INSTITUTO POLITECNICO NACIONAL ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERIA MECANICA Y ELECTRICA UNIDAD PROFESIONAL ZACATENCO Sección de Estudios de Posgrado e Investigación Determinación experimental de la cantidad de aditivo en el fluido de trabajo de un tubo termosifón bifásico para inhibir su corrosión interna. T Que E para S obtener el I grado S de: MAESTRO EN CIENCIAS en Ingeniería Mecánica Presenta: Ing. Raul Oreste Catalán Marín Directores de Tesis Dr. Ignacio Carvajal Mariscal Dr. Florencio Sánchez Silva México, D.F. Octubre 2009 i ii iii RESUMEN En el presente trabajo se realizo una investigación experimental para determinar el tipo de inhibidor, y su cantidad requerida, para disminuir los efectos de la corrosión interna de tubos termosifones hechos de acero A179 y con agua como fluido de trabajo. En base a los datos obtenidos de la literatura fue posible comparar diferentes aditivos usados para inhibir la corrosión. Se eligió el hidrato de hidrazina ya que reúne las características requeridas para poder aplicar los termosifones en el campo de la recuperación de calor. Para comprobar la viabilidad de usar el hidrato de hidrazina como inhibidor de la corrosión, se realizaron varias pruebas experimentales. La primera se hizo en anillos de acero A179 sumergidos en agua bidestilada, la cual contenía diferentes cantidades de inhibidor, en condiciones ambiente y sin agitación. A continuación se estudio el comportamiento isotérmico de termosifones, con diferentes concentraciones de inhibidor en el fluido de trabajo, durante 800 horas de operación continúa y una temperatura de la superficie externa de 200 °C. Por último, se evalúo la eficiencia térmica de los termosifones al variar el flujo de calor suministrado y para diferentes velocidades de flujo de aire de enfriamiento. Los resultados mostraron que al incrementar la concentración de inhibidor, la protección de la superficie interior aumenta pero el desempeño térmico disminuye. Como resultado final se encontró que la concentración mínima de hidrato de hidrazina, necesaria para disminuir los efectos de la corrosión pero casi no modificar el comportamiento térmico del termosifón, es de 45 mg/L. Palabras clave: termosifón, inhibidor, corrosión, hidrazina, ahorro de energía térmica residual, recuperación de calor iv ABSTRACT In the present work it realized an experimental research to determine the kind of inhibitor, and its quantity to reduce the effect of internal corrosion of thermosyphon made of steel A179 and water as working fluid is presented in this thesis. Using the information of literature it was possible to compare different inhibitors in order to avoid corrosion. The hydrate hydrazine was chosen as inhibitor in this land of waste heat recovery. Some experiments were carried out in order to determine the viability of the hydrate hydrazine as corrosion inhibitor. The first experiment consisted of the immersion of steel A179 ring bidestilate water with different concentration of the inhibitor; all experiments were developed at atmospheric conditions without stirring. Later on with the concentration which induced a range of study, 4 experiments were conducted in order to study the isothermal condition in the thermosyphon. The experiment was carried out during 800 hours continually at a temperature of 200 °C on its external surface. The thermosyphon performance was also evaluated of which the heat supply and the air cooling were changed. The results obtained show that the increment of the inhibitor concentration protects the material but the thermosyphon performance is reduced. The best results for corrosion were obtained with a concentration of 45 mg/L and the same time it didn´t modified the device thermal efficiency. Keyword: two phase thermosyphon, corrosion inhibitor, hydrazine, waste heat recovery v NOMENCLATURA Símbolo A Cp d g Fe gnc H2 h hfg k l 𝑚 L N2 Nu O2 𝑄 𝑞 R Re T TTB u V Nombre SI área m2 calor específico (J/kg K) diámetro (m) aceleración de la gravedad, gramo (m/s2) fierro gas no condensable hidrógeno coeficiente de transferencia de calor por convección (W/m2 K) entalpia (J/kg) conductividad térmica (W/m K) longitud (m) flujo másico (kg/s) litro nitrógeno Nusselt oxígeno flujo de calor (W) flux de calor o densidad del flujo térmico (W/m2) resistencia térmica (C/W) número de Reynolds temperatura (°C, K) Tubo Termosifón Bifásico velocidad (m/s) volumen (m3) vi Letras Griegas η eficiencia % μ viscosidad kg/m s ν viscosidad cinemática (m2/s) ρ densidad (kg/m3) σ tensión superficial (N/m) Ѱ carga de llenado, Vl/Vt (%) a ad c e ent ext int l m máx p v sal sum t Subíndices aire adiabática condensador evaporador entrada exterior interior líquido mezcla máxima pared, pérdida vapor salida suministro total vii RELACIÓN DE FIGURAS Figura Título Pág. 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.7 3.8 3.9 3.10 Recuperador de calor gas-liquido de envolvente y tubos Recuperador de calor gas-líquido con tubos aletados Recuperador de calor gas-gas concéntrico Precalentador de aire Precalentador de aire en base de tubos termosifones Tubo termosifón bifásico Ciclo termodinámico del termosifón bifásico Esquema de las resistencias térmicas en un termosifón con aletas Modelo de película no perturbada. Mecanismo de corrosión del fierro debido a una gota de agua Propiedades del fluido de trabajo en el intervalo de 20 °C a 80 °C Espécimen de prueba Especímenes sumergidos en el fluido de trabajo al inicio de la prueba Especímenes sumergidos en el fluido de trabajo al final de la prueba Esquema de la instalación experimental para carga de fluido de trabajo Esquema de la instalación experimental para prueba de isotermicidad Ubicación y sujeción de termopares en la superficie exterior del condensador Fotografía que muestra el banco de pruebas para experimento de isotermicidad Esquema de la instalación para prueba de desempeño Esquema de la ubicación del termosifón y de los termopares en el túnel de viento. Muestras de los anillos sumergidos en el fluido de trabajo en 800 horas de exposición Comportamiento del termopar T4 para tres casos de prueba Comportamiento de los termopares T1, T2 y T4 Comportamiento de los termosifones a una velocidad de aire de enfriamiento de 6 m/s Perfil de temperaturas medida en la superficie externa del condensador en el túnel de viento Volumen activo en los termosifones en el túnel de viento. Desempeño de 2 TTB a diferentes condiciones de operación Fluido de trabajo después de 800 hrs. de operación 7 8 9 10 11 14 15 19 22 25 34 34 35 36 37 38 39 40 41 42 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 4.6 4.7 4.8 48 49 50 52 52 53 54 55 viii RELACIÓN DE TABLAS Tabla 1.1 2.1 2.2 2.3 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 4.1 Título Temperatura de salida de los gases de escape de algunas fuentes fijas ubicadas en la ZMVM Intervalos de temperatura de aplicación y fluidos de trabajo Materiales de construcción y fluidos de trabajo Inhibidores removedores de oxígeno Algunas propiedades físicas del agua e hidrato de hidrazina Concentración de aditivo para prueba de corrosión Peso de los anillos y concentración de inhibidor en el agua Matriz de prueba para determinar la isotermicidad en el TTB Matriz de prueba para determinar el desempeño del TTB Diferencia de temperatura del los TTB Pág. 5 23 24 28 32 33 34 40 41 50 ix INTRODUCCIÓN Una de las líneas de investigación que actualmente se trabaja en el Laboratorio de Ingeniería Térmica e Hidráulica Aplicada del IPN es el diseño de equipos de intercambio de calor, que se pueden aplicar para aprovechar la energía contenida del gas de desecho en diversos equipos y procesos industriales. A estos equipos comúnmente se les llama recuperadores de calor, y se usan en el precalentamiento de aire para la combustión, ó bien para generar vapor húmedo. Una opción para el desarrollo de precalentadores de aire es usar como componente principal a los Tubos Termosifones Bifásicos (TTB), los cuales son elementos que transfieren calor por medio del proceso de evaporación y condensación de un fluido de trabajo que circula por el interior de un tubo que se encuentra sellado. El elemento bifásico, se distingue por transmitir calor con rapidez entre las zonas de evaporación y condensación, con una diferencia de temperaturas muy pequeño entre ellas y a una alta eficiencia. Además de no poseer partes móviles en su interior. Por ello, es atractivo y se construye de diferentes materiales como por ejemplo cobre, aluminio o acero al carbón. Este último material ofrece ventajas, una de ellas es su bajo costo ya que estos últimos son diez y cuatro veces más caros que el acero al carbón respectivamente, sin embargo es conocido que cuando el acero está en contacto con agua se tiene una reacción electroquímica. Esta interacción causa que se produzca un gas no condensable y la conocida herrumbre. En el interior de los tubos termosifones esos fenómenos afectan el desempeño del elemento. Por ejemplo, cuando el gas no condensable se separa del fluido y se acumula en la parte superior del condensador, reduce el área de transmisión de calor. Y la herrumbre causa la disminución de la vida útil. Una manera de proteger el tubo termosifón construido de una aleación de acero que trabaja con agua, es reduciendo su corrosión interna, y una forma es mediante el uso de un inhibidor. Lo anterior con la finalidad de hacer que el tubo termosifón se cubra de una película protectora y de este modo se podría evitar la reacción electroquímica entre el fluido y la pared del recipiente. Sin embargo, la adición de un aditivo implica conocer la cantidad que debe agregarse y que no afecte los procesos de transmisión de calor. Por lo que el objetivo de este trabajo es determinar la cantidad de inhibidor de la corrosión que debe agregarse al fluido de trabajo. Para lograr el objetivo más arriba presentado, este trabajo estará integrado de la siguiente manera: En el Capítulo I, se describen en forma breve los fundamentos de la transferencia de calor, se aborda la importancia de la energía térmica residual y de algunas técnicas que existen para el ahorro de energía térmica. De estas últimas, se trata con mayor detalle la recuperación del calor residual, la cual para implementarse requiere de un equipo de intercambio de calor, una opción, dadas sus excelentes características en la transmisión de calor, es el Tubo Termosifón Bifásico (TTB) Se describen en el Capítulo II, el funcionamiento del tubo termosifón, los fluidos de trabajo y materiales de la construcción empleados en los tubos termosifones. También se aborda el mecanismo de la corrosión que tendrá lugar en el interior del tubo termosifón y los diferentes x inhibidores que se usan para contenerla. Finalmente, se justifica la selección de uno para usarse en las pruebas experimentales de este trabajo. En el Capítulo III, se ponen las bases del diseño de los experimentos, se describen las instalaciones experimentales y se muestra el procedimiento para llevar a cabo y ejecutar las pruebas. Se presenta en el Capítulo IV, el análisis de los resultados, obteniéndose la cantidad de aditivo que hay que agregar al fluido de trabajo para el caso de estudio. Por último, se darán las conclusiones, recomendaciones y se presenta las referencias consultadas. xi ÍNDICE DE CONTENIDO RESUMEN ABSTRACT NOMENCLATURA RELACIÓN DE FIGURAS RELACIÓN DE TABLAS INTRODUCCIÓN Pág. i ii iii v vi viii CAPÍTULO 1 AHORRO DE ENERGÍA TÉRMICA 1.1 Fundamentos de transferencia de calor 1.2 Ahorro de energía térmica y sus beneficios 1.2.1 Técnicas de ahorro de la energía térmica 1.2.2 Calor residual o de desecho 1.3 Recuperación del calor residual 1.3.1 Recuperadores de calor líquido-líquido 1.3.2 Recuperadores de calor gas-líquido 1.3.3 Recuperadores de calor gas-gas 1.3.4 Recuperador de calor en base a Tubos Termosifones Bifásicos 1.4 Limitaciones de la recuperación del calor residual 2 3 4 4 6 7 8 9 10 12 CAPÍTULO II TUBOS TERMOSIFONES BIFÁSICOS 2.1 Principio de funcionamiento de un TTB 2.2 Límites de operación de un TTB 2.3 Calor transportado por el TTB 2.4 Fluidos de trabajo y materiales de construcción 2.5 Corrosión 2.6 Disminución de la corrosión en los termosifones 2.7 Selección del inhibidor 2.8 Reacciones de la hidrazina 14 16 18 23 24 26 27 29 CAPÍTULO III INVESTIGACIÓN EXPERIMENTAL 3.1 Experimento para obtener las propiedades físicas del fluido de trabajo 3.2 Experimento para determinar la cantidad de inhibidor en condiciones de ambiente y sin agitación 3.2.1 Características de los especímenes 3.2.2 Metodología del experimento 3.2.3 Prueba experimental 3.3. Experimento para determinar la isotermicidad del TTB en base a la cantidad de aditivo en el fluido de trabajo 3.3.1 Instalación experimental 3.3.2 Pruebas experimentales 3.4 Experimento para determinar el desempeño del TTB 3.4.1 Instalación experimental 3.4.2 Prueba experimental 32 34 34 35 35 36 38 39 41 41 44 xii CAPÍTULO IV ANÁLISIS DE RESULTADOS 4.1 Análisis del efecto de la concentración de inhibidor bajo condiciones de temperatura ambiente y sin agitación 4.2 Análisis de los resultados de los termosifones operando continuamente durante más de 800 horas 4.3 Análisis del desempeño del TTB 4.4 Comparación del TTB con fluido de trabajo sin inhibidor y con inhibidor 4.5 Inspección visual de la superficie interna del termosifón y del fluido de trabajo 48 49 51 53 55 CONCLUSIONES RECOMENDACIONES REFERENCIAS 56 58 59 ANEXO A Ejemplo de reserva de ahorro de energía térmica Certificado de calidad del hidrato de hidrazina y agua ANEXO B bidestilada ANEXO C Propiedades del fluido de trabajo ANEXO D Perfil de velocidad obtenido en el túnel de viento Ejemplos de cálculo de pérdidas de calor, calor absorbido ANEXO E por el aire y condiciones de operación 62 63 65 67 68 xiii CAPÍTULO I En este capítulo, se describen en forma breve los fundamentos de la transferencia de calor, se aborda la importancia de la energía térmica residual y algunas técnicas que existen para el ahorro de energía térmica. De estas últimas, se trata con mayor detalle la recuperación del calor residual, la cual para implementarse requiere de un equipo de intercambio de calor, una opción, dadas sus excelentes características en la transmisión de calor, es el Tubo Termosifón Bifásico (TTB). 1 1.1 Fundamentos de transferencia de calor La transferencia de calor es la rama de la física que estudia el transporte de la energía térmica en dos o más cuerpos debido a una diferencia de temperaturas, por lo que, deberán existir dos regiones a diferente temperatura para que ocurra una interacción de energía entre estas. El fenómeno de transmisión de calor, sucede por medio de tres mecanismos diferentes: conducción, convección y radiación térmica. La transmisión de calor por conducción, es la transferencia de energía térmica debido a la existencia de un gradiente de temperatura entre partículas o moléculas que componen el medio. Este puede ser un material sólido o un fluido. El gradiente de temperaturas provoca un movimiento o interacción de las partículas que componen el medio. En los líquidos y gases, el movimiento se debe al choque de las moléculas entre ellas mismas. En los sólidos la interacción se debe a la vibración de las moléculas y a la energía que transporta cada electrón libre. La conducción de calor obedece la Ley de Fourier, la cual menciona que la tasa de conducción de calor, a través de un espesor constante, es proporcional a la diferencia de temperaturas, y al área normal a la dirección del flujo es inversamente proporcional al espesor. 