espesor de aislamiento más económico. calcul r moa lo cantidad de calor "Oc" perdido por la superf 1c,e del ethndro d I s cador. tal como sigue: Oc = Qch + a. (4 39) O ch = calor perdido por la parte del olindro enchaquetado a. = calor perdido por la parte del cilindro sin chaqueta.

87 77 Para calcular el calor perdido por el cilindro enchaquetado podemos utilizar las ecs. (4.24) a (4.30), para esto necesitamos hallar los valores de R 5 y Rs. los cuales podemos determinarlos reemplazando el valor del espesor más económico es decir 2 n (50,8) en las ecs. (4.31) y (4.32), por lo tanto: Rs = R4 + e= 1157, ,8 = 1208, 15mm y Re = Rs + ec = 1208, = 1208,65mm ec = espesor de la cubierta del aislamiento del secador. Reemplazando valores en las ecs. (4.24) a (4.30) se obtiene que: O ch = 2,973kW. Para el cálculo de O s, nos referiremos a la fig = O s (T r T0)/(1/(R1*2n*0.867*Ls*ñ;)+(ln(R 2'R1))/(2*,r *Kc*0.867*L 5 )+ (In((R 2 +0, 0254 )/R 2) )/(2* n *Ka*0,867*L 5 )+ (In((R 2 +0, 0259)/(R 2+0, 0254)) )/(2*,r *K s *0,867*L 5 )+1/((R 2 +0,0259)*2 TT *0,867*Ls*ñ 0)) (4.40) Reemplazando valores en la ec. (4.40) se tiene que: = O s 0,477kW Sumando los valores de Oc11 y O s en la ec. (4.39}, el calor perdido por la superficie del cilindro del secador en condiciones aisladas es: = O c 3,45kW Cálculo del calor (Q) perdido por el secador con aislamiento (4.41) Donde: = O Calor total perdido por la superficie del secador en W. = O c Calor perdido por el cilindro del secador en W.

88 78 Q b = Calor perdido por las bridas del secador en W. Antes recalcularemos el valor de Q b considerando la capa de pintura epóxica de 10mils. Donde: ep Kp = espesor de pintura=0,254x10..j m = conductividad de la pintura epóxica=0,040w/mk Reemplazando valores en la ec. (4.42) se tiene: =7,024kW El valor de Q b sin considerar la pintura calculado en la sección fue de 7,594kW. Luego: Q =10,474kW Cálculo del ahorro de energía con el uso del aislamiento El ahorro de energía "6Q" con el uso de aislamiento será igual a: 6Q = Q'-Q (4.43) Reemplazando valores se tiene: 6Q =152,21kW-10,474kW =141,736kW De la ec. (4.35), esta energía equivale a US$ 2462 anuales.

89 BALANCE DE MATERIA Y ENERGÍA SECADOR ROT ADISK,, SECADOR DE AIRE Fig Balance de materia y energía Balance de materia De la Fig. 4-4 haciendo un balance de materia se obtienen las siguientes ecuaciones: m h m2 m as m1 m a = C/R = (100-Ah )/(100-A 2 ) x C/R = (A2 -A h )/(100-A 2 ) x C/R = (100 - Ah )/(100-A 1 ) x C/R = (A1-A2)/(100-A 1 ) x (100-A h )/(100-A 2 )*C/R (4.44) (4.45) (4.46) (4.47) (4.48 ) Donde: C = capacidad del secador rotadisk en kg/s de materia prima. R = rendimiento pescado/harina (P/H), consideraremos igual a 4,3. A1 = humedad del cake al ingreso del secador rotadisk en %. A 2 = humedad de la harina semihúmeda a la salida del secador rotadisk en%. A h = humedad de la harina, salida del secado final en %, 8%. m h = flujo de harina a la salida del secador de aire caliente en kg/s.

90 80 m 2 m 1 m a m as = flujo de harina semiseca a la salida del secador rotadisk en kg/s. = flujo de cake húmedo que ingresa al secador rotadisk en kg/s. = flujo de agua evaporada en el secador rotadisk en kg/s. = flujo de agua evaporada en el secador secundario en kg/s. Haremos un balance para el valor nominal de C=14ton/hr=3,8889kg/s. En la Fig 4-5 se tienen las curvas de masa de agua evaporada por unidad de área (kg/hr.m 2 ) vers humedad de salida (A 2 ), para diferentes humedades de ingreso (A 1 ), estos datos han sido determinados a una presión de operación de 7,4bar presión promedio máximo a la que operan estos secadores, a partir de estas curvas de evaporación y la ec. (4.48) se han determinado las curvas de capacidad de procesamiento (C) vers la humedad de salida (A 2 ) para cada humedad de ingreso al secador rotadisk, en ella se puede ver, que la capacidad de secado "C" de 14ton/hr se da cuando la humedad de salida "A/ del secador rotadisk es de 10% para una curva de ingreso de cake de 52%, vale indicar que 10% es el valor máximo de humedad permitido a la harina, aunque con esta humedad de salida el P/H sería de 4,3*0,9/0,92=4,2, para obtener un 52% de humedad en la mezcla de cake al ingreso del secador rotadisk, las condiciones de prensado deben ser óptimas. Reemplazando estos valores en las ecs. (4.44) al (4.48) se tiene:

91 81 Fig.4-5. Agua evaporada(ma) y Capacidad(C) versus humedad de salida scrap(a2) "' - 25 :E,E20 ftj e: Q. o ca., (.) - 15 (,) - -52% ca -10 ie >. CV E 0\:.! e, % Humedad de ingreso cake o o % Humedad de salida (A2) 40 mh m2 mas m1 ma = 3,256ton/hr = 0,9044kg/s = 3,328ton/hr = 0,9244kg/s = 72,351 kg/hr = 0,0201kg/s = 6,240ton/hr = 1,7333kg/s = 2912, 145kg/hr = 0,80893kg/s Balance de energía De la Fig. 4-4, aplicando la primera ley de la Termodinámica para un FEEs, se tiene la siguiente ecuación: m1.h1 + mv.hv = Q + ma.ha + m2.h2 + me.he (4.49)

92 82 Donde: mv = flujo de vapor que ingresa al secador rotadisk en kg/s. me h1 = = flujo de condensado que sale del secador rotadisk en kg/s. entalpía del cake húmedo que ingresa al secador rotadisk en kj/kg. hv ha h2 = = = entalpía del vapor que ingresa al secador rotadisk en kj/kg. entalpía del agua evaporada en el secador rotadisk en kj/kg. entalpía de la harina semiseca a la salida del secador rotadisk en kj/kg. he Q = entalpía del condensado que sale del secador rotadisk en kj/kg. = calor perdido por la superficie del secador en kw. En la ec. (4.49), mv = me, despejando se tiene: mv = (Q + maha + m2h2 - m1h1)/(hv- he) (4.50) En la sección 4.2.6, se calculó Q=10.474kW De 4.3.1, m a = 0,80893kg/s De , h a = 2676, 1 kj/kg. De 4.3.1, m2 = 0,9244kg/s De 4.3.1, m1 = 1,7334kg/s De , h v = 2771,08kJ/kg De , he = 730,08kJ/kg Además: (4.51) (4.52) m1s = m2s St/1 OO*C/R (4.53)

93 83 m 1 9 = m 2 9 Gt/1 OO*C/R (4.54) (4.55) (4.56) Cps = 1,34kJ/kg º C; Cpg = 2,6kJ/kg º C h 2A = 414,824kJ/kg; h 1A = 292,98kJ/kg Donde: m 1s, m 19, m 1A = componentes sólido, graso y agua del cake al ingreso del secador respectivamente en kg/s. m 2s, m 29, m2a = componentes sólido, graso y agua del flujo de harina húmeda respectivamente a la salida del secador en kg/s. m 1A = agua del flujo de harina húmeda al ingreso del secador en kg/s. = porcentaje de sólidos en la harina. = porcentaje de grasa en la harina. = calor específico de los sólidos de la harina a 1Atm en kj/kg º C. = calor específico de la grasa de la harina a 1Atm en kj/kg º C. = entalpía del agua del scrap a la salida del secador en kj/kg. = entalpía del agua del cake al ingreso del secador en kj/kg.

94 84 Reemplazando valores en la ec. (4.50), se obtiene: m v = 0,9723kg/s = 3500,32kg/hr Balance de materia y energía cuando el secador opera en la primera etapa de secado En la tabla 4-4 se pueden ver los parámetros de operación del secador cuando opera como primer secado, con un secador de aire caliente como secado final. TABLA 4-4 Parámetros de secador rotadisk en primera etapa de secado T1 T2 A1 A2 Ah sh Gh CPs Cp g Presión vapor º C º C % % % % % kj/kg º C kj/kg º C bar ,34 2,6 8,4136 En la tabla 4-5 se puede ver los valores de las curvas de agua evaporada y capacidad de la Fig. 4-5, para estas condiciones de humedad de cake de ingreso (55%) y salida (36%) se tiene que la cantidad de agua evaporada por unidad de área es de 7,997kg/hr.m2. Por lo que la cantidad de agua evaporada en el secador rotadisk es de: TABLA 4-5 Valores de curvas de Fig Presión:7.4bar Humedad harina=8% A A2 Capacidad(ton/hr) Agua evap.(k /hr-m2) m a = 7,997kg/hr.m 2 x 353m 2 = 2823kg/hr=0,7842kg/s

95 85 De la ec. (4.48): C = 20ton/hr Y de las ecs. (4.45) y (4.46) se obtienen: m 2 m as = 6,686 ton/hr=1,8572kg/s. = 2034,9kg/hr=0,56525kg/s De la ec. (4.47) se obtiene m1: m 1 Q Hv ha he h2a h1a = 2,6414kg/s = 9509kg/hr = 10,474kW = 2771,08kJ/kg = 2676, 1 kj/kg = 730,08kJ/kg = 414,824kJ/kg = 292,98kJ/kg De la ec.(4.58) se obtiene: mi*hi-m 1 *h1 = - 98,3125kW Reemplazando estos valores en la ec. (4.50) se tiene: m v = 0,9851 kg/s = 3546,5kg/hr Balance de materia y energía para condiciones de máxima capacidad de evaporación En la Fig. 4-5 y tabla 4-5 se puede observar que los secadores rotadisk aumentan su capacidad de evaporación al incrementarse la humedad de ingreso del cake "A1" al secador, siendo estos valores máximos cuando la humedad de salida se encuentra alrededor del 18%.

96 86 Por lo que la máxima demanda de vapor y mayor producción de condensado se dará cuando el secador opera próximo a esta humedad de salida, por lo tanto serán estos los valores a considerarse en el diseño del secador. Valores mayores de una humedad de 60% en el cake de ingreso al secador rotadisk indican que la operación de prensado no está efectuándose correctamente y los niveles de grasa pueden estar elevándose y saliéndose del rango permitido, normalmente el cake al ingreso del secador rotadisk deberá ser menor que 60%, consideraremos TABLA 4-6 Parámetros de secador rotadisk en condiciones de máxima evaporación T1 T2 A1 A2 Ah Sh Gh Cps Cpg Presión Temp. vapor Vapor(Tv) º C 70 º C o/o o/o o/o o/o o/o kj/kg C kj/kg º C bar º C ,34 2,6 8, ,32 Para estas condiciones de humedad de cake de ingreso (60%) y salida (18%), de la Fig. 4-5 y tabla 4-5 se tiene que la cantidad de agua evaporada por unidad de área es de 10,4kg/hr.m2. Por lo que la cantidad de agua evaporada en el secador rotadisk es de: m a = 353m2 x 10,4kg/hr.m2 = 3671,2kg/hr=1,02kg/s De la ec. (4.48): C = 13,4ton/hr De las ecs. (4.45) a (4.47) se obtienen: m 2 = 3, ton/hr =0,9712kg/s m as = 380,034033kg/hr =O, 10557kg/s

97 87 m 1 = 7, ton/hr =1,991 kg/s Q = 10,474kW hv = 2771,08kJ/kg ha = 2676, 1 kj/kg he = 730,08kJ/kg h2a = 414,824kJ/kg h1a : 292,98kJ/kg De la ec. (4.58) se obtiene: m2*hrm 1*h 1 = - 243,991kW Reemplazando estos valores en la ec. (4.50) se tiene: mv = 1, kg/s = 4401,6kg/hr

98 CAPÍTULO V DISEÑO DE LOS ELEMENTOS PRINCIPALES DEL SECADOR ROTADISK 5.1. CÁLCULO Y DISEÑO DE LOS DISCOS Para calcular la cantidad y diámetro de los templadores, así como el espesor de los discos es necesario conocer la presión y la temperatura de diseño. Como se sabe los secadores rotadisk utilizan vapor de caldero, los cuales al operar modulan entre 120psig (8,274barg) y 125psig (8,618barg), por lo que la presión de operación de estos calderos fluctúa entre estos valores. La presión de diseño (Pd) de estos calderos es de 150psig (10,342barg), asumiremos también este valor como la presión de diseño del secador. Los secadores a vapor rotadisk están diseñados para operar a la misma presión del caldero para prevenir errores de apertura de válvulas, aunque la presión de operación normalmente está alrededor de 11 Opsig (7,58barg), debido a la caída de presión en la tubería de alimentación de vapor desde los calderos y el margen de presión que debe mantenerse para asegurar una alimentación constante. Como la temperatura de diseño consideraremos la temperatura de saturación del agua a 150psig, es decir 185,46 C.

99 89 Para esta temperatura del gráfico de E. A. Brandes (ed.) 5, donde se muestra el efecto de la temperatura de trabajo sobre la resistencia de fluencia Sy y la resistencia última Sut, se tiene que: Syt/Sya = 0,96765 (5.1) ( 5 J Ver gráfico Apéndice A. Donde: Syt = Sya= resistencia de fluencia del acero a la temperatura de trabajo. resistencia de fluencia del acero a la temperatura ambiente. La resistencia de fluencia del acero ASTM A36 a la temperatura ambiente es de 248,1MPa. Luego la resistencia de fluencia a la temperatura de diseño (185,46 ºC) será: Syt= 0,96765*248,1MPa = 240MPa Distribución de los templadores. cálculo del diámetro. número de templadores y espesor de los discos Para calcular la cantidad y diámetro de los templadores, podemos considerar en forma conservadora que la fuerza debido a la presión ejercida por el vapor sobre el área neta de los discos debe ser soportado totalmente por los templadores. Los templadores deben ser distribuidos uniformemente en todo el disco de forma tal que las áreas de los triángulos formados entre templadores se aproximen a un triángulo equilátero para que las fuerzas soportadas por los templadores sean homogéneas.

100 90 De acuerdo a esto, para nuestro caso con dos círculos de distribución se optimiza el resultado. Como se puede apreciar en la Fig. 5-1, la distribución de los templadores se hizo en dos círculos concéntricos intermedios, el diámetro intermedio mayor (dim) divide en tres partes el área neta donde actúa la presión de vapor y el diámetro intermedio menor (dim) es el promedio entre el diámetro intermedio mayor y el diámetro menor del disco, es decir: (0,91552rr- dim2rr/4)= (0, , )rr/3 (5.2) dim =1,582m, redondeando: dim =1580mm, radio=790mm Luego: dim=( ,5)/2 (5.3) dim =1239,25mm, redondeando: 'O lf) I'- (l) IS) U: (l) <1' - (l) q -o IS) l/1 (\J' 1 ""O' OS>_, o B f: -o -o o /?9.]) Do o -.s o o o o o {J) o o o 8 o o o o o o o o T o o o o o o o o Fig Discos y templadores

101 91 dim =1240mm, radio=620mm. Plantearemos las siguientes ecuaciones referidas a la Fig. 5-1, de la siguiente forma: Aplicando el criterio de Máximo Esfuerzo Normal: (5.4) Aplicando el criterio de Máximo Esfuerzo Cortante: (A-dt2rr/8)*P J3=t*dt/2*8*S y1 *O,5/fs' A=0,62*seno (2rr/n)*(0,79-0,62*cos (2rr/n)) 8=2A TAN (0,62*seno (2rr/n)/(O, 79-0,62*cos(2rr/n))) (5.5) (5.6) (5.7) Donde: D = diámetro exterior de los discos en m. d = diámetro interior de los discos en m. dt = diámetro de los templadores en m. Pd = presión de diseño= 10,342barg n = número de templadores. fs y fs' = factores de seguridad. A = área del triángulo BCD (cm 2 ). 8 = ángulo menor del triángulo BCD (rad). Como se puede ver, para el planteamiento de la ec. (5.5) se toma el vértice más agudo del triángulo BCD, que forma un ángulo 8 y dado que la fuerza debido a la presión de vapor es igual en los tres vértices del triángulo, el esfuerzo de corte máximo se dará en el vértice de menor ángulo.

102 92 En la ec. (5.4) se aplica el criterio de Máximo Esfuerzo Normal, donde se considera que la falla se producirá cuando orm?-s y1, luego: O m á? Syt/fs S s y1=0. 5*Syt En la tabla 5-1 y Fig. 5-2 se pueden observar los valores obtenidos para los factores de seguridad en función del número de templadores de acuerdo a las ecs. (5.4) a (5.7), se ha considerado para esto valores predeterminados para el espesor de disco (t) de 5/16" (7,9375mm) y diámetro de templador (dt) de 1 1/16" (26,9875mm), en ellos se puede observar que el factor de seguridad (fs') de acuerdo al criterio de máx. esfuerzo cortante es más conservador que el factor de seguridad (fs) por máx. esfuerzo normal para valores de n>32, fs' luego de alcanzar el valor de 2,4 para n=56, para valores mayores a este continúa incrementándose pero muy lentamente, asumiremos los valores correspondientes a este punto, por lo tanto tendremos previamente: n t dt fs fs' 56 5/16" 1 1/16" 3,55 2,4

103 93 TABLA 5-1. Factores de seguridad de acuerdo a los criterios de máx. esfuerzo normal (fs) y máx. esfuerzo cortante (fs') n Syt Pd D d A 8 t dt fs MPa MPa cm cm cm2 rad cm cm , ,5 89, ,41 1,7897 0, , , , ,5 89,85 515,32 1,6591 0, , , , ,5 89,85 306,70 1,3968 0, , , , ,5 89,85 220,03 1,1736 0, , , , ,5 89,85 172,29 0,9995 0, , , , ,5 89,85 141,87 0,8650 0, , ,03 3, , ,5 89,85 120,72 0,7596 0, , , ,5 89,85 105,12 0,6757 0, , , , ,5 89,85 93,14 0,6076 0, , , , ,5 89,85 83,63 0,5515 0, , , , ,5 89,85 75,89 0,5046 0, , , , ,5 89,85 69,47 0,4648 0, , , , ,5 89,85 64,06 0,4307 0, , , , ,5 89,85 59,44 0,4012 0, , , , ,5 89,85 55,44 0,3754 0, , ,74 72 fs' 0,43 1,21 1,71 2,01 2,20 2,32 2,40 2,46 2,51 2,55 2,58 2,60 2,62 2,64 2,66 Fig. 5-2 Factores de seguridad en función del núrrero de te"1)1adores 9,00 8,00 7,00,, 6,00,, e g> 5,00,,.... G) 4,00 -o 3,00. 2,00 -- /. v. 1,00,/ 0,00 o N templadores Factor de seguridad criterio máx. esfuerzo normal fs --Factor de seguridad criterio máx. esfuerzo cortante fs'

104 94 Para el caso del espesor de los discos (t) y el diámetro de los templadores (dt) la Secc. VIII Div 1 del Código ASME para recipientes a presión recomienda sumar como tolerancia por corrosión un sobre espesor adicional al de cálculo del orden de 1/16", por lo tanto incrementando tendremos los nuevos valores para "t" y "dt' finalmente de: n t dt fs fs' 3/8" 1 1/8" 3,55 2,4 El espesor de plancha que sigue al de 3/8" disponible en el mercado es el de ½", si usáramos este espesor de plancha en la fabricación de los 68 discos, el peso del secador se incrementaría en 721 O kg, sin considerar el aumento del peso por la soldadura y otros por lo que no es recomendable CÁLCULO Y DISEÑO DEL EJE Y LOS MUÑONES Para diseñar el eje y los muñones primero debemos identificar las fuerzas que actúan en el eje para calcular las reacciones en los rodamientos y determinar los diagramas de carga, momento y torque. Cálculo de la fuerza de tensión en la cadena: Antes debemos calcular los radios primitivos del piñón "r" y catalina "R". r=p/(2*sen(rr/zp)) R=p/(2*sen(rr/Zc) (5.10) (5.11) Donde: r y R en m. p=paso entre dientes de los piñones en m. Z=Número de dientes. p= 0,0762m (3").

105 95 Z p =14 dientes. Zc = 69 dientes. Los valores de p, Zp y Zc son calculados en el capítulo 6. Reemplazando estos valores en las ecs. (5.1 O) y (5.11) se tiene que: r= O, 1712m = 171,2mm R = 0,8371m = 837,1mm La tensión en la cadena se puede calcular mediante la siguiente fórmula: F = (30/rr)*Pot/(RPM*R) (5.12) Donde: F = La tensión en la cadena (kn). Pot= Potencia del motor (kw). RPM=Velocidad del secador en rev/min. R = Radio primitivo del piñón conducido (m). Se sabe que: Pot=75kW (100hp). RPM = 11,2rev/min R = 0,8371m Reemplazando estos valores en la ec. (5.12) se tiene que: F=76,39kN.

106 96 Fig. 5-3 Fuerza de tensión de la cadena. En seguida hallaremos las componentes horizontal "F H " y vertical "Fv" de la fuerza de tensión en la cadena, referirse a la Fig Para determinar las componentes horizontal y vertical de la fuerza "F", es necesario antes determinar el ángulo "O", formado entre la fuerza "F" y la vertical. O= 180 -acos[(r-r)/(x 2 +y2) 112 )-atan(y/x) (5.13) Donde: x = distancia horizontal entre centros de eje de piñones (m). y=distancia vertical entre centros de piñones (m). x=0,941m. y=0,871m. Reemplazando valores en la ec. (5.13) se tiene que: O = 78,5

107 97 FH = F*senoO (5.14) Fv = F*cosO (5.15) Reemplazando valores se tiene: FH = 76,39*sen78,5 = 74,856kN Fv = 76,39*cos78,5 = 15,23kN Cálculo de la carga uniformemente distribuida a lo largo del eje hueco "w": Consideraremos el peso total del rotor cuando está lleno de agua es decir discos y eje totalmente repletos de agua. Peso del rotor vacío = Peso agua en los discos: 45, 14kg/disco x 68discos = Peso agua eje: 0.82 x n/4 x x 1000 = 33734,71kg 3069,52kg 4532,40kg Peso total rotor lleno de agua Longitud total del eje = 41336,63kg = 405,374kN = 9285,2mm w = peso total/longitud = N/9285,2mm = 43,658N/mm Cálculo de las reacciones: En la Fig. 5-4 se pueden ver los Diagramas de carga, de la fuerza cortante, momento flexionante y torque en los planos vertical y horizontal respectivamente.

108 ,9 2 ª 3, l6l i :7 5 i t---f-' t = ========= ====t===============!=wt '---== H- E -.::t- 1 DIAGRA A DE CARGA PLANO VERTICAL w = N /Mr? 'O i_ X 11 r kN DIAGRA A DE FUERZA CORTA E VERTICAL 11 L_ <N X <N.f""IM / DIAGRAMA E MOMENTO VER ICAL (") (") ("') lf) 11 X <N.MM 7g824j...,N,f""IM '-=.,.:...l '---x " kn.mm DIAGRAMA DE CARGA PLANO H RI ZONT AL kN r x <N 2.186kN <N DJAGRAM CORTANT DE FUERZA HORIZONTAL L t r--X kN <N.MM DIAGRAMA DE MOMENTO HORI ONTAL <N.MM l--j ;;a:..-x DIAGRAMA DE TORQUE 63946kN.MM kN MM L----' ' == ----x Fig. 5-4 Diagramas de carga, fuerza cortante, momento y torque.

109 99 Para determinar la fuerza vertical en el punto 2, a la componente vertical de la fuerza producida por la cadena de transmisión hay que sumarle el peso de la catalina, o sea: Fv2 = 15,23kN + 10kN = 25,23kN Plano vertical: rfv = O; -25, *9285,2 + F vs +Fv1 2 =0 LMv12 = 0; -25,23*10342,9+F vs *10049,4-0,043658*9285,2*5039=0 (5.16) (5.17) Resolviendo las ecs. (5.16) y (5.17) se tiene: Fv5 = 229,23kN F v12 =201,373kN Plano horizontal: (5.18) LM H12 =0; 7 4,856*10342,9-F H5 *10049,4=0 (5.19) Resolviendo las ecs. (5.18) y (5.19) se tiene: Ecuaciones de las fuerzas cortantes y momentos flectores V en kn y M en kn.mm Plano vertical: V = -25,23 M=-25,23X V = 204 (O<X<293,5) (293,5<X<661,3) (5.20) (5.21) (5.22)

110 100 M=204X V= 204-0,043658X (661,3<X<9946,5) M=-25,23X + 229,23(X-293.5)-0,021829(X-661,3) 2 V= -201,373 (9946,5<X10342,9) M= -201,373X ,802 (5.23) (5.24) (5.25) (5.26) (5.27) Plano horizontal: V= 74,856 (O<X<293,5) M= 74,856X V= -2,186 (293,5<X10342,9) (5.28) (5.29) (5.30) M= -2,186X Ecuaciones del Torque Torque en kn.mm T= F*R=76,39 x 837, 1=63946 (O<X <826,3) T= ,23371X (826,3<X <9666,3) T= O (9666,3<X<10342,9) (5.31) (5.32) (5.33) Cálculo del momento resultante máximo: Sabemos que el momento resultante es igual a: M= (Mv2 + Ml) 112 (5.33) El momento máximo se encuentra en el tramo 661,3<X<9946,5 Resolviendo la siguiente ecuación hallaremos el momento máximo: M' = O ó Mv.M'v + M H.M' H = O (5.34) Por lo tanto el momento resultante se hace máximo cuando X=5333mm Mmáx.= kN.mm Torque en el punto de momento resultante máximo (X= 5333) = 31344kN.mm.

