Castañeda Amelia Informe 1

Eficiencia de Horno Nichols
Castañeda Amelia1
1. Facultad de Ingeniería Química y Agroindustria, Escuela Politécnica Nacional, Ecuador
ABSTRACT
Combustion reactions are exothermic and are characterized by a substance called oxidizer oxidizes a
fuel, for which a certain activation energy is necessary. Depending on the amount of oxygen entering
the combustion equipment, the lambda factor is calculated which represents the ratio to air necessary
for complete combustion. This factor is related to the efficiency of the equipment, and for this reason,
the objective of the practice was to find the deviation of the combustion gases between the theoretical
and experimental values, calculate the efficiency of the combustion equipment that in this case was
a Nichols Furnace and to determine the values of the heat transfer coefficients for different TAD
values. The data obtained for experimentation were collected at different time intervals from the
control panel of the combustion system. It was determined that the maximum efficiency of the
equipment was 18.90%, which with the heat transfer coefficient equivalent to 6.40 kW / moC, allowed
to infer that there are energy losses towards the surroundings. In this way it was concluded that the
energy losses are due to the transfer of heat by conduction, due to the low thermal resistivity of the
materials from which the Nichols furnace is manufactured.
Key words: Heat transfer coefficient, theoretical air, stoichiometric air, adiabatic flame temperature.
RESUMEN
Las reacciones de combustión, son de tipo exotérmico y se caracterizan porque una sustancia
denominada comburente oxida un combustible, para lo cual es necesario una determinada energía
de activación. Dependiendo de la cantidad de oxígeno que ingrese al equipo de combustión, se
calcula el factor lambda que representa la relación con el aire necesario para que la combustión sea
completa. Este factor está relacionado con la eficiencia del equipo, y es por este motivo que el objetivo
de la práctica fue hallar la desviación de los gases producto de combustión entre los valores teóricos
y experimentales, calcular la eficiencia del equipo de combustión que en este caso fue un Horno
Nichols y determinar los valores de los coeficientes de transferencia de calor para diferentes valores
de TAD. Los datos obtenidos para experimentación fueron recopilados en intervalos de tiempo del
panel de control del sistema de combustión. Se determinó que la eficiencia máxima del equipo fue de
18.90%, que junto con el coeficiente de transferencia de calor equivalente a 6.40 kW/moC, permitió
inferir que existen pérdidas de energía hacia los alrededores. De esta forma se concluyó, que las
pérdidas energéticas se deben a la transferencia de calor por conducción, debido a la poca resistividad
térmica que poseen los materiales de los cuales está fabricado el horno Nichols.
Palabras claves: Coeficiente de transferencia de calor, aire teórico, aire estequiométrico, temperatura
de flama adiabática.
1
INTRODUCCIÓN
En el campo de la química, existen varias reacciones de interés, entre ellas: la combustión. Esta es una
reacción de oxidación que trae como resultado la generación de calor. Para que la combustión tenga
lugar, es necesario la presencia de un combustible y un comburente que junto con una energía de
activación forman el denominado triángulo de combustión. Cada uno de estos elementos representa
un vértice, si uno de los vértices falta, la reacción de combustión no puede llevarse a cabo (Yetter y
Glumac, 2015, p. 8).
Ahora bien, se entiende por combustibles a aquellas sustancias, caracterizadas por su poder
calorífico, utilizadas para la obtención de calor a través de un proceso de oxidación que libera la
energía potencial almacenada en sus enlaces (Docquier y Candel, 2022, p. 114). Los combustibles
pueden tener diferentes estados físicos: líquido, sólido y gaseoso. Uno de los combustibles
industriales más usados es el gas licuado de petróleo (GLP), también denominado gas natural, el cual
es una mezcla de butano y propano, hidrocarburos obtenidos en la destilación fraccionada del
petróleo. Los combustibles de hidrocarburos pueden estar definidos como CxHy, de donde se tiene
la reacción de combustión presentada en la reacción 1 (Osinergmln, 2012, p. 3).