𝑞 = −𝑘 𝑑𝑇 𝑑𝑥 (1.1) Donde 𝑞 es el flux de calor por unidad de área, y sus unidades son 𝑊 𝑚2 y 𝑘 es un coeficiente de proporcionalidad, el cual es llamado la conductividad térmica, y sus unidades son 𝑊 𝑚 𝐾 . Este coeficiente de proporcionalidad es una propiedad física del medio donde ocurre el transporte de calor e indica la capacidad que posee el material para conducir el calor, ya que la conductividad térmica depende de la estructura molecular de los materiales. La transferencia de calor por convección, es el proceso de transporte de energía térmica debido al movimiento de un fluido -líquido o gas- desde una región a otra que se encuentra a diferentes temperaturas. El fenómeno de transmisión de calor por convección se realiza en forma simultánea por conducción y convección. La conducción se obtiene por contacto directo de las partículas en la capa límite térmica. Esta es una película de fluido que se forma, en la vecindad de la pared sólida debido a los efectos viscosos. Por esta forma de transmisión de calor se tienen dos tipos: natural y forzada. La convección natural se debe a que ocurre a una diferencia de densidades en el fluido. Por lo tanto, se tiene un movimiento del fluido. En la convección forzada se induce el movimiento por medio de una máquina eléctrica ya sea ventilador o bomba. La forma de transferencia de calor por convección obedece a la Ley de enfriamiento de Newton. 𝑞 = 𝑑𝑇 (1.2) Donde 𝑞 es el flux de calor entre una frontera sólida y el fluido, sus unidades son 𝑊 𝑚2 y es el coeficiente de proporcionalidad por convección también llamado coeficiente de convección 2 o de película y sus unidades son 𝑊 𝑚2 𝐾 y 𝑑𝑇 es la diferencia de temperatura entre la pared y la corriente libre del fluido. El coeficiente de convección depende de propiedades físicas y geométricas como por ejemplo: densidad, viscosidad, velocidad del fluido, y geometría de la superficie por lo que el principal problema en la transmisión de calor por convección es determinar precisamente este coeficiente. Dentro de la transferencia de calor por convección también se tienen los procesos de cambio de fase, ya que hay también un movimiento de un fluido. Estos procesos son la ebullición y la condensación. La ebullición es un proceso de cambio de fase de líquido a vapor, en donde el flujo de calor ocurre de una superficie sólida hacia el fluido. Por otro lado la condensación es el proceso de cambio de fase de vapor a líquido. En estos dos tipos de transmisión de calor es de importancia conocer: el calor latente, la tensión superficial, la presión y temperatura de saturación del fluido. La radiación térmica es la energía térmica emitida por la materia debido a los cambios de su configuración de sus átomos y moléculas. Todos los cuerpos radian energía dependiendo de su composición, forma o el estado de la materia en que se encuentre y de la temperatura de su superficie. La energía térmica por radiación es transportada en forma de ondas electromagnéticas (fotones). A diferencia de los anteriores mecanismos de transmisión de calor, la radiación térmica no tiene un medio por el cual se transmite la energía, ya que el proceso ocurre de mejor manera en el vacío. Esta forma de transmisión de calor obedece a la Ley de Stefan-Boltzman. 𝑞 = 𝜍𝑇 4 (1.3) Donde 𝜍 = 5.67 ∙ 10−8 𝑊 𝑚2 𝐾 4 es la constante de Stefan-Boltzman En la investigación desarrollada en este trabajo, los mecanismos de transmisión de calor de conducción y convección, junto con la ebullición y condensación, serán la base para determinar las características térmicas del tubo termosifón. El flujo de calor suministrado al termosifón en este caso se pretende provenga de la energía residual de algún proceso, esto con el fin de contribuir al ahorro de energía térmica. 1.2 Ahorro de energía térmica y sus beneficios Actualmente, el ahorrar se puede asociar a la toma de iniciativa, decisión y conciencia y utilizar solo lo necesario. En el caso del ahorro de energía, se puede interpretar como el hecho de evitar suministrar energía adicional para un mismo propósito. El ahorro se puede manifestar de diferentes maneras: económico, eléctrico, o térmico, habiendo entre estos una estrecha relación [1]. Así el ahorro de energía térmica significa implementar programas o técnicas de ahorro que tengan como fin: la reducción del desperdicio de energía y una mayor eficiencia de su utilización. 3 Y junto a ello resultará en un ahorro económico. Sin embargo, para poder llevar a cabo un programa de ahorro térmico, se deberá realizar una inversión económica. A continuación se enlistan posibles beneficios de implementar un método o técnica de ahorro de energía [2]. Ahorro de combustible Reducción en la contaminación ambiental Reducción del tamaño de los equipos Aumento de la eficiencia del proceso El ahorro térmico se conseguirá evitando suministrar energía adicional para un mismo propósito, por ejemplo, si se requiere calentar un fluido, la energía se puede obtener del calor residual del mismo proceso, es decir, se tendrá que implementar una medida de ahorro de la energía térmica. 1.2.1 Técnicas de ahorro de la energía térmica Al implementar programas o técnicas de ahorro se tendrá una mayor eficiencia en el uso de energía que se suministra a un proceso, obteniendo con ello un beneficio [3]. Algunos métodos y medidas que se pueden poner en funcionamiento son: 1. 2. 3. 4. 5. Racionalización de la combustión. Ahorro de la energía en la generación y uso del vapor. Racionalización de los procesos de transferencia de calor. Reducción de pérdidas de energía térmica. Recuperación y utilización del calor residual o de desecho. Esta última técnica de ahorro lo que hace es aprovechar el calor residual de los gases de escape producidos por combustión. La implementación de esta técnica de ahorro de energía permite contribuir al incremento de la eficiencia térmica del equipo o proceso y sumado a esto en disminuir el consumo de combustible y emisiones contaminantes. A continuación se define lo que es el calor residual o de desecho. 1.2.2 Calor residual o de desecho Es la energía térmica que abandona las fronteras de un equipo o proceso industrial hacia el medio ambiente, después de haber cedido la energía en un proceso primario (por ej. generación de vapor). Por lo tanto, es la energía desechada y en apariencia sin valor. Sin embargo, un análisis de temperatura, flujo másico, presión y calor específico determina el valor de esta energía. En la Tabla 1.1, se muestra como ejemplo, la temperatura de salida de los gases de escape de algunas fuentes fijas (calderas, hornos, etc.) ubicadas en la Zona Metropolitana del Valle de 4 México. La temperatura de los gases de combustión es un parámetro importante para determinar la cantidad de energía térmica que contienen los gases de escape (cantidad y calidad del calor de desecho) y poder realizar r un análisis de una estimación del potencial de ahorro de energía térmica que pudiera haber. [4]. Tabla 1.1.-Temperatura de salida de los gases de escape de algunas fuentes fijas ubicadas en la ZMVM [4] fábrica equipo máx cap (ton/hr) Uniroyal Cía. Papelera El Fénix Empaque de Cartón United Papelera Iruña Química Lucava Empaque de cartón American Textil Cía.HuleraTornel Industrias de Hule Galgo Ciba-Geigy Polaquímia CTA 12 consumo de temperatura de salida combustible combustible de los gases de gas (m3/h) escape (°C) aceite (L/h) gas oil 900 326 CTA 16 gas natural 1301 196 CTA 9.5 gas oil 400 330 CTH Horno CTA Caldereta Caldereta 7.8 35 hp/hr 6.8 5.5 1.9 gas oil gas oil gas oil gas oil diesel 350 66 152 180 136 230 499 300 300 325 CTA 3.136 diesel 100 169 CTH calentador Horno intermitente 3.13 diesel gas natural 83 52 268 418 0.3 gas natural 118.5 277 22.7 gas natural 12000 325 20 gas natural 1600 480 Ideal Standard Procter&Gamble, CTA Talisman XYZ Fábrica CTA México CTA caldera tubos de agua ZMVM Zona Metropolitana del Valle de México Un balance térmico de las fuentes fijas por el método indirecto muestra que el calor rechazado es igual a la suma de las pérdidas de calor debidas a la radiación, humedad, gases de escape, etc. Esta última es generalmente la más importante, y por lo tanto, la mejor opción de aprovechar esta energía residual. A continuación se establece el potencial de energía térmica que contiene el calor residual producido por la combustión [5,6]. De lo establecido por Sadi Carnot, la eficiencia de una máquina térmica esta dado por la ecuación (1.4). 𝜂 = 1− 𝑄𝑠𝑎𝑙 𝑄𝑒𝑛𝑡 (1.4) 5 Donde, 𝑛, es la eficiencia de la caldera, 𝑄𝑠𝑎𝑙 es la suma de pérdida de calor por: q1, por combustión química incompleta, q2 pérdida mecánica de calor, q3 pérdida de calor por convección y radiación, q4, pérdida de calor por los gases de escape. 𝑄𝑠𝑎𝑙 = 𝑞1 + 𝑞2 + 𝑞3 + 𝑞4 (1.5) Si se toma en cuenta solo las producidas por los gases de escape q2, entonces estás se determinan por la ecuación (1.6). 𝑞2 = 𝑚 𝑔𝑎𝑠 − 𝑎𝑖𝑟𝑒 (1.6) el flujo másico se determina por la siguiente relación: 𝑚 = 𝐴0 . 𝐵 (1.7) Donde, 𝑄𝑒𝑛𝑡 , es el calor suministrado a la caldera, (W) 𝑄𝑠𝑎𝑙 , es el calor rechazado por la caldera sin considerar a las debidas por radiación, (W) 𝑚, es el flujo másico del gas de combustión, (kg/s) 𝑔𝑎𝑠 𝑦 𝑎𝑖𝑟𝑒 , son las entalpias del gas de escape y del aire respectivamente, (J/kg) A0 , es el consumo de combustible de la caldera 𝐵, es la carga de trabajo de la caldera En el anexo A se enlistan los tipos de combustibles y su poder calorífico inferior, así como una tabla del posible potencial de ahorro de energía térmica en las fuentes fijas de calor ubicado en la ZMVM. La importancia del calor residual radica en reutilizar algo que en apariencia no tiene valor, ya que es arrojado al medio ambiente. 1.3 Recuperación del calor residual El aprovechamiento de la energía antes de que sea desechada a la atmósfera por un equipo o proceso, se denomina recuperación del calor residual. Esta recuperación del calor de desecho se puede lograr por diferentes formas, uno de ellos es mediante la introducción de un equipo de intercambio de calor, también nombrado recuperador de calor. Las aplicaciones de la recuperación de calor son diversas y depende en mayor medida en la temperatura que contenga el calor de desecho. Algunos usos que se le puede dar son en: 6 Generación de vapor. Los gases de escape de una turbina de gas se pueden utilizar para generar vapor en calderas de recuperación. Recalentamiento de insumos líquidos o sólidos en los procesos industriales. Precalentamiento de agua para alimentación de la caldera. Precalentamiento de combustible para su inyección en quemadores de calderas, hornos o turbinas de gas, también para el precalentamiento del aire atmosférico para la combustión. Por lo tanto, las áreas de mayor aplicación en la recuperación de calor son: calentamiento de un líquido, generación de vapor y precalentamiento de aire. Por lo que para poder transferir esta energía térmica se debe hacer uso de equipos concebidos para poder recuperar esta energía térmica. En este apartado se dará una breve descripción de los intercambiadores de calor utilizados para recuperar el calor de desecho. Los intercambiadores de calor se pueden clasificar según el estado físico en que se encuentre el calor residual [6]: Recuperadores de calor líquido-líquido De coraza y tubos De placas Recuperadores de calor gas-líquido Economizador Recuperadores de calor gas-gas Regeneradores Rueda de intercambio de calor Intercambiador pasivo de placas Recuperadores Tipo radiación Tipo convección Tubos termosifones bifásicos 1.3.1 Recuperadores de calor líquido - líquido Son usados para transmitir el calor que contiene un líquido a otro líquido. El calor de desecho a ser recuperado en forma líquida proviene de fluidos muy calientes como por ejemplo, purgas de calderas, líquido condensado usado en calefacción por vapor, etc. 7 Fig.1.1.- Recuperador de calor gas-liquido de envolvente y tubos Dentro de este tipo de recuperador de calor se pueden tener los de tipo de tubos y coraza y los de tipo de placas. Los intercambiadores de calor de coraza y tubos, están constituidos por un haz de tubos metálicos en paralelo contenidos en una coraza metálica, en donde un fluido circula por el interior de los tubos y el otro por el exterior del haz tubular. En estos tipos de intercambiadores de calor se encuentra el de tubos en forma de U. Otro tipo que se encuentra en los recuperadores de calor líquido-líquido es el de placas. El intercambiador de placas, se conforma de un conjunto de placas paralelas y corrugadas las cuales sirven como paso de fluido. Las placas son separadas por un empaque de elastómero el cual evita la mezcla de ambos fluidos. Estos tipos de intercambiadores de calor son usados donde la diferencia de temperaturas entre los fluidos es pequeña. 1.3.2 Recuperadores de calor gas-líquido Los intercambiadores gas-líquido son comúnmente usados para calentar o generar vapor. Para calentar un fluido se utiliza un intercambiador de calor llamado economizador, el cual es usado para recobrar el calor procedente de gases de salida de una caldera y transferir este calor a un intercambiador de tubos (economizador). Con la finalidad de incrementar la temperatura del agua de alimentación a la caldera. Otro equipo es la caldera de recuperación y su función es generar vapor, el cual sin utilizar fuego logra producir vapor a través de aprovechar los gases calientes de escape procedentes de una turbina de gas, incineradores, hornos, etc. 8 Fig.1.2.-Recuperador de calor gas-líquido con tubos aletados 1.3.3 Recuperadores de calor gas-gas Dentro de estos tipos se tiene a los regeneradores los cuales son intercambiadores de calor de operación intermitente o discontinua, quiere decir, que el material de intercambio de calor absorbe la energía térmica del calor de desecho durante un periodo de tiempo mientras que en otra parte del material de intercambio se encuentra cediendo energía térmica a otro fluido. El propósito de este equipo es aumentar la eficiencia de la energía de procesos de alta temperatura mediante el calentamiento y fundición de materiales como por ejemplo, procesos de producción de vidrio [7]. Dentro de este tipo de intercambio de calor se tiene el tipo estático y dinámico. 9 Fig.1.3.- Recuperador de calor gas-gas concéntrico Otro intercambiador de calor es donde los dos fluidos son de tipo gas-gas a distinta temperatura y son separados todo el tiempo por una barrera sólida, este es llamado recuperador. A diferencia del regenerador, el recuperador es de operación continúa. El calor se transmite por conducción y convección a través de la pared que separa a los dos fluidos. Un recuperador se utiliza en procesos de alta y media temperatura, por ejemplo, para calentar el aire de combustión en hornos industriales. 