111 101 El eje hueco del secador será fabricado de planchas estructurales ASTM A 36 roladas, soldadas y rectificadas. Los muñones o ejes motriz y de cola serán fabricadas de acero fundido AISI Aplicaremos la fórmula del ASME para el cálculo de ejes además de chequear por fatiga. Para el caso como el nuestro donde la fuerza axial es cero, la fórmula del ASME se reduce a: Ssd = [16/rrdo 3 (1 - K 4 )] * [(Km.M) 2 + (Kt.T)2] 112 (5.35) Donde: Ssd = Esfuerzo permisible a corte. K = Relación di/do Km = Factor de carga de momento flector= 1,5, para ejes giratorios con carga constante. Kt = Factor de carga de torsión= 1,0, para ejes giratorios con carga constante. M = Momento flector. T = Momento torsor. di = Diámetro interior del eje. d o = Diámetro exterior del eje. Para el esfuerzo permisible a corte se acostumbra tomar, el menor valor de: Ssd = 0,3Sy ó 0,18Su (5.36) Siendo: Sy = Esfuerzo de fluencia. Su = Esfuerzo de rotura.

112 102 TABLA 5-2 Resistencias de fluencia (Sy) y rotura aceros (Su) MATERIAL TEMPERA TURA 20 º C º C ASTM A36 AISI Tomando en cuenta los valores de la Tabla 5-2 determinamos los esfuerzos permisibles al corte: Para el eje (ASTM A 36) Para los muñones (AISI 1045) Ssd = Ssd = -72MPa 90MPa Punto de momento máximo: Aplicando la fórmula del ASME: d o = 0,8625m di = 0,800m K = di/do = 0,9275 M = N.m T = 31344N.m Reemplazando estos valores en la ec. (5.35) determinamos el esfuerzo máximo de corte. máx = 24,96MPa Por lo que el factor de seguridad "N" será igual a: N = Ssd/tmáx = 72/24,96 = 2,88 OK Cálculo por fatiga: Aplicaremos el criterio de Soderberg - Máxima energía de distorsión por ser el más conservador para el diseño por fatiga, según este criterio el factor de seguridad (N) se calcula de la siguiente forma: N = [(cr'xjse) 2 + (cr'y./se) 2 - cr',x./se.cr'y./se + 3(t' xy JSe} 2 ] -0.s (5.37)

113 Cálculo del límite correcto de fatiga (Se): Se = ka.kii.kc- -ke.s'e (5.42) Para el caso de aceros, Se' = 0,5Sµ; si Sµ<200kpsi (1400MPa)

114 103 Siendo: cr'xa = cr xa + (Se/Sy)crxm cr' ya = cr y a + (Se/Sy)cr ym -c'xya = -cxya + (Se/Sy)-cxym (5.38) (5.39) (5.40) Donde: cr xa, = cr ya amplitud del esfuerzo normal en los ejes X e Y respectivamente. = cr xm, cr ym esfuerzos normales medios en los ejes X e Y respectivamente. -c x ya, 't xym = amplitud del esfuerzo cortante y esfuerzo cortante medio. Se y Sy = límite de resistencia a la fatiga y resistencia de fluencia respectivamente. Para el punto de momento máximo: (5.41) d o = 0,8625m di=0,800m M=554350kN.mm = cr xa 33,868MPa T=31344kN.mm -cxym = 0,9575MPa Svt=240MPa

115 104 En el presente caso: Sµ = 400MPa = 58kpsi Por lo tanto: S'e = 0,5*400 = 200MPa Factores modificativos del límite de fatiga (S'e) a) Acabado superficial "k 8 ". La siguiente fórmula empírica proporciona los valores de "ka" para diversos acabados de superficie: ka= asµ b (5.43) Los valores de a y b se pueden encontrar en la tabla 5-3: TABLA 5-3 Tabla de acabados de supeñicie Acabado superficial Factor a Exponente kpsi Mpa b Esmerilado (Rectificado) 1,34 1,58-0,085 Maquinado o estirado en trio 2,70 4,51-0,265 Laminado en caliente 14,40 57,70-0,718 Forjado 39,90 272,00-0,995 Como ya se indicó, el eje se fabricará de planchas ASTM A36 cuyo proceso de fabricación es por laminado en caliente, por lo tanto de la tabla 5-2: a= 57,7 y b = -0,718 Reemplazando estos valores en la ec. (5.43) se tiene que. ka= 57 7* = O ' 781 Si bien es cierto que luego de rolado las planchas y soldados los tubos se suben al tomo para ser maquinados exteriormente, pueden quedar zonas sin maquinar debido a la imperfección del proceso de rolado. Si calculáramos "ka" asumiendo una superficie maquinada su valor será de 0,922, por lo que asumiremos conservadoramente el menor valor.

116 105 b) Factor de tamaño "k b ". Como el eje del secador es hueco, hallaremos el diámetro efectivo (d e ): d = e 0,37*do; do = 862,5mm, por lo que d e = 332,4mm Para valores mayores que 51mm, kb varía de 0,6 a 0,75, asumiremos el valor más conservador, o sea: c) Factor de carga k c. El factor de carga para flexión es: kc = 1 d) Factor de temperatura k d. Brandes 6 tabula este factor. Para 185 º C, = 1,0215 e) Factores varios k 8 Consideraremos ke = 1, para el punto de máximo momento. Reemplazando estos valores en la ec. (5.42) se obtiene: Se = 0,781*0,6*1*1,0215*200 = 95,73MPa Reemplazando valores en las ecs. (5.38) a (5.40): cr' xa = 33,868MPa+(95, 73/240)*0MPa = 33,868MPa cr' y a = OMPa+(95,73/240)*0MPa = O i' xy a = OMPa+(95,73/240)*0,9575MPa = 0,382MPa Reemplazando valores en la ec. (5.37) se tiene el factor de seguridad: N = ((33,868/95, 73) 2 +(0/95, 73) 2 -(33,868/95, 73)*(0/95, 73)+3*(0,382/95, 73) 2 ) --0.s N=2,830Ki Punto 6 (Eje motriz) Aplicando la fórmula del ASME: d = o 0,220m

117 106 di = O, 118m K = di/do = 0,5364 M = 31886N.m T = 63946N.m Reemplazando estos valores en la ec. (5.35) determinamos el esfuerzo máximo de corte. tmáx =41,64MPa Por lo que el factor de seguridad "N" será igual a: < 6 J Ver tabla A-1 Apéndice A. N = Ssdltmáx = 90/41,64 = 2,16 OK Cálculo por fatiga: (5.44) cr xa= 33,255MPa cr y a = O; cr xm =O; cr y m = O; T x ya = O t x ym = (16/rr)Tdo/(do 4 -di 4 ) xvm = 33,345MPa Cálculo del límite correcto de fatiga (S e ): (5.45) Para el caso de aceros, Se'= O,SSµ; si SµS200kpsi (1400MPa) En el presente caso: Sµ = 570MPa = 82kpsi Por lo tanto: S'0 = 0,5*570 = 285MPa Factores modificativos del límite de fatiga (S' e )

118 107 a) Acabado superficial "k a ". La siguiente fórmula empírica proporciona los valores de "ka" para diversos acabados de superficie: ka= asµ b (5.46) Los valores de a y b se pueden encontrar en la tabla 5-3: a = 4,51 y b = -0,265 Reemplazando estos valores en la ec. (5.46) se tiene que: ka = 4 51* = O b) Factor de tamaño kb. Como el eje del secador es hueco, hallaremos el diámetro efectivo (de): de = 0,37*do; do = 220mm, por lo que de = 81,4mm Para valores mayores que 51mm, kb varía de 0,6 a 0,75, asumiremos el menor valor, o sea: kb = 0,6 c) Factor de carga "kc". El factor de carga para flexión es: kc = 1 d) Factor de temperatura kd. De la tabla del Apéndice A. Para 185 º C, kd = 1,0215 e) Factores varios ke. En el punto 6 se debe considerar el factor de concentración de esfuerzos debido al cambio de sección existente. Sabemos que: ke=1/kf (Kf=1+q(Kt-1) (5.47) (5.48)

119 108 Donde: Kf = Factor de concentración de esfuerzo por fatiga. q = Sensibilidad a la muesca. Kt = Factor de concentración de esfuerzo. En la Tabla A15, Figura A15-9 del Libro de Shigley (Apéndice B) se entra con los valores D/d = 250/220 = 1,136 y r/d = 11/220=0,05 Y se obtiene Kt=1,9 Considerando conservadoramente una sensibilidad total a la muesca se tiene que: q = 1 Si reemplazamos este valor en la ec. (5.48) se tiene que Kf=Kt, por lo tanto ke =1/1,9=0,526 Reemplazando estos valores en la ec. (5.45) se obtiene: S e = 0,839*0,6*1*1,0215*0,526*285 = 77,09MPa Reemplazando valores en las ecs. (5.38) a (5.40): cr' xa cr' y a r' x ya =31,578MPa+(77,09/300)*0MPa = 31,578MPa =OMPa+(77,09/300)*0MPa=O =OMPa+(77,09/300)*33,345MPa = 8,569MPa Reemplazando valores en la ec. (5.35) se tiene el factor de seguridad: N = ( (31, 578/77, 09) 2 +(0/77, 09) 2 -(31,578ITT, 09)* (0/77,09)+ 3* (8, 569/77, 09) 2 r 0.5 N=2.209 OK Cálculo del factor de seguridad para el punto 7 Aplicando la fórmula del ASME: d o = 0,250m di = 0,118m K = di/do = 0,472

120 109 M = 70860N.m T=63946N.m Reemplazando estos valores en la ec. (5.35) determinamos el esfuerzo máximo de corte. "t m áx =42,543MPa Por lo que el factor de seguridad "N" será igual a: N = Ssdh m áx = 90/42,543 = 2, 12 OK Cálculo por fatiga: crxa = (32/rr)Mdo/(do 4 -di 4 ) (5.49) do = 0,250m di = 0,118m M = 70860kN.mm crxa = 48, 606M Pa cr y a = O; cr xm =O; cr y m = O; T x ya =O Txym = (16/rr)Tdo/(do 4 -di 4 ) T = 63946N.m T x ym = 21,932MPa Sy. = 300MPa Cálculo del límite correcto de fatiga (S e ): (5.50) Para el caso de aceros, Se' = 0,5Sµ; si Sµ<200kpsi (1400MPa) En el presente caso: Sµ = 570MPa = 82kpsi Por lo tanto: S'e = 0,5*570 = 285MPa Factores modificativos del límite de fatiga (S' e ) a) Acabado superficial "ka".

121 110 La siguiente fórmula empírica proporciona los valores de ka para diversos acabados de superficie: ka= asµ b (5.51) Los valores de a y b se pueden encontrar en la tabla 5-3: a = 4,51 y b = -0,265 Reemplazando estos valores en la ec. (5.51) se tiene que. ka= 4 51* S = O b) Factor de tamaño kb. Como el eje del secador es hueco, hallaremos el diámetro efectivo (de}: de = 0,37*do; do = 220mm, por lo que d e = 81,4mm Para valores mayores que 51mm, varía de 0,6 a 0,75, asumiremos el menor valor, o sea: Kb = 0,6 c) Factor de carga "kc". El factor de carga para flexión es: kc = 1 d) Factor de temperatura "kci". De la tabla A-1 del Apéndice A. Para 185 C, kd = 1,0215 e) Factores varios "ke". En el punto 7 se debe considerar el factor de concentración de esfuerzos debido al cambio de sección existente. Sabemos que: ke=1/kf Kf= 1 +q(kt-1) (5.52) (5.53)

122 111 Donde: Kf = Factor de concentración de esfuerzo por fatiga. q=sensibilidad a la muesca. Kt = Factor de concentración de esfuerzo. En la Fig. B-1 Apéndice B, se entra con los valores D/d = 864/250 = 3,456 y r/d=50/250=0,2 Y se obtiene Kt = 1,5 Considerando conservadoramente una sensibilidad total a la muesca se tiene que: q = 1 Si reemplazamos este valor en la ec. (5.53) se tiene que Kf=Kt, por lo tanto ke = 1/1,5=0,667!I Reemplazando estos valores en la ec. (5.50) se obtiene: S e = 0,839*0,6*1*1,0215*0,667*285 = 97, 75MPa Reemplazando valores en las ecs. (5.38) a (5.40): cr' xa = 48,606MPa+(97, 75/300)*0MPa=48,606MPa cr' ya = OMPa+(97, 75/300)*0MPa=O T 1 xya = OMPa+(97,75/300)*21,932MPa = 7, 146MPa Reemplazando valores en la ec. (5.35) se tiene el factor de seguridad: N=((48,606/97, 75)2-+{0/97, 75)2-(48,606/97, 75)*(0/97, 75)+3*(7, 146/97, 75)2).0 5 N = 1,95 OK Chequeo por deflexión: Para el valor de X = 6171mm, la deflexión vertical se hace máxima y es igual a 4,305mm, en este mismo punto la deflexión horizontal es igual a O, 1864mm, por lo que la deflexión máxima resultante será igual a: Ymáx = (4, , ) 1rz = 4,039mm

123 112 La longitud entre apoyos es de 10049,4mm, por lo que la deflexión/longitud entre apoyos será igual a: (4,039mm/10049,4mm) *12 = 0,0048 pulg/pie < 0,01 pulg/pie OKi Chequeo por deformación angular por torsión: En la fig. 5-4 se puede ver que la máxima deformación angular debido a la torsión se presentará para 113,5<X<176,5, donde do = 0,21m y di = O, 118m; por lo que el momento polar J=210,946x10-6 m 4, luego la deformación angular "8" será: 8 = T. U(G.J) (5.54) Donde: T= torque = N.m L = Longitud en m. G = módulo de rigidez =79,5x10 9 Pa J = momento polar de inercia del área transversal en m 4 Reemplazando valores en la ec. (5.54) 8 = 294,7934x10-6 x180hr =0,01689, luego considerando 20 diámetros se tiene: O, O 1689 x 20x210/63 = 1, 126 = 1 º/20diámetros. OKi La deformación angular máxima en el eje hueco se presentará después de la brida de conexión con el eje motriz, donde T = N.m ; do = 0,8625m y di = 0,8m, de la misma forma aplicando la ec. (5.54), considerando una longitud de 20 diámetros obtenemos una deformación angular de 0,0563 <1 /20 diámetros. OKi

124 CÁLCULO Y DISEÑO DEL CASCO Y LA CHAQUETA DEL SECADOR ROTADISK. Diseño del casco El casco es un recipiente cilíndrico donde la presión (p) está aplicada en la superficie externa y la presión interna es igual a cero, ver fig. 5-5, por lo tanto se puede aplicar lo siguiente: 01má?-2p*r o 2 /(r o 2 -r?) (5.55) Donde: Otmár Esfuerzo máximo (MPa). Fig. 5-5 Casco de secador p presión de vapor (150psi=1,0344MPa) = = r 0 radio exterior (1, 10655m). r = radio interior (1,0875m). El esfuerzo máximo se dará en la superficie de radio r, donde el esfuerzo radial será igual a cero.

125 114 Para el cálculo consideraremos una corrosión de 1/16" (1,5875mm) por lo que el radio interior se incrementará a 1,0891 m. Reemplazando valores en la ec. (5.55) se tiene: Otmáx = -66, 12MPa, el signo negativo indica esfuerzo de compresión. fs = -Sy/ o tmáx (5.56) El material usado para la fabricación del casco y la chaqueta es el acero A 36; reemplazando valores en la ec. (5.56), fs=-240/-66, 12 = 3.63 Ok!; 3,5 < fs < 4 Por lo que el espesor del casco del secador será fabricado de planchas roladas de acero al carbono ASTM A36 de ¾" de espesor. Diseño de la chaqueta: Cuando se trata de recipientes cilíndricos como la chaqueta del secador cuya pared tiene un espesor menor que 1/20 de su radio, puede considerarse que el esfuerzo radial producido por la presión del vapor dentro de la chaqueta es muy pequeño comparado con el esfuerzo tangencial; por lo que para estas condiciones una forma de obtener aproximadamente el esfuerzo tangencial máximo es aplicando lo siguiente: Fig. 5-6 Chaqueta de secador

126 115 O tmáx = p( di+t)/2t O tmáx = Sy/fs (5.57) (5.58) Donde: 01máx = esfuerzo tangencial máximo(mpa) p = presión de vapor en la chaqueta (1S0psi = 1,0344MPa) di = diámetro interior de la chaqueta.{2,2766m) t = espesor de la chaqueta (0,01905m) Sy = resistencia de fluencia (240MPa) fs= factor de seguridad. De las ecs. (5.57) y (5.58) Se obtiene: fs = 2t*Sy/(p( di+t)) (5.59) Restando para el cálculo por corrosión 1/16" (1,5875mm) al espesor y reemplazando valores en las ecs. (5.57 y (5.59) se tienen O tmáx = 67,94MPa fs = 3,53 OK! Aplicando la fórmula del ASME: t = pri/(se-0,6p) Donde: t = espesor mínimo de pared p= presión de diseño del recipiente. ri = radio interior del cuerpo del recipiente. S = esfuerzo máximo permisible del material = 01máx E = eficiencia de la junta soldada (100%). fs = 3,53 OK! ; se obtiene el mismo factor de seguridad.

127 116 Dimensiones del colector de vahos del secador La velocidad de evacuación de los vahos en el colector para evitar arrastres no debe exceder de 600pies/min(183m/min), la sección a lo largo del secador será constante y la cantidad de vaho a evacuar consideraremos para el caso más crítico es decir de máxima capacidad de evaporación, sección 4.3.4, cuando la humedad del cake al ingreso del secador sea de 60% y la humedad de salida del 18%, la cantidad de agua evaporada es de 3671,2kg/hr(61, 19kg/min). Es común tener 0,8m de ancho del colector siempre que no abarque un ángulo central de más de 45, asumiremos este valor. Fig. 5-7 Sección de domo colector de vahos En primer lugar calcularemos el flujo de vapor a evacuar V= m a x v 9 = 61,19kg/min x 1,6729 m 3 /kg = 102,36m 3 /min Se ha considerado el volumen específico de los vahos a presión atmosférica y a Por lo que la sección del colector será de A = 102,36/183 = 0,56m 2 De la Fig. 5-7 plantearemos la siguiente ecuación: A = 0,8(H+O, 1875) = 0,56 H = 512,5 mm

128 117 Cálculo del diámetro de la compuerta de salida de vahos: Una velocidad adecuada al pasar por la compuerta de salida y en el dueto que conecta al mánifold de vahos es 1800pies/min(548,64m/min), consideraremos esta velocidad, consideraremos de igual diámetro. A = D 2 rr/4 = 102,36/548,64 D = 487mm, redondearemos este valor a 500mm<P 5.4. CÁLCULO Y DISEÑO DE LAS BRIDAS Cálculo del espesor de la brida Para calcular el espesor de la brida (Fig. 5-8), se puede aplicar del extracto de Fórmulas for stress & strain de R. J. Roak, la siguiente expresión para el cálculo del esfuerzo máximo (omáx) en la brida más crítica es decir la brida motriz, tal como sigue: o o o t- o o º º 18 7 º o o r,.,. º º (\J (\J º 20 (' So lf) (\J l() íl o o Fig. 5-8 Brida secador rotadisk

129 118 O máx = [3*M/(4*rr*r*t')]*{1 +(1 +µ)*ln[2*(r-r)/(k*r)]} k=0,49*r 2 /(r+o, 7) 2 (5.60) (5.61) Donde: M= momento en la brida producido por la fuerza "F"(N.m). r= radio de la circunferencia formada por el extremo de los refuerzos=0,93m R=radio de la circunferencia de los pemos=1, 145m t=espesor de la brida (m) M=F*X (5.62) De la Fig. 5-8: F=241,83kN; X=0,3033m Luego: M=241,83kN*0,3033m=73347N.m El coeficiente de Poisson "µ" para el acero A36 es igual a 0,3. Reemplazando valores en las ecs. (5.61) y (5.60) se tiene: k=0,2418 O máx = 29605/t2 (5.63) Aplicando el criterio del Máximo esfuerzo normal y considerando un factor de seguridad (fs) de 3,5 tenemos: Omáx = Sy/fs (5.64) De las ecs. (5.63) y (5.64) despejamos "t" t =(29605*fs/sy) 112 (5.65) Reemplazando valores se tiene: t = (29605*3,5/240) 112 t = 20,778mm

130 119 Si a este valor le incrementamos 1/8" (3,175) por corrosión, el nuevo valor de "t" será igual a 23,953mm, el espesor comercial más cercano es de 1" (25,4mm) por lo que las bridas se fabricarán de planchas de este espesor o sea: t= 25,4mm (1pulgada) La corrosión en la parte interna de la brida puede llegar a valores mayores de 1/16" Cálculo de los pernos de la brida Los pernos de las bridas estarán sometidos a dos esfuerzos, uno de tracción y otro de corte debido a la fuerza "F". En la Fig. 5-9(b) se puede ver el triángulo de esfuerzos de tracción soportado por los pernos de las bridas, siendo los pernos superiores, los que estarán sometidos a mayores esfuerzos. Mediante la siguiente ecuación calcularemos el factor de carga "n", donde cualquier valor de n>1 asegura que el esfuerzo en el perno es menor que la resistencia límite. n = (SpAt - Fi)/CP (5.66) Donde Sp = resistencia límite mínima a la tensión en Pa. At = área de esfuerzo de tensión en m 2 Fi = precarga ó fuerza de sujeción en N. C = constante de la unión. P = carga de tensión externa en N.

131 120 Consideraremos perno de grado SAE N º 2 de 1"ct>-UNC, por lo que: Sp = 33kpsi (227,5MPa) At = 0,606pulg2 (0,391x10-3m 2 ) Fi = 0,75AtSp = 0,75 x 0,391x10-3 x 227,5 x 10 3 kn = 66,71kN (5.67) El factor O, 75 para conexiones reutilizables. e = kb/(kb+km) kb = AE/L (5.68) (5.69) kb = rigidez del perno km = rigidez de la junta A= área del perno = 0,7854pulg2 (0,5067x10-3 m2) E = módulo de elasticidad (30000kpsi=200GPa), para el acero ASTM A36. L = agarre = 59,5mm = 0,0595 m Reemplazando valores en la ec.(5.69) : k b = 1,703GN/m k m = 0,577rrEd/(21n(5(0,577L +0,5d)/(0,577L +2,5d))) (5.70) Reemplazando valores se tiene: k m = 5,25GN/m Reemplazamos los valores de y km en (5.68) e= o,245 Para el cálculo de "P" recurrimos a la Fig. 5-9 yi=r{1-cos((rr/n)*(2i-1 )+<P)}+b Pi=cYi = c R{1-cos((rr/N)*(2i-1)+<P)}+cb Mi= Pi*Yi 2 = cyi 2 = C R 2 {1-cos((TT/N)*(2i-1)+<P)} 2 (5.71) (5.72) (5.73)

132 121 o B B o- o 1,--- o u o t <I> s º G º o o lf) (J\ º 19 6 º (U (U o 20 So l o ("') (U. ' lf) 3o y } 2 o b=30 1 y A (b) Fig. 5-9 Brida secador motriz rotadisk (Diagrama de fuerzas) Donde: Yi= distancia proyectada del perno "i" al punto "A" en m. Pi= fuerza de tracción soportada por el perno de posición "i" en N. Mi= momento de Pi respecto al punto "A" en m. N=Número de pernos de la brida (24). R= radio del círculo de los pernos (1, 145m). <P= ángulo de la fuerza respecto a la vertical= arctan(fwfv). = arctan(77,042/229,23) = 19,023 = 0,332rad. b = diferencia entre el radio exterior de la brida y el radio del círculo de agujeros para los pernos= 30mm (0,03m). M=rMi=cN(1.5R 2 +2bR+b 2 ) (5.74) Despejando "c" tenemos: c=m/n(1,5r 2 +2bR+b 2 ) = (37530,86/N) (N/m) (5.75)

133 122 Reemplazando "e" de la ec. (5.75} en la ec. (5.72} se obtiene: Pi= {(M/[N(1,5R 2 +2bR+b 2 }]}*(R{1-cos((,r/N)*(2i-1}+<l>}}+b} (5. 76} Asimismo de la Fig. 5-9(b}: M=241,83kN*316mm=76418N.m Como se puede ver en la Fig. 5-9(a} la línea de acción de la fuerza "F" pasa más cerca del perno de posición 11 por lo que este perno está sometido a mayor esfuerzo que los demás, reemplazando valores en la ec. (5.76) F11 = (37530,86/N}*(1, 145(1-cos(21 (,r/n)+0,332}}+0,03} en N. Para N=24 P = f 11 = 3.625kN Reemplazando valores en la ec. (5.66). n = (227,5 X 0,391-66,71 )/(0,245 X 3,625) = 25 Ahora calcularemos el factor de seguridad que previene contra la separación de la unión: n = Fi/(P(1-C}} (5.77) n = 66,71/(3,625(1-0,245)) = 24,4 Como se dijo antes, además de tracción los pernos soportan una fuerza de corte "Fe" como se ve en la Fig. 5-9(a), la magnitud de esta fuerza consideraremos de igual magnitud en todos los pernos. La fuerza "Fe" es igual a: Fc=F/N=241,83kN/24 = 10,076kN Aplicaremos la Teoría del esfuerzo cortante máximo, para lo cual hallaremos el esfuerzo cortante máximo en el perno critico. TIMX = (((Ox-O y )/2} 2 +rx/) 112 a x =4*Fb/d2TI (5.78) (5.79}

134 123 Donde: Fb = carga total en el perno. Fb = CP + Fi (5.80) Fb = 0,245 x 3,625kN + 66,71 = 67,6kN o x= 4*67,6/(0,02542rr) = 133,41MPa T x y =4*FJd2rr = 19,885MPa (5.81) Reemplazando valores en la ec. (5-78) se tiene: T máx = (({ 133,41-0)/2) ,885 2 ) 112 (5.82) fs=factor de seguridad. Resistencia mínima a la fluencia del perno considerado es de 248, 1 MPa, reemplazando este valor en la ec. (5.82) se tiene: fs = 0,5*248, 1/69,6 fs = 1,78 OK! 5.5. CÁLCULO Y DISEÑO DE LOS SOPORTES DEL SECADOR ROTADISK Apoyaremos al secador en dos soportes a los cuales se considerará sometidos a cargas iguales. La carga total a considerar para el cálculo de los soportes será la suma del peso del secador como si estuviera totalmente lleno de agua, peso de los accesorios e instalaciones y la fuerza de tracción de la cadena de transmisión. F = Ws + Wacc + Wa + Fe (5.83)