𝑦
𝐶𝑥 𝐻𝑦 + 𝑛𝑂2 → 𝑥𝐶𝑂2 + 2 𝐻2 𝑂 + 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟
(1)
El comburente, por otro lado, es aquel componente oxidante en la reacción de combustión. El oxígeno
es considerado comburente universal, y se encuentra en el aire en una proporción volumétrica
correspondiente al 21%. De esta forma, las reacciones de combustión se clasifican de acuerdo al uso
de aire como sustancia comburente, de donde se pueden tener reacciones de combustión completa e
incompleta. Por un lado, la combustión incompleta tiene lugar cuando el combustible no se oxida por
completo, dando lugar a compuestos como el CO. En la combustión completa se oxida el combustible
en su totalidad, para esto se requiere cierta cantidad de aire que aporte la cantidad de oxígeno
suficiente, esta cantidad de aire se conoce como aire teórico. Un factor asociado a esta reacción, es
lambda, que representa la relación de la cantidad de aire que se dispone para la reacción de
combustión y la cantidad de aire necesaria exacta para que la combustión completa se lleve a cabo
(Gonzáles, 2018. p. 12).
𝜆=
𝐴𝑖𝑟𝑒 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑎𝑙𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑑𝑜 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑜
𝐴𝑖𝑟𝑒 𝑒𝑠𝑡𝑒𝑞𝑢𝑖𝑜𝑚é𝑡𝑟𝑖𝑐𝑜 𝑛𝑒𝑐𝑒𝑠𝑎𝑟𝑖𝑜 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑞𝑢𝑒 𝑠𝑒 𝑑é 𝑙𝑎 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖ó𝑛 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑙𝑒𝑡𝑎
(2)
Para determinar qué tan eficiente es un equipo de combustión se necesita saber la concentración de
los productos de esta reacción oxidativa, una forma de hacerlo es mediante la medición de los gases
de combustión con un instrumento llamado analizador de gases de combustión. Este tipo de equipos
pueden ser fijos, para un monitoreo continuo, o portátiles, cuando es necesario medir en diferentes
fuentes. La toma de muestra se da a través del orificio de una sonda que succiona el humo, y mediante
sensores electroquímicos se determina la concentración de los diferentes compuestos: CO2, CO, NOx,
SO2. (Testo, 2022)
De esta forma, se planteó como objetivo de la experimentación determinar la eficiencia de un horno
Nichols-Herreshoff y la desviación que existe entre la composición de los gases de salida del equipo
2
de combustión reportado por el instrumento de medición TESTO y los calculados en función del flujo
de combustible, y calcular los distintos coeficientes correspondientes a las temperaturas de flama
adiabática en el proceso de transferencia de calor.
METODOLOGÍA
Se inspeccionaron las instalaciones donde se encontraba el sistema de combustión correspondiente
al Horno Nichols Herreshoff, el cual incluyó la alimentación del aire y del combustible requeridos en
el proceso oxidativo. En una habitación se encontraba la fuente de combustible o también
denominada centralina de gas licuado de petróleo (GLP); constaba de 6 cilindros, cada uno con su
respectiva válvula de bola, conectados a una tubería general que tenía dos válvulas de bola
adicionales para el control del gas, una para las pérdidas al ambiente y otra para el control a la
siguiente etapa del sistema. Esta línea principal avanza a la instalación más grande, cuenta con otra
válvula de bola adicional, seguida de un manómetro de alta presión, otra válvula, esta vez de tipo
reductora de presión, y después, un manómetro de baja presión. A continuación, se presentan 5
válvulas: de bola, check, reductora de presión, de bola con un manómetro y finalmente,
electroválvula. Luego, la línea cuenta con un medidor de tipo placa orificio junto con una válvula de
bola, que se une a la alimentación del aire de combustión. Análogamente, la línea del aire de
combustión cuenta con un soplador, seguido de un manómetro junto a un medidor, nuevamente
placa orificio y una última válvula, esta vez de globo para finalmente, conectarse al equipo de
combustión: el Horno Nichols Herrshoff. El sistema de combustión se presenta en la figura x
mostrada a continuación.