10 Fig.1.4.-Precalentador de aire En los recuperadores de calor del tipo gas-gas, también se tiene a los que no son convencionales como es el caso del recuperador de calor que se compone de tubos termosifones bifásicos, el cual se abordará en el siguiente apartado. 1.3.4 Recuperador de calor en base a Tubos Termosifones Bifásicos Un Tubo Termosifón Bifásico (TTB) es un elemento que sirve para transmitir calor de una región a otra, aprovechando los procesos de evaporación y condensación de un fluido, que se encuentra dentro de un recipiente sellado herméticamente. Usualmente, el recipiente es de forma cilíndrica. En el capítulo 2 se explicará con más detalle el funcionamiento del tubo termosifón. El TTB puede estar en posición inclinada o vertical, y no tiene estructura capilar como él caloducto [8]. Pero también se llama caloducto al tubo termosifón. Los TTB pueden ser una opción en intercambiadores de calor para recuperar el calor residual desechado por equipos y procesos. Precalentador de aire en base a Tubos termosifones Bifásicos La recuperación del calor se efectúa mediante la introducción de un precalentador de aire compuesto de tubos termosifones bifásicos (ver Fig. 1.1), entre la fuente de calor (gases de escape) y el suministro de una corriente de fluido que se requiera calentar (por ej. aire ambiente). La diferencia de temperaturas entre los dos fluidos activa los termosifones comenzando el intercambio de calor sin necesidad de energía adicional. 11 Cabe mencionar que los elementos bifásicos funcionan en forma individual; ya que los tubos están sellados en un extremo y no hay conexión entre ellos. Además, tienen aletas para aumentar la eficiencia en la transferencia de calor [9]. En todo momento hay una separación entre la corriente de los gases de escape y el suministro de aire ambiente por calentar, evitando que se mezclen esos fluidos. La transferencia de calor será continua en la medida en que haya una diferencia de temperatura entre las dos secciones por las que fluyen los gases de combustión y el aire. Fig.1.5.-Precalentador de aire en base de tubos termosifones Las características que hacen atractivo a un recuperador de calor en base a tubos termosifones son: No cuenta con partes móviles para su funcionamiento. 12 No se tiene contaminación entre las corrientes de los fluidos caliente y frío, debido a que estas están completamente separadas. Se tiene gran flexibilidad en cuanto a tamaño. Se tiene una alta eficiencia térmica. El calor a transferir se puede controlar ajustando el ángulo de inclinación de los tubos. Requiere de mínimo mantenimiento. 1.4 Limitaciones de la recuperación del calor residual La utilización del calor residual tiene algunas restricciones las cuales pueden limitar el uso del calor residual, por ejemplo, los materiales que puedan soportar altas temperaturas de los gases de salida. Algunas otras limitantes que se tienen son: Ensuciamiento, se refiere a la incrustación de hollín en el exterior de los tubos, el cual añade una resistencia al flujo de calor, lo que resulta en pérdida de calor. Restricciones de espacio. Económico, debido a que el aprovechamiento del calor de desecho requiere la compra de elementos o equipos como son: intercambiadores de calor, conductos, aislamiento térmico, etc. Y el costo del material es elevado ya que por ejemplo el cobre y aluminio son diez y cuatro veces más caros que el acero al carbón respectivamente. La temperatura misma. Una alta temperatura de los gases de combustión limita el uso de materiales que puedan resistir elevadas temperaturas. Por el contrario, una temperatura de salida de los gases que abandonan el equipo recuperador de calor deberá estar por encima del punto de rocío, esto para evitar la condensación de componentes de los gases sobre la pared exterior de los tubos y evitar la corrosión. Por ejemplo, en el caso del uso del combustible gasóleo la temperatura de salida deberá mantenerse por encima de 140°C y para el caso del diesel será de 110°C [4] Cantidad y calidad del calor de desecho, el cual deberá ser suficiente para que se justifique el costo de inversión en utilizar el calor residual. Compatibilidad de materiales, el uso del acero al carbón en la construcción de los termosifones es muy atractivo, sin embargo cuando la superficie interna del tubo se encuentra en contacto con agua es sabido que se tiene una reacción química entre el fluido de trabajo y el metal. Se manifiesta, por ejemplo, en la generación de gases no condensables, la formación de oxido de fierro y fisuras en la pared del recipiente y uniones. Por lo tanto, el desempeño y vida útil del elemento bifásico se ve disminuido. Debido a este último punto es que actualmente se realizan investigaciones para incrementar la vida útil y el desempeño de los elementos bifásicos. Una forma de hacerlo es agregando un inhibidor de la corrosión al fluido de trabajo. En el siguiente capítulo se describe el mecanismo de la corrosión y se selecciona un inhibidor para usarse en las pruebas experimentales de este trabajo. 13 CAPÍTULO II En este capítulo, se describe el funcionamiento de tubos termosifones bifásicos, algunos fluidos de trabajo y materiales usados su construcción. Se aborda también el mecanismo de la corrosión que tendrá lugar en el interior del tubo termosifón y diferentes inhibidores que se usan para contenerla. Finalmente, se justifica la selección de uno para usarse en las pruebas experimentales de este trabajo. 14 2.1 Principio de funcionamiento de un TTB El termosifón es un simple pero efectivo aparato para transmitir calor de una región a otra, también es llamado tubo de calor asistido por gravedad. En estos dispositivos el calor puede ser transferido de un extremo a otro unos 500 ó 1000 veces más rápidos que a través de un metal un metal sólido. El principio de funcionamiento es simple y efectivo, ya que es un sistema de transferencia de calor que funciona por medio de un ciclo de evaporación y condensación de un fluido de trabajo dentro de una cavidad cerrada. El TTB consta de tres secciones: condensador, zona adiabática y evaporador. En la Fig. 2.1 se muestra el esquema de un TTB. sección condensador disipación de calor g flujo de vapor sección adiabática película de condensado liquído en ebullición sección evaporador suministro de calor Fig. 2.1.-Tubo Termosifón Bifásico 15 Ciclo termodinámico El termosifón bifásico trabaja en un ciclo termodinámico. La Fig. 2.2 muestra el diagrama esquemático del ciclo que sigue el fluido de trabajo y los procesos involucrados dentro del tubo. Fig. 2.2.-Ciclo termodinámico del termosifón bifásico en un diagrama T-S Los procesos que suceden en el interior del tubo termosifón se describen a continuación. Procesos Descripción 1a2 El termosifón empieza a funcionar cuando se suministra calor 𝑄 (gases residuales), sobre la pared exterior del evaporador a una temperatura promedio del evaporador 𝑇𝑒 . El calor es transferido por conducción a través de la pared hacia el fluido de trabajo, aumentando la temperatura y la presión del fluido de trabajo, entonces el fluido en el interior cambia de fase. Por lo que en este proceso se lleva a cabo la evaporación del fluido de trabajo. 2a3 Debido a la diferencia de presiones, el vapor que se genera fluye del evaporador hacia la sección del condensador, llevando la energía de evaporación pasando por la zona adiabática, hasta alcanzar la sección del condensador, la cual se ubica en una región de menor temperatura 𝑇𝑐 (aire ambiente). 3a4 Ahí, el vapor que entra en contacto con la pared, se condensa y cede su calor latente al fluido frío del exterior. 4a1 Entonces y debido a que la posición del termosifón bifásico es vertical provoca que la acción de la gravedad sobre el fluido condensado escurra o se deslice por la pared en forma de película, hacia la sección del evaporador. Completándose de este modo un ciclo de trabajo. 16 Sin embargo, el alcance de un análisis termodinámico es muy limitado y en la mayoría de los casos sólo los métodos convencionales de transferencia de calor son necesarios para resolver los problemas de termosifones bifásicos, especialmente cuando se requiere una cantidad cuantitativa [10]. De esta manera el termosifón puede transportar en forma continua el calor latente de vaporización, a menos que sea interrumpida por anomalías que pueden limitar de manera significativa el buen funcionamiento del termosifón. 2.2 Límites de operación de un TTB La operación correcta de un elemento bifásico está sujeta a que no deberá alcanzar los límites de operación. Los cuales, son fenómenos que ocurren dentro del tubo, por ejemplo, la formación de burbujas de vapor en el seno del líquido, que debido a un suministro excesivo de calor radial en el evaporador dificultará la circulación del líquido y, de esta forma se ha llegado a un límite de funcionamiento. Los límites de operación se obtienen al saber la tasa máxima de calor que transfiere el tubo para una cantidad de fluido, geometría y temperatura de operación dada. Y se deben determinar para saber hasta dónde debe ser utilizado el elemento sin disminuir la transferencia de calor y con seguridad (sobrecalentamiento, daños o ruptura del tubo). Limite de arrastre o inundamiento Al estar en operación y comportarse el termosifón de manera estable, es decir con un equilibrio entre el calor que es suministrado al evaporador y el calor que es rechazado en la sección del condensador, en el termosifón se tendrá, una capa de líquido condensado de forma bien definida escurriendo por la pared. Además de una corriente de vapor ascendiendo en forma estable. Debido a esto, habrá una interacción entre el vapor y la superficie líquido. El ciclo de funcionamiento será de manera continúa. Pero, cuando se tiene como origen un alto flujo de calor, suministrado al evaporador, se cambian las características del vapor dando como consecuencia que se eleve la velocidad de este. El contacto entre el vapor a una mayor velocidad y la superficie del líquido ocasiona que se detenga el regreso del líquido condensado hacia la sección del evaporador. De este modo se ha alcanzado el límite llamado de inunda miento de la sección del condensador, lo que también ocasiona que el liquido en el evaporador se evapore por completo. El límite de operación por arrastre se manifiesta por una lectura intermitente de las temperaturas en toda la sección del evaporador, ya que cuando se evapora todo el líquido la velocidad del vapor disminuye iniciándose de nueva vez el ciclo pero en forma intermitente. También se caracteriza por la presencia de gotas en la región de la sección del condensador, ya que se podría escuchar el golpeteo de las gotas arrastradas en la tapa superior del tubo. Para obtener el flux de calor crítico debido al límite de inunda miento la siguiente ecuación es normalmente usada y es de la forma: 𝑄𝑚á𝑥 = 𝐾𝜆𝐴 𝑔 𝜍 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 −0.25 𝜌𝑣 −0.25 + 𝜌𝑙 −0.25 −2 (2.1) 17 Donde 𝐾= 𝜌𝑙 𝜌𝑣 0.14 𝑡𝑎𝑛2 𝐵𝑜0.25 𝑔 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 𝐵𝑜 = 𝐷𝑖 𝜍 0.5 Donde A es el área interna del tubo termosifón, dint es el diámetro interior del tubo, y Bo es el numero de Bond. Limite de evaporador seco Este límite ocurre cuando la cantidad de líquido con que se carga el tubo no es suficiente. Esto es, una cantidad de condensado debe escurrir por la pared interior del tubo de tal manera que se forme una capa uniforme de líquido, también una cantidad en forma de vapor subiendo por en medio del tubo, además una parte del líquido en el fondo del evaporador. De no haber toda esta cantidad de líquido, y a un incremento de calor se evaporara el líquido en el evaporador. Por el contrario, un exceso de líquido debe ser evitado ya que estando en funcionamiento el líquido en el evaporador no deberá invadir la sección del condensador, ya que su presencia restará la operación adecuada del condensador. Una seña de que se ha alcanzado este límite, es que se manifiesta en una diferencia de temperaturas en la parte de inferior y superior de la sección del evaporador. Esto indica que se ha extralimitado la máxima capacidad de transporte de calor, para una cantidad de fluido dada. Para el límite de secado es usado para ilustrar la relación entre la carga de fluido de trabajo y el flux de calor. 𝑄𝑚á𝑥 𝜌𝑣 𝑓𝑔 = 𝑔𝜌𝑙2 𝐷𝑐 𝐷𝑒 ∗ 4 3𝜇𝐿𝑒 𝜍𝑔𝜌𝑣2 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 𝑉𝑒 𝑉𝑡 𝑉𝑙 𝑉𝑒 − 𝜌𝑣 𝜌𝑙 ∗ 1 − 𝜌𝑣 𝜌𝑙 4𝐿𝑐 5 + 𝐿𝑎𝑐 𝜍𝑔 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 𝜌𝑣2 𝑉𝑡 𝜋𝐷𝑐 + 𝐷𝑒 − 𝐷𝑐 2 −0.25 3 3 𝐿𝑎𝑐 + 3 𝐿𝑒 4 3 (2.2) Limite de ebullición o flujo de calor Se presenta en los termosifones con altos volúmenes de llenado y con altos flujos de calor radial suministrados a la sección del evaporador. Por lo tanto, este límite se refiere a determinar el máximo flujo de calor que se le debe suministrar a la sección evaporador. Si el flujo de calor se incrementa, empieza la ebullición del líquido en forma de burbujas entre la superficie sólida de la pared y el líquido, debido a que una película de vapor se forma entre estas causando un aumento de la temperatura de la pared del tubo. 18 La aparición de este límite puede llevar a un sobrecalentamiento de la pared y puede ocasionar una ruptura del recipiente. En una tubería cilíndrica se observo la formación de burbujas sobre la pared. Según un análisis estadístico de la permanencia de formación de burbujas se permitió establecer la siguiente relación para límite de ebullición. 𝑄𝑚á𝑥 𝜍𝑔 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 = 𝐾3 𝐿𝜌𝑣 𝐴𝑐 𝜌𝑣2 0.25 (2.3) Donde, 𝐴𝑐 = 𝜋𝐷𝑙𝑒 es el área interna del evaporador 𝜍; es la tensión superficial del líquido K3 es un parámetro de proporcionalidad donde Kutateladze y Borishanski demostraron experimentalmente está ecuación para 𝐾3 𝜖 0.12 − 0.157 El menor de los anteriores límites de funcionamiento una temperatura dada definirá la máxima transferencia de calor para esa temperatura. 2.3 Calor transportado por el TTB Cantidad de fluido de trabajo Como se trato anteriormente en los límites de operación, es importante que el tubo termosifón sea cargado con la cantidad correcta de fluido de trabajo, ya que, al no contar con la cantidad adecuada de líquido se alcanzará principalmente el límite de evaporador seco. La relación de llenado se define como el porcentaje del volumen ocupado por el fluido de trabajo entre el volumen del evaporador. 𝑉𝑙 𝑉𝑟 = (2.4) 𝑉𝑒 Dependiendo de la cantidad de fluido de trabajo se tendrá o no ciertas áreas secas de la sección de evaporación Cuando el elemento bifásico trabaja por debajo del máximo flujo calor, Qmáx. El desempeño del tubo termosifón puede ser caracterizado por la resistencia térmica, R. El actual suministro de calor, Q y la diferencia de temperaturas entre el evaporador y el condensador (∆𝑇 = 𝑇𝑝,𝑒 − 𝑇𝑝,𝑐 ), estas se relacionan por medio de la ecuación 2.5 𝑄= ∆𝑇 𝑅 (2.5) Resistencias térmicas La resistencia térmica total y específica de cada TTB se compone de la siguiente manera: 19 Rp,e, Rp,c, son las resistencias térmicas conductivas en las paredes del evaporador y del condensador. Rint,e, Rint,c, son las resistencias térmicas convectivas en el interior del evaporador y condensador Rcc, son las resistencias térmicas por contacto entre el tubo de acero y las aletas de aluminio en el condensador. Rext,c, son las resistencias térmicas convectivas en el exterior del evaporador y condensador Fig. 2.3.