135 124 Donde: F Ws = Carga total en kg. = Peso de secador = 56297kg Wacc= Peso accesorios e instalaciones (5% peso secador)= 2815kg Wa Fe = Peso del agua= 30670kg = Componente vertical de la fuerza de tracción de la cadena. = 15057kN = 1535kg F = 91317kg Por lo que la carga F/2 soportada por cada apoyo del secador será igual a. F/2 = 45658,5kg = N En la Fig se observa uno de los soportes del secador sometido a compresión, calcularemos la relación de esbeltez límite para utilizar la fórmula de la secante o la correspondiente a un elemento corto sometido a compresión para el cálculo del máximo esfuerzo de compresión. La longitud de la columna se considerará desde la base hasta el punto más alto del soporte y el área de la columna la parte transversal del soporte en el punto más alto (Área proyectada). A = área transversal de la columna = 438, 19cm2

136 125 A A' - 1 Secc. A-A' Fig 5-1 O Soporte de secador rotadisk = momento de inercia= 33131cm4 L = longitud de la columna = 72,6 cm k 2 = 1/A = 33132/ = 75,611cm2 k = radio de giro en cm. Uk = 72,6/75, = 8,35 = relación de esbeltez Calcularemos la relación de esbeltez límite (Uk) 2 : La relación de esbeltez límite es igual a: (Ukh = 0,282(AE/P cr } 112 (5.84) Donde: E= Modulo de elasticidad del acero ASTM A36 a 21 º C = 200GPa Pcr = carga crítica= 447,757kN Reemplazando valores en la ec.(5.84) se tiene: (Ukh = 39,45

137 L = 39,45 x k = 39,45(75,611) 112 =343 cm Como 72,6cm < 343cm, aplicaremos la ecuación para elementos cortos sometidos a compresión: O c =P/A(1 + e.c'k 2 ) (5.85) Donde: O c = máximo esfuerzo de compresión en MPa. P = carga de compresión = 447,757kN A = área transversal de la columna = 438, 19cm2 e = excentricidad de la línea de acción de la fuerza en cm. c = distancia máxima de aplicación de carga = 25cm Consideraremos la excentricidad máxima igual a 25cm. Reemplazando valores el máximo esfuerzo de compresión es: O c = 94,68MPa Hallaremos el factor de seguridad aplicando el criterio del máximo esfuerzo normal: f.s. = Sy/o c = 248,1MPa/94,68MPa = 2,62 OK! 5.6. CÁLCULO Y SELECCIÓN DE LA TUBERÍA DE ALIMENTACIÓN DE VAPOR A LA CHAQUETA DEL SECADOR ROTADISK. En la tabla 4-2 se puede ver las áreas de evaporación correspondientes a la chaqueta (Ach), discos (Ad) y eje (Ae) tal como sigue: Ach = 51,130m2 = 14,5% Ad = 289,287m2 = 82% Ae = 12,411m2 = 3,5% A = 352,828m2 = 100% (Area total), redondeando = 353m2

138 127 Para las condiciones de máxima evaporación del secador, sección 4.3.4, se tiene que el consumo total de vapor (m v ) es de kg/hr=1,2227kg/s, asumiremos este valor para efectos de cálculo. La presión manométrica es de 7,4bar (presión absoluta=8,41325bar). Por lo tanto, la cantidad de vapor consumido por la chaqueta es de: m vch = 1,2227kg/s*O, 145= O, 1773kg/s= 638,23kg/hr Cálculo de la tubería de alimentación de vapor a la chaqueta Las velocidades de desplazamiento M para el vapor en tuberías, recomendadas en sistemas de calentamiento es de: 20m/s < V < 30m/s D = ((4m vch *v 9 )/ TTV) 1ª * 1000 (5.86) (5.87) Donde: v 9 = 0,2299m3/kg (volumen específico del vapor a 8,41325bar). D= diámetro interior del tubo de alimentación a la chaqueta en mm. Reemplazando valores en la ec. (5.87): 1,637 pulgadas (41,58mm) <D< 2,006 pulgadas (50,95mm) Una tubería de 1 ½"-sch 40 de acero al carbono (resistencia de fluencia del material de 240 MPa) ASTM A 53 grado B tiene un diámetro interior de 1,61" y puede soportar una presión de 43MPa antes de llegar al esfuerzo de fluencia, como se puede ver en la tabla 5-4. TABLA 5-4 Tuberías de alimentación de vapor a chaqueta DN Sch Dext Es sor ul ul 40 1,900 0, /2" 80 1,900 0, ,375 O, ,375 0,218 1,939 17,27 (*)ANSI 31.1 Presión Fluencia MPa 43,23 64,00 35,76 53,96

139 128 Por lo que la alimentación a la chaqueta del secador se efectuará con una tubería de 1 ½" -sch 40-acero al carbono ASTM A53 grado B Selección de la válvula de alimentación de vapor a la chaqueta. Normalmente los secadores no llevan la válvula de alimentación de vapor a la chaqueta ya que la alimentación de vapor al eje y a la chaqueta se efectúa con una válvula común, la selección de esta válvula se puede ver en la sección En caso de requerirse seleccionaremos aplicando la misma metodología seguida en la sección mencionada: Del catálogo de Klinger 7, seleccionamos la válvula de pistón KVN 111 KX-GT DN 40 PN 16RF Cuyas características son las siguientes: Tipo Diámetro Válvula de pistón KVN DN 40 (1 ½") Cuerpo y bonete de hierro fundido m Ver catálogo N" 5. Con bridas EN PN 16. Anillos de cierre en grafito laminado tipo KX-GT CÁLCULO Y SELECCIÓN DE LA TUBERÍA DE SALIDA DE CONDENSADO DE LA CHAQUETA DEL SECADOR ROTADISK. Las líneas de retomo de condensado deben ser capaces de contener tanto el flujo de agua como el vapor flash desprendido. Mientras el porcentaje del vapor flash en

140 129 peso, puede ser relativamente bajo, su volumen total en comparación con el del líquido es muy grande. Determinando la cantidad de vapor flash y dimensionando la tubería de retomo para velocidades entre 20 y 30m/s, se puede acomodar dentro de la tubería el flujo bifásico. La información requerida para el dimensionamiento es la carga de condensado, la presión de entrada a las trampas y la presión en la línea de retomo Cálculo y selección de las tuberías de evacuación de condensado de la chaqueta En la sección 5.6 se ha calculado la cantidad de vapor que ingresa a la chaqueta, esta misma masa debe ser evacuada en forma de condensado, por lo que la cantidad de condensado "m cch " a evacuarse de la chaqueta será: m cch = m vch= 638,23kg/hr = O, 1773kg/s La presión de entrada a las trampas es igual a la presión en la chaqueta, es decir 7,4 barg=s,4135 bar. I La presión en la línea de retomo se puede considerar igual a 20psig=1,37894barg=2,39219bar. En las líneas de condensado se produce normalmente una cierta revaporización del condensado (vapor flash); por la tubería circula una mezcla de líquido y vapor. Si este hecho no se toma en cuenta al dimensionar la tubería, y se considera que por ella circula solamente líquido, se elegirá un diámetro demasiado pequeño; este error es bastante habitual y sus consecuencias nefastas.

141 130 Si la tubería de condensado es de un diámetro inferior a lo necesario, la presión en ella (contrapresión) aumenta por encima de lo previsto; a consecuencia de ello disminuye la presión diferencial a la que trabajan los purgadores, lo que disminuye su capacidad, por lo que los equipos consumidores de vapor no funcionan bien y a menudo se inundan de condensado en los momentos de máximo consumo. Muchos de los problemas usualmente encontrados en las instalaciones que consumen vapor tienen su origen en un dimensionamiento inadecuado de las tuberías de condensado. Aunque el cálculo exacto del diámetro que debe tener una línea de condensado es un problema complicado, se puede aproximar de la siguiente forma: Son datos la presión en el purgador igual a 8,4135bar en nuestro caso y en la línea de condensado igual a 2,39 bar, en la tabla 5-5 se pueden ver valores para el vapor saturado de agua y determinar la cantidad de vapor flash que se forma en la línea de condensado asumiendo que el proceso de expansión del condensado a su paso de la chaqueta a la línea de condensado a través del purgador se efectúa a entalpía constante, es decir: TABLA 5-5 Tabla de vapor de agua T vf vfg vg hf hfg hg bar º C m 3 /kax10-3 m 3 /kgx10-3 m 3 /kax10-3 kj/kg º C kj/kg º C kj/kg º C 2, ,85 1, , , , , ,656 8, ,48 1, , , , , ,085 hf8,4135bar = hi2,39+x.hfg2,39bar (5.88)

142 131 Donde: hta.41351>ar = entalpía del condensado antes de ingresar a la trampa de vapor. h t2,39 = entalpía de la parte líquida del condensado en la línea de condensado. h t 92,39bar = entalpía del vapor flash en la línea de condensado. Despejando "x" de la ec. (5.88) se tiene: x = (hra,4135bar"" ht2,39)/ hr 9 2,39bar (5.89) Reemplazando en la ec. (5.89) los valores dados en la tabla 5-4 se obtiene el valor del porcentaje de revaporización: x = (730, ,6226)/2186,0334 x = 0,092 Esto quiere decir que el 9.2% del condensado que sale de la chaqueta del secador se convierte en vapor flash al atravesar la trampa de vapor. Calcularemos la cantidad de vapor flash que circulará por la línea de condensado: m vt = 0,092*0, 1773 = 0, kg/s Por lo que el flujo de vapor flash será igual: Ovt=m vt*v bar = 0, *755,44x10-3 =12,322435x10-3 m 3 /s Este flujo se dividirá en dos por que es necesario tener dos salidas de condensado, por la parte delantera y posterior de la chaqueta esto, para tener una buena evacuación. Por lo que la cantidad de vapor flash por cada salida será de:

143 132 Se dimensiona la tubería como si por ella solamente circulará el vapor y teniendo en cuenta evitar ruidos molestos, erosión y daños en las tuberías, la velocidad del vapor flash se elige entre 20 y 30 mis, es decir 20m/s < V < 30m/s 0=(4* O vt1 f(rr*v)) 112 *1000 mm (5.90) (5.91) Donde: O= diámetro interior del tubo de salida de condensado de las chaquetas. Consideraremos el valor de 20m/s para la velocidad del vapor flash, por lo que reemplazando valores en la ec. (5.91) se tiene: D=19,8mm TABLA 5-6 Tuberías de evacuación de condensado chaqueta DN Sch Dext Es sor Dint ul ul u mm 3/4" 40 O, 113 0,824(20,930) ,133 1,049(26,644 Si observamos la tabla 5-6 veremos que el menor valor que cumple esta condición es el tubo de ¾"-sch40 aunque casi en el límite, por lo que optaremos por seleccionar el tubo de 1 "-sch 40 de acero al carbono ASTM A53 Gr B Selección de las trampas de vapor de la chaqueta Las trampas de flotador con eliminador de aire termostático son los más adecuados para esta aplicación por que son las únicas trampas que desalojan el condensado tan pronto como se forma, la válvula del mecanismo del flotador modula automáticamente y continuamente para desalojar el condensado a la temperatura del vapor.

144 133 Debido a que la válvula no cicla entre las posiciones abierta y cerrada, con una trampa bien seleccionada nunca se inundará el espacio de vapor. Los gases no condensables son descargados por un venteo independiente del mecanismo principal. En la sección se ha calculado que la cantidad de condensado a evacuar de las chaquetas es igual a 319, 11 kg/hr, este valor multiplicaremos por el factor 2 para efectos de selección de la trampa de vapor: Q = 319, 11 X 2 = 638,23kg/hr - 640kg/hr Donde "Q" es el caudal de selección. Para ingresar en el grafico de selección necesitamos conocer la presión diferencial (L\p) de la descarga. Llp = P - Pt - Pd 5.92) Donde L\p = presión diferencial de la descarga en bar. p = presión de operación = 7barg Pt = pérdida de presión en la trampa = 1 bar Pd = presión en la línea de descarga de condensado =1.38barg(20psig) Reemplazando valores en la ec. (5.92) se tiene: L\p = ,38 = 4,62bar = 70psi Ingresaremos con los valores detenninados de presión diferencial y caudal al gráfico de selección de trampas de vapor tipo FT 14 con presiones máx de operación de 1 Obarg, del catálogo de Spirax Sarco 8 seleccionamos una

145 134 trampa FT de 1", como se puede ver esta trampa tiene capacidad de evacuación de 900kg/hr de condensado CÁLCULO Y SELECCIÓN DE LA TUBERÍA DE ALIMENTACIÓN DE VAPOR AL EJE DEL SECADOR ROTADISK En la sección anterior vimos que el área correspondiente a la chaqueta fue de 14,5% del área total, por lo que la cantidad de vapor consumida por los discos y el eje será del 85,5% del vapor total alimentado al secador. <BJ Catálogo "' 8. De la misma forma como se procedió al cálculo de la tubería de alimentación a la chaqueta, para las condiciones de máxima evaporación del secador, sección 4.3.4, se tiene que el consumo total de vapor (m v ) es de 4401,6kg/hr=1,2227kg/s, asumiendo este valor para efectos de cálculo. La presión manométrica es de 7,4bar (presión absoluta=8,41325bar). Por lo tanto, la cantidad de vapor consumido por el eje y discos será de: m vd+e = 1,2227kg/s*0,855= 1,0454kg/s= 3763,5kg/hr Cálculo y selección de la tubería de alimentación de vapor al Las velocidades de desplazamiento M para el vapor en tuberías, recomendadas en sistemas de calentamiento es de: 20m/s < V < 30m/s (5.93) (5.94)

146 135 Donde: v 9 = 0,2299m3/kg (volumen específico del vapor a 8,41325bar). D= diámetro interior del tubo de alimentación al eje en mm. Reemplazando valores en la ec. (5.92): 3,976 pulg (101mm) <D< 4,87 pulg(123,7mm) (5.95) En la tabla 5-7 se puede ver que la tubería de 4" sch 40 de acero al carbono ASTM A53 GR B tiene un diámetro interior de 4,026 pulgadas y que cumple con la condición (5.95) TABLA 5-7 Tuberías de alimentación de vapor al eje Sch Dext Es sor Dint Presión Fluencia ul ul ul MPa 40 4,000 0,216 3,784 27, ,500 0,237 4,026 28, ,563 0,258 5,047 24,.54 (*) ANSI 31.1 Por lo que la alimentación al eje del secador se efectuará con una tubería de 4" -sch 40-acero al carbono ASTM A53 grado B Selección de la válvula de alimentación de vapor al secador En primer lugar determinaremos el diámetro correspondiente a la válvula de alimentación de vapor, en la sección anterior se ha determinado que el diámetro de la tubería de alimentación al eje es de 4" y en la sección que el diámetro de alimentación de vapor a las chaquetas es de 1 ½", por lo que el diámetro ( d) de la válvula de alimentación de vapor al secador debe cumplir con lo siguiente: d > ( ,5 2 ) ½ = 4,3pulg

147 136 El valor para "d" más próximo que cumple con esta condición es 5 pulgadas (DN 125). La presión máxima de trabajo es de 1 O barg aunque la presión de operación es de 7 barg. Seleccionaremos las válvulas de pistón por que tienen características de control de flujo de vapor excelente y están marcadas por las más bajas tasas de fuga incidiendo esto en la protección del medio ambiente y eficiencia energética además de ser sus costos menores a mediano y largo plazo como se puede ver en la gráfica correspondiente. Del catálogo 2007 de Klinger, seleccionamos la válvula de pistón KVN 111 KX-GT DN 125 PN 16RF Cuyas características son las siguientes: Tipo: Válvula de pistón KVN < 9 J Ver catálogo N" 5. Diámetro: DN125 Cuerpo y bonete de hierro fundido Con bridas EN PN 16 Anillos de cierre en grafito laminado tipo KX-GT Selección de la junta rotativa de alimentación de vapor Existen dos formas de alimentar vapor a un cilindro rotativo desde una tubería de alimentación fija, a través de uniones rotatorias con prensaestopas ó a través de juntas rotatorias.

148 Actualmente se ha generalizado el uso de juntas rotatorias debido a sus ventajas inherentes como proveer un sellado limpio es decir libre de fugas y operar a altas presiones. En el catálogo TD12-01 correspondiente a Juntas Johnson se puede observar una perspectiva general de juntas rotatorias. Los requisitos que debe cumplir la junta rotatoria a ser usada en la alimentación de vapor del secador rotadisk es que debe ser autosoportada y diseñada para soportar altas vibraciones manteniéndose siempre alineada, para esto las adecuadas son aquellas que llevan doble guía, además debe tener ingreso lateral para aprovechar mejor el espacio. El diámetro de la junta rotatoria es de 4". La presión de operación máx. es de 125psig. En el catálogo de juntas rotatorias Johnson podemos observar que el tipo que cumple con los requisitos antes mencionados es el tipo ELST. Por lo que la junta rotatoria seleccionada es el siguiente: Junta rotatoria Johnson Tipo Diámetro Tipo de fluido Presión máx. Trabajo: Temperatura Velocidad ELST 4"<l> vapor/agua std (160psig/11 bar) 343 º C hasta 200rpm

149 CÁLCULO Y SELECCIÓN DE LA TUBERÍA DE SALIDA DE CONDENSADO DEL EJE DEL SECADOR ROTADISK. Siguiendo el mismo lineamiento de la sección 5.7 cuando se calculó la tubería de salida de condensado de la chaqueta, calcularemos la tubería de salida de condensado del eje del secador rotadisk. Se dijo que las líneas de retomo de condensado deben ser capaces de contener tanto el flujo de agua como el vapor flash desprendido. Mientras el porcentaje del vapor flash en peso, puede ser relativamente bajo, su volumen total en comparación con el del líquido es muy grande. Determinando la cantidad de vapor flash y dimensionando la tubería de retomo para velocidades entre 20 y 30m/s, se puede acomodar dentro de la tubería el flujo bifásico. De la misma forma la información requerida para el dimensionamiento es la carga de condensado, la presión de entrada a las trampas y la presión en la línea de retomo Cálculo y selección del tubo pescador. El tubo pescador es el conducto por el que se extrae el condensado desde el eje del secador hacia el dueto que lleva finalmente el condensado a la trampa de vapor del eje del secador, no existe cambio de fase, es decir la formación de vapor flash en este dueto es despreciable. Las velocidades de desplazamiento M para el condensado en tuberías, recomendadas en sistemas de calentamiento es de: 1 mis < V < 2,5m/s (5.96) (5.97)

150 139 Donde: Vta = volumen específico del líquido saturado en el interior del eje a 8,41325bar=1, 1174x10-3 m 3 /kg. m ee = cantidad de condensado a evacuar del eje (kg/s). De la sección 5.8: m ce =1,0454kg/s. D = diámetro interior del tubo pescador en mm. Reemplazando valores en la relación (5.97): 0,96 pulg (24,38mm) <D< 1,52 pulg (38,6mm) (5.98) En la tabla 5-7 se puede ver que las tuberías de 1 ½" - sch 40 y sch80 de acero al carbono ASTM A53 GR B tienen un diámetro interior de 1,61 y 1,5 pulg respectivamente y cumplen con la condición (5.98). TABLA 5-7 Tuberías para tubo pescador 11/ ,900 Seleccionaremos el tubo de 1 ½"-sch80 debido a que la conexión entre el tubo pescador y la junta Johnson es roscada y para estos casos el tubo sch 80 es adecuada por tener la pared más gruesa.

151 Cálculo y selección de la tubería de evacuación de condensado del eje En la sección 5.8 se ha calculado la cantidad de vapor que ingresa al eje, esta misma masa debe ser evacuada en forma de condensado, por lo que la cantidad de condensado "m cd+e " a evacuarse del eje será: mcd+e = mvd+e = 1, 0454kg/s La presión de entrada a las trampas es igual a la presión en el eje, es decir 7,4 barg = S,4135 bar. La presión en la línea de retomo se puede considerar igual a 20psig = 1, 37894barg=2, 39219bar. Dado que las presiones tanto en la chaqueta y eje son similares, el porcentaje de vapor flash en la línea de condensado será también el mismo, es decir de 9.2% del condensado que sale por el eje, por lo que la cantidad de vapor flash será: m = vrd+e 1,0454*0,092kg/s=0,0962kg/s = 346,2kg/hr Por lo que el flujo de vapor flash será igual: Qvr=m vr *v 9 2,39bar=0,0962*755,44x10-3 =72,673x10-3 m 3 /s Se dimensiona la tubería como si por ella solamente circulara el vapor y teniendo en cuenta evitar ruidos molestos, erosión y daños en las tuberías, la velocidad del vapor flash se elige entre 20 y 30 mis, es decir 20m/s < V < 30m/s 0 = (4* O vr /(rr*v)) 112 *1000 (5.99) (5.100)

152 141 Donde: D= diámetro interior del tubo de salida de condensado del eje en mm. Reemplazando valores en la ec. (5.100) se tiene que: 2, 186pulg (55,53mm)<D<2,678pulg {68,02mm) TABLA 5-9 Tubeñas para evacuación de condensado del eje DN Sch Dext Dint ul 2 2 1/ u (mm 2,067(52,500) 2,672(67,869) En la tabla 5-9 se puede observar que el tubo de 2" sch 40 estaría ligeramente subdimensionado, pero hay que tener en cuenta que las condiciones del flujo que se han tomado para el cálculo de la tubería han sido extremas, por lo que seleccionaremos el tubo de 2"-sch 40 de acero al carbono ASTM A53 GR B para la evacuación del condensado, la velocidad de evacuación será de 33,57m/s- 30m/s Selección de la iunta rotativa de salida de condensado Procederemos de la misma forma como se seleccionó la junta rotativa para la alimentación de vapor al secador en la sección 5.8.3, el fundamento de su uso es el mismo. La junta a seleccionar en este caso deberá ser de paso simple, autosoportada, con salida directa y para servicio de vapor y agua rotando tubo sifón. El diámetro en el extremo de salida debe ser de 2" (diámetro de evacuación de condensado del eje) y la presión de operación mayor a 125psig.

153 142 En el catálogo TD12-01 y catálogo de Juntas Johnson podemos observar que el tipo que cumple con los requisitos antes mencionados es el tipo SNH. Por lo que la junta rotatoria seleccionada es el siguiente: Junta rotatoria Johnson Tipo Diámetro Tipo de fluido Presión máx. operación Temperatura Velocidad SNH "<l> con salida de 2" vapor/agua 1 Opsig/35bar) 60 C hasta 1 OOrpm Selección de la trampa de vapor del eje Para la selección de la trampa de vapor del eje utilizaremos el mismo criterio que para la selección de las trampas de vapor de las chaquetas, seleccionaremos las trampas de flotador con eliminador de aire termostático, son los más adecuados para esta aplicación. En la sección 5.8 se ha calculado que la cantidad de condensado a evacuar del eje es igual a 3763,5kg/hr, este valor multiplicaremos por el factor 2 para efectos de selección de la trampa de vapor: Q = 3763,5 X 2 = 7527kg/hr Donde "Q" es el caudal de selección. Para ingresar en el grafico de selección necesitamos conocer la presión diferencial (Llp) de la descarga. (5.101)

154 143 Donde D.p = presión diferencial de la descarga en bar. p = presión de operación =?barg Pr = pérdida de presión en la trampa = 1 bar Pd = presión en la línea de descarga de condensado =1,38barg(20psig) Reemplazando valores en la ec. (5.98) se tiene: D.p = ,38 = 4,62bar =?Opsi Ingresaremos con los valores determinados de presión diferencial y caudal al gráfico de selección de trampas de vapor tipo FT 14 con presiones máx de operación de 10barg, del catálogo de Spirax Sarco 10, seleccionamos una trampa FT 14-1 O de 2", como se puede ver esta trampa tiene capacidad de evacuación de más de 10000kg/hr de condensado Selección de las válvulas de salida de condensado El tipo de válvula más adecuada para la evacuación de condensado en los secadores rotadisk son las válvulas de esfera con conexiones bridadas, se prefieren las válvulas de esfera por su característica de funcionamiento ON-OFF, es decir se puede posicionar fácilmente en totalmente abierto ó totalmente cerrado y las conexiones bridadas son de fácil instalación y mantenimiento a comparación de las válvulas con conexiones roscadas más aun cuando se conectan con niples de acero al carbono. Utilizando las tablas de selección de Spirax Sarco 11 seleccionamos las válvulas de esfera M40V2IS0 con las siguientes características: Cuerpo de acero al carbono ASTM A216 WCB Eje y bola de acero inoxidable AISI 316 de paso reducido

155 144 Conexiones bridadas según ANSI 150 Asiento de PTF: Medidas: Presión máx. vapor de 1 Obarg DN25 para el condensado de las chaquetas. DN50 para el condensado del eje f10j, f11j Ver catálogo N" 8.

156 CAPÍTULO VI CÁLCULO Y/O SELECCIÓN DE LOS ELEMENTOS COMPLEMENTARIOS Y DE ACCIONAMIENTO 6.1 CÁLCULO Y SELECCIÓN DE LOS RODAMIENTOS Y CHUMACERAS Los rodamientos de rodillos a rótula pueden soportar cargas muy pesadas y son autoalineables. Estas propiedades hacen que sean especialmente adecuados, por ejemplo, para aplicaciones en ingeniería pesada, donde las cargas son extremas y producen deformaciones y desalineaciones. Además de cargas radiales este tipo de rodamiento puede soportar también cargas axiales en ambos sentidos. Por lo tanto es el tipo de rodamiento más adecuado a usar en los secadores. El método más simple para calcular la duración de un rodamiento consiste en la aplicación de la fórmula ISO de la vida nominal en horas de servicio usando para ello la ecuación: L1oh= 10 6 /60n*(C/P) P C = P*(L10h*60n*10"Í 11 P (6.1) (6.2) Donde L10h= vida nominal en horas de servicio n= velocidad de giro, en r/min e = capacidad de carga dinámica, en N

157 146 P = carga dinámica equivalente, en N p = exponente de la fórmula de la vida p = 3 para los rodamientos de bolas p = 10/3 para los rodamientos de rodillos Para el caso de rodamientos de rodillos a rótula: cuando Fa/Frs e (6.3) P = 0,67 F r + YtFa cuando Fa/Fr > e (6.4) Donde Fr = Fuerza radial, en N Fa = Fuerza axial, en N Y1, Y2 y e factores de carga que se pueden encontrar en tablas de rodamientos. Las reacciones en los puntos de contacto entre el eje y los rodamientos se han calculado resolviendo las ecs. (5.16) a (5.19), a partir de estas reacciones se hallará la fuerza radial "Fr" para los rodamientos de la parte motriz y delantera. Rodamiento motriz: Fvs = 229,23kN; FHs = 77,039kN Fs = (Fv/ + FH/) 112 = 241,83kN Rodamiento delantero Fv12 = 201,373kN; FH12 = 2, 186kN Como se puede ver el rodamiento de la parte motriz está sometido a un mayor esfuerzo, esta fuerza radial es igual a 241,83kN, por lo que Fr es igual a este valor, además al no existir fuerza axial, Fa = O.