3
Figura 1 Esquema de Sistema de combustion Horno Nichols
La toma de datos se dio a través de lo presentado por el panel de control que incluía el sistema. Entre
los datos se incluyeron los diferentes flujos: aire y gas, condiciones del horno como presión y
temperatura. Para medir la concentración de los gases de combustión (CO, CO2, O2) se usó un
instrumento de medición de marca Testo.
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
En la Tabla 1 se presentan la composición porcentual de los gases de salida del horno Nichols, tanto
los determinador de forma teórica como los medidos mediante el instrumento TESTO de forma
experimental. Tanto para la parte teórica como experimental se debe tomar en cuenta que no hubo
monóxido de carbono (CO), debido a que tuvo lugar una combustión completa. La Tabla 1 incluye
los valores de lambda correspondientes a relación entre de aire que se dispuso para la reacción y el
aire que se necesitó para que la reacción de combustión completa tenga lugar. Para la parte teórica,
se calculó el valor de lambda correspondiente a los diferentes momentos de toma de datos. Como se
puede observar, todos los valores de este coeficiente son mayores a 1, que permite afirmar la
presencia de una atmósfera oxidante, ya que hay oxígeno en exceso que permite dar una combustión
completa, de forma que el combustible se consume en su totalidad (Guerrero, Acevedo y Escobar,
2018, p. 87).
Tabla 1. Concentración porcentual de gases de salida
Teórico
Experimental
%CO2
%O2
λ
CO2 %
O2%
λ
12.71
1.83
1.09
11.85
2.11
1.15
12.16
2.67
1.13
11.89
2.55
1.15
12.40
2.30
1.11
11.96
2.43
1.15
11.93
3.01
1.15
11.78
2.86
1.15
12.40
2.30
2.38
1.15
2.30
1.11
1.11
11.79
12.40
11.92
2.43
1.15
En la Tabla 2 se presentan los porcentajes de desviación que existe entre los valores teóricos y
experimentales de los productos de la combustión y de lambda, a la salida del horno Nichols. La
mayor desviación para el caso del dióxido de carbono equivale al 6.79%, correspondiente al primer
valor, mismo que pude darse debido al poco tiempo que el equipo tenía en funcionamiento hasta ese
entonces, por tanto el equilibrio térmico no se había alcanzado, y la diferencia entre la temperatura
del sistema y la del equilibrio térmico es la mayor en todo el proceso de medición De forma similar,
La desviación del oxígeno tiene un porcentaje más alto en la primera medición. Conforme el paso del
tiempo, el equilibrio se va alcanzando, y las desviaciones tienden a tener valores similares y
relativamente bajos.
4
Tabla 2. Porcentaje de desviación de CO2 y O2 a la salida del horno
Desviación CO2 (%)
Desviación O2 (%)
Desviación λ (%)
6.79
15.33
5.74
2.19
4.52
1.44
3.57
5.71
3.34
1.27
4.93
0.30
4.94
3.53
3.34
3.89
5.71
3.34
La Tabla 3 muestra los valores de temperatura de flama adiabática (TAD) calculados en el Anexo X.
Esta temperatura se define según Castillo y Dávila, 2012, como la máxima temperatura teórica a la
que la flama de una combustión puede llegar, al asumir pérdidas energéticas con el medio. Por esta
razón, la TAD está directamente relacionada con la eficiencia del equipo de combustión, ya que la
baja eficiencia presentada se debe a la transferencia de calor dentro y fuera del horno. La llama de la
combustión, da un aporte energético a las paredes del horno y a los productos obtenidos en la
reacción, esta transferencia de calor es de tipo convectivo y por radiación. En los hornos, la forma
predominante de pérdida de calor es mediante la conducción a través de las paredes del horno, y del
calentamiento de las mismas (Rubio, 2018, p. 67).