- Esquema de las resistencias térmicas en un termosifón con aletas Las resistencias térmicas pueden ser obtenidas de la siguiente manera: 𝑅𝑝,𝑒 𝑟 𝑟 𝐼𝑛 𝑟2 𝐼𝑛 𝑟2 1 1 = 𝑦 𝑅𝑝,𝑐 = 2𝜋𝑙𝑒 𝑘𝑒 2𝜋𝑙𝑐 𝑘𝑐 𝑅𝑖𝑛𝑡 ,𝑒 = 1 1 𝑦 𝑅𝑖𝑛𝑡 ,𝑐 = 𝑖,𝑒 𝐴𝑖,𝑒 𝑖,𝑐 𝐴𝑖,𝑐 𝑅𝑒𝑥𝑡 ,𝑐 = 1 𝑒,𝑐 𝐴𝑒,𝑐 (2.6 𝑦 2.7) (2.8 𝑦 2.9) (2.10) 20 Coeficientes de transferencia de calor El coeficiente de convección en la parte externa de la superficie del condensador he,c se obtiene de la ecuación = 𝑁𝑢 𝑘𝑎 𝑑𝑒𝑥𝑡 (2.17) El número de Nusselt 𝑁𝑢 = 0.26 𝑅𝑒 𝑃𝑟𝑓 𝜀𝑇 = 𝑃𝑟𝑝 0.6 𝑃𝑟 0.37 𝜀𝑇 0.25 (2.18) 0.25 , ocurre un calentamiento del aire El número de Reynolds 𝑅𝑒𝑓 = 𝑣 𝑑𝑒𝑥𝑡 𝜈𝑎 (2.19) Para calcular el coeficiente de eficiencia teórica E se necesita calcular el valor del parámetro de la aleta m para esto, a su vez se requiere conocer la conductividad térmica de la aleta correspondiente a su temperatura media TA. También se deberá conocer la temperatura a la cual se determinaran las propiedades termo físicas del aire de enfriamiento y será la temperatura media. 𝑇𝑎 + 𝑇𝑝,𝑐 𝑇= (2.20) 2 El coeficiente de convección de la pared hacia el fluido de trabajo en la sección del evaporador 𝑖,𝑒 𝑄 Si se conoce el flux de calor por unidad de longitud 𝜙𝑒 = 𝑙 en todo el largo del evaporador y si 𝑒 la temperatura de la superficie exterior del tubo se conoce en forma experimental, entonces se determina el coeficiente de convección en el interior de la sección del evaporador. 1 𝑖,𝑒 = 2𝜋𝑑𝑖𝑛𝑡 𝑇𝑝,𝑒 − 𝑇𝑣,𝑒 𝜙𝑒 (2.21) El coeficiente de convección de la pared hacia el fluido de trabajo en la sección del condensador 𝑖,𝑐 𝑖,𝑐 = 0.943 𝑔𝜌𝑙2 𝜆𝑘𝑙3 𝜇𝑙 𝑇𝑝,𝑐 − 𝑇𝑣,𝑐 𝑙𝑐 (2.22) 21 Para poder calcular los anteriores coeficientes de convección es necesario determinar la temperatura interior del termosifón haciendo la consideración de que la temperatura de operación es usualmente definida como la temperatura del vapor. 𝑇𝑣 = 𝑇𝑠,𝑒 + 𝑅𝑝,𝑐 + 𝑅𝑒𝑥𝑡 ,𝑐 𝑅𝑡 𝑇𝑠,𝑒 − 𝑇∞ (2.23) Estudio de Nusselt (película no perturbada) Este estudio se refiere al análisis del flujo anular en un conducto cilíndrico, en donde no se considera los efectos del flujo de vapor sobre la película de líquido. Se escogió la circulación de la película vertical sin perturbación, porque es el caso más simple donde el líquido circula con interface lisa, es decir, no contempla las fuerzas de corte en la interface. Con esto se considera que la velocidad del vapor es pequeña y además la fuerza de corte y la caída de presión del vapor proveniente del evaporador son despreciables. Las fuerzas de gravedad que hacen que el líquido descienda, se expresan de la siguiente manera (ver figura 1.5): g l v y (2.24) Por otra parte, la fuerza de corte entre el tubo y el líquido se representa por: u l l y (2.25) Para evitar que el flujo se acelere, se deben igualar ambas fuerzas l ul g l v y y (2.26) 22 D/2 0 y l ul y g l v y z Fig.2.4.-Modelo de película no perturbada. Integrando esta ecuación, se puede deducir una expresión para la velocidad del líquido: y2 ul l v y l 2 g (2.27) Por otro lado la expresión que representa el flujo volumétrico para este modelo es: Vl Dul dy Dg 0 3 l v 3l (2.28) la cual, se obtiene el espesor de la película teórico: 3lVl Dg l v (2.29) Por otro lado, relacionando la expresión del flujo volumétrico con el flujo másico se tiene: m l lVl (2.30) Ahora, sabiendo el flujo másico de líquido, el flujo de calor se obtiene sustituyendo el flujo másico para este modelo en la ecuación (1.9), se tiene: Q Dg l 3 l v h 3l fg (2.31) 23 Esta última expresión representa el flujo de calor que transmite el termosifón cuando se tiene una interface lisa. Este modelo es muy simplificado, pero puede servir de referencia en los cálculos del espesor de película con datos experimentales. La experiencia ha mostrado que la expresión anterior es válida solamente para circulación con número de Reynolds menores a 4000 2.4 Fluidos de trabajo y materiales de construcción El fluido de trabajo es el principal elemento del termosifón. Este deberá tener las siguientes propiedades: 1.- Alta tensión superficial para asegurar el bombeo. 2.- Buenas características de mojado por la misma razón. 3.- Baja viscosidad para asegurar el bombeo. 4.- Alto calor latente para aumentar el calor transportado. 5.- Alta conductividad térmica para ayudar en la transmisión de calor entre el fluido y la pared del tubo. 6.-Puntos de condensación y evaporación compatibles con la gama de operación. 7.-Alta densidad para reducir la resistencia al flujo. 8.-Estabilidad química. Por otro lado, los fluidos de trabajo se pueden clasificar en 4 categorías dependiendo de la aplicación, estas pueden ser: ultra baja temperatura (criogénica), baja temperatura, media temperatura y alta temperatura. En la Tabla 2.1 se muestran algunos fluidos de trabajo utilizados en los tubos termosifones [11, 12,13]. Tabla 2.1.-Intervalos de temperatura de aplicación y fluidos de trabajo[11,12,13] Criogénica (1 a 200 K) Helio Hidrógeno Neón Oxígeno Nitrógeno Baja temperatura (200 K a 500 K) Agua Amoniaco Refrigerante R-134ª Dowtherm A Etanol Trietilenglicol-Agua Media temperatura (500 a 700 K) Sulfuro Mercurio Agua+Na2HPO4 Agua+Naphtaleno Agua+FC-72(C6F14) Dowtherm A(fluido térmico) Glicol Alta temperatura (700 a 3000 K) Plata Indio Litio Sodio Potasio Cesio El agua es un importante fluido de trabajo este se puede utilizar solo o como mezcla agregándole otra sustancia. Además, presenta una temperatura de operación, que es similar a la que se encuentra en la temperatura de la salida de los gases de escape de diversos equipos industriales. Materiales de construcción 24 Los materiales con que son construidos el recipiente son varios por ejemplo, aceros al carbón, cobre, aluminio, aceros inoxidables, etc. En la tabla 2.2 se muestran algunos más materiales de fabricación y fluidos de trabajo. Tabla 2.2.-Materiales de construcción y fluidos de trabajo[11,12,13] Fluidos de trabajo Material del recipiente Níquel Acetona Acero inoxidable (304,321) Acero al carbón Amoníaco Fierro Diclorobenceno Cobre Mercurio Acero inoxidable (304,321,347) Cobre Metanol Acero Acero inoxidable(304,347) Potasio Níquel Hastelloy-X(Ni con 22% Cr, 18% Fe, 9% Mo, 1.5% Co, 0.5% W) Sodio Haynes Alloy 25(Co con 20 % Cr, 15 % W, 10% Ni) Cobre Agua Cobre-níquel-acero Titanio Acero inoxidable Nitrógeno Cobre Etanol Cobre Metanol Cobre El uso del acero y el agua como material de construcción y fluido de trabajo respectivamente en el tubo termosifón, es muy atractiva debido, por ejemplo, a su bajo costo y la alta transmisión de calor que se obtiene. Sin embargo, es conocido que el material ferroso es químicamente incompatible con el agua, y una manifestación de esta incompatibilidad es la aparición de herrumbre. Esto a través del tiempo va destruyendo al material, por lo que es muy importante comprender el fenómeno de la corrosión. 2.5 Corrosión La corrosión es sinónimo de la destrucción del metal, tiene muchas formas de manifestarse y depende del ambiente al que este sujeto. La detención de la corrosión es una ciencia que abarca muchas áreas y su estudio requiere de muchos conocimientos. Sin embargo, el producto de la corrosión es muy palpable y no es particular de una rama su estudio, lo que hace que cada persona tome acción contra ella de diferentes formas cada día. El propósito de este punto 2.5 sólo consiste en ilustrar en forma breve como sucede el mecanismo de corrosión del fierro en agua con presencia de oxigeno disuelto en esta. En la Fig. 2.2 se presenta el esquema del posible mecanismo de la corrosión, el cual se describe a continuación. 25 Fig. 2.5.- Mecanismo de corrosión del fierro debido a una gota de agua [14] Mecanismo de la corrosión 1.- La corrosión principia cuando a una superficie de metal ferroso le cae una gota de agua y en el centro de la gota en contacto con el Fe, donde da inició la reacción siguiente: 𝐹𝑒 → 𝐹𝑒 ++ + 2𝑒 −, en la zona del ánodo (-). 2.- Los electrones (2e-), se desprenden de la rotura del enlace atómico del Fe, se desplazan por el metal y lo cargan (-). 3.- Los iones Fe++ reaccionan con el 2H2O obteniéndose Fe(OH)2 más dos iones de hidrógeno (2H+). 4.- Los iones hidrógeno (2H+) se reducen en el cátodo (+) con los electrones (2e-) obtenidos de la corrosión del Fe según la reacción: 2𝐻 + + 2𝑒 − → 𝐻2 , por lo que el gas H2 puede escapar a la atmósfera o polarizar el cátodo (+), pero el oxigeno del aire puede ser el despolarizante. 5.- El Fe(OH)2 (punto 3), el cual se puede encontrar en la periferia de la gota del agua, reacciona con el O2 del medio ambiente, obteniéndose la herrumbre, esta se deposita a un lado del área catódica de manera que no impida que el H2 (gas) escape. 6.- Se considera que la herrumbre tiene las siguientes fórmulas o sustancias: FeO FeO-H2O Fe(OH)3 2Fe(OH)3 Fe2O3-H2O Fe2O3 7.-Por último, la gota de agua se evapora y queda sobre el metal el oxido de fierro, es decir, la herrumbre la cual es de color café claro. 26 Lo anterior es un proceso electroquímico porque ocurre sobre la superficie del metal y un medio ambiente, o sea el fluido. En este proceso sucede una combinación de una o más sustancias para formar un producto y también un desprendimiento de energía eléctrica debido a que el fenómeno de la corrosión sucede a nivel de los átomos y estos están conformados por un núcleo, el cuál contiene protones (+) y electrones (-). Siendo los electrones los que se pueden desplazar a través del metal y se pueden medir, porque generan una corriente eléctrica al moverse. Entonces, en la zona en donde sucede la corrosión hay un proceso de oxidación, el cual se refiere al intercambio de energía entre dos zonas del mismo material y el agua. Estas áreas son el ánodo y el cátodo. El ánodo cede o pierde un electrón y el cátodo es el que lo recibe, es decir la zona que perdió a un electrón se oxida y el que lo capta se reduce. Para que lo anterior no ocurra, se tendrá que evitar de alguna manera un flujo de electrones. 2.6 Disminución de la corrosión en los termosifones Como se vio en el punto 2.5, una de las principales causas del deterioro del metal es el oxigeno disuelto en el agua, ya que este puede causar picaduras y posteriormente fisuras en la superficie interna del termosifón según la siguiente reacción: 2𝐹𝑒 + 𝐻2 𝑂 + 𝑂2 → 𝐹𝑒2 𝑂3 + 𝐻2 2.32 En esta interacción los productos de la corrosión son el gas hidrógeno y la formación de oxido de fierro (𝐹𝑒2 𝑂3 ) hematita, la cual es un mineral de fierro de color café rojizo, es decir la herrumbre, lo que normalmente se observa en la corrosión. Para contribuir en la solución de la corrosión del acero se han llevado a cabo diversas investigaciones. Nishchick et al [15] encontraron que recubriendo la superficie interna y agregando un inhibidor, sin mencionar cual, al fluido de trabajo de un termosifón construido de acero, se podría ayudar a reducir la corrosión y la acumulación de hidrógeno. Novotna et al [16] anuncio que recubriendo con magnetita la superficie interior y añadiendo 5 g/L de cromato de potasio al agua fue el mejor método de protección de la corrosión en un tubo hecho de acero. Kiatsiriroat et al [17] estudiaron el comportamiento de fluidos de trabajo compuestos de las mezclas etanol-agua y trietilenglicol-agua a diferentes concentraciones. Se encontró que en el caso de TEG-agua la transferencia de calor varía con la cantidad de TEG-agua y que se puede retrasar la aparición del límite de inundamiento en pequeños termosifones. Terdtoon et al [18] llevaron a cabo un estudio en el que usaron diferentes métodos de protección interna de los termosifones, entre ellas: calentamiento del tubo y adición de inhibidores .Mou et al [19] realizaron un estudio para prolongar la vida útil de los caloductos fabricados de acero al carbón a través de hacer un cierto tratamiento en la superficie interior de los elementos. Como se vio de lo anterior existen dos métodos para disminuir los efectos de la corrosión. El primero es hacer un tratamiento a la superficie interna del termosifón. El segundo es agregar un aditivo al fluido de trabajo. El enfoque de este trabajo estará dirigido al segundo método ya que presenta ciertas ventajas, por ejemplo, es práctico y varios aditivos inhiben la corrosión al crear una capa protectora en la superficie interna del tubo. 27 El tubo termosifón normalmente usa un solo componente como fluido de trabajo, por ejemplo, agua bidestilada. Para mejorar unos aspectos, tal como la corrosión, se puede añadir otro componente al fluido de trabajo, un aditivo, para evitar o detener el deterioro del metal. 2.7 Selección del inhibidor Un inhibidor es una sustancia orgánica o inorgánica que se agrega al agua o a la solución corrosiva y que es transportada por una tubería de Fe, con el fin de disminuir o reducir la velocidad de ataque del medio sobre el metal. Este, por lo regular es agregado en pequeñas concentraciones [20,21,] y su estado físico puede estar en forma de gas o líquido es decir volátil o soluble. Como se vio en el punto 2.3 el oxigeno disuelto en el agua es el principal agente corrosivo. Por lo que una manera de reducir la corrosión en sistemas cerrados consiste en agregar al fluido de trabajo un inhibidor que elimine el nivel de oxigeno disuelto. Y entonces la disolución del metal se puede detener porque se aísla un factor importante en el procedimiento de la corrosión el cuál es el flujo de electrones, es decir se inhibe que interactué el ánodo o el cátodo por la ausencia de oxigeno disuelto [22]. De los inhibidores encontraos en la industria que actúan como removedores de oxígeno se tienen varios, entre algunos tales como: Sulfito de sodio Carbohidrazida Diethylhydroxylamina (DEHA) 1-Amino-4-methylpiperazine Hidrazina Tabla 2.3.