158 147 Dado que los valores de "e" son positivos, se cumple la condición (6.3), luego: P=Fr=241,83kN, además n = 11,2r/min Consideraremos una vida de 1 O años operando un promedio de 22 horas del día, con una confiabilidad del 99%. UL 10h = 0,02 + 4,439(1n(1/R)) 1 ' (6.5) Donde L = Vida nominal ajustada en horas para una determinada confiabilidad. R = confiabilidad. L = 22hr/día x 360días/año x 10 años =79200 hr Para R=0,99 UL 10h = 0,22 L 10h = 79200/0.22 = hr Reemplazando valores en la ec. (6.2) se tiene que la capacidad dinámica es: C = N El diámetro del eje en el punto del rodamiento es de 220<1>. De tablas se puede escoger el rodamiento de rodillos a rótula K, cuya capacidad de carga dinámica es de N, con manguito de desmontaje AOH 3048, si recalculamos la confiabilidad para este rodamiento obtenemos que corresponde a una confiabilidad de 98,2% SELECCIÓN DEL MOTOR En la sección se ha calculado la potencia del motor, igual a 75kW (100hp), son de uso común los motores con las siguientes características: - Motor trifásico cerrado, 60 Hz.

159 148 - Tensión nominal: 220/440V - Existen motores con IV, VI y VIII polos - Con rotor de jaula. - Protección: IP55 (IEC-34) - Aislamiento: Clase "F" Seleccionaremos un motor de IV polos. En el catálogo de motores se puede ver que la velocidad del motor de 1 OOhp con las características mencionadas es de 1775 rpm CÁLCULO Y SELECCIÓN DEL ACOPLAMIENTO El acoplamiento hidráulico es excelente para mover equipos pesados como los secadores rotadisk, proporciona protección contra daños de arranque. A continuación podemos nombrar algunos de sus beneficios: - Suministra arranques suaves. - Suministra torques de arranque crecientes. - Suministra protección de sobrecarga. - Reduce la curva de corriente de arranque. - Amortigua los golpes y vibraciones de la carga maximizando la vida de los equipos. Seleccionaremos este tipo de acoplamiento para el secador rotadisk, en el mercado existen varios fabricantes que proveen este tipo de acoplamiento, una marca conocida es FALK 12, haremos uso de su catálogo para la selección.

160 149 A la tabla de selección rápida se ingresa con la potencia de la carga o del motor, la velocidad de ingreso al acoplamiento y el factor de arranque, este último se puede ver en la tabla 6-1, extraída del catálogo de FALK. TABLA 6-1 Factor de arranque Aplicaciones Transportadores helicoidales Servicio general Ventiladores Mezcladores Trituradores Factor de arranque 120% to 140% 140% 170% to 200% 250% Los secadores rotadisk tienen un funcionamiento similar a los mezcladores, como se puede ver en la tabla 6-1, el factor de arranque varía de 1,7 a 2,0, seleccionaremos un factor de arranque de 2,0. r12j Ver catálogo N" 1. Utilizaremos la potencia del motor de 75kW para la selección del acoplamiento. La velocidad de ingreso es de 1775rpm, el motor está conectado directamente al acoplamiento hidráulico. Con estos datos ingresamos a la tabla de la página 18 del catálogo de FALK y tenemos dos opciones de selección el HFD 1420 y el HFN 1420, para nuestra aplicación necesitamos acoplamientos con arranques largos de mas de 6 segundos de duración por lo que descartamos el modelo HFN. Seleccionamos el acoplamiento hidráulico HFD 1420 con 1,6% de deslizamiento y un ángulo de llenado de 66, este modelo tiene una cámara de llenado con retardo para aumentar el tiempo de arranque y hacerlo más suave. Existen varias formas

161 150 de montaje de los acoplamientos hidráulicos con el motor y el reductor, el más práctico, económico y que necesita de poco espacio es el acoplamiento de engranajes, en las páginas 15 y 23 se puede ver que el correspondiente al acoplamiento hidráulico seleccionado es el tipo G20- tamaño 1025G. Por lo que la identificación del acoplamiento hidráulico seleccionado incluido el arreglo de montaje con acoplamientos de engranajes será: Acoplamiento hidráulico 1420 HDF CÁLCULO Y SELECCIÓN DEL REDUCTOR Para la selección del reductor debemos calcular la potencia de diseño, que para nuestro caso será igual a: (6.6) Donde P d = potencia de diseño, en kw. P m = potencia del motor = 75kW. f d = factor de deslizamiento del acoplamiento= 0,984 f s = factor de servicio = 1,5 El factor de servicio se halla de la tabla 3 (pág. 1.14) del catálogo de reductores de SEW para periodos de operación mayor a 10horas diarias. Por lo que la potencia de diseño será igual a: p d = 75 x 0,984 x 1,5 =110,7 kw Luego de efectuar cálculos previos se determina el ratio del reductor, consideraremos un ratio nominal de 31,5. De las tablas de las páginas 1.8, 2.1, 2.2, 2.3 del catálogo de reductores SEW 13, seleccionaremos el reductor de la serie M, de 3 etapas de reducción, de ejes

162 151 paralelos y sólidos, disposición horizontal, con sujeciones de pie (F) y tamaño 50, es decir el reductor será del tipo M3PSF50 y con la disposición 14. Ratio exacto del reductor Potencia nominal del reductor T orque de salida del reductor Velocidad de ingreso máx. permitido Diámetro de eje de ingreso Diámetro de eje de salida Peso 31, kW 39,2kN.m 3000rpm 50 mm 140 mm 835kg 6.5 CÁLCULO Y SELECCIÓN DEL PIÑÓN MOTRIZ Y LA CATALINA En la fig. 6-1 se puede ver la disposición del motor, acoplamiento, reductor, piñón y catalina del secador rotadisk. rpm m x fd /ra x 21/22 = rpms (6.7) < 13 J Ver catálogo IV 7.

163 152 r- -. PIÑóN MOTRfZ Z1 CATALINI-. Z2 REDUCTOR RATIO 31,414/1 ACOPLAMIENTO HIDR<>ULICD tcl=0.984 MOTOR 100hp 1775RPM Fig. 6-1 Sistema motriz Donde: rpm m = velocidad de rotación del motor = 1775 rpm fd = factor de deslizamiento del acoplamiento = 0,984 ra = ratio del reductor = 31,414 Z1 y Z2 = número de dientes del piñón y catalina respectivamente. rpm 5 = velocidad de rotación del secador = 11,2 rpm. Reemplazando valores se tiene: Z2/Z1 = 4,96 Escogemos: Z 1 = 14 dientes; Z2 = 69 dientes; Z2/Z 1 = 4,93

164 153 La velocidad recalculada del secador será de 11,28rpm, si consideramos que el factor de deslizamiento puede ser mayor que 1,6%, la velocidad del secador se aproximará a 11,2 rpm. 6.6 CÁLCULO Y SELECCIÓN DE LA CADENA Para escoger la cadena adecuada recurrimos a la fig. 1 del catálogo de cadenas de rodillos, se ingresa con los valores de la velocidad {rpm) del eje más rápido y la potencia nominal equivalente. Velocidad del piñón.- El eje más rápido es el del piñón, de la Fig. 6-1, este será igual a: np = rpmm x fd / ra = 1775 x 0,984 / 31,414 = 55,6 rpm Potencia nominal equivalente.- Esta potencia se obtiene de las tres ecuaciones siguientes: Pe= Pd X fe Pd = Pr X fs Pr = Pm x fd x r, (6.8) (6.9) (6.10) Reemplazando las ecs. (6.9) y (6.10) en la ec. (6.8) Pe = Pm X fd X íl X fs X fe (6.11) Donde: Pe = potencia nominal equivalente en hp. Pd = potencia de diseño en hp. Pr = potencia requerida en hp. Pm = potencia del motor (100hp) f d = factor de deslizamiento en el acoplamiento = 0,984 r, = eficiencia del reductor de 3 etapas = 0,955, se considera una pérdida de potencia de 1.5% por etapa (pág catálogo N º 7).

165 154 fs = factor de servicio = 1,0, (De cuadro 2 de catálogo de cadenas de rodillos Renold 14 para secadores con transmisión de motor eléctrico y acoplamiento hidráulico). fe = factor de corrección de número de dientes = 19/14 Reemplazando valores en la ec. (6.8): Pe= 100 X 0,984 X 0,955 X 1,0 X 19/14 = 128hp Si consideramos una cadena de dos hileras, debemos dividir este valor entre 1. 7, con lo cual obtendremos el valor de: 128/1,7 = 75hp Con los valores obtenidos para la velocidad del piñón y la potencia nominal equivalente ingresamos a la carta de capacidades de las cadenas de rodillos y seleccionamos la siguiente cadena: Cadena de rodillos ANSI (paso= 3"- doble) El fabricante de cadenas recomienda bañar la cadena con aceite mientras se opera, para esto debe sumergirse totalmente en aceite en el punto de operación más bajo. Cuando el radio de la catalina es grande como es el caso del secador, el ángulo con el que abraza la cadena al piñón motriz debe ser mayor de 120, considerando el valor mínimo, de la fig. 6-2, se obtiene una distancia tentativa para la distancia entre centros:

166 CATALI" PIÑÓI, Fig. 6-2 Distancia entre centros y longitud de cadena e= (Dp-dp)/2cos (9/2) (6.12) rt4j Ver catálogo N" 6. dp = p/sen(180/z1) Dp = p/sen(180/z2) (6.13) (6.14) 9 = ángulo de contacto de la cadena con el piñón. p = paso de la cadena = 3"(76,2mm). Donde: C = distancia entre centros en mm. Dp = diámetro de paso de la catalina en mm. dp = diámetro de paso del piñón en mm. Reemplazando valores en la ec. (6.12) se tiene: e= (0.5*76,2*sen(1800/69) - 0.5*76,2*sen(1800/14))/cos(120 º /2) = 1332mm Cálculo de la longitud de cadena (L) La longitud de cadena se puede hallar aplicando la siguiente fórmula L = (Z1 + Z2)/2 + 2C/p + (((Z2 - Z1)/2TT) 2 )*p/c (6.15)

167 156 Donde: L = longitud de la cadena en pasos. C = distancia entre centros en mm(1282mm) Reemplazando valores se tiene: L = ( )/2 + 2*1282/76,2 + ((69-14) /2rr) 2 *76,2)/1282 = 80,8pasos Consideraremos 80 pasos de cadena de rodillos de 3" de paso- doble (ANSI 240-2). Cálculo de la nueva distancia entre centros (C) (6.16) Donde: P= paso de la cadena en mm. L = longitud de la cadena en pasos. Reemplazando valores en la ec. (6.16) se tiene: C = 1295mm De la ec. (6.12), el ángulo de contacto de la cadena con el piñón será: e= CÁLCULO Y SELECCIÓN DE LA TUBERÍA DE ALIMENTACIÓN DE VAPOR A LOS SECADORES ROTADISK DESDE LOS CALDEROS. Para calcular la tubería de alimentación de vapor principal a los secadores es necesario saber el número de secadores, esta cantidad está en función de la capacidad de la Planta y de la capacidad de secado secundario con el que se cuenta dado que los secadores rotadisk forman parte del secado primario. Asumiremos una Planta de 90 ton/hr de capacidad de procesamiento de materia prima, conformado por dos líneas de procesamiento que cuenta con una prensa de 45ton/hr en cada línea y una capacidad de evaporación de agua de 8000 a

168 kg/hr en el segundo secado, un caso muy frecuente en las plantas de harina prime. Calcularemos la humedad que deberá tener el cake a la salida del primer secado, es decir a la salida de los secadores rotadisk, para que la cantidad de agua evaporada en el segundo secado sea de 8ton/hr por lo menos, tomaremos el menor valor de la capacidad de evaporación del secador secundario. Reemplazando valores en la ec. (4.46) se tiene: 90/4.3*(Ar8)/(100-A 2 )ton/hr = 8ton/hr (6.17) Donde: A 2 = porcentaje de humedad a la salida del primer secado. Estamos considerando un rendimiento de conversión materia prima /harina (P/H) de 4,3. Humedad de la harina =8% Resolviendo la ec. (6-17) se tiene que: A 2 = 33,44% Esto quiere decir que para evaporar 8000kg/hr de agua en el segundo secado para un avance de 90ton/hr de materia prima es necesario salir del primer secado con una humedad de 33,44%. Para esta humedad de salida, y considerando una humedad de ingreso en condiciones normales de operación es decir de 55%, de la tabla 4-5, la capacidad del secador rotadisk será de 19,3ton/hr de materia prima.

169 158 Por lo que se necesitarán 90/19,3=4,7, es decir 5 secadores rotadisk para procesar 90 ton/hr de materia prima Cálculo y selección de la tubería En la sección se calculó el consumo de vapor para condiciones de máxima demanda, que se presenta cuando la humedad de ingreso al secador es de 60% y el cake sale del primer secado con una humedad entre 18 a 20%, este consumo es de 1,2227kg/s = kg/hr por secador. La cantidad total de vapor para los 5 secadores será de: m = v1 1,2227kg/s*5=6, 1135kg/s La presión a considerar para efecto del cálculo del diámetro será de 8,4135bar, es decir la presión de operación del secador y para el chequeo del espesor de la tubería la presión a tomar en cuenta será el del caldero, 150psig (1,0341 MPa). De Tablas de vapor, para una presión de 8,4135 bar, el volumen específico del vapor de agua es de 229,8971x10.J m 3 /kg. De la misma forma como se calculó el diámetro de la tubería de vapor de alimentación a las chaquetas o eje del secador, la velocidad de desplazamiento (V) para el vapor en la tubería de alimentación se considerará: 20m/s < V < 30m/s (6.18) (6.19) Donde: v 9 = 0,2299m 3 /kg (volumen específico del vapor a 8,41325bar).

170 159 O= diámetro interior del tubo de alimentación principal de vapor a secadores en mm. Reemplazando valores en la ec. (6.19) 9,615 pulgadas (244,2mm) <O< 11,78 pulg (299,2mm) (6.20) En la tabla 6-2 se pueden ver las dimensiones de las tuberías de 1 O" sch 30 y de 12" sch 30 de acero al carbono ASTM A53 GR B, las dimensiones de la primera se encuentran dentro del rango, por lo que seleccionaremos una tubería de 1 O" sch 30 para la alimentación principal de vapor a los secadores rotadisk. TABLA 6-2 Tubería de alimentación principal de vapor 30 10, ,75 (*) ANSI ,136(254,51) 12,09(307,1) Presión Fluencia MPa 14,70 13,10 La presión del caldero 150psig (1,0341 MPa) está muy por debajo de la presión de prueba del tubo seleccionado, siendo suficiente considerar tuberías sch 30 tal como se hizo. Recalcularemos la velocidad de desplazamiento (V) del vapor en la tubería principal de alimentación a los secadores reemplazando valores en la ec. (6.19), por lo que: V= 4*6, 1135*0,2299/(rr*0, )=27,63m/s Cálculo y selección del aislamiento térmico de la tubería Uno de los aislamientos más usados en esta aplicación es la LANA AW de FiberGlass 15, se adecua en forma excelente, soporta vibraciones y es económica.

171 160 A continuación calcularemos el espesor aplicando la fórmula deducida en la sección que calcula el espesor más económico de aislamiento para el secador. Nos referiremos al mismo esquema de la Fig Cr = 2rr*L*(R 5 *e a *P a + Rs*P 5 ) + Fa*H *P p *0.86*q/(E*Pc) (6.21) Donde: Cr = costo total de la energía perdida y el aislamiento en US$. L = longitud de la tubería, consideraremos 50m. Pa = costo del aislamiento en US$/m3 = 106. Ps = costo de la cubierta de acero inox. AISI 304 en US$/m 2 = 28. Fa = factor de anualidad (tasa del 8% y periodo de10 años = 6,71) Ht = horas de trabajo por año = 2000hr PP = costo del petróleo Residual 500 en US$/ga1 = 1,212 = calor perdido por el aislamiento de la tubería en W. E = eficiencia del caldero = 80% Pe = poder calorífico del petróleo Residual 500 = kcal/gal Rs y Rs = radios en m. q = (Te-To)/ R (6.22) R = R 3 +R.+Rs+Re+R, (6.23) R3 = 1/(n/2* n* R3*L) (6.24) R. = (ln(rjr 3 ))/(Kc*2* n*l) (6.25) = Rs (ln(rsl ))/(Ka*2* n*l) (6.26) = R6 (ln(rs/r 5))/(K 5 *2* n*l) (6.27) R, = 1/(n/2* n*r 5 *L) (6.28) < 15 J Ver catálogo N" 3.

172 161 Donde: Te = temperatura del vapor en el interior de la tubería = 176, 7 º C Consideraremos la temperatura de saturación a 120psig, presión media del vapor en la tubería. To = temperatura del medio ambiente = 200C R, R3, R4, RS, R6 y R7 resistencias térmicas. ºCM/. Kc = conductividad térmica del acero estructural en W/m.K = 43 Ka = conductividad térmica del aislamiento en W/m.K = 0,039 Ks = conductividad térmica del forro del aislamiento en W/m.K = 16,3 ño = conductancia entre el forro del aislamiento y el medio ambiente en 0,12873m; = O, 13653m Rs = +e en m; Re = R 5 +0,0005 en m e = espesor de aislamiento en m. En la tabla 6-3 podemos ver los valores obtenidos para el costo de energía y aislamiento (Cr) de la ec. (6.21) para cada espesor de aislamiento, en esta tabla se puede ver que el valor mínimo se presenta para un espesor de 1 ½", aunque los valores son muy cercanos para un espesor de 2", ver el gráfico de esta tabla en la fig. 6-3, este valor era de esperar, por lo que seleccionaremos un espesor de aislamiento de 2".

173 162 TABLA 6-3 Costo de energía y aislamiento en la tubería principal de alimentación de vapor Espesor ½" ( 12,7) 1" (25.4) Costo de energía y aislamiento (mm) CT(US$) o ¼" ( 6,35) ¾" (19,05) ¼" (31,75) ½" (38,1) ¾" (44,45) ¼" (57,15) ½" (63,5) ¾" (69,85) " (50,8) 3" (76,2) Fig. 6-3 Aislamiento de tubería principal de alimentación de vapor a secadores. Gráfico costo total vers espesor i o 8000 ui 6000 o o o \ Espesor(mm)

174 CÁLCULO Y SELECCIÓN DE LA TUBERÍA DE RETORNO DE CONDENSADO DE LOS SECADORES ROTADISK HACIA LOS CALDEROS A VAPOR. Nuevamente, siguiendo el mismo lineamiento de la sección 5. 7 cuando se calculó la tubería de salida de condensado de la chaqueta, calcularemos la tubería de retomo principal de condensado desde los secadores a los calderos. Detem,inando la cantidad de vapor flash y dimensionando la tubería de retomo para velocidades entre 20 y 30m/s, se puede acomodar dentro de la tubería el flujo bifásico. De la misma forma la información requerida para el dimensionamiento es la carga de condensado, la presión de entrada a las trampas y la presión en la línea de retomo Cálculo y selección de la tubería de retomo de condensado de los secadores rotadisk hacia los calderos a vapor En la sección se ha calculado la cantidad total de vapor que ingresa a los secadores, esta misma masa debe ser evacuada en forma de condensado, por lo que la cantidad de condensado "m ct " a retomar hacia los calderos podemos considerar igual a: m e,= m v1 = 6, 1135kg/s La presión de entrada a las trampas es igual a la presión en el eje, es decir 7,4 barg=b,4135 bar. La presión en la línea de retomo de condensado se ha considerado igual a 20psig=1,37894barg=2,39219bar.

175 164 El porcentaje de vapor flash que se forma es de 9,2% del condensado total, la cantidad de vapor flash de los 5 secadores será: m vn = 6, 1135*0,092kg/s = O,S62442kg/s = 2024,8kg/hr Por lo que el flujo de vapor flash será igual: O vn =m v1t *V bar = 0,562442*755,44x10 -a =424,891x10 -a m 3 /s Se dimensiona la tubería como si por ella solamente circulara el vapor y teniendo en cuenta evitar ruidos molestos, erosión y daños en las tuberías, la velocidad del vapor flash se elige entre 20 y 30 m/s, es decir 20m/s < V < 30m/s 0=(4* Ovtl(rr*V)) 112 *1000 mm (6.29) (6.30) Donde: D= diámetro interior del tubo de retomo de condensado en mm. De la ec. (6.30) se tiene que: 5,29pulg (134,3mm)<D<6,48pulg (164,5mm) TABLA 6-4 Tubería de retomo de condensado DN Sch Dext Dint ul u (mm 40 5,563 5,047(128,194) 40 6,625 6,065(154,051) En la tabla 6-4 podemos observar que las dimensiones interiores del tubo de 6" sch 40 se encuentran dentro del rango calculado, por lo que para la evacuación del condensado, seleccionaremos el tubo de 6"-sch 40 de acero al carbono ASTM A53 GR B, la velocidad de evacuación será de 22,Bm/s, que cumple con la condición de la ec. (6.29).

176 Cálculo y selección del aislamiento térmico de la tubería de retorno de condensado. El espesor del aislamiento para la tubería de retomo de condensado se calcula de la misma forma como se calculó el espesor de aislamiento para la tubería principal de alimentación de vapor, se utilizan los mismos materiales para el aislamiento es decir seleccionamos entre otros la LANA AW de FiberGlass. Para aplicar las ecuaciones para el cálculo del costo total de pérdida de energía y aislamiento de la sección tenemos que considerar la variación de los radios de la tubería ya que la tubería de alimentación principal de vapor a los secadores es un tubo de 10"-sch 30 mientras que el de retomo de condensado es un tubo de 6"-sch 40, por lo que el nuevo R3 = 77,0255mm; R 4 = 84,1375mm Asimismo el otro parámetro que varía es la temperatura interna (Te) de la tubería de condensado, podemos considerar la temperatura de saturación a 20psig, es decir: Te= 126 º C TABLA 6-5 Costo de energía y aislamiento en la tubería principal de retomo de condensado Espesor Costo de energía y aislamiento (mm) CT (US$) o ¾" (44,45) ¾" (69,85) ¼" (6.35) ½" (12,7) ¾" (19,05) 1 (25,4) 1 W' (31,75) 1 ½" (38,1) 2 (50,8) 2 ¼" (57,15) 2 ½" (63,5) 3" (76,2)

177 166 Fig. 6-4 Aislamiento tubería principal de retomo de condensado de secadores Gráfico costo total ven. espesor l 4000 o 3000 o 1000 o \ o Espesor(mm) La tabla 6-5 se puede obtener reemplazando los valores correspondientes a la tubería de retomo de condensado en la ec. (6.21 ), en esta tabla se puede ver el costo de energía y aislamiento (CT) para el correspondiente espesor de aislamiento y que el valor mínimo se presenta para un espesor de 1 ¼" aunque muy cerca al espesor de 1". La grafica de esta tabla se puede ver en la fig Por lo que finalmente seleccionaremos como espesor de aislamiento para la tubería principal de retomo de condensado el valor de 1". Se puede concluir que a medida que disminuye la temperatura interna de una tubería aislada también disminuye el espesor más económico del aislamiento.

