instituto politecnico nacional tesis

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
𝑡𝑎𝑛𝑕2 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:

Vl    Dul dy   Dg

0
3
 l   v 
3l
(2.28)
la cual, se obtiene el espesor de la película teórico:

3lVl
 Dg  l  v 
(2.29)
Por otro lado, relacionando la expresión del flujo volumétrico con el flujo másico se tiene:
m l  lVl
(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
3l
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
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www.energia.gob.mx/webSener/res/168/A2_Biomasa.pdf
www.cre.gob.mx/registro/resoluciones/1996/Res10396.pdf
www.conae.gob.mx/work/sites/CONAE/resources/LocalContent/2962/1/images/13_seisa.pdf
www.cre.gob.mx/discursos/sem-elec06/SeminarioEficiencia/8.pps
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http://www.phe.com.mx/infotec_pdfs/Recuperador_de_Calor.pdf
www.thermoecologia.com
60
ANEXO A Ejemplo de reserva de ahorro de energía térmica
Poder calorífico inferior de combustibles
Gas natural Diesel Industrial bajo azufre Gasóleo
Gas l p
kJ/m3
kJ/kg
kJ/kg
kJ/m3
35748.44
41 868
41 595
38808.4
Parámetros del cálculo de reservas de ahorro de energía térmica
parámetro
combustible
gas natural
gas LP
diesel
gasóleo
Te, °C
250
250
200
200
Ts, °C
110
110
140
140
hg,e, kJ/m3
4760.11
4760.11
3960.83
3876.41
hg,s, kJ/m3
2026
2026
2761.09
2700.91
Vg,
11.56
11.56
12.65
12.43
1.033
0.565
1.063
0.25
B, m3/s (gas),
kg/s(líquido)
Potencial de reserva de ahorro energía térmica por tipo de combustible
gas natural gas LP
diesel industrial bajo en
azufre
gasóleo
Potencia instalada (MW)
184.81
109.72 210.35
50.03
Potencia de equipos prom. en año (MW)
33.26
19.75
37.862
9.005
1049.1
622.8
1194
284
52.45
31.14
59.701
14.2
1.526
0.676
1.425
0.341
6.504
6.444
8.455
3.157
Energía generada
(TJ/año)
Potencial de energía térmica
(TJ/año)
Ahorro de combustible, (10^6 m3gas/año) ;
(10^6 kg/año líquido)
Ahorro (millones de pesos)
61
ANEXO B Certificado de calidad del hidrato de hidrazina
62
Certificado de calidad del agua bidestilada
63
ANEXO C Propiedades del fluido de trabajo
Densidad de la mezcla
La densidad de la mezcla agua bidestilada+hidrato de hidrazina a varias concentraciones de esta
última y a diferentes temperaturas será determinada usando un densímetro.
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
𝑡𝑎𝑛𝑕2 0.5 ∙ 𝐵𝑜
0.25
=
994
0.0397
0.14
𝑡𝑎𝑛𝑕2 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