-Inhibidores removedores de oxígeno [23,24] inhibidor Sulfito de sodio Carbohidrazida (DEHA) 1-Amino-4methylpiperazine Hidrazina reacción con el forma oxígeno sólidos si si si no si no si no si no dosificación teórica 8:1 1.4:1 1.2:1 pasivación no si formación magnetita formación magnetita de de peligrosidad no no si - no 1:1 si Comparación entre los inhibidores Es importante que los aditivos no formen un sólido. Por ejemplo, el sulfito de sodio forma sulfato de sodio, el cual es un sólido que se incrusta en la tubería, por lo que no se recomienda su uso. Sin embargo, también es importante que el aditivo no forme sustancias agresivas al metal o tóxicas. Por ejemplo, la carbohidrazida forma carbonatos e hidrazina, siendo esta última una sustancia tóxica. De igual forma, la DEHA genera acido acetilico, nitrógeno y agua, el ácido es una sustancia agresiva al metal. Finalmente, la hidrazina produce nitrógeno y agua, los cuales no 28 son ni agresivos ni tóxicos. Otro parámetro importante es la estabilidad del inhibidor, ya que a ciertas temperaturas y presiones el aditivo puede degradarse químicamente perdiendo su capacidad de remoción del oxígeno disuelto en el agua. Por ejemplo, la carbohidrazida no se degrada químicamente hasta los 48 bar, la hidrazina lo hace hasta los 16 bar, mientras que la DEHA es estable hasta los 21 bar. Sin embargo, dependiendo de las aplicaciones de los elementos bifásicos es posible que no se alcancen las presiones y temperaturas en las que el aditivo se degrade químicamente. Por el lado de la dosificación, lo que significa la cantidad de aditivo necesaria para remover el oxigeno disuelto en el agua, es preferible que sea la menor. En esta comparación la hidrazina presenta que teóricamente se necesita 1mg/L de aditivo para remover 1mg/L de oxígeno disuelto en el agua, mientras que para los demás inhibidores mostrados en la tabla 2.3 se requiere una mayor cantidad. En relación a la seguridad, se observa que la DEHA e hidrazina son las sustancias de mayor riesgo. Sin embargo, esta última se utiliza generalmente en forma de hidrato de hidrazina (N2H4+H2O), en la cual la hidrazina esta diluida en agua en diferentes proporciones, lo que reduce considerablemente su nivel de peligrosidad. Para poder manejarlo se deberá usar la protección adecuada por ejemplo, lentes de seguridad, guantes de caucho, overol o bata y mascará con filtro tipo “canister”. Lo cual no es excesivo pues estos equipos de seguridad son los mismos que se recomiendan para trabajar con amoniaco. Mención aparte es la protección física de la superficie del metal (pasivación), es decir, la formación de una película de oxido que no permita el desarrollo del proceso de corrosión. En el caso de la carbohidrazida probablemente forme una capa que se adhiera a la superficie, ya que se descompone en hidrazina. Los casos de la DEHA, 1-Amino-4-methylpiperazine e Hidrazina forman una película de oxido, magnetita, siendo la hidrazina el aditivo que produce una capa protectora con mejor adherencia a la superficie [25]. Por lo tanto, de acuerdo con lo anteriormente mostrado la hidrazina cumple con todos los requisitos para ser utilizada como aditivo para disminuir los efectos de la corrosión en los tubos termosifones. Además de que se ha aplicado con éxito como inhibidor de la corrosión de las tuberías de los generadores de vapor en plantas termoeléctricas desde la década de los sesenta. 2.8 Reacciones de la hidrazina La hidrazina, cuya fórmula química es (N2H4), está compuesta de nitrógeno e hidrógeno, no es conocido que ocurra en forma natural., por lo que se produce a través de la síntesis del amoniaco. Los usos más comunes de la hidrazina son como producto en la manufactura de químicos en la agricultura, productos farmacéuticos, combustible para cohetes, y como absorbente de oxígeno [26]. A continuación se presentan las reacciones químicas que se considera tendrán lugar en el interior del tubo termosifón cuando se agregue hidrazina como aditivo al fluido de trabajo (agua bidestilada). La hidrazina actúa removiendo el oxigeno disuelto en el agua de la siguiente manera: 29 𝑁2 𝐻4 + 𝑂2 ⟶ 𝑁2 + 2𝐻2 𝑂 (2.33) Pasivación La hidrazina puede llegar a ser un pasivador. El termino pasivación describe un proceso por el cual una película de oxido es formada sobre el metal. La reacción de la hidrazina con el oxido de fierro es como sigue: 𝑁2 𝐻4 + 6𝐹𝑒2 𝑂3 → 4𝐹𝑒3 𝑂4 + 2𝐻2 𝑂 + 𝑁2 (2.34) La hidrazina interactúa con el oxido de fierro para formar oxido de fierro magnético Fe3O4 (magnetita). La cual es de color negro y por lo general se forma en agua o vapor cuando hay una deficiencia de oxígeno y sobre una capa de Fe2O3 (hematita). La película o barrera que se adhiere en la superficie del metal evita el transporte de las especies reactivas del agua sobre la superficie del mismo, o el transporte de los productos fuera de esta interfase, es decir, evita el flujo de energía eléctrica. Por lo tanto, el sistema metal-agua no se ve oxidado ni reducido y la adición de hidrazina puede retardar y en algunos casos detener la destrucción del acero. Degradación térmica Sin embargo, los cuidados que se deben tener son debidos a la degradación de la sustancia, que en este caso se lleva a cabo a presiones y temperaturas mayores de 16 bar y 250°C respectivamente. La reacción es como sigue: 3𝑁2 𝐻4 + 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 → 4𝑁𝐻3 + 𝑁2 (2.35) Los productos de la descomposición son el amoniaco y nitrógeno, que también se acumularán en la parte superior del condensador del termosifón. Una solución es dejar un espacio en el tubo para que se alojen ahí estos gases. En este capítulo se conoció la manera en la cual podría actuar el inhibidor en el fluido de trabajo y a su vez en el TTB. Además, se compararon las características de varias sustancias que funcionan como inhibidores de la corrosión. De todas ellas se eligió la hidrazina como la más apropiada para los termosifones y se mostraron sus reacciones. Una vez terminada esta etapa se debe probar la efectividad de la hidrazina como inhibidor de la corrosión en el tubo termosifón, lo que se realizará en el siguiente capítulo. 30 CAPÍTULO III En este capítulo se muestra el diseño de los experimentos, se describen las instalaciones y se mostró el procedimiento para llevar a cabo y ejecutar cada una de las pruebas. Un primer experimento se realizó para conocer algunas propiedades físicas de la solución agua+hidrato de hidrazina. Enseguida se presentó un experimento para determinar la cantidad de inhibidor en condiciones de temperatura ambiente y sin agitación. Después, se describió un experimento para determinar la isotermicidad del TTB en un intervalo de 800 horas de operación continúa. Por último, se investigó experimentalmente el comportamiento del TTB a diferentes cargas térmicas. 31 3.1 Experimento para obtener las propiedades físicas del fluido de trabajo Para poder cargar los termosifones usando la mezcla agua+hidrato de hidrazina como fluido de trabajo, se necesita tener información sobre sus propiedades físicas. En este primer experimento se obtendrán las propiedades físicas del fluido de trabajo (agua destilada+hidrato de hidrazina), a presión atmosférica y dentro de un intervalo de temperatura de 20 °C a 80 °C. El agua bidestilada se adquirió con las características químicas siguientes: ph de 6 y conductividad específica de 1/cm y sin presencia de sólidos disueltos. El hidrato de hidrazina fue proporcionado por la planta termoeléctrica Valle de México perteneciente a la Comisión Federal de Electricidad. El certificado de calidad del agua bidestilada y del hidrato de hidrazina se muestra en el anexo B. En la Tabla 3.1 se tienen las propiedades físicas del agua e hidrato de hidrazina a condiciones ambiente Tabla 3.1.-Algunas propiedades físicas del agua e hidrato de hidrazina [27,28,29,30] propiedad composición apariencia punto de congelación,°C masa molar, kg/kmol punto de ebullición a 1 atm, °C temperatura crítica, °C presión crítica, atm presión de vapor a 20 °C, kPa densidad a 20°C, g/cm3 solubilidad en agua viscosidad a 25°C, P calor específico(líquido),cal/mol K tensión superficial a 25°C dina/cm entalpia del líquido a 25°C, kJ/kg agua H2O Líquido incoloro 0 18.015 100.0 374.2 218.3 2.02 0.998 0.008904 17.98 (298K) 72.8 2448 hidrato de hidrazina 64% N2H4*H2O Líquido incoloro -51.5 52.05 120.1 380 145 1 1.0032 Muy alto 0.00905 23.62 (298K) 74.2 1395.5 Se observa en la tabla anterior que el inhibidor no difiere demasiado en algunas propiedades con respecto del agua. Pero, si lo hace en el punto de ebullición. Lo cual es de gran ayuda, ya que cuando se lleve a cabo la carga de la mezcla en el termosifón a presión atmosférica y el agua se evapore, el inhibidor permanecerá en la mezcla. Sin embargo, no es posible usar las propiedades de los fluidos por separado, por lo que se deben comprobar las propiedades de la mezcla agua+hidrato de hidrazina. En este estudio el fluido de trabajo -agua bidestilada + hidrato de hidrazina- fue preparado agregando diferentes cantidades de esta última sustancia en un litro de agua bidestilada hasta alcanzar la concentración requerida. Por ejemplo para la muestra marcada como número 2, en un litro de agua se agregó 0.5 g de inhibidor y se agitó para mezclarse. En la Tabla 3.2 se muestran las concentraciones del fluido de trabajo que fueron preparados para obtener sus propiedades. 32 Tabla 3.2.- Concentraciones de aditivo para prueba de corrosión Muestra concentración de hidrato de hidrazina (g/L) 1 2 3 4 0.5 1.0 1.5 2.5 En las figuras 3.1 a–d se muestran los resultados de algunas propiedades del la mezcla en su fase líquida y en el intervalo de temperatura 20 ºC a 80 ºC. Se puede ver que con las cantidades e intervalo de temperatura con las que se trabajo, las propiedades no se alteran de manera significativa en el fluido de trabajo. Sin embargo, cuando la mezcla se encuentre en estado gaseoso el comportamiento puede ser diferente. En el anexo C, se muestra el procedimiento para determinar las propiedades del fluido de trabajo tal como: densidad, viscosidad, calor de vaporización y tensión superficial. Viscosidad dinámica Densidad 1.2 1.000 1 0.990 0.8 0.985 cP g/ml 0.995 0.980 0.975 0.6 0.4 0.970 0.2 0.965 0 0.960 10 20 30 40 50 60 Temperatura, °C 70 10 80 20 30 40 50 60 70 80 Temperatura, °C a b Calor de vaporización Tensión superficial 2500 0.072 0.072 2450 0.072 2400 kJ/kg N/m 0.072 0.071 0.071 2350 2300 0.071 2250 0.071 0.071 2200 10 20 30 40 50 60 Temperatura, °C 70 80 10 20 30 40 50 60 70 80 Temperatura, °C 33 c d Fig. 3.1 a–d.-Propiedades del fluido de trabajo en el intervalo de 20 °C a 80 °C 3.2 Experimento para determinar la cantidad de inhibidor en condiciones de ambiente y sin agitación Este experimento consistió en hacer varias mezclas con diferentes cantidades de inhibidor y observar su influencia al sumergir en ellas piezas hechas del mismo material como con el que se construyó el termosifón. 3.2.1 Características de los especímenes En la figura 3.2 se muestra el espécimen de prueba. Este es hecho de una aleación de acero, es de forma circular de 25.4 mm de diámetro exterior y un espesor de 2.4 mm. El cual es del mismo material con él fueron construidos los termosifones, cuya composición química es: Tubo ASTM A179 C.- 0.08-0.16, Mn.-0.3-0.60 %, P.-0.040 % máx., Si.-0.050% máx. Fig. 3.2.-Espécimen de prueba Otra característica de este material es que es hechos sin costura y un número de dureza Rockwell menor a B72. Se usa en intercambiadores de calor, condensadores y aparatos similares de transmisión de calor [31]. 3.2.2 Metodología del experimento Preparación de las muestras Se cortaron 6 anillos de 15 mm. de ancho, posteriormente fueron lijadas, primero con lija del numero 80 y se termino con la lija del numero 50. Después los anillos fueron limpiados con fibra y jabón, y enjuagados con agua bidestilada y alcohol etílico. Finalmente fueron marcados y pesados. En la tabla 3.3 se muestra el peso de los anillos. 34 Tabla 3.3.-Peso de los anillos y concentración de inhibidor en el agua Muestra 1 2 3 4 concentración de hidrato de hidrazina (g/L) 0 (Agua bidestilada) 0.5 1 10 peso (g) 16 14.6 14.4 13.6 3.2.3 Prueba experimental Cada pieza de metal se sumergió totalmente en recipientes de vidrio individuales y con tapa de rosca los cuales contuvieron el fluido de prueba. El experimento se realizó durante 30 días a condiciones ambiente y sin agitación. Después se inspeccionó en forma visual para conocer la influencia producida por el fluido de trabajo sobre el metal. En las figuras 3.3 y 3.4 se presentan los anillos de prueba sumergidos en el fluido de trabajo al inicio y al final de la prueba y en esta última los cambios ocurridos al final del experimento. Fig. 3.3.-Especímenes sumergidos en el fluido de trabajo al inicio de la prueba Fig. 3.4.-Especímenes sumergidos en el fluido de trabajo al final de la prueba 35 3.3 Experimento para determinar la isotermicidad del TTB en base a la cantidad de aditivo en el fluido de trabajo La idea de este experimento, es que con el transcurso del tiempo y con una operación continúa del termosifón, se permita evaluar la isotermicidad de la superficie exterior de los TTB. Con esto se pretende encontrar el espacio ocupado por los gases no condensables: hidrógeno, oxigeno, nitrógeno, etc. Estos gases se condensan a una temperatura muy baja, por lo tanto, se mantienen en su fase gaseosa. Por su diferencia de densidad con el agua tienden a acumularse en la parte superior del tubo formando una zona que evita el paso del vapor de agua. El experimento, se enfoca en registrar la temperatura a lo largo de la superficie externa de cada TTB (poniendo énfasis en los primeros 5 cm de la parte superior del condensador), durante un lapso de tiempo. El termosifón se encuentra en condiciones de enfriamiento por convección natural, y la temperatura de la superficie externa de la zona del condensador es de aproximadamente de 200 °C. Para este experimento se tienen los siguientes parámetros: Parámetro que se variará - concentración de inhibidor desde 0.045 g/l hasta 1.0 g/l Factores que se mantendrán constantes - Temperatura en el evaporador 200 °C Tiempo de funcionamiento hasta 800 hrs. Volumen del fluido de trabajo 15% del volumen interno del TTB. Resultados esperados - Perfil de temperaturas en la superficie exterior del TTB Determinación de las dimensiones del espacio ocupado por los gases no condensables. Carga del fluido de trabajo Antes de iniciar las pruebas, el interior de los termosifones se limpió con agua jabonosa y escobillón de plástico y enjuagues sucesivos de agua bidestilada, posteriormente se dejaron escurrir hasta secarse. Después cada tubo fue cargado con una cantidad conocida de fluido de trabajo. Las cargas de fluido de trabajo para cada caso se prepararon de acuerdo a lo presentado en el punto 3.1. El llenado se hizo conforme a la metodología desarrollada en el trabajo [32]. En la figura 3.5 se muestra la instalación para la carga del fluido de trabajo. 36 termopares sección condensador T adquisición de datos A sección evaporador V aislante térmico resistencia eléctrica Fig. 3.5.-Esquema de la instalación experimental para carga de fluido de trabajo Las cargas de fluido de trabajo con el 15% de llenado en volumen total de interior del tubo quedaron de la siguiente manera: Muestra concentración de hidrato de hidrazina (g/L) A B C D 0.5 1.0 Agua bidestilada 0.045 g/L 3.3.1 Instalación experimental La Fig. 3.6 muestra la instalación experimental. Para ello se construyeron 4 tubos termosifones, de una aleación de acero al carbón ASTM A179 de 60 cm de longitud; un diámetro interior de 21.2 mm y espesor de 2.5 mm, 25 cm corresponden al evaporador y la parte restante es para el condensador, por lo que no se tiene zona adiabática. 37 termopares sección condensador T adquisición de datos sección evaporador A V aislante térmico resistencia eléctrica Fig. 3.6.