178 Cálculo del precio del equipo CAPÍTULO VII EVALUACIÓN ECONÓMICA. Material básico (MB): US$73139, kg Desperdicios 10% US$66490, 00 US$ 6649,00 US$73139,00 Equipamiento: Material consumible (MC): US$ 96496,00 US$ 8877,00 Soldadura: ,03 x kg x US$2,5/kg = US$1435, ,03 x 57391/3 x 2/3 kg x US$3/kg = US$3443,00 AISI 304 Gases: 0,03 x 1066kg x 25US$/kg = US$800,00 US$5678,00 Gas propano: balón (10Dlb) x 30 xus$37,5/bal = US$1125,00 Oxígeno: 30 x 2 x bal(10m3) x US$30/bal = US$1800,00 US$2925,00 Discos de desbaste (disco¼" x 7 ½") 1disco/ton x 57,391ton x US$4,00/disco = US$230,00 Disco de corte(2 x 7 ½") 1 Odiscos/ton x 1,078ton x US$4,00 = US$44,00 US$274,00

179 168 Mano de obra (MO): 250Hh/ton x 56,418ton x d/bh x US$22/hd Maquinado y equipos: Maquinado: = US$38787,00 US$38787,00 US$ 30278,00 Tomo: 60d x 12H/d x US$15/H Fresa: 15d x 12H/d x US$25/H Taladro: 45 x 12H/d x US$10/H Máquinas de soldar y equipos. Rolado: 5776,5kg x 0.1 US$/kg Maquinas de soldar: 4 máquinas x 75días x US$20/día Equipos de corte: 5 equipos x 75 días x US$8/día = = = = = = US$10800,00 US$4500,00 US$5400,00 US$578,00 US$6000,00 US$3000,00 Acabado: US$ 2733,00 Mano de obra aislamiento: 68m2 x U$30,00/m2 Arenado y pintura: Arenado: 43m2 x US$4/m2 Mano de obra pintura: 43m2 x US$0,55/capa x 3capas Material pintura: = = = US$2040,00 US$172,00 US$71,00 Una (01) capa de pintura anticorrosiva epóxica. Dos (02) capas de pintura de acabado epóxico. Espesor total de recubrimiento: 1 Omils Costo de pintura anticorrosivo epóxica 43m2/15m2/gal x US$50,00/gal = US$150,00

180 169 Costo de pintura eoóxica de acabado 43m2/15m2/gal x 2 x US$50,00 = US$300,00 US$2733,00 Costo directo Gastos administrativos: US$250310,00 US$ 19394, x US$38787,00 = US$19394,00 Costo de producción: Margen y utilidades (20%): US$269704,00 US$ 53941,00 Valor de venta: Impuesto general a las ventas (19%): Precio de venta: US$323645,00 US$ 61492,55 US$385137,55

181 METRADO DEL SECADOR ROTADISK ITEM DESCRIPCIÓN UNID CANl P. UNIT P.PARC. P.UNIT kg kg US$ Discos 1 Disco (3/ A36) Pz , ,11 1,00 2 Anillo exterior de disco(barra cuadrada 1 "o-a36) Pz 68 28, ,20 1,00 3 Templadores inferiores(barra redonda lisa de 1 1/8"0-A36) Pz ,27 508,37 1,00 4 Templadores superiores(barra redonda lisa de 1 1/8"0-A36) Pz ,17 316,06 1,00 5 Base soporte de disco(anillo) Pz 68 43, ,00 1,00 6 Tubo de disco (1 112"0-sch ac. carb. ASTM A 53-Gr B) Pz 136 0,91 123,90 1,6 7 Discos soporte tubos( aisi 304) Pz ,86 2,4 8 Tabique disco(pl 1/ º ) Pz 68 0,59 40,26 1 Paletas de avance 9 PL 5/16" x 210 x (Acero corten) Pz 66 1,58 10 Pl 3/8 x 88.9 x (A36) Pz 66 0,76 11 Perno cabeza avellanada 1/2" x 1" c/1 Pz 132 0,03 Paleta de carga 12 PT 9.5 x 50 x 300 (AISI 304) Pz 3 1,14 13 Barra cuadrada 1 0 x 300 (A36) Pz 3 1,52 14 PL 5/8" X 630 x 200 (A36) Pz 3 12,00 15 PL 3/8" x 90 X 70 (A36) Pz 3 0,47 Paleta de descarga 16 PT 9.5 x 50 x 400 (AISI 304) Pz 1 1,52 17 Barra cuadrada 1 a x 400 (A36) Pz 1 2,03 18 Pl 5/8" x 630 x 200 (A36) Pz 3 12,00 19 PL 3/8" X 90 x 70 (A36) Pz 3 0,47 Eje hueco 20 Tubo X 8000i X Pz ,50 21 Bridas de eje (AISI 1045) Pz 2 141,00 22 Eje motriz (AISI 1045) Pz 1 578,00 23 Eje de cola (AISI 1045) Pz 1 550,67 24 Perno 1 112" x 4 112" c/1 y A pr Pz 36 1,28 Casco, chaqueta y bridas 25 Casco (21750i x x / 312")-A36 Pz ,87 26 Chaqueta ( x x / 312"-A36 Pz ,20 27 Tapas laterales chaqueta ( x i x 19.05) Pz 2 33,54 28 Brida interior (23500e x i x 35) -A36 Pz 2 134,80 29 Empaquetadura 1/16" x 1.20m x 2m (asbesto rojo) Pz 1 0,00 30 Brida exterior (23500e x 4000i x A36) Pz 2 839,77 31 Repisa (Pl x 475 x 1945-A36) Pz 2 102,73 32 Refuerzo superior repisa (Pl 5/8" x 475 x A36) Pz 4 34,54 33 Refuerzo inferior repisa (Pl 5/8" x 475 x A36) Pz 4 22,85 91, Pernos bridas 1 x 4" - NC -Gr 2 c/1 y Apl Pz Bridas prensaestopa tapas 4800e x 2580i x 88.9 (AISI 1045) Pz 2 52,10 104,20 3 Peines (PT 5/8" x 125 x 800 -A36) Pz 67 12,46 834, Porta peines (Pl 3/4" x 150 x 150 -A36) Pz Pernos de peines 1" x 3"-NC -Gr 5 c/1 y Apl Pz 134 0,40 Base colector de vahos 46 Pl 19.05x250x (A36) Pz 2 322,80 47 Pl X 227 X 1000 (A36) Pz 2 34,00 Colector de vahos 48 PL 7.94 x 647 x (AISI 304) Pz 1 354,80 49 PL 7.94 X 271 x (AISI 304) Pz 1 148,60 50 Pl 7.94 X 825 X 920 (AISI 304) Pz 1 48,20 0,90 0,50 3,36 104, ,16 1 4,36 0,2 3,42 2,6 4,56 1,5 36,00 1 1,41 1 1,52 2,6 2,03 1,5 36,00 1 1, , , , , ,08 7, , , , ,60 1 0, , , , Base de chumacera (Pl 1" x 300 x 740 -A36) Pz 2 44,26 88, Refuerzo amarre inferior repisapl 5/8" x 100 x 480 Pz 2 6,03 12, , Empaquetadura 1/64" x 4800e x 1900i (Asbesto rojo) Pz 2 0,00 0, Prensa estopas de tapas 3900e x 2540i x 63.5 (AISI 1045) Pz 2 17,00 34,00 2,5 40 Espárrago de 3/4"0 x 80 c/1 (AISI 1045) Pz 16 0,18 2, Espárrago de 5/8"0 x 160 c/1 (AISI 304) Pz 12 0,25 3, Empaquetadura cuadrada de 5/8" x 5/8" (Teflón grafito) m 5 0,33 1, , ,33 2,6 645, , , , ,20 3 P.PARC. US$ 20358, ,2 508, , , , , ,28 50,16 26,4 8,892 6, ,41 3,952 3, , , ,01 276, , ,2 67,08 269, ,54 205,46 138,16 91,4 88,52 12, , ,82 225,12 348,4 645, ,4 445,8 144,6

182 51 PL 6.35 X 925 x 8719 (AISI 304) Pz 409,70 409, , 1 52 PT 6.35 x 50 x (AISI 304) Pz 48,60 48, ,8 53 Empaquetadura 1/8" x 1.20m x 1.50m (asbesto rojo) Pz 1 0,00 0, Perno 3/8" x 3"-NC -c/t y Apl (AISI 304) Pz 190 0,06 11,78 0,4 76 Chute de olida 55 PL 4.76 x 300 x 1160 (AISI 304) Pz 4 13,30 53, ,6 56 PL 9.5 x 30 x 1320 (AISI 304) Pz 3,02 3,02 3 9,06 57 Soportes de MC8dor PL 5/8" x 500 x 730 (A 36) Pz 4 45,49 181,96 181,96 S8 PL 5/8" x 726 X 1940 (A36) Pz 2 107,72 215,44 215,44 59 PL5/8" x 500 x 1960 (A38) Pz 2 122,12 244,24 244,24 60 PL 5/8" x 600 x 2218 (A36) Pz 2 165,84 331,68 331,68 Aislamiento térmico 61 Lana de vidrio AW 1"x 48" x 600" (15.24m) Pz 7 0,00 0, PL 0.5 x 4' x 8' (AISI 304) Pz 24 11,90 285, ,2 Sistema de alimentación de vapor 63 Válvula Klinger KVN III KX- GT DN125 PN16 RF Pz 0,00 0, Junta rotativa Johnson de 4" tipo Pz 0,00 0, Tuberia flexible de 4"x 600 con bridas ANSI Pz 0,00 0, Tubo de 1 1/2" -sch 40 x 20' (Ac. Carb. ASTM A53 Gr B) Pz 2 24,67 49,34 1,6 78, Codo sokt. de 1 1/2" x 90 -Sch 40 (Ac. Carb.) Pz 8 0,24 1,92 2, T ee 1 1 /2" -sch40 x 90" (Ac. Carb.) Pz ,36 1, Brida 1 1/2"-ANSI 150 Pz 8 1,80 14, Perno 1/2" x 2 1/2"-Gr 2 -NC-c/t y Apl Pz 16 0,09 1,44 0,6 23,04 71 Manómetro ac. inox.4 1/2" dial-rango 0-200psi-1/4NPT inf. Pz 0,00 0, Sistema de evacuación de condensado eje 72 Junta rotativa Johnson de 3" tipo Pz 0,00 0, Tuberia flexible de 'Z'x 600 con bridas ANSI Pz 0,00 0, Tubo 1 1/2" -sch 80 x (Ac. Carb. ASTM A53 Gr B) m 1,4 5,42 7,59 1,6 12, Tubo 2" -sch 40 x 20' (Ac. Carb. ASTM A53 Gr B) Pz 1 33,20 33,20 1,6 53,12 76 Trampa de vapor Spirax Sarco FT14-10 de 2" Pz 1 0,00 0, n Válvula de esfera Spirax Sarco tipo M40V2 ISO -DN50 Pz 2 0,00 0, Filtro tipo "Y" de Ac. Fdo de 2" Pz 0,00 º ºº Válvula check de disco Gestra RK 76 -PN 10-DN50 Pz º ºº Visor de 2" Pz º ºº Válvula de esfera Spirax Sarco tipo M40V2 ISO - DN25 Pz 0,00 0, Tubo de 3" -Sch40 (Ac. Carb. ASTM A53 Gr8) m 3 11,28 33,84 1,6 54, Codo 1" -sch40 x 90" (Ac. Carb.) Pz 1 0,15 0, Brida 2" -ANSI 150 Pz 10 2,50 25, Perno 5/8" x 2 1/2" - Gr 2 -NC - c/t y Apl Pz 32 0,14 4,35 0,91 29,12 86 Perno 1 /2" x 2 1 /2" -Gr 2 -NC -c/t y Apl Pz 8 0,09 0,72 0,6 4,8 Sistema de evacuación de condensado chaquetas 87 Tubo 1" -sch40 x 20' (Ac. Carb. ASTM A53 Gr B) Pz 2 15,24 30,48 1,6 48, Codo 1 -sch40 x 90" (Ac. Carb.) Pz 4 0,15 0, Tee 1" -sch40 x 90" (Ac. Carb.) Pz 4 0,22 0,88 2,4 9,6 90 Trampa de vapor Spirax Sarco FT14-10 de 1 Pz 2 0,00 0, Válvula de esfera Spirax Sarco tipo M40V2 ISO -DN25 Pz 6 0,00 0, Filtro tipo "Y" de Ac. Fdo de 1" Pz 2 0,00 0, Visor de 1" Pz 2 0,00 º ºº Válvula check de disco Gestra RK 76 -PN 10 -DN25 Pz 2 º ºº 0, Brida 1" -ANSI 150 Pz 22 1,14 25, Perno 1/2" x 2 1/ 2 "-Gr 2 -NC -c/t y Apl Pz 76 0,09 Sistema motriz º ºº º ºº 6,84 0,6 45,6 97 Chumacera Pz 2 0,00 0, Rodamiento 23048K Pz 2 0,00 0, Manguito de desmontaje SKF -AOH 3048 Pz 2 0,00 0, Arandela de retención SKF -MB 44 Pz 2 0,00 0, Tuerca de fijación SKF HM 44T Pz 2 0,00 0, Catalina Z = 69 dientes,paso = 3" doble -ASA Pz 1020, , Pit'lón Z = 14 dientes, Paso= 3" doble -ASA Pz 1 95,00 95, Cadena ASA m 6,1 0,00 0, Reductor SEW M3PSF50 Pz 835,00 835,

183 106 Acoplamiento hidréulico FALK HDF Acoplamiento de engranajes FALK 1025G RSB 108 Motor de 1 oo hp 30-60Hz. 1 n5rpm-220/440v Pz Jg Pz 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0, , ,65

184 CONCLUSIONES 1.- El presente trabajo puede servir para el diseño y fabricación de secadores rotadisk de diferentes capacidades. 2.- La fabricación nacional de estos secadores representa un ahorro de aproximadamente el 20% respecto al importado. 3.- Al finalizar el trabajo se concluye que el objetivo de diseño y fabricación se ha cumplido. 4.- La capacidad de secado se incrementa a medida que se incrementa la presión en el secador pero es recomendable que esta no sea mayor a 7,5 barg. 5.- Se debe tener siempre en cuenta que la máxima evaporación de los secadores rotadisk se dan cuando operan entre 18 y 20% de humedad de salida de cake. 6.- Debe evitarse girar los secadores en seco es decir sin vapor, que sirve de "lubricante" a las juntas rotativas. 7.- Luego del término de la producción debe purgarse para evitar que quede condensado en los ejes y chaquetas con la finalidad de protegerlos de la corrosión interna. 8.- Los secadores rotadisk no necesitan de molinos húmedos para el desmenuzado del cake de alimentación.

185 BIBLIOGRAFÍA 1. N. Au Díaz. Técnicas de proceso y control de los procesos en la fabricación de harina de pescado. 1 º curso de formación de especialistas en fabricación de harina de pescado prime, CERPER, Lima, División de ingeniería de CRANE. Flujo de fluidos en válvulas, accesorios y tuberías. Ed. Me Graw Hill 1 ª Ed., México, J. M. Gere. Mecánica de materiales. Thomson Leaming, lnc., 5 ª Ed., México, G. Gonzales Rey. Transmisión de potencia por cadenas de rodillos, explotación, selección y diseño. Edición elaborada para la Asignatura Componentes Mecánicos de la Maestría de Diseño Mecánico de la Facultad de Ingeniería Mecánica del Instituto Superior Politécnico José A. Echeverría (CUJAE), La Habana, F. Kreith y M. S. Bohn. Principios de Transferencia de Calor - 6a. ed. - México, D. F.: Thomson Leaming, c J. J. Hori A. Diseño de elementos de máquinas. Ediciones CEFIM 90, UNI, 8 ª Ed., Lima, J. J. Hori A. Esfuerzos y deformaciones. Lima, Ingeniería Termodinámica S. A. Curso de vapor- Principios básicos de la ingeniería del vapor. Spirax Sarco, Lima, G. Landeo y A. Ruiz. Producción de harina de pescado. Facultad lng. Pesquera - UNICA, Pisco, O. J. A. Manrique y R. S. Cárdenas. Termodinámica. Editorial HARLA. México, 1990.

186 F. T. Morse M. Centrales Eléctricas. Cía Editorial Continental, S. A. de C: V., traducción de la 3 ª Ed., México, J. E. Shigley y CH. R. Mischke. Diseño en ingeniería mecánica. Editorial Me Graw Hill 4 ª Ed. en español, México, F. V. Tolentino. Esfuerzos en elementos de máquinas (Problemas resueltos). 2 ª edición, Lima. 14. G. J. Van Wylen y R. E. Sonntag. Fundamentos de termodinámica. Editorial LIMUSA, S.A. de C.V. 16 ª reimpresión a 1 ª Ed., México, CATALOGOS 1. FALK. Catálogo de acoplamientos. 2. The Falk Corporation. Fluid couplings Fiber Glass Colombia S.A. Aislamiento industrial Lana AW. Bogotá, Kadant Johnson lnc. Junta rotatoria Johnson. Kadant Johnson lnc Michigan, USA, Klinger. Válvulas de pistón. Catálogo Renold. Catálogo de cadena de rodillos. 7. SEW Eurodrive. Industrial gear units - M series. Catalog /EN/DE. Edition 03/ SKF Catálogo general (Catálogo 4000Sp), Torino, Italia, Spirax Sarco. Catálogo de productos. Spirax Sarco Colombia, Cali, Termodinámica. Perspectiva general juntas rotatorias Johnson. Santiago, WEG motors and drives. Catálogo de motores trifásicos cerrados-lec-60hz, Linea W21. Brasil

187 APENDICE

188 APÉNDICE A EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LA RESISTENCIA DE FLUENCIA Sy Y LA RESISTENCIA ÚLTIMA Sut DEL ACERO.l ,:. "t... "' T aapetalm e.. Fig. A-1. Gráfica de los resultados de 145 pruebas de 21 aceros al carbono y de aleación, que muestra el efecto de la temperatura de trabajo sobre la resistencia de fluencia Sy y la resistencia última Sut. La ordenada es el cociente de la resistencia a la temperatura de trabajo f la resistencia a la tempera!_ura ambiente. Las desviaciones estándar fueron S a S0.152 para Sy y s a s 0.11 O para Sut. Fuente: E. A. Brandes (ed.), Smithells Metals Referente Book, &8. Ed., Butterworth, Londres, 1983, págs a J. E. Shigley y CH. R. Mischke. Diselio en ingenierla mecánica. Editorial Me Graw HUI..- Ed. en español, México, TABLA A-1 Tabla del efecto de la temperatura de operación (gnifico anterior) sobre la resistencia a la tensión del acero (St = resistencia a la tensión a la temperatura de operación; SRT = resistencia a la tensión a la tensión a la tempera1ura del lugar de trabajo; S Ó' S 0.110). TEMPERA TURA, C Sr/SRT 1,000 1,010 1,020 1,025 1,020 1,000 0,975 0,927 0,922 0,840 0,766 0,670 0,546

189 APÉNDICE B TABLA B-1 Diagramas de factor de concentración de esfuerzo teórico Kt(*) K t , - t- - - ; _,_, i L--L..--!.-_; ---i..--'---_..._ : O O r/d Barra circular con entalle circunferencial sometida a flexión. ao = Mc/1, donde e = d/2 e 1 = trd'/64 (*) TABLA A-15 FIGURA A-1 9 de J. E. Shigley y CH. R. Mischke. Diseño en ingenieria mecánica. Editorial Me Graw Hill 4 ª Ed. en español, México, 1990.

190 A Unting Arrangements L Geor Coupling Mount Type HF20 (Exposed Bolt) Most Economical Drop-in/drop-out servicing (no necd to move connected cqu1pment) Available Sizcs Rcodily shipped from stock componcnts K Pogcs Poges Steelflex/Hollow Shaft Mount Type HF31 (Setscrew Retention) Type HF32 (Keeper Piole Retention) For limited shoft gops/steelflex grid coupling al driving end Hollow shoft bored lo the order Typc HF31 /available Sizes /secured to driven shoft with (2) setscrews/allow clcoroncc for setscrew wrench lype HF32/available Sizes & 2760/secured to dnven shaft with keeper piole & retention fastener/dril! & top driven shoft cnd for rctention fastener Excellcnt high power & high rpm Disc Coupling Mount Type HF25 Non-lubricated, low mainlenance, long life Drop-in/drop-out servicing (no nced to movc connectcd equ1pment) Availablc Sizcs Excellent performance (c'i>high power & high rpm Poge 26. -,,-: "'....., './ y,"'j'j -:...-- = :"') Page 27 Tschon/Hollow Shaft Mount Type HFl 32 For mínimum shaft gops/tschan elaslomer coupling at driving end Non-lubricated, low mointenance Hollow shoft bored to the order Available Sizes & /sccurcd to drivcn shoft with kecper platc & retention fastener/dril! & top driven shaft cnd for rctention fastener Excellenl high power & high rpm Poges Sheove/Hollow Shoft Mount Type HF41 For V-Belt connec1ions Mounted on motor shoft Sizes /QD sheave b 't'. purchoser/stondord hollow shoft collet wilh drow bolt by rolk Sizc 1420/speciol shcove by Folk/stondord hollow shoft collet with drow bolt by Folk Sizcs /speciol sheave by Folk/hollow shoft borcd to the order/secured to motor shoft with kee p er plote & retenlion fastener/dril! & top motor shoft end for retention fastener Follow monufacturer's recommendotions when tensioning V-Belts fhe folk Corporo t oon, 1 982, 2004

191 Basic Types Non Deloy Fill (HFN) ond lnoctive Deloy Fill (HFR) Soh, cushioned stort with o short deloy in the occelerotion of the load (Exomple: 5 seconds) Sotisloctory soft stort for mony common opplicotions Best choice for overlood protection (Poge 6) Good choice for increosed starting torque (Poge 6) Ali fluid remoins in the working circuit HFR (plugged deloy fill chomberl furn1shed when HFN not ovoiloble Deloy Fill (HFD) Softer, more cushioned stort with longer deloy in the occelerotion of the load (Exomple: 12 seconds) Excellent choice for belt conve ors, ond other opplicotions colling tor sophisticoted soh start lncorporotes deloy fill chomber At slort, thc working circuit has reduced fill. Fluid from the deloy chomber is mctered into the working circuit during occeleration. Provides overlood protection Extended Deloy Fill (HFDD) So/test, most cushioned slort of empty belt conveyors. Longcst dcloy in the occelerotion of the íood (Exomple: 20 seconds) Superior choice for high cnd bclt conveyors, low inertio o :, plicotions, ond storting of empty belts lncorporotes extended (enlorged) deloy fill chomber At stort, the working circuit has lcost fill. Fluid from thc extended deloy chomber is metercd into thc working circuit during occelcrotion. RUNNER IMPELLER RUNNER IMPELLER ORIVEN ENO Choosing the right bosic type: lnformotion obovc, olong with the Ouick Selection Tables, enoble you to choose the most oppropriate bosic type of fluid coupling. Where rcquircd, Folk con provide engineered fluid coupling selections bosed on the demond HP ond WR 7 of your mechonicol system. Fluid does the work At slort-up centrifugo! force ond impeller vone oction pump thc working fluid ogoinst the runner, building torquc ond specd to match the motor capobilities with the driven mochine requirements. ;(, Standard Feotures HP copocity No contocting surfoces to wcor out Efficicncies to 99% Bolted (not welded) construction for simple rebuilds High temperoture Viten seols for long lifc Interno! boffles for soft storts ond stolls 2 fusible overlood plugs 140 º C/200 º C for mox1mum protection Fill ongle findcr mokes setup eosy Exlernolly chongeoble metenng orífices ( 1420 & lorgcr) Stondord deloy chombers (370 & lorger) Extended deloy chombers (370 & lorger) e I hr f-clk Corporoioon, 1982, 2004 ( ) 9

192 Overload - stall Should the lood torque increose, the slip will increose, which couses the runner to drop in speed. The coil of fluid circuloting between the impeller ond runner will expond to provide odditionol torque. The extent to which this coi! con expond is limited by the flot baffle on the runner. Consequently fluid couplings provide inherent overlood protection. lf the increose in torque causes the fluid in the working circuit to expond to the point of contoding the baffle, the coupling will stoll ond slip will be 1 00%. This continuous hi g h slip generales heot ond the fluid temperoture will rise unless the overlood is removed. When the temperoture rises to the temperoture limit of the fusible plug, the core of the plug will melt, releosing fluid lrom the coupling ond effectivel y disconneding power to the output shoft. To preven! the dischorge of fluid, the use of o proximity cutout switch or thermol trip plug ond limit switch is recommended, see Poge 12. Coupling guords must be designed to permit the free flow of oír for cooling the fluid couplin g, ond to contoin fluid dischorge from fusible plug(s) in the event of o sustoined overlood. Consider Folk Oronge Pee! coupling guords, which ore ideolly suited for this purpose. Folk offers deloy fill (HFD) ond extended deloy fil! (HFDD). These solutions provide longer, softer storts, while providing higher efficiencies ot full operoting speeds. NORMAL RUNNING CONDITION FLUID FLOW ABOVE BAFFLES DRIVER 1775 RPM DRMN 1750 RPM Belt conveyors - superior sof1 start Delay fill (HFD) and extended delay fill (HFDD) The storting torque thot con be tronsmitted by o fluid coupling is o function of the omount o/ fluid in the working circuit ot stort. The deloy fill chomber with meterin g orífice option, bolted to the driving end of Sizes l 420HF thru 2870HF fluid couplings, permits o portien of the fluid to droin out of the working circuit, ond into the deloy chomber, when the coupling is ot rest. This reduction of fluid in the working circuit ot stortup provides on,deo! method to ossure superior soft stort for belt conveyors, ond,s effective for storting belts thot ore looded or unlooded. Upon storting, ond once the electric motor hos occeleroted the fluid coupling to opprecioble speed, the fluid in the deloy chomber is slowly metered into the working circuit by virtue of the (3) metering orífice plugs shown below, groduolly increosing the tronsmitted torque. The time required to completely empty the deloy chomber con ronge from 15 to 60 seconds. INCEPTION OF OVERLOAD/STALL FLUID FLOW DROPS CONTACTING BAFFL ES AND REDUCING TORQUE DRIVER 1775 RPM ORIVEN o RPM TYPE HFD DELAY Flll TYPE HFDD EXTENDED DELAY Flll TYPE HFDD EXTENDED DELAY FILL AT REST 'Í r. /- -, - L\ 'J i " )1,i.' -,""-4.._. 1' - )t '.-' DELAY Flll CHMIBER t,", \' ';,_... JI, lfi. ':::::_/ AT REST í _ é'trr 11 1_IÍ f-=.. fj: i j r - "'i;ji :?r EXTENDED DELAY Flll CH,_.,e, LJ"'! t., i = -,tll, - SIZES 1420 & larger TYPES HFD & HFDD METERING ORIFICES DETERMINE FLOW RATE FROM Fii l CHAMBER TO WORKING CIRCUIT EXTERNAl ACCESS PLUG (3) EQUAU Y SPACED 1 REPLACEABLE METERING ORIFICE (3) EQUALLY SPACED lhe cll Corpo,o,on, 1982, 2004 { ) 11