-Esquema de la instalación experimental para prueba de isotermicidad El suministro de calor se obtiene a través de una resistencia eléctrica de tipo pulsera de 250 W y 120 V corriente alterna, la cual se conectó a un variador de voltaje marca Powersat, mod. 117CU de 1.4 kVA, 0-120 V, lo que permitió alcanzar una temperatura de 200 °C. La resistencia se cubrió con aislante térmico de fibra de vidrio de 2.54 cm de espesor. Para el registro de la temperatura de la superficie exterior se colocaron 4 termopares tipo T calibre 24 (0.51 mm) en cada uno de los tubos. La calibración de estos termopares se hizo con un calibrador marca Heise mod. PTE-1 2H. Se colocaron 3 termopares empezando por la parte superior y a un intervalo de 1.5 cm de separación, el último termopar se ubicó a la mitad del condensador. Todos los termopares fueron sujetados por abrazaderas (ver Fig. 3.7) y se conectaron a un lector de temperatura marca Cole Parmer, mod.92000-00 de 12 canales. Este equipo es capaz de dar lecturas de hasta 0.1 °C con una tasa de lectura de 4 segundos. En el experimento realizado se eligió tomar lecturas cada 10 minutos debido a la respuesta lenta del sistema y a la gran cantidad de datos generados. Por último se utilizó una computadora personal para registrar los datos medidos. 38 Fig. 3.7.-Ubicación y sujeción de termopares en la superficie exterior del condensador El voltaje, la corriente, fueron medidos usando un voltímetro y amperímetro digital de tablero mod. EVM-3 y EPM-40 respectivamente. 3.3.2 Pruebas experimentales Evaluación de la isotermicidad El experimento se inició aplicando un suministro de energía de 82 V ca a la resistencia eléctrica, el cual correspondió a una potencia de 125 W y una temperatura de 200 °C. Cuando el sistema se estabilizó se tomaron los datos de temperatura hasta completar 800 horas de operación continúa de cada termosifón. En la figura 3.8 se muestra la instalación experimental y el sistema de adquisición de datos. 39 Fig. 3.8.-Fotografía que muestra el banco de pruebas para experimento de isotermicidad La Tabla 3.4 representa la matriz típica de este experimento para la recolección de lectura de temperatura en la superficie exterior de los TTB. En este caso solo para la muestra marcada como A. Tabla 3.4.-Matriz de prueba para determinar la isotermicidad en el TTB Muestra TTB Fluido trabajo A Agua bidestilada de Temperatura promedio del termopar Temperatura promedio por cada hora termopar por cada día Ta1 Ta2 Ta3 Ta4 1 2 3 del 4 3.4 Experimento para determinar el desempeño del TTB Una vez que se concluyo con el tiempo de la prueba de isotermicidad, los termosifones se sometieron a diferentes condiciones de operación para evaluar su desempeño. El cual se realizó determinando el calor absorbido por el aire al pasar este a través del tubo termosifón a diferentes cargas térmicas y velocidades de aire. Para este experimento se tuvieron los siguientes parámetros: 40 Parámetro que se variará - Suministro de calor de 100 W a 300 W Velocidad de aire de enfriamiento de 6 m/s y 8 m/s Factores que se mantendrán constantes - Longitud de calentamiento Volumen del fluido de trabajo 15% del volumen interno del TTB. Resultados esperados - Perfil de temperaturas en la superficie del TTB Calor transportado Eficiencia En la tabla 3.5 se muestra la matriz típica de este experimento Tabla 3.5.-Matriz de prueba para determinar el desempeño del TTB suministro velocidad de aire calor absorbido temperatura de operación (°C) eficiencia de calor (W) de enfriamiento (m/s) por el aire (W) 6 100 8 6 200 8 6 300 8 3.4.1 Instalación experimental La Fig. 3.9 muestra un esquema de la instalación experimental. Está se compone de el túnel de viento, el tubo termosifón, el sistema de suministro de calor y el sistema de adquisición de datos. 41 35,06 cm termopares A V resistencia eléctrica T adquisición de datos Fig. 3.9.-Esquema de la instalación para prueba de desempeño La remoción de energía se llevo a cabo en la sección del condensador mediante aire, forzado por un ventilador de flujo axial para trabajo continuo de 1.5 HP, 220 V ca colocados en la sección circular del túnel de viento, el cual tiene las siguientes características: una toma de aire abierta a la atmósfera, seguido por la sección de prueba rectangular con dimensiones de 0.35 m x 0 .115 m y la velocidad del aire se regula por medio de una compuerta manual. Por lo que, la sección de prueba está localizada en el lado de succión. Para esta prueba se utilizaron los tres tubos termosifones del punto 3.3 con su respectivo llenado, pero con las siguientes características: Longitud de la zona de calentamiento 25 cm Longitud de la zona de condensación 35 cm El suministro de calor se obtuvo con ayuda de una variador de voltaje marca Powersat de 7 kVA, 220 vca y aplicado este voltaje a 2 resistencias eléctricas de media caña tipo cartucho, inundada en aluminio con potencia de 1500 W, 220 vca cada una, esto para dar una temperatura de 110° a 250° C. (salida de gases de escape normalmente encontradas en varios procesos industriales por ejemplo, calderas industriales que usan gas natural). Las resistencias eléctricas se cubrieron con fibra de vidrio con un espesor de 2.5 cm y una lámina de acero inoxidable alrededor para proteger el mismo. Alrededor del exterior de la lámina que cubre el aislante térmico se tiene instalaron 4 termopares tipo T para el cálculo de la pérdida de calor. La medición de temperatura cumplió dos objetivos:1) obtener la temperatura en la superficie exterior de cada termosifón y 2) obtener la temperatura del aire de enfriamiento después de pasar por el termosifón. 42 En el primero, con ayuda de 7 termopares tipo T, sujetados con abrazaderas alrededor de la superficie exterior del termosifón. Para, el registro de temperatura del aire después de haber pasado por el termosifón, se colocaron 5 termopares tipo K dentro de un tubo de 4 mm de diámetro en forma de L; el cual se desliza a todo lo alto del túnel. Esto permite la lectura de la temperatura del aire en lo alto y ancho del túnel de viento (ver Figura 3.10). vista lateral vista frontal vista superior Fig. -3.10.-Esquema de la ubicación del termosifón y de los termopares en el túnel de viento La calibración de todos los termopares se hizo con un calibrador marca Heise mod. PTE-1 2H. Todos los termopares son conectados a un lector de termopares marca Cole Parmer, mod. 9200000 de 12 canales con una capacidad de 0.1°C y tasa de lectura de 4 segundos, el cual a su vez fue conectado a una computadora personal. Para determinar la velocidad del aire en el túnel de viento se utilizó un termoanemómetro digital marca Dwyer mod. Series 471 con una resolución de 0.1 °C y 0.1 m/s respectivamente. 3.4.2 Prueba experimental Procedimiento experimental 43 Para obtener la temperatura en la superficie exterior del termosifón, la prueba se inició suministrando una cierta potencia a la resistencia eléctrica y fijando la velocidad del aire. Se espero a que se estabilizará el funcionamiento del termosifón, esto es que las lecturas de temperatura en la superficie exterior del evaporador no se incrementen continuamente (±0.5°C por lapso de 5 minutos). Una vez que no se presentó esta variación de temperatura en la superficie del termosifón, se comenzó con la lectura de temperaturas manteniendo la carga térmica y la velocidad del aire fijas durante 10 minutos, que fue el tiempo de registro de temperaturas. Una vez que se concluyeron las tres pruebas con las diferentes cargas térmicas, se retiró el termosifón del túnel de viento y se removieron los termopares. Para la toma de lecturas de temperaturas del aire de enfriamiento después del termosifón, se colocó el termosifón ya sin termopares en su superficie. La prueba se inició suministrando una cierta potencia a la resistencia eléctrica y fijando la velocidad del aire. Se esperó a que se estabilizara el funcionamiento del termosifón y hasta entonces se comenzó con la toma de lecturas de temperatura. Se empezó ubicando el dispositivo que contiene los termopares en siete posiciones distintas a lo alto del túnel, permaneciendo por un lapso de 1 minuto en cada posición. Las ultimas 10 lecturas en cada posición sirvieron para obtener un promedio de la temperatura del aire al pasar a través de la sección del condensador del termosifón. Al finalizar el barrido de temperaturas se cambió a otra velocidad del aire, manteniendo fijo el suministro de calor, hasta que se concluyeron las pruebas con las dos diferentes velocidades de enfriamiento. Después de esto se incrementó el suministro de calor y se repitió la prueba, así sucesivamente para cada valor del suministro de calor. La potencia eléctrica inicial se evaluó con los resultados de la medición del voltaje y la corriente (ecuación 3.2). El calor transportado se determinó midiendo la temperatura del aire antes y después de pasar por el termosifón y calculando el gasto másico. Este último se determinó con los resultados de la medición de la velocidad del aire, y la presión barométrica y temperatura ambiente con ayuda de una estación meteorológica. A partir de estos últimos se calculó la densidad del aire en la entrada al túnel y con el área del túnel de viento se obtuvo el flujo másico. Las pérdidas de calor se estimaron a partir de conocer la temperatura de la superficie de la pared del evaporador y la temperatura ambiente considerando que se trata de convección natural en la zona del evaporador. A partir de la siguiente relación: 𝑁𝑢 = 0.59 (𝐺𝑟 𝑃𝑟 0.25 (3.1) El número de 𝑅𝑎 = 𝐺𝑟 𝑃𝑟 y este se obtiene con la relación siguiente: 𝑔𝛽 𝑇𝑝 − 𝑇∞ 𝐿3 𝑅𝑎 = 𝜈𝛼 (3.2) Las propiedades físicas del aire se obtienen con la temperatura de la pared de la lámina de la envoltura del evaporador y la temperatura ambiente. 𝑇𝑓 = 0.5 𝑇𝑝, 𝑒 + 𝑇𝛼 (3.3) El coeficiente promedio por convección natural se determina de la siguiente manera: 44 = 𝑁𝑢 𝑘 𝐷 (3.4) Siendo D el diámetro exterior de la lámina que cubre al aislante térmico y resistencia eléctrica. El calor disipado hacia el medio ambiente en la zona del evaporador se obtiene a partir de la ecuación (1.2) 𝑄 = 𝐴 𝑇𝑝 − 𝑇∞ (1.2) Las pérdidas de calor se le restan al calor suministrado para obtener el calor suministrado al evaporador. El calor suministrado a la sección del evaporador se calcula empleando la siguiente relación: 𝑄𝑠𝑢𝑚 = 𝐼𝑉 − 𝑄𝑝é𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠 (3.5) Donde el término IV es la potencia eléctrica en W Por otro lado, el calor absorbido por el aire de enfriamiento en la zona del condensador se obtiene por medio de la siguiente relación: 𝑄𝑎𝑏𝑠 = 𝑚𝐶𝑝 ∆𝑇 (3.6) 𝑚=𝑢𝐿𝐻 (3.7) Donde u es la velocidad promedio en la sección de pruebas en el túnel de viento L es el ancho en la sección de pruebas en el túnel de viento H es la altura en la sección de pruebas en el túnel de viento En este capítulo se describieron las instalaciones, las pruebas experimentales y el procedimiento para llevar a cabo cada una de ellas. En la primera prueba se encontró el intervalo de valores de la concentración de inhibidor que es capaz de prevenir el deterioro en piezas hechas del mismo material de los termosifones bajo condiciones ambientales. Este dato se utilizó en la segunda prueba llamada de isotermicidad que sirvió para encontrar la concentración de inhibidor que evita la corrosión en los tubos termosifones después de operar durante largos periodos de tiempo. Por último se sometieron los termosifones a diferentes regímenes de operación para comparar su funcionamiento con el fluido de trabajo agua bidestilada+inhibidor. En el próximo capítulo se analizaran los resultados obtenidos. 45 CAPÍTULO IV En este capítulo, se presenta el análisis de los resultados obteniéndose la cantidad de aditivo que hay que agregar al fluido de trabajo para el caso de estudio. 46 4.1 Análisis del efecto de la concentración de inhibidor bajo condiciones de temperatura y presión ambiente y sin agitación En la figura 4.1 se muestra el efecto en los anillos de acero sumergidos en agua bidestilada conteniendo diferentes cantidades de hidrato de hidrazina. Es evidente que en la ausencia de inhibidor se tienen productos de la corrosión en la superficie del anillo así como degradación del agua. En general se encontró que a una mayor concentración de hidrato de hidrazina 10g/l se pierde el brillo del metal, debido probablemente a que se forma una capa de cierto compuesto producto de la alta concentración de inhibidor. Así mismo, se pudo ver que sin inhibidor hay un ataque a la superficie del metal debido a la presencia de oxigeno disuelto en el agua. En la muestra 1 (agua bidestilada) se observa que después de 30 días de estar en contacto el anillo con el fluido de trabajo, el agua toma un color café rojizo notándose la presencia de pequeñas partículas de óxido de fierro. Por su parte el metal presenta una superficie opaca color gris oscuro. En la muestra 2 (0.5 g/L) se observa en la superficie del metal unas manchas de color negro con el borde rojizo, las cuales se formaron en las primeras horas de haber sumergido las muestras. En estas manchas se nota claramente el desprendimiento de los compuestos formados, los cuales ya se encuentran flotando en el fluido. Aparte de las manchas el resto de la superficie permanece brillante. En la muestra 3 (1 g/L) no se observan cambios aparentes en la superficie del metal ni en el fluido de trabajo. La superficie conserva su brillo original. En la muestra 4 (10 g/L) se observa que la superficie del metal es opaca. Sin embargo, en contraste con las muestras 1 y2 no se nota el desprendimiento de ninguna partícula. Esta superficie aparentemente esta pasivada y resistirá a la corrosión pero para verificar este hecho se deben hacer las pruebas pertinentes. Sin inhibidor 0,5 g/L 1 g/L 10 g/L Fig.4.1.-Muestras de los anillos sumergidos en el fluido de trabajo después 800 horas de exposición La adición de hidrato de hidrazina en una proporción de más de 1 g/L mejora la protección de la superficie del metal bajo las condiciones dadas. Sin embargo el exceso en la concentración del inhibidor puede disminuir la transmisión de calor lo que traería como consecuencia la reducción de la eficiencia térmica del termosifón. Por lo tanto se deben analizar los resultados usando otras concentraciones y bajo condiciones de operación reales del termosifón. 47 4.2 Análisis de los resultados de los termosifones operando continuamente durante más de 800 horas Del análisis de los resultados del punto 4.1 se encontró que no se requiere utilizar una concentración de hidrato de hidrazina mayor que 1 g/L, por lo que el experimento descrito en el punto 3.3 se realizo con concentraciones de 0.045, 0.5 y 1 g/L, tomándose como referencia el caso del fluido de trabajo sin aditivo. En la figura 4.2 se muestra la temperatura medida en la superficie exterior de los termosifones, por los termopares marcados como T4, con respecto al tiempo de prueba y con enfriamiento a temperatura ambiente para tres casos de estudio. Se puede observar que las temperaturas de las muestras sin aditivo y con 0.045 g/L de inhibidor son muy cercanas entre sí. Por otra parte, el comportamiento de la temperatura para el caso con la concentración de 0.5 g/L se separa demasiado de los anteriores casos. La concentración de 1 g/L se separa aún más y por eso no aparece en la figura 4.2. Temperatura de Termopar T4 220 Temperatura, °C 215 210 sin aditivo 205 0.045 g/l 200 0.5 g/l 195 190 185 0 200 400 600 800 Tiempo (horas) Fig. 4.2.