193 A L K ow to select =ol fluid coupling is o multiple use device: c,,de soft cushioned storts,o,ide increosed storting torque o,,de overlood protection cd JC:C curren! drow when storting re, de lood boloncing for multiple drives,::,;de ood dompening ::: f eve these ob ectives, use o standard NEMA B motor with :::ic"lt brcokclown torquc to stort the mochincry ond with :i ;,,C'C continuous roting lor thc normal continuous lood. The t en of the fluid coupling is to ollow the motor to come up to,d with mínimum lood. flu,d coupling is selec1cd on the bosis o/ the full lood running cpower os wcll os the torquc rcquircd to stort thc load. In e ooplicotions, such os bclt convcyors, it moy be desiroble to t'le moximum storting torque. 11 possible, select the couplin g_,e ::ios,s of the load rother thon the motor roting, especio\ly il -noto, is oversized. Couplings thot ore selected on the bosis -notor size will hove storting torquc ond moximum overlood - es in relotion to the motor roting. ection procedure ;cterrnine the running load horsepower (preferrcd) or the,otor horsepower. : hoose a Start Factor from the Table below. Stort Factor:..., e otio o/ a pertincnt storting torque to the running load :,rq.je (thc torque required to mointoin the load (specd) once Ov,pment hos been occeleroted to its design speed) =or Belt Conveyors (Select from Pages 16 & l 7). Stort actor,s the overage storting torque exerted by the fluid Oc,pling during load occelcrotion, expresscd os o percent o/ _, n-iing load torque. Pogc 17 (HFDD) olso stotcs initiol stort ::icor, which is thc nomino\ torque opplied ot the inception o/ 1ccelerotion, exprcssed os o percent of running load torque. he 10w initiol start factor (HFDD) ossures on extra soft empty elt stort on low inertio conveyors, yet is adequate to >ve r come the brcokoway torque of the conveyor. :;enero\ Duty (Other than Belt Conveyors), selcct from 'rjgcs 18 thru 21, Stort Foctor is equivalen! to the initial start :::, 0or mentioned in the porograph obove. For these General )uty oppl,catians, thc initial stort factor insurcs breokowoy of ne driven mach,ncry. rt Factor Table Appli<atloas Start Factar Sele<t From lt Conveyors 120'1bto 140% Pogcs Gen1R1I Dvty lls 140% Pogcs >ters 170% Pogcs llshers 2SO% P es1821.,..o,ed Face Conveyors Rote, lo folk R e, 10 Folk 4. Select o Mounting Arrongcment (geor coupling, disc coupling, etc.) from Pogc For coupling size, bosic type, ond mounting orrangement selected, see Availability Table, Poge 15. To ble indicotes whethcr the sclection is ovoiloble, ond if so, the ollowoble speed initiol bosic type ond mounting orrongement not avoiloble, or insufficient ollowoble speed, consider olternative bosic type/mounting orrongement. 7. Check bore copocity o/ the coupling selected, dimension tables, Poges 22 thru 31. Selection example: 1. Belt Conveyor: Fluid coupling connects o motor to the input shoft o/ o geor drive. Motor is NEMA B, roted l 00 HP ot l 775 rpm. Running load 98 HP. Motor shoft 2.875", geor drive input shoft ". 2. Stort Factor 1.20 to 1.40, select lrom Poges 16 & l 7 os oppropriote (selections for Belt Conveyors). 3. HFD selections for Belt Conveyors, Poge 16. For 98 HP running load, select 370HFD, 4.1% slip, li\l ongle 63 degrees. 4. Select 370HFD20 (Geor Coupling mount) lrom Page 8, economicol, and includes drop-in/drop-out servicing. 5. Avoilobility Table Poge l 5, 370HFD20 is ovoiloble, ollowoble speed is 1800 rpm, exceeds the requirement of 1775 rpm. 6. Alternative basic type/mounting orrongements ore listed on Poge Page 23, dimensions, mox bore is 2.875", which is adequate. ;,cfcr to thc Ouick Selection Tables (Poges 16 thru 21 ). - ;y Bclt Convcyors, selcct HFN or HFD from Pogc 16. For )(1'0 soft cmpty belt storts on low inertio bel! conveyors,.ons,der H [)O sclcct,ons on Poge or Genero I Duty (Other thon Belt Conveyors), selcct HFD or 'i =N/HFR from Pogcs 18 thru 21. '\, otc thc perccnt sl,p ond fil\ ongle.,;; lhe Fclk Corporo11on, t

194 Fluid Coupling ldentification 1420 HFD 20 SIZE ASIC TYPE ' HrN = Non Deloy nll HFD = Deloy hll HFDD = f:x,ended Dcloy hll HFR = lno<.11ve Delcy F,11 HFNR = Reve"e Mounted hfn (requircs on t crnol rnodmco11ons) HFDR = Reve"c Mounted HrD (reouores on emol moo1f1<:o>ons) HFRR = Revc"e Mounteo hfr (requorcs,n-ernol modmco11ons) MOUNTING ARRANGEMENTS With Folk G Geor Coupling: - 1 O 5hrouocd bol ocsign - 20: f:xposeo bo desrgn With Folk FD Disc Coupling: - 25: With Folk T SteelAex Coupling: - 31 : T hru bore w1 h serscrcw : Mox bore w,th SC'S<rcw - 32: Thru borc wrh kccpcr ploic : Mox bore wrth kcepcr ploic With Tschon Coupling: - 132: lh,u bo,c w, h kccpco piole : Moxoriul"' bore wo,h kcepeo ple,<' With Sheove: : Moror rnountco w1 1 h shcovc e ou pu - 42: Dnven shait rr-oun cc wrh shcovc- cr 1opv- (requ1res m ernol rnodi'lcottons) Availability Table (by Bosic Type & Mounting Arrangement) (An Allowoble Speed indicotes thot the fluid coupling Bosic Type ond Mounting Arrongement is ovoiloble for the given size) Gear Geor Geor Gear Gear Sreelfler Sreelfler Sreelfler S1eelfle1 Steelfler S1eelfle1 Disc Oisc Disc Disc Basic Type TS<han TS<han TS<han --. Sheowe S eowe HFN HFN HFD 1 HFDD HFR. HFN HFD HFR HFN HFD HFR -- HFN HFD HFDD HFR - HFD HFDD HFR - HFN HFD Mouwtl19 Anangemeet , 31 l 31, , , , , , t , S L ,_ , L C011pll19 Sbe & Allowablt Speed (rpm) rm ' ' t , f IS ' t- - - "( lh rolle Corporo11on, ( ) 15

195 A L K neral Duty (Other than Belt Conveyors) uick Selection Table 1775 rpminputspeed GENERAL DUTY START FACTOR t 140% 170% 200% 250% HFD- ;':_: : H_F -N-/H_F_R_*_+-,_-_ -_H=F=D======H=F=N=/=H=FR= = == =H=FD=== ==H=F:N=/ = == =H=F=D== = ==H=F:N:/=H:F=R =: Hl::. ; i-- ---i--,-r s! 1 l! l! 1 l! 1,.. O S 0 S O 0 O O S 0 S.0.S _o.5.0.s :, -- "' :::,... 1 "'... =... "'... ::,... ;: ::,......!i ::a... "', ::r :::, SS; -;;e : e;;; '$. : SS! e ;F. es -Je : SS! ;1. es! -;F. : ee; ;F..O.S o J O O l.s _o J s s.O _o ;_o ;_o,.o ; _o,.o 1 18s 1 67 sa 15s _1 ao 1 18s 1.8 \ I [ 5 S SS m s s o s º 8 I s O so O : 1 m g : 1 n u : m u m u fü 1 r m n s O l I U , o ' , SO S.O.s S S S.O S º ISO.O S 17S.O O S.O S S.O o S.O SO.O S.O S.O i.o SO.O S.O O , ,3 soo.o O sso.o , SO.O S & l ' aso.o ,0 J ? ' SO.O O SO.O, :"(: (;llff p rllnwr.hle "rrpd nr Cppli( , o o o '.;8 1+u ene l t',60l D sc!ec>ions in >he shaded oreo, sce Poge 15 for Avoilab,lrty lablc!by Bosoc Typc ond Mountmg Arrcngcmen ) Choose O mounnng orronoemen - rc..-. or -=or Gcricrcl Du y {O her thon Beh Conveyors} is the nominal torque cpplied 01 the mcep1ion of occelerotion, expressea es O percen of runnmc loco orcuc si '., 2'l'., 2/0/:l20i2870 ore HfN. S,zcs 370/1420/1480 are HfN or HfR depend,ng on moun>mg orrongement S11cs 1581/1660/l 760/2/60 c;c l FR ::, ) cr- h:co, S 1.SO S S S S IS.O 17.S S 2S.O 27.S S.O S.O so.o SS.O S. l(.11 <e) Thc fclk Corporc,on, 1982, 2001

196 HF20 Gear Coupling Mount (with Delay Fill Chamber) Flcx holf of Type G20 (exposed bolt) geor coupling ot input & output, with gap discs, for horizontal mounting. Type G geor coupling hubs furn,shcd intcrference fit, no setscrew, unless specified otherwise. The fluid coupling drops in or out whcn gcor coupling sleeves ore unboltcd ond rctrocted. Availabllity By Cou p lillg Sin, Type Type Descriptlo SO - IS HfD20 Deloy fill X X X X HfDD20 Eidcrdcd Deloy fiu X X X X HfR20 lro<11ve Delay Fil X X FILLER/FUSIBLE PLUG 392 º f (200"C) FLUID COUPUNG GASKET DRIVING END A flex HUB ELASTOMER GAP DISC ---t-- LUBRICATE THRU SLEEVE DRIVEN END INPUT AOAPTER OUTP\Jl AOAPTER SIZES & LARGER TYPES HFD & HFDD DRAIN/fUSIBLE PLUG 284'f (140 º C) "' "e' (3) EQUALLY SPACED SEi: PAGE 1 1 FOR DETAILS CPLG SIZE 370HF 1420Hf 1480Hf ' 1 ' l 1 1 BE, s aft Coupll1g Type Gear la pu l Cplg Weig t lb 1 No Bor., Dlmeulons - l chs Moxlmum Bore w1 2 (lb-in 2 J W/0 Fluid t lube Allow twi Per --r r -r CPLG speecl Max fill :: IHFDD r p m,. e D F H J I M G?O ',.,. H rl,b ' ºutput< -. HFD 54!uar. J; le<t HfD, DDJ Sile l F I SIZE HfDD HFD I Hfl HFDD, H 1 K K H I 156 h/a N/A m o 13 1, 910 N/A 3S8 478 N/A N/A 370HF O O , N/A I Hf O S ,550 1,980,,/A Hf SISO ,00013, S5I 3,844' IS84Hf l SISO ,400 6,210 9,22S , HF 1S84Hf 1660Hf Hu1c c..0 1pltngs ore offc,ed for hor11on ol mount,ng os shown Consuh olk for o her rnountmg orrongefl'cnts 01 ens1ons ore for rc'crence only, cno ore sub 1 ect o chonge wrhnu no º 1(f" unless ce,..1f1ed 1 lypc G coupl,ngs ore furrnshcd w,th en overoge INTtRFERtNCE FIT ol 0005' per inch ol shc/, d,ameter, w1thau1 setscrew, unless o herw,sc spec,f,eo Moxir,un bore ccpc., y,s REDUCtD whcn INltRftRtNCE fil w;,h o sctscrcw OVER thc lct-ywoy,s spec,!ied Refer to Folk publ,co ion 42/-10!> 'or ollowohk, boocs 570 b.. u,vd('n" l""oss r'o,,.,cn volues shown cpr,ly only o he 'tu1d couplmg w1 h cdcp ers (gec, couplmg hcfv("!- no md Jd<"d) <" cr o Pogc] 1 o, ;lu1ci 'NR ;, r uhplins or o her hr:r. r r.:w1f"' ur 111 ln,s,. hf'sc r, cx1r vn bores. o customer.:urnished rec ongulor lccy n,us, reploce he S1oncord squcre k ey ho wos suppl1eo w,.h,he shctf ChtCK KfV S írtsst:s r 1 hc h:lk ( orpo1011on, 1982, 2004 ( O) 23

197 Aislamiento Térmico para servicio en caliente La Lana AW de FiberGlass es un aislamien ténnico hecho con lana de fibras de vidrio inorgánicas y elástica, aglomeradas con resina termo-rete, presentaa en rollos. La Lana AW está diseñada para ser empleada en aplicaci como aislamie térmico de equipos y electrodticos que trabajan a temperaturas hasta de 5400C (1000 F) con el espesor recomend. Este aislamiento es ampliamente utilizado en sistemas de páneles, recubrimientos flexibles, hornos industriale o superfic irregulares. Excelente Funcionamiento Térmico La eficiencia ténnica de la Lana AW contribuye a reducir las pérdidas de calor y el consumo de combusti. Peso Liviano El bajo peso de la fibra de vidrio facilita la instalación y manipulación del aislamiento, induso ruando se trabaja con grandes cantidades. Elastici Su elasticiad garantiza llenar completamente todos los espacios con el aislamiento asegurándose alta eficiencia en el funcionamiento de los artefactos. Rápido y Fácil de Instalar Su presentación en rollos pennite cubrir grandes áreas rápidamente, eliminando el trabajo tedioso de colocar lámina por lámina. FIBERGLASS 1 rjeres en ahorro y convervación de energía COLOMBIA S.A.

198 Incombustible Resiste la vibración sin defonnar Inorgánico No genera ni acelera la corrosión sobre acero, hierro, cobre o aluminio. No absorbe ha.medad ambiental. r CIONES r S Conductividad Térmica: wl C.m2 Valor típico (0.27 BTU.in/hr.ºF.ft:z). Características de Quemado Superficial: ASTM E84 Propagación de llama 25. Temperatura de aplicación: Máx 5400C (1000 º F). Empaque: Bolsas de polietileno Unidad: Rollos NES: soo x 48" x 1 300" X 48" X 1 600" X 48" X m 1219mm 25.4mm 15.24m 1219mm 50.8nm \ -s E OMt Espesor Ts Tq 1000 F 850 º F 700 º F 550 º F 400 º F 250 º F (538 º C) 1 (454 º C) (371 º C) (288 º C) (288 º C) (121 º C) Ts Q l Ts " 1 Q ta 55 _3J_ Ts 3" Q Ts 4" Tff- Q ªª Ts Q Ts = --, 6" Q Cálwlos realizados para: Velocidad de viento Emisividad Exterior Temperatura ambiente TS = Temperatu Superficl en ºF a = Pérdidas de Calor en BTUlh.tt' 122 = o 0.2 = 86 º F (30 º C) _19 flberglass ( clll-t...,..,_i,áli01 l!oooll 1117W COLOMBIA SA. a cambio lin pnwlo a.i9o". E-fMI: ,.,.._, 1,--.._.., llogol 'zl1t-.,...,itiat:an "1..11 lnformac en -docunent - IUjeCa iiiiíiiiiiiiíiii iiiiiiii:,;, "P.. obtener lnfonnad detalada sobre las 16cnicaa de este producto, aoícite y conaulte la EDC (Eapec:ifi del Clienle).

199 Catálogo , vula de pistón KVN 111-KX-GT DN 1 O SO Hierro Fundido con bridas PN 16 Bridas según EN PN16 Distancia entre caras según EN Gr.1 (ant. DIN 3202 Fl) Con anillos de cierre en grafito laminado tipo KX-GT '.. : Nº Nombre 1 Cuerpo 2 Bonete 3 Volante 5 linterna 6 Tuerca unión vástago 7 PiStón 8 Husmo 9 Anillo superior 11 Guía de husillo <ll 12 Rjador(I) Material EN-GJL-250 EN-GJL-250 EN-GJL-200 Slnt ClO galv KX-GT 13 Tuerca bonete Tuerca volante Espárrago KVN Espárrago KVN Arandela elástica 18 DiSco 19 Arandela volante 21 Chapa identificativa SOCrV Acero muelle Aluminio 1 v GT Hierro Fclo PNl f. 81=,ni\! 10 c;o1 Dimensiones en mm Código DN / / / / / /01474 so L H Hub A Peso (kg.) , , , , , ,20 Precio cons. cons. cons. cons. cons. cons. cons. saidi : il Web Teléfono gral@saidi.es

200 12 Válvulas de lvula de pistón KVN 111-KX--GT D Hierro Fundido con bridas PN 16 Bridas según EN PN16 Distancia entre caras según EN Gr.1 (ant. DIN 3202 Fl) Con anillos de cierre en grafito laminado tipo KX-GT NO Nombre Material "'' 1 Cuerpo EN-GJL-250 '.() Bonete EN-GJL-250.,; t 3 Volante EN-GJL Pistón , 5 Linterna EN-GJL Husillo Eje Pistón J "6 11 Tuerca prensaestopas EN-JS Disco q 13 Cono pistón : l, 14 Anillo superior KX-GT,b., 16 Anillo sup. complement. Graphit l "" 17 Anillos prensaestopas KX-GT ; 18 Anillo superior de cierre EN-GJL Asiento trasero Guía huslllo Slnt Cll especial 21 Tuerca unión vástago Arandela St37 Galv. 23 Dlsco Tomillo Espárrago Anillo de seguridad K KVN 111 KX-GT Hierro Fdo. P\J 1 6 Qf 27 Tuerca bonete Dimensiones en mm 28 Tuerca njación casquillo 5 29 Tuerca bonete 5 Código DN L H Hub A Peso 30 Tuerca bonete 5 010/ , Ajaoor Ac.ero muelle 010/ ,S 32 Pasador / ,S 33 Arandela elástica SOCrV4 34 Arandela elástica SOCrV4 36 Arandela volante Acero muelle 010/ / Chapa ldentfflcatlva Aluminio 010/ ):.i.'i.l,,,: l. _, , , , ,5 -, Precio cons. cons. cons. cons. cons. cons. '-=/ saidi Member of the Group of lndependent (jklinger companies

201 B'ENOT-D Renold Chain Designer Guide European Chain Rating Chart EUROPEAN STANDARD CHAIN ORIVES Ratlng Chart uslng 19T Driver Sprocket DRIVER SPROCKET SPEEDS - (mln 1) 'ISO FOf selection of drives to the right..,_ t t t-t-..,_ --1 of this line, consult Renold Engineers to obtain information on t--+ l f--+-t-++++,r#- J"'IF=... lloit f-+h-t-- -t - optimum drive performa. e/ '"" / ,o 100 ea X,.r.r / :/' /'... / / /...,, '._ a: w o z o o w U) D \ UO Ul D ,.( J. X..-V V V ', /2 FOf driver sprocket speeds less #" V,...,..,A,,V >( lthan10rpm,multiplytransmitted E 1 7..:-:l::z :,, l:! EEE =,, ==== '...;,, E=±=E3 SSÉ==' power by,o and r e ad from,orpm 1,,i",c,,",_-,,,... column. n Where n driver sprocket speed.,,,-,j /,,, ,.... _."'..,. V V / "\...,._...,..._...,,; / ' / 0.75 D D Kilo.van = 1.34 hp. enoineerino excellence 107

202 e: o 'tl...: 2 3 M. p Horizontal T.SS Helical Gcar Unit (Parallel Shafts) Stirnradgetriebe Bevd Helical Gear Unit PV Vertical LSS Vertikal L5S s Solid Shaft 4 (Right-Anglc Shafts). Kegelstirnradgetriebe H 5 R Horizontal T.SS RV Vertical 1.SS Vertikal I.SS Hollow Shaft Hohlwelle F Foot Fufi T Torque J\rm Mounting Bracket Bcfcstigung für Drchmomcntenstüt%e

203 L CIEAR UNIT SELECTIO 1.1 Ratio üuculm rari(, i = n,i and choosc thc ncarcst nomiruil ratio i N shown 1n ratin,: tahlcs. The -,cact carios i are fr,und in tables (scction 2). Choosc rbc,'{":ir unir rype in conformiry with rhc ratio i N. n 1 = HSS rorarion spc:cd / í>fl'hz,ihl n, = LSS rotation s x.-cd / Orchzahl 1. WAIA. DES ZAHNRADGE'l'EBES 1.1 Übersetzung Di.: Chcrscrzung i = 11 1 / n, hcrcchncn und die am niichstcn licgcndc Nmnübcrsctzung i N crmincln. i\nluind von i N und den gcwünschten i\nfordnun.:cn dm Gcn:icbctyp wahlcn. (HSS = High spc:<.-.:1 shaft / /\nrriehswdlc) (I..SS = L,:,w spccd sluift / i\btricbswcue) 1.2 Running Power P,w P.., and Running Torque M 0 (2) Pi.: 1 PJ..1=- TJ M "" lnmi ( 3) n.. M,cx n1 no= 9550 X TJ 1.2 Betriebsleistung P u P O und Betriebsdrchmoment M ru single stagc doubk s1agc triple St2!,'C quaclruplc sta.:c yuinruplc sr.i;,oe TJ = TJ = 0.97 TJ = cinsrufigc Gcnicbc: zwcisruligl' Ge1m lx dreisrufi gc Getriebc TJ = 0.94,icrsrufiKc G( triclx: Tj = 0.93 funfsruíige Gctridx TJ = Efficicncy / Wirk un, -sgrad 1.3 Gcar Unit sclcction by meaos of F, Thc S( r.icc factor I'_ is detcrmincd br thc load charactcrist.ic of the dri,i and drivcn machinc. F, is givcn in table 1.2 S,:kc1 1h, sizc of thc Gear Cni1 from rhc ratin g table so tluit thc nominal f""'' r min g PN, mn rs thc rcquircmcnrs rdamrc to ratio i,. and input >p<:cd n 1 (1155): 1.3 Auswahl des Getriehcs anhand des Betriehsfaktors F 5 Mir dcm Bcrricbsfaktor 1-',,crdcn die von dct angerricbcncn und b,rtriebenen Maschine, cmrsachrcn Belasrun,,ssrúílc bcriicksichti,>t (1-', aus dcr Tabelle 1.2). Auswahl dcr Gctricbegriilk aus dcr Lcisrungstabcllc anhand dcr Ncnnübcrsctrung i", der Antricbswdlen-Dn:hzahl n 1 (f-lss) und der Nc.11nlcisrung P "1 : (4) p I X 1-', s p"' 1.4 Maximum Power P ""- and Maximum Torque M """"" 1.4 MaximaJleistung P,u.-. und Maximaldrehmomcn ts M """ (5) 2 X P!.t PK1m.. s--- (6) 2 x MN!K a,a,s--- P..,I lkwi M..,, INml l arror F, is )lí\ cn in tablcl.3. Thr C,-ar L'nit can he: morrx:marilr oveckmkd Single load JX""k shoukl n,,1 nccl'd I O s,:conds pcciod. 1.5 External Loads on Shafl Ends U1< ck 1hc conncctions of input (I ISSJ and ourput (LSS) shafts and th<: possihlc raclial and axial k,:ids un shaf1 ends. 1.6 Reversing Orive Po w cr ratings P NI and tor<fuc rarings l\.f,,,!,>n"cn in tables are calculatcd ti,r constanr load dircrrion. \ hm rntlltion dirccrion changcs with full k,ad once pcr minute, 7<1'/o of I'" nd MN! can lx utilizcd. 1.7 Thermal Rating TIK 1hcrmaJ rating P T is thc actual,owcr rati n g rhc gcar unir can iransmir continuousl} without cxa.-cding rhc calculatcd oíl rcmpcrarure -90 (. l'aktor F. aus Tahcllc I.J. Oas Ccrriche darf kurzeitig übcrlas1c1 w, rdcn. Oil cinzclnl n Bclasrungs. pirlcn clürfm <-Ínt Oaun von 10 kundm nich1 ülx rschrl'itm. 1.5 ÁuBcre Wcllenbclastungen Die Kupplungsortcn zwischcn /lntrid,smoschinc, Gc:rrichc: und /\rbcirsrnaschinc, sowic cvcnrucu die an den \'(tllcncndcn wirkcnden Radialund i\xialkciftc übcrprüfcn. 1.6 Rcversierbctricb Die in den Tahclkn angcgchencn Wcrtl' für Ncnnkisrung P NI und Ncnnclrchmomcn1 M.,., wurdcn für cinc konstam< nicht wcchscldcn Last bcrcchnct. Wmn die Drehrichrung bci vollcr l.ast cinmal pro Minure wcchsch kann 70% ron P N i und M.,., gcfahrm wcrdcn. 1.7 Thermischc Leistung Vnrcr dcr rhcnnischcn l..cisrung P T cines Getricbcs vcrstcht man die Lcisrun., die mit rlcm Getriebc übcrtra :cn wcrdcn kann, ohnc dafi die ()ltcmpcrarur den maximal rcchncrischcn \\ht 1 90"C überschrcitct. 1 - txtqr for alunkk". «r l3llw 1.1. r';::. l,it f11r tor'f,k' arm mr,umrd ),..'Of la1:11, aoo Í2 = 1,0 h,r fout fflf>tnte'.11 j.,or:ij' unit, r,.: 1,11,,,t.h prr...,,111. h1hna,n and (. = 1,0 -.uh batb and 'f'u'ul tubsxaoon.., í, = H,-,hc,,í:aluor,...,,, T:ahctk 1.1. í, = 1,m,,. dr-r Drri1momm1m,u- m<mont< <-:nn,hm 1n,d r, = 1,0 für l'n,,_...,,,,hen r, 1,10 mu l>rucl._ und r, - 1,0 mi, B.d '",d Tauch.-.chmoenn Dr1crminc rhc rhcrmal rating P T of rhc gt-ar unit in thc actual ambicnt ttmpc:rarure. lf P, > P T, check if cxternal prcssure lubriauion and e< lin,: uni1 can he u.sed. Oic thcrmischc Lcisrung P, des Gl tcielx.-s un ter lkrücksichti!, ou!lg der Cmgcbungstcmpcrnrur bcrcchn<."ll.!'alis P, > P,, ist zu un1ersuch n oh Oruckschmicrung oder Kühlungscinhci1 h,:num wndm soll 1.11

204 ahle / Tahelle 1.1. factor for altiruc.le f, /Hühcnfaktor f, Altitude (meters above sea)/ Hohenlage (Meter uber dem o M crcsspicg 1) f, f, lntcrmcdiate nluc: ha, e tu be intetpo lared. f, z",l,;schcnu t:rtcn müsscn inrcrpolicrt werden. e o e C'l.8 Lubrication Mcthod :hcck from thl rating rabie 1h<. lubrica rion mcrhocl of rhc sck-crcd g-..-ar mu..9 Noisc Lcvel,tim,11cd wund pm,surc k:vd L, (A) appli<.-s only in &cc-6dd coodiiuns a1 o!l<" (1) mncr disranc<' fmm 1hc g,:,,r unir surfacc. Cwiranrccd r (,\),alul- ah - '"en by SE\"t' ECRODRIVE,..,h<_-o rcqucsicd 1.8 Schmierungsart Anhirnd dcr Lcisrungsrabcllcnda rcn übcr,rüfcn Schmi crut1t,,smcthodc bcnuizr wcrdcn sollcn. 1.9 Schallpegel wclchc Dcr &'C5Cha12tc Mcsstlicbcnschalruckpcgd I., (A)!,.;Jr k:diglich auf frci<:m Schall fcld in cill(.-m (1) Meter Enrfcmung ""Ofl ckr C >bcrfl.'khc cks Grnicb,:s. Auf \'(1unsch wcrdcn rno SE\'(' Et;RODRJVE g,,rant«.'nc L,,(A) \'C'cm angq,,cbcn 8timated 90 Sound Pressure Level tt q+f-i Geschii ter Schallpegel l r (A) ldb(a)i so P i-:i lkwi Mechanical Power Ra ring /,\kchanische í.cistung.10 Final selection r.\ ' EL'RODRJVE is rcspunsiblc for sclcctiok!he ri ;h1 h unir. lbc yu is 1<:spon.<ihlc for _., vi"!< rhc corrcct k cases and rcchnical re- 1..Un. ml nrs.. <'<.: 1ahk 3 (scr,;cc factor.;) on P"h"' 1.14 thc scrvicc fxtors are valid "' dl'ctncal motors as a driving machinc. 11.2, ti,r n,mhustion c.-ngínc.-s with fi111r or more cylin,krs (mn..knuc ) clic, anation) 11,5 ior comhusrion cngin with onc 10 thrcc cylindcrs (consickr2bk yclic, ariation) 1.10 Endgült.igc Gctr icbcwahj SEW EL:RODRIVE is1 für die \Vahl des richtigm Gcirichcs, cramwurrlich und <k r Kundc fue die richtigcn A,ahc:n dcr Bclaslungc. n und tl chnischl n Anfordcrun.,,c; n. Bctricb,faktor.; 5 Sichc Tabelle J (&mcbsfaktorcn) auf Sciic diese sind gültig fur Elckrromotorcn :lb Anrriebsm35Chinc. l'ür Vcrbrcnnungsmocorcn als Antricbsmaschinc sind folgcnde Korrektuf'""Crtc zu verwcndcn: +0,25 für VL-rhrmnungsmo,ofl'fl mir r odcr mchr 7.ylindcrn (mockraic L:n g k.-ichfürmigkei1) +0,5 fúr Vcrbrcnnungsmo1orcn mil cincm bis drci Zylindcrn (starkc. L:nglcichfürmi&,kcit) hc.,..., su, icl faciors are h,ivcn as 2.,,cncral.,"1idc only. l'or c.--xcq>rional worlc.in g cooclition.s, such as c:<lr<'lnc shock loads, frcqucn1 s12r1s on full load, fl'\"crsing rin, rnpid accdcrat1on or d<-celcrarion, functioo ncar to cr irical spccd, bralcing, hi.:h c-xrcnul loads on shafr cnds and cxcc,rional ambicnr conditions, :fncnn ro SE\'(' r,l:rc >DR1VE is rccommc:ndcd s 1s1 Sll'lS zu hnück.<ichti ;cn, dafi es sich lx-i den Bctrichsfaktofl'O lccliglich um Richtu,cm handch. Bci ung<-u,ihnlichl n lk1rid,svc:rhiiltniss..-n cmpfichlt es ch stl't<, lkn l all SE\'<' El'ROl)RIVE ru unrcrhrcircn. J\Js ungcwrihn clx lktric -c:rh:ilmissc gclrcn z.li. hochgradi : srobanigc Belasrungcn, hohc nlaurhautigkl lf unrn ""llcr Lasr, R< versicrbctrich, Brcmsrn, Kurzschlufi im Gc ncraror, grolk aulkrc Wl ll,'llb< lastungcn und aulkrgcw,ihnlichl mv. d1l 1nlin.,'l1ngl'O. ablc / Tahcllc t.j. Maximum load occurrancy factor FF /f liiufi&rf«:it dcr MaximaU ast.;f Maximurn load occurrancy / hour Maximallast Hiufigkcit / h >

205 . ExaalplH o/1 elactlon / Getrlebewalll Belaplele rivcn Machinc / Arbcit11ma11chinc Rmation Spc,xl / Drdizahl n, P >.: ur /,...Jc:r i.\1,._: Load Pcaks / BclaslUll!,>'Sl>l>ir-.ren (P..,,,_, or M..,,,_ ) Duration of Sen icc: / lk-tric:bi,dauc:r Starting i-:r<:gu<=ncy / Anlaufbaufib>k.cit Driving Machinc / Antricbsmaschine :\:,,minal Púwcr Raring / me. speed '.\:cnnlci rung / Drchzah.l Gcar unit typc / Gctricbetyp Shaft Po,ition / \Xdknl ag c Conncctions / Kupplungcn :'\lotor - C.ear L:nit / Motor - Gc:triebe G, ar uni1-drivm madúoc /Gctciclx--1\rbcitsma.schinc Examplc / Beispid 1 Cru11hcr / Brcchcr 130 rnin' 350kW 6SOkW 8 h/d, 2400 h/a 1 sean pcr hour / Anlauf/h Squirn:l Ca, Motor / As ync hrorunotor 355 kw / 1482 rnin' n.loc mouon:d / hill,'\!tticbc: Horizontal, paralld / Wugerechc, paralld Elasric Coupling / Elastischt: Kupplung Gnr Coupli.ng / Zahnk upp lung Examplc / Bei -pid 2 Bclt Convcyor / Gurtbandfordcrcr 18min Nm Nm 24 h/d, 800 h/a sddom / Sdtcn Squim:I C ag c Mo tor / Asynchronmoror 132 kw / 1480 rnin 1 Hollow Shaft / Aufstcckgt:aicbc: Horizontal, right anbrlc / Waa, rccht. Winkd, 't'.tricbc: Fluid coupling /l lyjrojynarnischc Kupplung f lollow Shaft, Shrink Disc / f foh.lwcllc, Schrurnpfschcibc Ambicnt conditions / Umgcbungsv crhaltnissc Tc::mpcrarurc: / Tc::rnpc:n,tur ( )thcr cond.itions / Sonsti,,c Vcrhaltrússc Selection of gear unit / Getriebewahl n,/ n. = i '.\:carc::sr nominal rario i,. / '.\:ach,che,'t'.nde Ncnnübc:rser-.rung i... Cc::ar L' ni t rype ( d&k!fl0) / Gt:tribc:typ (Wtrlcung,rad ) Rc< uired / Gdordcrtcr 1 \ (table 3 / Tabc:llc: 3) MK2 x () X 11 5dclTc<l,>t.-ar unir / Gcwihlrcs Gcrricbc P,, X..., < p ' " t30 º C Vcry dusty / Schr staubig 1482 / 130 = 11..4:1 11.2:1 M2PSF (Tl = 0.97) kw M2PSf kw x < 85tkW +30 C Moist / h. \lchtc Cm!;\=bung 1480 /IS.O= 82.2:1 80:1 DRHT (Tl ::: 0.955) kW,\.URHTS O kw x I.S < 195 k\v Sclection Check and Application Requircmcnts / Prüfungcn und Anfordcrungcn Crtear l"nit cxact ratio / d.ic gcnauc: Cbcnctzung I" Chc::cking of P,..-, and M,._ '.?mo, P,._, und.\1,._._, prüfcn Tht:rmal raring / Therrnischc l..c:isrung P T Cooling di:, iccs / Kühlcinrichrungcn l.ubricarion mcthoj / Schmicrung Rc::yuiremcnts of \"CT}" Justy or rnoist conc.litions :\nforderung... n auf..,nmd n,n starkcr S1auhhilJung,,._kr h:uchcigl«:ir Rcqwrc::rncnts of cold ambic:nt tt:mpcraturt: culj,rart c::tc.) /.-\níorderun,,cn aufi,.-rund, on kalter L" mgcb llllb "'tcmpt:ratur (Kaltstarr) : 1 M2PSF60 ll'lct:t che rcquirt:rncnts M2PSF60 t:nt>-pricht den Anfordcrungcn 202kW (by arnbicnt tc. mpcraturc / bci C fll!,"cd U!l!, 'Stcmpcnrur + 30 º Q Warer cooli ng coil or external cooli ng sprrm v. iih prc;.:;ure lubrbtinn i.:; r..eejcj / Kuhlv.-a. SttOChlang,, ojer cxrcrncs Kühl "Y"'""' mit l)n..-k,... hmi<-n,ng rrfor<l, rlich l..abyrindt sea! as stan<lanl on LSS an<l HSS l..ab}tinth-dichrung a.ls Standard arlx:ir,,rna,,dúncnscitig uncl motors<:itig t.: St: of,-ynthctic PAO oil, Sct: 1 n,,rruction B / Vcn.-.:ndung " on, 1 nthct:ischc::n PAO-ÓI, Sit:hc lnstruktion B : 1,\t,Rf ITSO mccts rhc rcquircmcnts,\t"\rf ITSO emsprich1 <len Anfnru.:runien. 202kW Cooling not rcquired / Kühlung nicht crfordcrlich Splash lubric-.ition /Tauclrschrnicrung.13

206 Table 3. Fidd of applicacion Orivt-omacbine Serna: Faaor opcnú ng pcnocl / day <3 > 3-10 > 10 Fidd of :application Drift'D macbine 1 rnpdlcr a.rotor - 1,80 2,00 D ryn, md cookn 1 hick ncn 1,15 1,25 1,50 Mifu and Oruau Kiln., Wasc.cW:ittc:r V:aruum fi.hc'r , (roary typc) S.llmill,, Trc2(mcnt C:,)lla:ton. 1, ,50 Co.Jmills Sat"'W pum - 1,30 1,50 Bru.\h :ar ron ,00 l.rnrrifu g:, I pumps Rrcipmca<iong (singlc<ylinder) Buckn: dl"'varors ,50 Pump, Rt"Ciproc::lltkmg (mul1i-cylimk.-r) } loisu - oct r - 1,50 1,80 Spiral pump.< 1.25 Ikl,amvt"yor.. IOOkW 1.15 Beh a1nvcyon. S IOOkW 1,15 1,30 1,40 R,,,,wy (l(t' I 'YI"' "'""d Conv.-ynn Aprun fml n - 1, Agiatnr hu liquiili 1,50 Scrt"W tt'cder.. 1,15 1,25 1,50 Agiuror for li q uid.< (v:11iabk Jen,i,y) 511.dkcr.., rn1.m,ution1it 1.55 l,75 2,00 Agitators and mixcrs utor for kb (n1m tmifu1m 1t1.J.tcrUI).E.'<"a.lau1or: ,50 Agim<>r frn,,,jjd, (unifurm mairrial) Pa.'-.\("nger lifb... C,onc c mii:a3i Servia: Facmr opcnu ng pcñod, day <3 > 3-10 > 10-1,50 1, ,00-1,50 1, ,45 1,,5 1,50 1,80 1,20 1,40 1,50-1,25 l ,25 1,00 1,25 1,50 1,20 1,50 1.(,5 l.40 1,/,0 1,70.. J..15 1,4() - 1, e o p Fans Ene Rubf>cr and pla.s1ic indusuy } le-ji cxdtan 1,50 D ry ing towcn - - 2,00 1, lumbe. inclu.suy Lumhn indl.dt.ry Wet cooling cowt..'t) 2,00 2,00 2,00 Cnuhcr> Rlowrn. (;o:i..al :and r.acfo1i) 1, ,50 Scrn-n... :mcl d.altc"fs Mini ng industry SkwingclrÍV<> r,el l uc::ncy convertets - l,80 2,00 Üt<tll!<t.> W.uer wh«ls (low sp,.-..-d) W:n("r rnrhin("i, -... í>dl,uic.in Omm :rn<l R:u\"" Wind rurhino.. Rofl\ {pick up, wirt" <lrivc, wirr uañ:m} D ryn cylindcrs (anti-fricúon hc:uinks) buu<lcn (ob.,<io) - 1,40 1,60 C,kndcn (,n,i-friaion hcari n ; s) txuuder,, (ruhh.-t) ,80 Fihen ( p ro.,u1t,md vxuum) Ruhf>cr mill, O on linr) 1,55 1,75 2,00 Pulp- and P"f>CI" hc:um ;an<l chippt'r. Ruhl>t"r mill!!o (3 on linr-) iodu uy Jnrd:rns W:1rming milb 1.35 PrT:Un (hark, fdt, sizc, ruc1ion) Cdmdm - 1,65 1,65 Rttb C.rin<ler 1,55 2,00 Pul pc- r!. Mixingmill,,. W»hcn Sht"t1c-r) RC'fmcn ,75 1, , ,00 Yankcc-cylind, (dryt-r,) 1,75 Tuf>cn.. M.uc:-rL.,J roprw:1ys 2.00 Ac:-ria.l 1rarnway Rccipn>Cltin K ,90 Cablcw.,y. Surfucc lifu Compr<'.ssor.s Cen I rifufpj com prrssor.. 1, Continous.:K"J'i.21 u.:1mw::ay:,,: ',CTC'W IYJX Cr.mcs and hoi.'it.s Crall<") an<l huisl runiculu r.i.ilway 1,55 1,75 2,00 1, , , ,RO 2, ,80 2,00-1,RO 2,00-1,RO ,00 1,55 1,75 2, , ,40 1,50... Food indumy Cru,h cn and rnill, ,75 lket )liccr Drying Drum, - 1,25 1,50 -- Wiru.le.. 1, Sliut"o. 1,55 1,75 2,00 Tahlt6 OHl\T)'OfS, individu:11 drivcs. Metal mili_. T:1hlr c-.onveyors, gmup <lriv.. Tahlc oonvcynn., asi.ng Wtre dr.awin g m:1chino Hant"ninK Mac.hi ) 1,35 1,50 l.75 ntc: 4 ple"a",(' c-,mrac1 Sl.:.\\.L:.l1R<)URJ\'E - pl <,.,,r,cr Sic\\ El RODRJ\'I.:., <imdlsioni ng accordi ng ro 1-1!<\11001 T C' Ya\u,. -..,rtvl"n m Tab\c. "\ au ba"<'li no. ex.flditt1:e.e 11\d ue,-:wd fnt 2.p(llic:u:k,n., in ).. neul 1n thr ca,i,c C)f a,p«i.'tl appha.tinn nt \"\-hert' the 1,,,.d,:l j!,.. 10, dt" t. 11 1, rn:ommmc.ktt that r lnac.j.,. hr nln.,.ltrnl. l i,r JJlllbcarion ioch.10:d in Tahk \ plni"i'" Tt"Ít"T TO SE\\! l.'.l trodri \'E. 1.14

207 Sol.id & HoUow LSS VoDwelle & Hohlwelle 1.SS 1 Si. zc Gro& M2P. 113P. n, min' a Nominell Mechanical Power Ratings P 111 in kw :. í.f '3. ::,;_ l!lllíl fc')(, 50 )',(X) <i7s 1, '>49 60!ROO 14R5 J.3-M (',/)() nm l 1R.1 111k k91 IRJ9' 70 1'>00 1<,19 14< l!wl 7k9 R211 \{,59 1_,n u 1249" Jt) f t)!roo.l.lm J(Y)I) 1219" 1099"!ROO 2.1'l!I 207Y,- 2<m 1R2'> 1200 t7jk 15.lO 1)74'.'IYW 90 J',()O '>45' 21j1!IUI 2115.!"??4()'- 15(,1 272<,..!} /"... 7',4 <M 5(,R !121 1, " 11: AA2 16\ l85<, ' 1R91' Nominal Ratio Ncnnübcrsct=ng Mec:ballisclle Nennleistungen P 111 in kw (. '_.,....1' S90 ', JS"i+ 14-tt 2RR.H4t J:\l\+ 30H (,7 --:... ; > -: : ;c.., -::!.- IU- -:: : - JÜ ;" 700 <, {,4t R70 7W 1:\l\ o \' " 2590" 22M" 1950'" 1717 (, AA 42:H 11).12 91R 7(,R M',1 1211'> 11.11" 9<,7 R52 l'>r<, 1l os1 RSI (,9 ".MI 117!1" 10.17" f<!l7 7R1 14(,9" 129" 110<, <JH AA?- 1S9'> l.lj9.\/11 102t 1090" 9({ nw 11R.l " M2P: \\ h, 11 ha1h kimoui, 1 (+) 1,,r.nl, lip -.ni ",n 111n:J / \Vc,111 B ruamg rnrh,indt"ti,.".h<lichna llllf R2di.h.>"lknd,chtm <tfntd<rlo<h ru.. llli.\'>r.l2r , S11 2Z m 22H 20.l+ 1(,2+ 11n ViSt!Mil '; l90 _,({I (,O JS{)() 45.l 421+.W> lr7+ _,(,0-+ 2RI' UH.lOl fo)(i 7() 721 (,44 '\111\ "' 70 (, 'iffi m ',<,2+ 'i t 4llt.17.lt lRl+.l'>l (, 80 1 "' 7(..4 (,(T, <,.'4+ 'i7 t S72+,21+ 47l+ ',971 'i.lh ()..H Jl4r; , ( ',1" 1121 lo !\74 ;9fl kl.l (.,/,\-t 100/l 1144 M4P sm.114 2'>4+ 21:l 479+ lf</10 9R2 RS7 47R <, f,26+ J(,v, 12/lú 959 AA2 76',-t K17 74(, 41\!\i 2l9+ U7t 255+ (,AA+ <,22-t W>+.. JO() 112 IMO/l Rí9+ RO.O+ 70.Rt t,\.2+ ({l (',Oll 7.l.9+ /,11.l m (,1.7. '>'>.9-t 4k l 1,1.,, 4ld,t- 40.R+.><, ll' ',0/l '! M.R UH <,<..<,+ ({1.1+ 1r1m (,9 41- r.2.7t 57.St lfil I 19St 1(,2+ 1.\71 70 l()"i l'>-4-t lr Rl '> t 7(,.',+ r.7.91 lf</'(i 21', (,/)+ 80 lrh llrl '>2+ 11!\-+ 11(, 1/ r. 1 9<..91 IWJO 26S+ 90 )<;(XI 2',',+ 22'1+ l!i<,+ i:?m 21!\+ 2/l(H '>.H lift+ tt,'l+ 1r,,, lfil '>1111 lk.k+ <.R. H lfill+ f l us - _:, * (1+ 1'-'Xl 1R9 1(,4t 11,2 t Rt S t IIY1 192> ll t 21!\I 21r.1 20', \+, Pres<nre lubricatinn is ret uire<l / Druckschmierung c:rfnrjerlich 35.5-: 21(,+ IRI H Rt 22',+ l!l91 4R'i 41.lt _>l()t 291+ ({ l+ 42l+,(,0-+ R '> t 42.4-t.14.R+ 29.ll+ 7(,_{,t- M, S.2+ 4(> U f, <,+ 12f,+ 10.l+ M t '>4+ 1(,() lO ', R.!\I AA , z1, lr.l-+ lm Vl4+ lsr+.v,9t- Yk'1+ _\/), t 2\l (,11; 42S+ :w,+ WI+.12<,+ 29H (,99 (,l/) <,S.l 'i/ t V.1+ 2'i (, lr 1.l.l7+ '>2R+ 47',+ 200 l2s 4'> ls.llt.ll + 2{,_l+ 70.R R.0+ 2l.4+ (,4-l ',<;.S+ '>O.o t 9<,R+ 87./1+ R0.7t ns, M.7+ 'ir.l 1 S3.9+ 4!1.5 l:l] ,t 99',t 79.t, r.r,_1' IRI+ l<,.l+ IY, Hlll 92ḷ+ 1'> <,+.lRI.110+ \.loi 1/llt 12, ls.19" l.l so.y,2+ 9R7 R<,9 ;.p lS 797+ l!lll 1'>99 12')1 Hl!W <, <, MVd!Vl.lt 21R 19<.-I 165+ HR '>+ 1M+ 1<,H 405+.><,'i+ W.-1 l<lll+ lit() S 44'> 4161.l7H.'\. '\7+ 2.1'+ 2!\.1+ 1: lḷ+ 2R\+ lo.l+ 2SH 250 1i<,.R+.ll.lt.l (,+ 24.(, H IR.S+ ';90+ '>2'> l.R l.l l+.15.I t l,\.. H l+ 41,. t 4.l/,+.ll\.7. 9',.?I k<) ',t 79 9t- (Ll.9.. ',971 "1, llll+ 9ROI 114.'> Rl Rt!OH 71.1, i04+, <,,.le 177 t , 2'> ,+ 29.1, 24<, <,R ll(, l.. l l<,.ll l k M.H l.7+.V,.4+ fl/l.?+ <,9 ',. S f, 'M 2+ 7(,5.f <,l.r+ +) lhrh h1bric.a1ion is po,.,obk / lhdschmiernng moglich (, (,4' 1')()1 11 lr 1001 MS 710+ ((,RI " 9(,11+ ll 37k 31k (1+ 61S SI<, " (, ' <.1 fl/ll S.K1 <,1.41,1-1 4ú.4 t- 1.lOI 122-t 110+ RR.91 Rl 11 JI',; 9R.71 20R+ 11:-, + (,7.7+ '>4.k+ 7", 1 i (,1+ 112' 1.lO+ 11q, )JO+ 2<,I t Pk-+ l'i(ll l',/1+ IAA1 1'>2+ 12!\+ 2R4-t lll! ',+ lt.'\-+ 24.l R ll ll.S+ 2ti.4+ 2<,. R lr.91 ',7.9, ll.\ ,,1 (,+ í,:?.k+ 'i4.1+ 4Q_\ V, \MI h 7J..l+,.,. l0.f1+ 7R.7+ t,',(, (,k. '", f 2.'",+ " P=-cr ratings: 'l'hc rari ngs uc nominal. scr,'íee factm F, = Sclc:cn<,n nf J,?t":U 1,nit: C"' p:tgt": Lubrication: :-plash lubrication i, LL'<'.U. Wllcs.< othcrv.1"e indicatc<l. Lcillrungen: Die Lci,uung,o,.utc sin<l Ncnnlcistungcn. lktrieb,cfaktor F = Wahl oo ühnr2<\lctrid,,:,: siehe ' Prc«nrr l11hricarinn i, highlr rccnmmcndcd v:hcn thc mcduninl Schmierung: T nchschmicrung stand2ttl wcnn nichr bcson<lers g,:kennzeichnt:t. P''" r ra1in :; P < is hi :;hcr rhan 'icml kw. CooJjng:.\,l<lirinnal rnoling i, requir«i, u hcn rhc mcdunx-al poun 1 >rucbchmin-ung uml l,cmm,gt, u enn die mechani,che Leisrung P. ::roíl,;r al, :iulkwi,t. '" nli P "' i, her 1han 1hc thermal raúng PT. \f,mjl/úrtllf?r,-.s,n,s Jh, rif.hl ID altm,jio,,_ 2.1 Kühlung: Zm,mJc:iihlung.._;,. benoti,, """",Jie mech,ni,cche Lcistun z p gm&:r al uic th«mi.<chc (;ren,lei.<tung pt 1. /vdjj úttf.,,f,,dm,'!!:"',-.rt,,ht,/1..,. Ki

208 Solid & Hollow LSS Vo1Jwelle & Hohlwelle LSS 1 G so (,.11'('",I 60 r,.1,.n 70 (,.1'>21 80 (, 29(,R 90 l\..21t k.. if.ll 102..\ l IOl..12 'JH(,()(, ' 1.J (,.99'>4 7.()9(,11 f, (, 24 TI(, 21.(,(,4 24.:li\4 219RO 2'> ?'> ') ll <, t]j !? \ Exact Ratios - Exalde Übenetzungen i.. Nominal Ratio i" Ni:nnübt:rsct"LUflg i, tg " -.1.l %94 ll.ft t t. lh l.l91r 7.!I0.10! !l D.91!1 7.90:\S llaaii 9.IIH '>? R IM7 10.Zill R207 R.%54 l0.27r ll ,.2RO 21.. :-Jt :Ji.». Tl.'>7(, (..4 «l Rll 49.ll<IO '>S "\R 211.1(,4.11.2'>1 JS (,2(, 44.24(, 49.Rl\2 'r, \ '>4.l '>'>.9'>9 2A.4(,2.11.(,/',7.if,07S \ 50.7AI '>/\.(& Zi.70R S.Stt.19.4(,<, m 5<,.SOO 40.0?3 1.\7.(,11 1'> lS 19'>.f,I St.1',I 140,if, (, _ U r.S 172..ll\ 194.At U?.76 15ft.70 17ft.( <, Zi ISR l?f, Zi ' -. 1'>.1150 lí.1,17 lí.9'>2 l(d22 IMW, P.H Y, IR.OSI\,a :. -'1Í :., 1\ \11.R?f, (,2.053 r.r.9s9 1\ M f, ;. )ts 279.H r,9_19.ll.1.', '>7 211.l.llO.ll(,(,4 2!Vl B 70(,11', 7R.4'>f, R/ Rf,.Y,2 79 i'(,2 A7.. 1S7 Rl.<,11 R? f,9ll H9.S07 355,:., S.l.2i 400.M.\4/U? l'>l /\. I?.157.SO.190.IR l?.1.r.? 1 Gro P vi,<, ro ',(,, 70 r.<j."'> 80 R'), '1 P.. 20 so \k.2 ro 70, l'>i "'<J/1 Nominal Output Torque M 111 in knm *) Nenamoment M... in knm *) Nominal Ratio i,.. Ni:nnüberser.rung i,... :..."f-t,: ;:t,;':' \ -I- iu 1l.5 u.. 3(,,9 :. ;'ií'f-"f-: J.l\'>.\7, 9 :111,5 :is,, VI,'> 39,2.l\(, 'il\(, ws '> 9.f\ m.2 {l)<; ( ",(d{ 'º ' 7.l,1 77,9 I I O,(, 112.'> 11.1, \ 111.'I l??t,.? ()(, )7 lllx l.l (, 14.l 144 1'>4 22.S 25,.. su J& so 5' 6.l lll,4 :lft,<,. 19,2.W,4 '\9,7 19,9 40,2 40,4-10,, 41 '7 17;, '>99 m 2 (.01\ f, (,2,l (,2.7 (,.l t ft.1 (, (,\ 9 '>11 (, '>93 X<,,1 1\ 7,, AA, ,l /t 9.1,2 9.1,1\ 9.l,9 94 HI,,- R7/ '> I'>'> l'>i\ 1'> '>9 J(.0 1(,1 1(,2 14(, H \l :111,9 7\1\ (,1 t. _ '6 a,. "m..,,. lsi>.,.,._, :lllo 315., so Vi,', ar,. 4\(, 4'>,(, 4f,,l 4(,,2 1<,,2 4(,,2 1<,.2 1\'> (.\') (19 { l l 7J 2 7.\2 7_\_l 7.l l 7.\ oo f,a l,O 1/V,,O 9-t,I 94,2 94.l IJ.i.l 94,4 94,5 94,,! 'XU \l IV, '> t.l'> 1V, 112 n2 12H 90 n, t!io IIIO 177 ll<o tl<o 1,, \a...;.1mnm tur nc hl t-:.,mu 1 2 x 1 t\l l / 1\'laxtmalJrchmc,mcnt,t te! nu,. t!'il 2 x 1'I N".!,tt,,5, ( akulatcd "i,h n 1 - HMMI 1 / min / lkn.-chnct mi, n1 =1<NNI 1/min ',(, 4 1\ "\\A."1. F ' "' O 7. ], N 20 5() 191\41 60 l?'>f, r, (,- 90 l?.(,5- Thermal Ratings P "' in kw *) Wirmegr&nzleistungen P "' in kw *) Siu Fan pes Grólle Nominal Ratio i Lüíter St " / Ambicnt Tcmperatutc Ncnnübt.-r,ctzung i,.. /Cmgcbungstcm x.-ratur IM2Pi,,30 C" C", SO C" 1 20 C" 30C 40C". SOC" 20C" 30 C.,40 C" I' = 12 5 i. = MIP- i,. "'20.:: S6 20C" -=6 SO C" 20 C" i,. 30 C".L.90 40C 20(, 1(, (, 21H ll A 1.l l 1.19 l ll ', S '9 lf,.l 21S lll (.0 l7r l.1R \ u, (,1\ 17(, ll v,o 2(,9 IAA 445.if,S , p<; 125 2!0 2'> (,9.w; 2M W, Rt r11.l'i? '> AA 210 IR? '> 41R '> '>f, A l(d V, t,r2 5(,0 4.lll l.12 4(,R lrf, RI 199.\IR V,2 2111\ l 1111 w, ">4 2S '>2!02!f, ""' (,11 '>6 lri 2(,7 r.,1 '>P \7 414 Wl 2(1' l", >U/ (,r.l '> R.10 (,1\ l'>4 2(;) 5'>9 4(,4 lr.? 42(, \\(, '>0 11\1 271 IAI lo.i 24 1 IR.l im lt)l 1 IX ',k (,OI\ 47.l.l1R llR 22X l 42'>.l.l 2 9S2 -Al f, 'Ti<, ROS /\"IS 4(,4 (,S S 112 f, l 472 2)( A (, Jf,2 10R 1(,(, 1.l.l 101, e.alnjarcd o.irh n 1 l'ilni 1 / nun / lkn:chnet mit n 1 =151NI 1/min 455 IMP" i,. = SOC" 20C" 30C" 40C" SOC" f,i 92 7,'\ '>4.'>4 1()(, t,ll - TT l f,h '> IAI l 121 H9.Y, 17(1 2V, x ,1 {,(, 20\!i4-141 ll \ 11\ \ 129 \ fjn11/jrt,,r,r r,rm,r th, rij!,ht tn oltm,ti,,11. Dimcn ion / Abmc!-1lfl.gr.n M2P...l.1- t.lip.. J.:l- M4P KtdJt o".f /1,.,kn, r,, rnrl,,haltm. 2.2

209 Solid & Hollow L.5S VoJJwdle & Hohlwelle LSS,. 1 Allowed Rotatioa Speed - ill r/rma *) Zalassige Drebzalllea n s- in r/min *) s;., (',nillc Nominal Ratio Nennüber. er:zung IIZP- o '.._....,: _; -.' 1 '.,, -., _'.::;<,; 9,.. JU 12.S M ;'" \ -:;. 1' <, r.r.o 2AA lOOO.lOOO 60 IRIO '\02 70 ISM ISM : ( ).1(, (,() S(L 2ii9 2!IOO 2l\O() lOOO JO()(l T,90.'1000.'llOO,lOOO l : % R ,1000 looo.looo.1000, :150 2:150 2: :150 2: :m 3lS _',(1()(1,',(1()(1 2TiR ,1',/) so.'\ :1000 :looo 60.'\ _',(1()(1 :looo ,1000.lOOO.lOOO.\ li 254(. 254<, 2546 ') \l:írh pla.<h lubriation / Mir Tauchsc:hmicrung :looo.looo W lOOO ,1000.lOOO 2546 )O()() 3000.lOOO.1000 :looo JOOO :mo \000.looo.looo.1000.looo W, 2.54(, 254(, ,1000.\000,1000.lff(I.1000.\0 0 0.lOOO (, llclical and Bevc:l lldic:.j Gcar Units, set: pag,: Stimnd und Ke gc lstimrad gc ttiebc, siehc Seiu:n J lvmt a11f A,, m,ngm rnrl,,hoftm.