-Comportamiento del termopar T 4 para tres casos de prueba Al verificar detalladamente los valores de la temperatura promedio en el condensador se encontró que en la muestra sin aditivo la temperatura es 0.5 ºC mayor que la que presenta el caso con la concentración de 0.045 g/L. Y este valor de la temperatura disminuye conforme las concentraciones aumentan, es decir en 11º C para 0.5 g/l y 20 ºC en 1 g/L, esto con respecto a la muestra que no tiene aditivo. Esto puede ser debido a que la adición de la hidrazina cambia las propiedades del fluido de trabajo, específicamente el calor específico a presión constante, ya que la hidrazina tiene un mayor punto de ebullición. Hay que hacer notar que el comportamiento de la temperatura en la superficie del termosifón se debe a que depende directamente de la temperatura ambiente ya que el termosifón disipa calor en condiciones de convección natural. Es decir, si se incrementa la temperatura del ambiente se incrementa la temperatura de la superficie del termosifón y viceversa. 48 A continuación se analiza la diferencia de temperaturas entre los termopares marcados como T 1 y T4, en cada uno de los cuatro casos. Ya que será un indicio de isotermicidad y en el caso de presentarse, la diferencia de temperaturas será ≅ 0 ºC entre esos dos termopares. Un resumen se muestra en la tabla 4.1 donde se puede apreciar que la menor diferencia de temperaturas se obtuvo para el caso de 0.045 g/L, después para el caso que no tiene aditivo, seguido por el de 0.5 g/L y por último el que contiene 1 g/L. Tabla. 4.1.-Diferencia de temperatura del los TTB muestras (Tc) °C DT=(T4-T1) C solo agua D 0.045 g/l A 0.5 g/l B 1 g/l 214.2 213.7 202.9 192.9 1.4 0.1 2.9 5.6 Esto quiere decir que en los casos con las concentraciones de 0.5 y 1 g/L existen volúmenes mayores ocupados por gases no condensables que los que se tienen para las muestras de 0.045 g/L y sin aditivo. Por lo que en esta zona la temperatura en la superficie del termosifón disminuye. Esto ocurre porque el vapor de agua no se condensa en el interior del termosifón ya que los gases no condensables forman un “tapón” que evita su paso. Los gases no condensables pueden ser H2 para el caso sin aditivo, mientras que para los demás casos pueden ser N2 y H2. La generación de H2 para el caso sin aditivo, puede ser causada por la reacción del oxigeno disuelto contenido en el agua con el acero del recipiente (ecuación 2.32). Mientras que la generación del N2, para los casos de 0.5 y 1 g/L, puede ser debido a que cuando el inhibidor absorbe el oxigeno disuelto en el agua se produce N2 como un subproducto de la reacción química (2.35) 218 217 216 215 214 213 212 211 210 sin inhibidor T1 T2 T4 600 650 700 Temperatura, °C Temperatura, °C En la Figura 4.3 a-d se puede distinguir un intervalo de tiempo donde la presencia de los gases no condensables se hace evidente. Para el caso de la muestra que no tiene aditivo este intervalo de tiempo se encuentra entre 340 y 360 horas de operación. Por el contrario, para el caso de 0.045 g/L el intervalo es de 650 a 670 horas. Por este resultado se esperaría que el intervalo aumentara mientras mayor sea la concentración de aditivo, lo que no se comprobó en el experimento, ya que para el caso de 0.5 g/L el intervalo fue entre 250 y 270 horas y en el caso de 1 g/L se redujo a un poco más de 100 horas de operación. 750 0.045 g/l T1 T2 T4 600 Tiempo (horas) a) 218 217 216 215 214 213 212 211 650 700 750 Tiempo (horas) b) 49 208 206 0.5 g/l 204 T1 202 T2 200 T4 600 650 700 Temperatura, °C Temperatura, °C 210 750 1 g/l T1 T2 T4 600 Tiempo (horas) c) 198 196 194 192 190 188 186 184 650 700 750 Tiempo (horas) d) Fig. 4.3 a-d.-Comportamiento de los termopares T 1, T2 y T4 La explicación de este resultado se encuentra en las reacciones químicas que se producen entre el oxígeno disuelto, el metal de la pared y el inhibidor. Una mayor concentración de hidrato de hidrazina produce una mayor cantidad de nitrógeno en un tiempo menor que el hidrógeno producido durante el proceso de corrosión (ecuación 2.34). De acuerdo con lo anterior se puede concluir que la adición de hidrato de hidrazina en las concentraciones correctas mejorara la isotermicidad del termosifón y protegerá la superficie interior de los efectos de la corrosión. Sin embargo, se requiere conocer el desempeño del termosifón a iguales condiciones de operación y para diferentes concentraciones de aditivo, lo cual se analizará en el siguiente punto. 4.3 Análisis del desempeño del TTB El desempeño de los tubos termosifones cargados con el fluido de trabajo agua bidestilada con la ausencia y presencia de inhibidor, fue llevado a cabo en el túnel de viento. En la figura 4.4 se muestra el suministro de potencia eléctrica contra el calor absorbido por el aire, para una misma velocidad de aire de enfriamiento. Se observa que el caso de 0.045 g/L disipa mayor cantidad de calor que los casos sin aditivo y con 0.5 g/L. 50 calor absorbido, W 300 250 200 6 m/s 150 sin inhibidor 100 0.045 g/l 0.5 g/l 50 0 0 50 100 150 200 250 300 calor suministrado, W Fig. 4.4.-Comportamiento de los termosifones a una velocidad de aire de enfriamiento de 6 m/s En la Figura 4.5 se presentan las temperaturas en la superficie exterior a lo largo de la zona de condensación del termosifón para los tres casos. Es característico que los termopares señalados como T1, T2 y T3 presentan una menor temperatura con respecto a T4 en los tres suministros de calor. Pero, conforme se incrementa el suministro de calor, las temperaturas T2 y T3 se acercan a T4. Cabe hacer notar que la temperatura en T1 siempre fue menor que T2 en todo el intervalo de prueba. La tendencia a la isotermicidad puede ser debido a que conforme aumenta el suministro de calor, los gases son comprimidos, por lo que el espacio activo aumenta. posición de termopar, cm 60 55 50 45 100 W 40 200W 300W 35 30 25 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 Tc, °C Fig.4.5.-Perfil de temperaturas medida en la superficie externa del condensador en el túnel de viento En la Figura 4.6 se observa el posible volumen ocupado por los gases no condensables. Para cuando el suministro de calor es de 100 W, el volumen activo se reduce para los casos sin inhibidor y 0.5 g/L respecto del caso con 0.045 g/L. Por lo tanto para estos dos casos la disminución del desempeño se hace más evidente. Es significativo que el caso con 0.045 g/L el volumen activo es mayor. Se puede observar también que cuando se incrementa el suministro de calor el volumen inactivo se reduce. Para cuando el suministro de calor es de 300 W y casi 7 bar 51 de presión interior, el volumen activo es casi el mismo para los tres casos por lo que se dificulta medir si hay presencia de gnc. Esto es debido que aumenta la presión interna en el TTB y se comprimen los gases no condensables. 208 volumen activo, cm3 206 204 202 200 sin inhibidor 198 196 0.045 g/L 194 0.5 g/L 192 190 0 50 100 150 200 250 300 calor suministrado, W Fig.4.6.-Volumen activo en los termosifones en el túnel de viento De acuerdo a lo anterior, la muestra con la concentración de 0.045 g/L fue el que mejor desempeño obtuvo. Así mismo el caso con la concentración de 0.5 g/L fue el que mostró el peor desempeño, por lo tanto este caso ya no se analizará en el siguiente punto. 4.4 Comparación del TTB con fluido de trabajo sin inhibidor y con inhibidor eficiencia En las figuras 4.7 a-b, se muestra el comportamiento de los termosifones para los casos: sin aditivo y con la concentración de 0.045 g/L para diferentes cargas térmicas y velocidades de aire de enfriamiento. 1.00 0.90 0.80 0.70 0.60 0.50 0.40 0.30 0.20 0.10 0.00 6 m/s sin inhibidor 0.045 g/l 0 50 100 150 200 250 300 calor suministrado, W a) 52 eficiencia 1.00 0.90 0.80 0.70 0.60 0.50 0.40 0.30 0.20 0.10 0.00 8.75 m/s sin inhibidor 0.045 g/l 0 50 100 150 200 250 300 calor suministrado, W b) Fig. 4.7 a-b.-Desempeño de dos TTB a diferentes condiciones de operación Se hace notorio que el espécimen con aditivo tiene un mejor comportamiento que el caso sin inhibidor en todo el intervalo de potencias térmicas estudiado. Para una potencia de 100 W y una velocidad del aire de enfriamiento de 6 m/s la eficiencia en el caso con inhibidor es 40 % mayor que para la muestra sin inhibidor. Así mismo cuando la potencia suministrada de 300 W y 8 m/s la eficiencia en el caso con aditivo fue de 76 % mayor que para el caso sin aditivo. Probablemente las partículas de oxido de fierro en el fluido de trabajo del caso sin aditivo sean la causa de la menor eficiencia presentada por ese termosifón. Por lo tanto, la adición del hidrato de hidrazina en una concentración de 0.045 g/L prácticamente no afecta las características térmicas del tubo termosifón. Resta verificar si la concentración de 0.045 g/L de hidrato de hidrazina logró crear una capa protectora en la superficie interna del tubo termosifón y el aspecto del fluido de trabajo después de todas las pruebas realizadas. 4.5 Inspección visual de la superficie interna y del fluido de trabajo En lo que respecta a la superficie interior del tubo, una inspección visual revela que para todos los casos en la zona del evaporador hay una capa de algún compuesto o sustancia. Para el caso de la concentración de 0.5 g/L se aprecia que es diferente a las demás ya que esta capa adherida a la superficie es de color negro y brillante. De acuerdo a la ecuación 2.7 esta película es posible que sea de magnetita. Sin embargo, se requerirá de un análisis metalográfico de la superficie para corroborar esta aseveración. Por último, se examinó el fluido de trabajo extraído de los termosifones al finalizar todas las pruebas. Se encontró que la carga del fluido de trabajo fue de alrededor del 14 % del volumen interior del tubo. En la Fig. 4.8 se ve que para el caso sin inhibidor el agua bidestilada tomó un color café rojizo, el cual es similar al visto para el mismo caso en el punto 4.1 – al parecer presenta óxidos de fierro 53 disueltos. Para el caso de la concentración de 0.045 g/L también se observa un ligero cambio en la apariencia del fluido y mínima presencia de al parecer oxido de fierro. Por el contrario, a partir de una concentración de 0.5 g/L no se percibe algún cambio en el fluido de trabajo de las dos muestras restantes. Esto se debe a que esas cantidades de inhibidor eliminaron el oxigeno disuelto en el agua, el cual es el principal agente corrosivo. Fig. 4.8.-Fluido de trabajo después de 800 hrs. de operación Por lo tanto es posible que se requiera una mayor concentración de hidrato de hidrazina que 0,045 g/L, pero debe ser inferior a 0.5 g/L para que no afecte la eficiencia térmica del tubo termosifón como se vio anteriormente. 54 CONCLUSIONES El tubo termosifón aplicado en recuperadores de calor representa una atractiva opción para aprovechar la energía residual de los gases de escape producto de la combustión. Aún más si en su fabricación se utilizan materiales económicos como el acero y el agua destilada. Sin embargo, su interacción química resulta en productos de la corrosión debido principalmente al oxigeno disuelto en el agua. Por lo tanto, es fundamental su remoción, lo cual se logra al agregar un aditivo al agua. En este trabajo se eligió el hidrato de hidrazina, debido a las siguientes características: se dosifica en una proporción cercana a 1:1 respecto de la concentración del oxígeno disuelto en el agua. en forma de hidrato de hidrazina se reduce considerablemente la toxicidad de la hidrazina pura. no genera residuos sólidos. su presión y temperatura de degradación son superiores a las que se tendrán al operar el termosifón al recuperar calor de un proceso de media temperatura. forma una capa protectora que actúa como pasivador. En general, los resultados experimentales mostraron que la adición de hidrato de hidrazina protege la superficie interior del termosifón de los efectos de la corrosión. Sin embargo, es importante conocer la cantidad de hidrato de hidrazina que se le debe agregar al agua ya que influye en el comportamiento térmico del termosifón. Mientras más hidrato de hidrazina se agrega al agua mayor es la protección de la superficie. Por ejemplo, para una concentración de más de 0.5 g/L la superficie se cubre de una película protectora que probablemente sea de magnetita. Pero también una mayor concentración de hidrato de hidrazina trae como consecuencia una reducción del desempeño térmico del termosifón. Por ejemplo, para la misma concentración de 0.5 g/L su eficiencia disminuye en casi un 40% respecto del termosifón con fluido de trabajo sin aditivo. De los dos puntos mencionados más arriba se concluye que hay una cantidad óptima de casos de hidrato de hidrazina con la cual se logra proteger la superficie interna pero no se disminuye significativamente el desempeño térmico del termosifón. Para los materiales usados en el termosifón de este trabajo y las condiciones de operación a las que se expuso, esa cantidad óptima de hidrato de hidrazina se encuentra cercana a 0.5 mg/L. Esta es la cantidad mínima que se pudo obtener. Adicionalmente, se encontró también que para ambos casos, con y sin la presencia de inhibidor, se formó un espacio ocupado por gases no condensables en la parte superior de la sección del condensador. Resultó interesante que diferentes concentraciones de inhibidor son también diferentes los volúmenes ocupados por el gas no condensable. Por ejemplo, para una concentración de 0.5 g/L el volumen ocupado por el gas no condensable fue de casi 20 cm3 y para el caso de 0.045 g/L de casi 13 cm3, es decir una longitud inactiva de 5.6 cm y 3.6 cm respectivamente. Y al aumentar el suministro de calor a 300W la longitud inactiva se reduce a 1.6 cm, esto representa el 4.57 % de la longitud de la zona del condensador. Se puede concluir que al 55 incrementar la concentración de inhibidor, la protección de la superficie interior aumenta pero el desempeño térmico disminuye. 56 RECOMENDACIONES Las recomendaciones van encaminadas en continuar con el estudio de los tubos termosifones. Por ejemplo, sería de interés trabajar con concentración en el intervalo de 0.05 a 0.5 g/L. Y Posteriormente usar la concentración pero en tubos con aletas en la sección del condensador y evaporador para así determinar el flujo máximo de calor transportado. También sería interesante hacer un intercambiador de calor en base a tubos termosifones para estudiarse como precalentador de aire. 57 REFERENCIAS [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] Bautista, C., Residuos: Guía Técnico-Jurídico., Editorial Mundi-Prensa, España, p.17. 1998 Ambriz, J.J. y Paredes, R., Administración y ahorro de energía., UAM, Unidad Iztapalapa 1993. Caltenco, E. y Robles, L., La energía en México: replanteamiento de retos y oportunidades, Conservación y ahorro de energía, p 321-324. 