210 Tabk I ami 2: Allow,.'tl nominal raclial forces r &N, when axial force F., = llkn Tabelle I un<l 2: Zula.s.sig e nominelle Raclialkrafte F IN, =nn Axialkrafr F = OkN Table 1/Tabdle 1 Table 2/Tabdle 2 e;..,,,m, ')l"' c;..1 M2P M4P MJP MJR M5R h,ft posmon, / Wcl 1uu.sführ. 13, 24 14, 23 03, 04 ft f"\<ítino. / \lellemu,ñihr. 14, , 04 Gcar unit,;,. Gttric:bt Gni8r F RN in 1lle middle of the LSS end (ldc1 F RN in der i.tte des Wenea.ldes LSS (ldc1 LS.'i spccj / Drchzahl dcr l.ss "2 [I /minj s10 St7 s30 s 60 s so so F._, is rh< allo,.,:j r.i<lial force ro rhe mo,r unfa,'onble.irecrion on rhc, L',S EnJ 45 Gc,runit.;.. Gtuidit F RN in 1lle middle of tite LSS end [kn] in der Mitte des Wellenendes LSS [kn]!.s.<; sp<.'--tl / Drchzahl der L<;.<; n 2 [1/min] s 10 Sl7 s_,o s 60 s l(x) F 11N ist dit: Ltili.ssige Radialkr.ift in dcr ungünsti gs ren Richrung am Ende <ler L'iS. 2.2 AUm.,e<l radial force dircctions for foot mounte<l (;c:,r Unit v,,jrh! lori,r,mal Soli<l 1 $.<; 2.2 Zuli.,sigc Raclialknftrichnmgcn fiir Frn1. r,ctricbc mir horizonralcr Volh. cllc L'iS Picture 2: A llo,...,j rajial load <lirections. Ensurc rhar rhe C it:ar Unir i.s rigi<lly mounre<l in onltt not to be mo,-.ed bi rhe externa! forces. \\ hen rhe rdjial force r O is upwanls, """s r m..-ketl with A, plea. e rder to Sanrasalo. Bikl 2: Zula,si ge Ra<lialkrafuichrungen. Stcllc:n Sie sicher, dail <b.s ( ;.,,ricbe fest monrierr i r. um Ueuoegungen durch iiu.,,..,.., Krifte ZU R-rmóckn. enn <lit: Ra.fu.lkrafr oach obt.-n wirltr, seht:n Sit: bine in Abschnitt A nach unj informieren Sie bine Sanra,alo. Higti speed shaft (HSS) end < ;.;., units are <limcn.sionc<l te, tili ra<lw forces in thc: mij,jk <,f tht! fs.,; en<l. No axial forces r are permine<l. \ lid, p1dlc1 pnrh dumc:rcr m,c,1 be g=rer rh:m 6 rim," rhc sluft end dllmr:rer. Antriebs (HSS) Die Cctricbc sino au.,b>clcgt fi"ir die Aufnahm..: Yon Ra,lialla,rcn in Jcr!'-linc..kr I IS.'i.,\mlkrafrc,inJ nicht crlaubr. Dcr Kcilricrncn,chcibcr.th1rchmc, r mu!l gri,13cr al r, mal \X\-llcnd::rchmc,= scin..\lafljljarfltrtr rtm-r.,s th, right lo a/lmzlí/jtr. 2.7 lvrht 011. f /fnd,nmg,,, rnro,ha/t,n.

211 Solid & HoUow LSS Vollwelle & Hohlwelle LSS Gear Unit Dllnell:IIDM,. type M3PSF M,JPHF M3PIIT Foot Mounting Face machined for foot mounting, ty x- M3PSF M3PHF e SR se SB oxa XB Bearbeitete FuBfliiche für FuBausführung, Typ M3PSF M3PHF Vl Ul Yl HSS A Torque Arm Mounting Bracket with unmachined foot plane, r y p.- \13PHT EB Sec LSS typco, next p ge Siehe L.':,S typ niichste Seite Befestigung für Drehmomentenstütze mit unbearbeitcter FuBflachc, Typ M3PHT U) :><'. ljl 6 -'JI,! '> K M I U/) R-M () ; HSS DI- - In - HSSAbla11H1e1 Sizc Grólk in=? UI Yl...:.,.. VJ '.,. dj., t,j cj,j tn1 226? k6 l4b Ml '>I?; 346 5Sm6 16h9 59 M21) 70 Z m6 18b9 69 M (J(J 1Z5 70m6 20h M ::! m6 22b9 85 M Tcchnical Data pagc: 2.1- Tc:chnischc Daten Sc:itc: 2.1- Foot Mounting Slxc Houshlg Dimensions In mm Gehiuseabmessungen In mm Fu6ausführung GroJ1e l)rc/t YJ' M \l'sf HPHF A e E EB e H 1K. 1 I[ SA S8 se!je " T5 ;ro. T XA XB XH JE Li L2 "'N M20x.35 RJI/, M R1 1 /, M24x42 R 1 '/J M30x53 Rl'h W'J M.l0x53 Rl'/, 687 u,o 192.lO T...- Ana. llncliet..,...fiir_lw _,tenatütze Typ</Typ M3P1IT 'O!\O. 5G SE. SN l'lo. P -, Q Oil Capaci,y /Ótmug< We.ight S lash Prc urti lubrka1ion lubricalion Gcwicht Taud... Dn.iclc ac::hmluunr schmicr ng ir. ' J -..;- 1, in @ 1 3 l \'lanllfam,,.., """'ti th, right fo a.lkrttjio,,. 3,3

212 Sol.id & Hollow LSS Vollwelle & Hohlwelle LSS. Typ</Typ MJPSF Typc/Typ M3PHF, M3PHT Typc/Typ M3PHF, M3PH'T Y2 U o & U3 UC Solid Sruaít VoUwtllc HollowShaít,Shrink Di,,k, ngd..> Hohlwdk, Schrumpúchdbe, S..tc 43- Hollow Shaít, Kty Connccúon, pagc 4.7 Hohlwdlc, Pa6r.davcrbinJung, Sci«4.7- ColftlllOI Accenories, s.ee sccúon 4.. A..... a11m..siehetcil4... m o º m l t5 -, 1 Fan. p, ;e 4 11 Luí,cr. Sei«4.11 Coupling Cuard, pagc 4.23 Kupplungschutz, Scitc 4.23 Motor Flangc. pagc 4 14 MotorOanAch, Scitc Sin LSS Dimensions in mm Gr68e lod Sh ft / VoUwcUe cl2 b2 h2 m2 Y2,.,, U m6 36h? 148 M l in6 4Uh9 169 MJO l m6 45b9 190 MJO m6 45h9 210!) m6 50h ) In ns, of lbrongb going LSS,,.roe diroemions apply. (ilc-crhc Abmcssungcn für Abuid,swdlc bddsdtjg. \ SOi LSS Abmenunpn in mm ' UD Ul HoUow Shaft / Hohlwclk uc D4 D5,., U!I.D2 216 l ) M20,2x 180º disuncc/disunz 0.6xd Common Accessories i 1eAldrüstu Dl 04 ro u - other avallabl Accessor, sec 4. Lubrication and Coo]j ng Schmicrung und Kühlung C...-,ng Cntl S Y' '"" 1-:uhbchbngc Ltibnc:iao:1 üujt Sc.Ju1uae1nhal Sluf, End Purop \l'djrncnd npumrc Cmu:.d Lubric:m"n Sy5tcm c ction.j A lll5tu.,g fur Zc:uuaJc) Scl.unicrsy,tcm OJ l k.mnp, Sp1c-m Olhcm.."& Optional Sea! Arrangcmcnt Dichtungssystcmc u, S""1 on HSS and LSS iudo,lwcljcndichtri ng fur 1 /SS und 1-'>.5 1) P ag c Scitc Thmugh png HSS 1 Dutchgdicndc: WcDc Coupicd Ec Wpn1<'1lt An.chlullclcmctc C.OUplings Kupplnng,::n T OKfUC Arm DtCNllQf ocn tcrutangc Bch Drivc Kcilricmcnantricb BadStop Rüclliufspcrrc Weltere verfügbare Ausrüstu n, sichc Teil 4 _ Su..i,o modilica,ions, p,gc Sichc anch Modifilutioncn, Scitc ? "!:" Serte ") 4.! ) Scindani Solunon for thi, Gc-.r Unit rypc: ) ContKt SEW-EURODRfVE 1) Standasd in dicscm Getricbc,yp '") Sprcchcn Stc SEW-lfüKOl>IU Vh an u. r'), 1.\f.,,. a11.,.-,,.,m-.1 J/,e ri_ght I(; al1eralio11. fvd,t "".f/lmkrun_g,n 1"(),uht,/t,n. 3.4

213 Trampa para Vapor de Flotador y Termostática FT14 CAPACIDADES er> LH H O r Pres,or' D1terenoat bar _ _. + : i COOO o, e "O ro C2l ü C 8(' <iooo ) ( 50( 40( ,oc 80! )(l L :a 80 o --- "O 60 e 5( "0 e ioo (. 4( Presión Diferencial psi

214 ,,...,, (,/ o 3 4"., " FT-15, FT-30 (todas) :.) -- FT,._.....,,..,, v. '.. FTI 1-1 '2'", " FT-75, FT-125 (todas) D-... 1/2", 3/4", 1" FTl. FT-75, FT-125 Dimensiones (r10ll1in11les1 en pulg B e_...!i E E, F' G ;, n,. e (l A _9.! ",. 1-1/4" FT-15/FT : - 7 :, FTI ; t'.! J : e ; 1 ' i,:-. ', ' ,. l _,. r re tg'i: 1 E D1stan 1a vara 'efi"ar 'ª le.jl>d FT - 14 ( 1 2 y 314 ) FT 14 \ Medida,; 1,2" 3,4 Dimensiones 1nom,na.cr.1 l."' ;19 A e e o E Pe&o, f, lb... E. :...::t-t r,b ; -+¾ t,,. - le - - -'... o...,. 1 1 Med da 1,. 1 t 1: L--- Dimensiones (n:irnina es) e" P'J'q A e e s 4 49 o E F J Peso 8 io s 11> : 13 _ 9 FT14 1", 1-1/2", 2" FT-14

215 1 Aplica ción 1 ubems de Vaoor!-asta :-Oosig 3:i J,1/! OS'íl es racmg - Guía de Selección de Trampas para Vapor -- l"ast g 1-asta 900 os,g -<;,s,a 200v os Coi vapo1 reca I calentamiento Crit NoCmco.J f,")_ O'.: '-a.'ct.l8 \ tut>os - Serpentines :ic c:; de J1 c oc, con,eo:,o,, -r> e. oe ca.or oc plac.is -- ado es Equipo de pr oenerales t-asra3úps,g - f:ilsta 2'.lO os,g 1-;ista 465 ps,g t\1st16m ;,sa '"asta 9f'V DS'<_l -<asra 2000 psg -- H01pttales - - AJtoclaves F Jec,11 ado e; Caleniamien tode tuet od TanqJ óe J 1 T,Jfef'ar'le<l'.: 1.- Tilll q_ues ':ajertado'es er riea T a'iq,,es de alt acena,,,e,tc Prensas vu lcantz.ldoras Evapo,idor es Rehl!Mdo res CIiindros r OUIIVOS r<;_ui!s Oe r,c ocesc -- Proteccion contra anegamiento - Primera Opción Rolada< 1 Tt<l!Mlde PrH10n I E_,. o,, T sutoco '!'""3,Balanc- e--. 1, --../ 1 1../././././ --./././../ Baá tn",e,11do - -.././././ - -././,/ / 1 1../ -./ 1../ t, ' / - - l../ / -f !./ _ -- -././ - P / ' l ,_ ---i-...._ - ' --- i ' " !../- -.../ / ' 1 l L l --./ /./ _, / Flotadot T -ICO -,. Segunda Opción T.,._. ' Prtslon I E _, Balll>cf Btmelahca. -l,cµoa '""" ¾./../ -././ _ / 1 --./ / './ ' 1 1./ "'"- -l--../ ,/ ' /././ / -, L./

216 10TORES TRIFASICOS DE EFICIENCIA ESTANDAR :ARACTERISTICAS TIPICAS Cofrienle Comente Cormm RPM nominol con,_ IEC en 72fJV bloquead A lp/ln Momenlo nominol Cn Nm Momenlo conrolor bloquead Cp/Cn - Rencimie fodo<depolenóo Momenlo "" eos, FodOr m6,imo ; de Cmóa. "de lo pooe,,ci nominol Cn f.s linea w2-a v - Momenlo T- de m6,imo 1m conrolo< J kgm' bloquead encoliente/ (k J lrio IS! - ie11m-601z 16 0, , ,,s 0, O.SS , ,5 1,1 ID S ID , ( , "85 6 ".S 112M s 5.S 112M S ,5 132M M 3520 zo M 3540 Z5 18,5 160M ) 200M 'SI 20Cl ,6 225S/M , S/M 3555 (X) 75 l250sim S/M 3575 so S/M SSIM SSIM SSIM S5Mll S5Mll S5Mll ss,., JO o,n 5,30 1,02 4,70 1,34 5,00 1,71 2,39 6,20 3,01 7,20 4,28 7.SO 5,A6 7.SO 8,cl 7,80 11,0 7,90 12,9 8,00 15,8 7,50 19,1 8,00 5.SO 25,5 7,00 31,4 36,9 7,80 a.so 50,3 7,80 61,6 8,00 n,1 a.so 99JJ 7, "3 8,00 17" 8, ,20 21W a.so 3" 7, "65 8, , ,50 7, , ,60 7,60 '176 6, , SO 7,90 5.SO 7flCI 0,34 O.Sl 0,70 1,05 1,55 2,fR 3,12 4,24 6,07 8,31 10,1 12,4 15,0 20,4 25,0 29,9 40,5 50,1 59,5 80,6 99, " '4.«> Slfl ih6 (114 SIX ,0 3,0 3,2 3,2 2,9 3.S 3,0 3,0 3,0 3,0 2,6 2,2 2,6 2,2 2,2 2,6 2,3 2,4 2,5 2,9 3,0 2,6 2,5 3,0 2,5 2,5 2,5 2;, 2,9 1,8 i;, 1,5 1,7 1,7 1,7 2,0 1,9 25 " º 45,0 53,0 58,1 0,53 0,63 0,70 1,15 3,-4 52,0 58,0 61,9 0,60 0,68 0,75 1,15 54,2 59,0 62,9 0,62 o,n 1,15 3,2 55,2 65.S 68," 0,60 0,73 0,83 1,15 3,1 63,2 68.S 0,6,4 o;n 0,85 1,15 70,0 7-4,0 n.o 0,68 0,85 1,15 3,0 3,6 71,0 0,78 0,78 3,0 76.S 78,0 78.S 0,70 0,80 0,86 1,15 2,8 n.o 79,0 81,0 0,73 0,82 0,89 1,15 3,0 78.S 80,0 81.S 0,66 o,n 0,84 1,15 3,4 81.S 82.S 83,0 0,70 0,80 0,86 1,15 2,8 81,0 M,8 85,6 0,75 0,83 0,88 1,15 2,9 82,8 M,2 85,0 o,n 0,85 0,88 1,15 3," M,O 86,2 86;, 0:,2 0,80 0,87 1,15 2,8 M.O 86,5 87,6 o,n 0,85 0,88 1,15 2,8 87,5 o;n O,M 0,88 1,15 3,3 85,0 87,5 87,8 o,n 0,85 0,89 1,15 3,0 86,4 88,6 89,0 0,75 0,84 0,88 1,15 2,8 88,0 89,5 89,5 0,85 0,88 1,15 3,0 90,2 91,0 91,0 o;,s 0,85 0,88 1,15 2,9 88,5 90,0 90,4 0,80 0,86 0,88 1,15 90JJ 91.S 92,2 0,81 0,86 0,88 1,15 88,0 90,0 91;, 0,82 0,87 0,90 1,00 2,7 89JJ 0,85 0,88 1,00 3,3 90,0 92,1 93,0 0,85 0,90 0,91 1,00 3,0 89,0 91,5 93,0 0,80 0,85 0,88 1,00 89,0 93,3 0,82 0,86 1,00 2,9 3,0 2,7 85,8 87,2 91,3 92,0 92,4 0,78 0,90 0,90 2,6 89,2 92,0 93,5 0,85 0,88 0,90 1,00 2,8 90,0 92,5 9",1 oµ 0,87 0,90 1,00 90JJ 92,8 9",1 0,86 0,89 0,90 1,00 2,5 90,8 94,1 0,88 0,90 0,91 1, ,4 90,0 91,5 92,7 0,70 0,80 0,85 1,00 2,5 91,0 92,7 93,8 0,88 0,91 1,00 2,4 91,0 92.S 93,2 o;,5 0,83 0,86 1,00 2,4 91,8 93,8 94,0 0,89 0,92 0,93 1,00 2,7 2,7 92,3 93,6 93,8 0,85 0,87 1,00 2,7 2,8 91,5 92,9 92.S 93,8 0,88 0,91 0,92 1,00 0,93 93,0 93,8 0,74 0,83 0,86 1,00 0, o;n M 0, /46 7 0, o,ooou 12/26 7 0, o xxm , , u 0, / , / , /9 23 o,006n 6/13 32 o.oon O,DOM2 9/ ,022,43 12/26 6" 0,02"3() 10/22 0,02110'4 5/11 ól n 0, /20 10" 0, / ,06" ,170'42 11/ , /37 U) 0, / ,4"8"6 13/29 "30 O,!!nDJ 11/2'4 "65 1, / , "/ ,4120'4 26/ST su 1,6, , , / ,6n19 70/15" , /15" , /70 1"3() ", /15" , /70 1"50 5, / , /75 UID 3, / O.SS... 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'-: CX>rrien "". 380v, multipli por o,sn. Poro obtener 440V, multiplico, por 0,5. 1,5 3,7 l(xl so 26,6 8,00 6.SO 0,67 1,"0 2,8 2,9 3,0 2,4 2JJ 2,0 2,9 3,2 62)) 69,0 71,0 0,49 0,60 2,9 3,0 2, ,0 92,5 94,4 91,0 0,68 0,75 0,70 0,83 0,86 1,15 93,2 0,74 0,83 op 1,15 0,78 0,75 91,0 93,0 94,5 0,78 oµ 0,86 1,00 94,5 94,5 94,5 95,2 95,3 o;n oµ 0,86 1,00 93,3 9",7 94,8 94,6 95,4 95,4 0,73 0,82 0,85 1, , los,nfonnooo..,. conlenid en esto hoio eslón suielns o modifl. n, ic.,.,. dn,_.,,., nvi<n R,n,... nnmntim, nomav.,, n In Mhrirn 0, /68 7 0, / , /4" 8 0,00079 l0, ,00096 l0, , , / ,005MJ 7/15 22 o,006n 6/ , , / ,017"1 7/15 "5 0, /24 "6 0,0, , /9 72 0, /9 73 0, / , , / ,27!!il9 14/ , / , /4" 0, , /24 1, / , /4" 2,81036 U/31 3,2118" 19/ , / , /" , , /57 lfr-4 6, / , , , / ,' / '4,71435 "15 '415 19/ , / , / , / , / /

217 10TORES TRIFASICOS IP55 linea Vli2-I \_,, 1IMENSIONES EN mm ----A,v---- AO I I EA LC i,,_ EC A AA Al AC Al) Pllládllllt... Pllládllllt- llodafflltnloi IA 88 e CA H HA HC HD K L LC S1 d1 00 E 15 F G GD j0da EA TS FA GI lilf Del. Tras.,i IDO 11 I" "" ll 4 u 4 "' ll ll l u 1 11' 1" 141 '101-U 14 1,,.., ID lll 141 lll IIIJ 4l 11 1 lo s 11 s 111' ll 4 u m m Ali! Utl-U '211-ll " 1, r 10 lls ll "' m lll.. lls.i so n '"' 40 ' IU ' '"' JO 11 IO m 111 mw '21J.ll '" - - fll ID 10, llo - "º 11,.. 17f '1'- 1, "' l 11 ll ll,.. ll ll 'ª ,, llt>u 6J0.4.ll ' ' 111 m m m 1, ' 114" 1001 "ª " 111 "' u , ' 11.1 ' 100 " 111 m Uf Ull-U m n 11 lli' " ll 1' - ID ll u m m lll 24i6 ll lll 11.1 m 111 m UI UOI-U '106-U - ll r--r-- ll2s m l1f - lll 11 "' m m ss-- 11 ISI JIU 1G s, " JI 1_, ' ll 1' lll 10,,. lit r--, 1 UOl ll ' IJ2M 111 m "ºª.. lit m , " 111 lll lll U> m,ru ll 17 4lU !! 117 m r--, UOf.(J 19.1-{J llot m m " M 141 lf4 '" /r - m 11 m lll lff "".. ",u ' ll 3'0 m - lllhl llll-l-0 lloi m Dl m m 4111 " 11.1 ' 10.. w m IO lls lft m lll ss., IIO ll m 4'4 -- '111-CJ 611].l.{l!DOI 111 m - 11 " 11 "' m lh lit 11e1 111 lle! º IDI 11 " ID 117 fll t1s5ja m IO "' m u '" Sll - lll,.., "' ffl l m m m - º 1111-U tsw "' m "' 1'2 m 1171 m l74 11"4 "º ' "' 141 lll ' ,1e1,1e " UD IIOl.lM 411 Sil m , "ª ID!I 1111 "' lit,s., ll,1.1 ll º"' 111..CI m "' m,1e1 11 SI 11,1e1 111' CI m m - fil 111 ll lll..., ll 11 14,s., IIW 1111 IJl'-{1 lfü-0!oi 111 lll 1,,1e1 141 lll '314-Cl JlS m "' m m lu m m o.s "' 111 -, -.., 111,o ' 111 lff ll.. " 1!70 MIi NU lll-0 lllt-cl o 511,s., 141 m ' "' º 141 lll 11 ll 11 IOS 1110 uo &JJ,.(J lllm 111 "º lit "',,. _ m llo lll 10 m "' ll -- m "º"' lld ldo ll.. 71 " ao., 110 lit s,s 1110 u,,u.m.a Dimensiones de lo punto del eje poro motores en II polos. En los to moños orribo de 280S/M lo medido "H" tiene uno toleroncio de -1 mm. Los dolos orribo expuestos poro tomoño 355M/L son poro aplicaciones horizontales en condiciones de ocoplomiento con cargos normales. En el coso de aplicación vertical o acoplamiento con cargos especiales el cliente deberá entrar en contado con el fobriconle.