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El experimento considera a la cantidad de aditivo en el agua bidestilada como la variable experimental. Y los parámetros fijos serán el volumen del recipiente y la temperatura de la mezcla. Procedimiento experimental La mezcla es primero preparada por volumen, es decir en un vaso se agrega 1 litro de agua y se añade 0.5 gramos de aditivo (muestra A) y se mezclan. Para determinar la densidad de la mezcla, se llena una probeta graduada con la muestra A, hasta 100 mL. La probeta y su contenido se sumergen en un recipiente con agua y un termómetro de mercurio, donde se calientan. Entonces, cuando el agua se encuentre a la temperatura de prueba, se sumerge dentro de la probeta un densímetro y se toma la lectura. 𝜌= 𝑚𝑙 𝑔 𝑉𝑚 𝑐𝑚3 Matriz de pruebas para determinar la densidad de la mezcla agua bidestilada-hidrato de hidrazina Muestra A (0.5g de aditivo en un litro de agua) B (1.0g de aditivo en un litro de agua) C (1.5g de aditivo en un litro de agua) D (2.5g de aditivo en un litro de agua) 𝜌@ 20°𝐶 0.998 0.994 0.990 0.988 𝜌@ 40°𝐶 0.988 0.986 0.984 0.984 𝜌@ 60°𝐶 0.982 0.980 0.978 0.976 𝜌@ 80°𝐶 0.972 0.972 0.968 0.966 Viscosidad de la mezcla agua destilada+N2H4 La viscosidad de la mezcla, agua bidestilada+hidrato de hidrazina a varias concentraciones de esta última y diferentes temperaturas será determinada usando un viscosímetro tipo caída de bola marca Gilmont. Este instrumento usa un balín que se desliza entre dos marcas conocidas por el interior de un tubo de vidrio lleno con el fluido de trabajo. El experimento considera a la cantidad de aditivo en el agua bidestilada como la variable experimental y como la variable de respuesta el tiempo en que transcurre en pasar el balín entre las dos señales conocidas. Los parámetros fijos serán el volumen del tubo de vidrio y la temperatura de la mezcla. Procedimiento experimental La mezcla es primero preparada por volumen, es decir en un vaso se agrega 1 litro de agua y se añaden 0.5 gramos de aditivo (muestra A) y se agitan para mezclarse. Para determinar la viscosidad de la mezcla, se llena el tubo del viscosímetro con la muestra A y el balín, enseguida 64 se introduce el viscosímetro en un recipiente con aislamiento térmico con agua donde se calienta por medio de una resistencia eléctrica hasta la temperatura de prueba. La temperatura del agua se mide con un termómetro de mercurio y a la vez se agita el agua. Una vez alcanzada la temperatura del recipiente se espera a que el instrumento se encuentre a la temperatura del baño. Después se coloca la tuerca del viscosímetro y se cierra, para enseguida invertir el tubo y tomar el tiempo en que transcurre en pasar el balín entre dos señales marcadas en el tubo. Se repite el procedimiento tres veces para cada temperatura. La viscosidad de la muestra a cierta temperatura se obtiene a partir de la siguiente relación: 𝜇𝑚 = 𝑘 𝜌𝑓 − 𝜌 𝑡 Donde 𝜇𝑚 =𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑚𝑒𝑧𝑐𝑙𝑎, 𝑐𝑃 𝑘 = 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒𝑙 𝑖𝑛𝑠𝑡𝑟𝑢𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝜌𝑓 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜, 𝑔 𝑚𝑙 𝜌 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒𝑙 𝑏𝑎𝑙í𝑛, 𝑔 𝑚𝑙 𝑡 = 𝑡𝑖𝑒𝑚𝑝𝑜, 𝑚𝑖𝑛 La constante del instrumento se obtiene haciendo el mismo procedimiento con un fluido de densidad conocida, por ejemplo agua bidestilada. En la tabla siguiente se muestra la matriz de pruebas para llevar a cabo el experimento. Calor de vaporización Para obtener esta propiedad será usado el siguiente modelo: 𝑚 = 𝑥𝐴 𝑎 + 1 − 𝑥𝐴 2 Fracción molar del fluido de trabajo Espécimen A B C D Agua bidestilada 𝑥𝐴 1000𝑔 = 0.9995 1000𝑔 + 0.5𝑔 1000𝑔 = 0.9990 1000𝑔 + 1𝑔 1000𝑔 = 0.9985 1000𝑔 + 1.5𝑔 1000𝑔 = 0.9980 1000𝑔 + 2.0𝑔 Hidrato de hidrazina 𝑥𝐻 0.5𝑔 = 0.00049 1000𝑔 + 0.5𝑔 1𝑔 = 0.00099 1000𝑔 + 1𝑔 1.5𝑔 = 0.00149 1000𝑔 + 1.5𝑔 2.0𝑔 = 0.00199 1000𝑔 + 2.0𝑔 65 ANEXO D Perfil de velocidad obtenido en el túnel de viento Medición de la velocidad del aire, Perfil de velocidad del aire en el túnel de viento 35 distancia (cm) 30 25 20 15 10 5 0 0 2 4 6 velocidad (m/s) –caso 6 m/s 35 distancia (cm) 30 25 20 15 10 5 0 0 2 4 6 8 10 12 14 velocidad (m/s) –caso 11.35 m/s 66 ANEXO E Ejemplos de cálculo Cálculo para determinar las pérdidas de calor en la sección del evaporador (Ts -Te) TTB · m termopares evaporador R1,27 resistencia eléctrica R3,86 R6,45 aislamiento térmico Tp,e Tamb Esquema de ubicación de termopares para el cálculo de las pérdidas de calor en el evaporador y las medidas de materiales en el evaporador Las propiedades del aire a una presión atmosférica de 0.78 bar y una temperatura de pared Tp,e de 33.9 °C son: 𝑇𝑓 = 0.5 𝑇𝑝, 𝑒 + 𝑇𝛼 = 0.5 33.9° + 22° = 55.9 °𝐶 (301.1 𝐾) De Tablas para aire @ Tf=301.1 K 𝜈 = 1.58 ∙ 10 −5 𝑚2 𝑠 ∝= 2.4 ∙ 10−5 𝑚2 𝑠 𝑘 = 0.026168 𝑊 𝑚 °𝐶 𝐶𝑝 = 1005 𝐽 𝑘𝑔 °𝐶 𝜌 = 1.177 𝑘𝑔/𝑚3 𝑃𝑟 = 0.713 𝛽 = 3.33 ∙ 10−3 𝐾 −1 67 A partir de la ecuación 1 𝑁𝑢 = 0.59 (𝐺𝑟 𝑃𝑟)4 (3.1) El numero de Rayleigh 𝑅𝑎 = 𝐺𝑟 𝑃𝑟 = = 𝑔𝛽 𝑇𝑝 − 𝑇∞ 𝐿3 𝜈𝛼 9.81 3.33 ∙ 10−3 307.2 − 295.23 0.129 1.58 ∙ 10 −5 2.4 ∙ 10−5 (3.2) 3 = 2.17 ∙ 106 El número de Nusselt 𝑁𝑢 = 0.59 2.11 ∙ 106 1 4 = 22.66 Por lo tanto el coeficiente por convección natural = 𝑁𝑢 = 22.66 𝑘 𝐷 (3.3) 0.026168 𝑊 = 4.60 2 0.129 𝑚 °𝐶 Por lo que se obtiene de pérdidas de calor 𝑄 = 𝐴 𝑇𝑝 − 𝑇∞ 𝑄 = 4.60 𝜋 × 0.129 × 0.25 (1.2) 307.2 − 295.23 = 5.5 𝑊 En las siguientes tablas se muestran los resultados para 3 casos Caso sin inhibidor características geométricas 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 (𝑇𝑝, 𝑒 1 + 𝑇𝑝, 𝑒 2 + 𝑇𝑝, 𝑒3 ) / 3, °𝐶 100 𝑠𝑢𝑚𝑖𝑛𝑖𝑠𝑡𝑟𝑜 𝑇𝛼 (°𝐶) 𝛥𝑇 (𝑇𝑝, 𝑒 − 𝑇𝛼) (°𝐶) 𝑑𝑒𝑥𝑡, (𝑚) 33.9 22.08 11.8 0.129 0.25 0.1013 200 43.9 23.45 20.5 0.129 0.25 0.1013 300 55.2 22.73 32.4 0.129 0.25 0.1013 𝑙 (𝑚) 𝐴 (𝑚^2) 68 propiedades del aire a la temperatura de película excepto 𝑇𝑝, 𝑒 𝑇𝑓 = 0.5 (𝑇𝑝, 𝑒 + 𝑇𝛼) 𝑔 (𝑚2 /𝑠) 𝑘 (𝑊/𝑚 °𝐶) 𝜈 (𝑚2 /𝑠) 𝛼 (𝑚2 /𝑠) 𝛽 (1/𝐾) 𝑃𝑟 307.02 301.13 9.81 0.026169 0.000016 0.000024 0.003321 0.7113 317.08 306.84 9.81 0.026587 0.000016 0.000023 0.003259 0.7103 328.31 312.09 9.81 0.026975 0.000017 0.000024 0.003204 0.7083 cálculos 𝑅𝑎 = 𝐺𝑟 𝑃𝑟 = (𝑔 ∗ 𝑙^ 3 ∗ 𝛽 ∗ 𝐷𝑇)/ 𝜈 ∗𝛼 𝑁𝑢 = 0.59 (𝑅𝑎)4 = 𝑁𝑢 𝑘/ 𝑑𝑒𝑥𝑡 𝑄𝑝 = 𝐴 (𝑇𝑝 − 𝑇∞) % 2177118.85 22.66 4.60 5.57 5.49 3715360.01 25.90 5.34 11.08 5.54 5412235.74 28.46 5.95 19.55 6.52 1 Caso 0.045 g/L características geométricas 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 (𝑇𝑝, 𝑒 1 + 𝑇𝑝, 𝑒 2 + 𝑇𝑝, 𝑒3 ) / 3, °𝐶 100 𝑠𝑢𝑚𝑖𝑛𝑖𝑠𝑡𝑟𝑜 𝑇𝛼 (°𝐶) 𝛥𝑇 (𝑇𝑝, 𝑒 − 𝑇𝛼) (°𝐶) 𝑑𝑒𝑥𝑡, (𝑚) 34.7 23.96 10.7 0.129 0.25 0.1013 200 43.7 24.70 19.0 0.129 0.25 0.1013 300 56.2 24.15 32.0 0.129 0.25 0.1013 𝑙 (𝑚) 𝐴 (𝑚^2) propiedades del aire a la temperatura de película 𝑇𝑝, 𝑒 𝑇𝑓 = 0.5 (𝑇𝑝, 𝑒 + 𝑇𝛼) 𝑔 (𝑚2 /𝑠) 𝑘 (𝑊/𝑚 °𝐶) 𝜈 (𝑚2 /𝑠) 𝛼 (𝑚2 /𝑠) 𝛽 (1/𝐾) 𝑃𝑟 307.82 302.46 9.81 0.0263107 0.000016 0.000022 0.003306 0.7112 316.87 307.36 9.81 0.0266626 0.000016 0.000023 0.003253 0.7103 329.35 313.33 9.81 0.0270478 0.000011 0.000024 0.003191 0.7106 69 cálculos 𝑅𝑎 = 𝐺𝑟 𝑃𝑟 = 𝑁𝑢 = 0.59 (𝑅𝑎)4 = 𝑁𝑢 𝑘/ 𝑑𝑒𝑥𝑡 𝑄𝑝 = 𝐴 (𝑇𝑝 − 𝑇∞) % 2069130.31 22.38 4.56 4.95 4.95 3421672.59 25.38 5.24 10.11 5.05 5262844.67 28.26 5.93 19.24 6.41 1 (𝑔 ∗ 𝑙^ 3 ∗ 𝛽 ∗ 𝐷𝑇)/ 𝜈 ∗ 𝛼 Caso 0.5 g/L 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 (𝑇𝑝, 𝑒 1 + 𝑇𝑝, 𝑒 2 + 𝑇𝑝, 𝑒3 ) / 3, °𝐶 100 𝑠𝑢𝑚𝑖𝑛𝑖𝑠𝑡𝑟𝑜 𝑇𝛼 (°𝐶) 𝛥𝑇 (𝑇𝑝, 𝑒 − 𝑇𝛼) (°𝐶) 𝑑𝑒𝑥𝑡, (𝑚) 33.4 23.64 9.7 0.129 0.25 0.1013 200 43.3 24.59 18.7 0.129 0.25 0.1013 300 49.5 24.20 25.3 0.129 0.25 0.1013 𝑙 (𝑚) 𝐴 (𝑚^2) propiedades del aire a la temperatura de película 𝑇𝑝, 𝑒 𝑇𝑓 = 0.5 (𝑇𝑝, 𝑒 + 𝑇𝛼) 𝑔 (𝑚2 /𝑠) 𝑘 (𝑊/𝑚 °𝐶) 𝜈 (𝑚2 /𝑠) 𝛼 (𝑚2 /𝑠) 𝛽 (1/𝐾) 𝑃𝑟 306.51 301.65 9.81 0.026215 0.000016 0.000022 0.003315 0.7113 316.48 307.11 9.81 0.026597 0.000016 0.000023 0.003256 0.7104 322.68 310.01 9.81 0.026800 0.000017 0.000024 0.003226 0.7110 cálculos 𝑅𝑎 = 𝐺𝑟 𝑃𝑟 = 𝑁𝑢 = 0.59 (𝑅𝑎)4 = 𝑁𝑢 𝑘/ 𝑑𝑒𝑥𝑡 𝑄𝑝 = 𝐴 (𝑇𝑝 − 𝑇∞) % 1916089.32 21.95 4.46 4.39 4.39 3391300.44 25.32 5.22 9.91 4.96 4384431.52 27.00 5.61 14.39 4.80 (𝑔 ∗ 𝑙^ 3 ∗ 𝛽 ∗ 𝐷𝑇)/ 𝜈 ∗ 𝛼 1 Cálculo para determinar el calor absorbido por el aire de enfriamiento en el túnel de viento El calor absorbido por el aire se obtiene por medio de la siguiente relación: 70 𝑄𝑠𝑢𝑚 = 𝐼𝑉 − 𝑄𝑝é𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠 (3.5) 𝑄𝑎𝑏𝑠 = 𝑚𝐶𝑝 ∆𝑇 (3.3) Mediciones durante la prueba En las siguientes tablas se muestran los resultados muestra solo agua, llenado 15 %, 6 m/s calor suministrado 𝑚 calor absorbido por el aire DT=(Ts-Te) (W) (kg/s) (W) 91.96 0.146 0.26 37.56 189.05 0.148 0.79 117.41 280.68 0.148 1.30 193.04 muestra solo agua, llenado 15 %, 8.75 m/s calor suministrado 𝑚 calor absorbido por el aire DT=(Ts-Te) (W) (kg/s) (W) 96.28 0.212 0.21 45.48 185.61 0.215 0.62 134.45 276.19 0.215 0.88 190.95 muestra D 0.045 g/l, llenado 15 %, 6 m/s calor suministrado 𝑚 calor absorbido por el aire DT=(Ts-Te) (W) (kg/s) (W) 95.10 0.147 0.34 50.42 190.01 0.147 1.12 164.28 280.99 0.147 1.83 269.30 muestra D 0.045 g/l, llenado 15 %, 8.75 m/s calor suministrado 𝑚 calor absorbido por el aire DT=(Ts-Te) (W) (kg/s) 92.55 0.213 (W) 0.25 53.48 71 181.33 0.214 0.74 159.73 268.50 0.215 1.18 253.21 Calculo para determinar las condiciones de operación -temperatura y presión de operacióndel TTB A un TTB hecho de acero A179 se suministra 91 W sobre la sección del evaporador y es expuesto a una corriente de aire con un flujo másico de 0.146 kg/s y 22 °C. Se necesita determinar las condiciones de operación-temperatura y presión de operación- Características geométricas del tubo termosifón diámetro base 𝑑𝑒𝑥𝑡 = 0.0254 𝑚 diámetro interno 𝑑𝑖𝑛𝑡 = 0.0212 𝑚 espesor de la pared 𝛿𝑡" = 0.0021 𝑚 longitud total del TTB 𝑙𝑡 = 0.60 m longitud de la zona de calentamiento 𝑙𝑒 = 0.25 m longitud de la zona del condensador 𝑙𝑐 = 0.35 𝑚 volumen interior 𝑉𝑖 = 211.68 mL (211.68 cm3 área de la superficie calentamiento 𝐴𝐸 = 0.0199 𝑚2 área de la superficie de enfriamiento 𝐴𝑐 = 0.0279 𝑚2 Propiedades termo físicas del tubo termosifón tubo acero al carbono A 179 ced.13 C – 0.3, Mn – 0.3-1.06 %, Si – 0.11% conductividad térmica 𝑘𝑒 = 51.9 𝑊/𝑚 𝐾 calor específico 𝐶𝑝 = 446 𝐽/𝑘𝑔 𝐾 𝜌 = 7817 𝑘𝑔/𝑚3 densidad Las condiciones de operación se obtienen a partir de las mediciones experimentales. La temperatura en la superficie exterior del condensador, 𝑇𝑝,𝑐 es de 59.8 °C. Con la anterior temperatura y la temperatura ambiente se obtiene la temperatura característica, con la cual se determinan las propiedades termo físicas del aire. 𝑇𝑓 = 𝑇𝑎𝑚𝑏 + 𝑇𝑝,𝑐 22.84 °𝐶 + 59.8°𝐶 = = 41.32 °𝐶 2 2 Propiedades termo físicas del aire @𝟒𝟏. 𝟑𝟐 °𝑪 𝜈 = 1.71 ∙ 10 −5 𝑚2 𝑠 𝑘 = 0.02772 𝑊 𝑚 °𝐶 𝐶𝑝 = 1005 𝐽 𝑘𝑔 °𝐶 72 𝜌 = 1.177 𝑘𝑔/𝑚3 𝑃𝑟 = 0.7106 𝑃𝑟 = 0.7077 El número de Nusselt 𝑁𝑢 = 0.26 𝑅𝑒 0.6 𝑃𝑟 0.37 𝜀𝑇 0.25 El número de Reynolds 𝑅𝑒𝑓 = 𝑣 𝑑𝑒𝑥𝑡 6 𝑚 𝑠 ∙ 0.0254 𝑚 = = 8912.28 𝜈𝑎 1.71 ∙ 10 −5 𝑚2 𝑠 Sustituyendo estos valores para obtener el número de Nusselt 𝑃𝑟𝑓 𝜀𝑇 = 𝑃𝑟𝑝 0.25 , ocurre un calentamiento del aire 𝑁𝑢 = 0.26 88912.28 0.6 0.7077 0.37 0.7106 0.707 0.25 = 53.68 Entonces el coeficiente de convección forzada en la zona del condensador = 𝑁𝑢 𝑘𝑎 0.02772 𝑊 𝑚 𝑊 = 53.68 = 58.68 2 𝑑𝑒𝑥𝑡 0.0254 𝑚 𝑚 °𝐶 El siguiente paso es obtener las resistencias térmicas del TTB 1. Las resistencias conductivas del lado del evaporador y condensador se obtienen a partir de las ecuaciones 𝑅𝑝,𝑒 𝑅𝑝,𝑒 = 𝑅𝑝,𝑐 = 𝑟 𝑟 𝐼𝑛 𝑟2 𝐼𝑛 𝑟2 1 1 = 𝑦 𝑅𝑝,𝑐 = 2𝜋𝑙𝑒 𝑘𝑒 2𝜋𝑙𝑐 𝑘𝑐 0.0127 𝐼𝑛 0.0106 = 2.11 ∙ 10−3 °𝐶 𝑊 0.0127 𝐼𝑛 0.0106 = 1.58 ∙ 10−3 °𝐶 𝑊 𝑊 2𝜋 ∙ 0.25 𝑚 ∙ 51.9 𝑚 °𝐶 𝑊 2𝜋 ∙ 0.35 𝑚 ∙ 51.9 𝑚 °𝐶 73 2. Para determinar la resistencia térmica externa del lado del condensador primero se debe conocer el coeficiente de convección de transmisión de calor 𝑅𝑒𝑥𝑡 ,𝑐 = 𝑅𝑒𝑥𝑡 ,𝑐 = 1 𝐴𝑒,𝑐 𝑒,𝑐 1 1 = 𝐴𝑒,𝑐 𝑒,𝑐 2𝜋 0.0127𝑚 0.35 𝑚 58.68 𝑊 𝑚2 °𝐶 = 0.61 °𝐶 𝑊 La resistencia térmica de la micanita (aislante eléctrico), aislante térmico y lámina de inoxidable 𝑅𝑚𝑖𝑐𝑎𝑛𝑖𝑡𝑎 𝑅𝑎𝑖𝑠𝑙𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑅𝑙á𝑚𝑖𝑛𝑎 𝑟 0.01319 𝐼𝑛 𝑟4 𝐼𝑛 0.0127 °𝐶 3 = = = 0.241 2𝜋𝑙𝑚 𝑘𝑚 2𝜋 ∙ 0.25 𝑚 ∙ 0.1 𝑊 𝑊 𝑚 °𝐶 𝑡é𝑟𝑚𝑖𝑐𝑜 𝑟 0.0639 𝐼𝑛 𝑟5 𝐼𝑛 °𝐶 0.0385 4 = = = 8.71 2𝜋𝑙𝑎 𝑘𝑎 2𝜋 ∙ 0.25 𝑚 ∙ 0.037 𝑊 𝑊 𝑚 °𝐶 𝑟 0.0644 𝐼𝑛 𝑟6 𝐼𝑛 0.0639 °𝐶 5 = = = 2.98 ∙ 10−4 𝑊 2𝜋𝑙𝑙 𝑘𝑙 𝑊 2𝜋 ∙ 0.25 𝑚 ∙ 16.6 𝑚 °𝐶 La resistencia en la lámina del aislamiento del evaporador hacia el media ambiente 𝑅𝑒𝑥𝑡 ,𝑒 = 1 1 = 𝐴𝑒,𝑐 𝑒,𝑐 2𝜋 0.0644𝑚 0.25 𝑚 4.60 𝑊 𝑚2 °𝐶 = 2.149 °𝐶 𝑊 La temperatura en la superficie exterior del evaporador Si se conoce la pérdida de calor en la zona del evaporador, entonces se puede determinar la temperatura en la superficie de la resistencia y a su vez la temperatura en la superficie exterior en la zona del evaporador 𝑄𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎𝑠 = 𝑇𝑟 − 𝑇∞ 𝑅𝑎 + 𝑅𝑙 + 𝑅𝑒𝑥𝑡 ,𝑒 𝑇𝑟 = 𝑞𝑝 𝑅𝑎 + 𝑅𝑙 + 𝑅𝑒𝑥𝑡 ,𝑒 + 𝑇∞ = 5.57 𝑊 8.71 °𝐶 °𝐶 °𝐶 + 2.98 ∙ 10−4 + 2.149 + 22.84 °𝐶 = 83.32 °𝐶 𝑊 𝑊 𝑊 Conociendo el flujo de calor desde la resistencia eléctrica de aluminio hacia la superficie del evaporador 74 𝑄𝑠𝑢𝑚 = 𝑇𝑟 − 𝑇𝑠,𝑒 𝑅𝑚𝑖𝑐𝑎 𝑇𝑠,𝑒 = −𝑄𝑠𝑢𝑚 𝑅𝑚𝑖𝑐𝑎𝑛𝑖𝑡𝑎 + 𝑇𝑟 = −91 𝑊 0.241 °𝐶 + 83.32°𝐶 = 61.4°𝐶 𝑊 No tomando en cuenta las resistencias térmicas interiores del TTB debido a que son muy pequeñas, entonces la temperatura de vapor se obtiene de la ecuación siguiente relación: 𝑇𝑣 = 𝑇𝑠,𝑒 + 𝑅𝑝,𝑐 + 𝑅𝑒𝑥𝑡 ,𝑐 𝑅𝑡 𝑇𝑠,𝑒 − 𝑇∞ La resistencia térmica total 𝑅𝑡 = 𝑅𝑝,𝑒 + 𝑅𝑝,𝑐 + 𝑅𝑒𝑥𝑡 ,𝑐 = 2.11 ∙ 10−3 °𝐶 °𝐶 °𝐶 + 1.58 ∙ 10−3 + 0.61 𝑊 𝑊 𝑊 = 0.613 °𝐶 𝑊 Entonces la temperatura del vapor o temperatura de operación se obtiene de la siguiente manera: 1.58 ∙ 10−3 + 0.61 0.613 𝑇𝑣 = 22 °𝐶 + 61.4 − 22.84 = 60.47°𝐶 En la siguiente tabla se muestra las condiciones de operación para el caso sin inhibidor. suministro de calor (W) velocidad de aire de enfriamiento (m/s) temperatura de operación (°C) presión de operación (kPa) abs 100 6 60.47 97.94 200 6 94.6 162 300 6 157.48 665 Una vez que se tienen las resistencias térmicas se pueden conocer los límites de operación. 75 Calculo para determinar los límites de operación Límite de presión de vapor 𝑙𝑒𝑓𝑓 𝐴𝑣 𝑑𝑖𝑛𝑡 2 𝜆𝑝𝑣 𝜌𝑣 𝑄𝑚á𝑥 = 64𝜇𝑣 𝑙𝑒𝑓𝑓 𝑙𝑒 𝑙𝑐 0.55 0.35 = + 𝑙𝑎𝑑 + = + 0.02 + = 0.47 𝑚 2 2 2 2 𝜋𝑑𝑖𝑛𝑡 2 𝜋 ∙ 0.0206 𝐴𝑣 = = 4 4 𝑄𝑚á𝑥 = 2 = 3.333 ∙ 10−4 𝑚2 𝐴𝑣 𝑑𝑖𝑛𝑡 2 𝜆𝑝𝑣 𝜌𝑣 3.333 ∙ 10−4 ∙ 0.0206 2 ∙ 2419 ∙ 103 ∙ 5628 ∙ 0.0397 76.37 = = −5 64𝜇𝑣 𝑙𝑒𝑓𝑓 64 ∙ 1.016 ∙ 10 ∙ 0.47 3.05 ∙ 10−4 = 250 𝑊 Límite sónico 𝑄𝑚á𝑥 = 0.5 𝑝𝑣 ∙ 𝜌𝑣 𝐴𝜆 0.5 = 0.5 5628 ∙ 0.0397 0.5 = 7.47 𝐴𝜆 = 3.333 ∙ 10−4 ∙ 2419 ∙ 103 = 805.52 𝑘𝑔 𝑠 ∙ 𝑚2 𝐽 ∙ 𝑚2 𝑘𝑔 𝑄𝑚á𝑥 = 7.47 ∙ 805.52 = 6017.2 𝑊 Límite de ebullición 𝑄𝑚á𝑥 = 0.12𝜆 𝜌𝑣 0.5 𝜍𝑔 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 0.25 𝑆𝑒 = 0.12 ∙ 2419 ∙ 103 ∙ 0.0397 0.5 7.19 ∙ 10−2 ∙ 9.81 ∙ 994 − 0.0397 𝑊 = 297 614 2 𝑚 0.25 𝑆𝑒 = 𝜋𝑑𝑖𝑛𝑡 𝑙𝑒 = 𝜋 ∙ 0.0206 ∙ 0.55 = 0.03559 𝑚2 𝑄𝑚á𝑥 = 297 614 ∙ 0.03559 = 10593 𝑊 Límite de arrastre o a inundamiento (correlación de Kutatelazde) 76 𝑄𝑚á𝑥 = 𝐾 𝜆 𝑔 𝜍 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 𝐴 0.25 𝜌𝑣 −0.25 + 𝜌𝑙 −0.25 Se determina el número de Bond 𝑔 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 𝐵𝑜 = 𝑑𝑖 𝜍 𝑔 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 𝐵𝑜 = 𝑑𝑖 𝜍 0.5 −2 = 𝑊 𝑚2 0.5 9.81 994 − 0.0397 = 0.0206 7.19 ∙ 10−2 0.5 = 7.58 Como Bo<30 se utiliza la ecuación 𝐾= 𝜌𝑙 𝜌𝑣 0.14 𝑡𝑎𝑛2 0.5 ∙ 𝐵𝑜 0.25 = 994 0.0397 0.14 𝑡𝑎𝑛2 0.5 ∙ 7.580.25 = 2.48 𝑄𝑚á𝑥 = 𝐾 𝜆 𝑔 𝜍 𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 0.25 ∙ 𝜌𝑣 −0.25 + 𝜌𝑙 −0.25 −2 𝐴 = 2.48 ∙ 2419 ∙ 103 ∙ 9.81 ∙ 7.19 ∙ 10−2 ∙ 994 − 0.0397 0.25 ∙ 0.0397−0.25 − 994−0.25 = 2.48 ∙ 2419 ∙ 103 ∙ 5.14 ∙ 0.17098 𝑊 = 5272249.8 2 𝑚 𝑄𝑚á𝑥 = 3.333 ∙ 10−4 ∙ 5272249.8 = 1763.5 𝑊 77