Tabla 3. Calor, conductividad térmica y eficiencia de horno a diferentes Temperaturas de salida
T salida (℃)
TAD (℃)
k
(kW/m℃)
Qideal
(kJ/h)
Qreal
(kJ/h)
Qcomb
(kJ/h)
Eficiencia
(%)
461
2202.30
5.37
106166.89
20066.14
86100.75
18.90
455
2099.04
6.30
120771.35
19808.53
100962.81
16.40
461
2129.86
6.38
122033.22
19846.51
102186.71
16.26
448
2070.78
5.90
113202.77
18643.04
94559.74
16.47
452
2129.86
6.40
122033.22
19422.25
102610.96
15.92
460
2129.86
6.38
122033.22
19422.25
102610.96
16.22
A pesar de que las paredes del horno están hechas de material refractario, capaz de soportar altas
temperaturas manteniendo sus propiedades mecánicas, sin deformarse o fundirse, seguido de
material aislante, con baja conductividad térmica, se puede observar que los coeficientes de
conductividad térmica calculados para el Horno Nichols, son mayores que los materiales comunes
como aislante, arcilla refractaria o ladrillo, presentados en la Tabla 4. De esta forma, se asegura que
las pérdidas de calor son altas debido al material con el que está hecho el horno, ya que a mayor valor
de coeficiente de conductividad térmica, mayor es el flujo de calor que pasa la superficie del material
(Montenegro, 2013, p. 35).
Tabla 4. Conductividad térmica de materiales refractarios
Materiales refractarios
K (kW/m℃)
5
Aislante
0.15
Arcilla refractaria
1.1
Ladrillo
2.0
Ladrino refractario
1.8
(Cengel & Ghajar, 2011)
CONCLUSIONES
La desviación entre valores experimentales y teóricos de los dos productos de la combustión: dióxido
de carbono y oxígeno, fue de 6.79% y 15.33% respectivamente. Estos valores fueron los más altos
durante toda la medición debido a que fue el momento donde se tuvo la temperatura más lejana a la
de equilibrio térmico.
La eficiencia del Horno Nichols tuvo un máximo valor de 18.90% y un valor mínimo de 15.92%. Estos
valores están por debajo de los obtenidos bibliográficamente, como consecuencia de las pérdidas
energéticas debido al material con el que el horno está elaborado.
El coeficiente de conductividad térmica calculado tuvo valores entre 5.3 y 6.4 kW/m℃, valores por
encima de los reportados por bibliografía para materiales refractarios y aislantes, que traen como
consecuencia una pérdida de energía por conducción, que disminuye la eficiencia de la combustión.
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
Castillo, D. y Dávila, J. (2012). Temperatura adiabática y equilibrio químico de la combustión real.
Influencia del hidrógeno presente. Ciudad de México, México: Universidad Autónoma
Metropolitana. Revista Cubana de Química, XXIV, 3, 2012, pp. 243-248
Cengel, Y., & Ghajar, A. (2011). Transferencia de calor y masa. Fundamentos y aplicaciones. México D.F.:
Mc Graw Hill.
Docquier, N. y Candel, S. (2002). Combustion control and sensors: a review. , 28(2), 107–
150. doi:10.1016/s0360-1285(01)00009-0
González, J. (2018). Determinación del factor Lambda (λ) de las mediciones de emisiones
contaminantes de los vehículos a gasolina del CU Nezahualcóyot. Ciudad de México, México:
Universidad Autónoma del Estado de México.
6
Guerrero, G., Acevedo, C. y Escobar, N. (2018). Eficiencia energética en hornos de producción de
materiales cerámicos. Medellín, Colombia: Universidad Pontificia Bolivariana.
Montenegro, J. (2013). Desarrollo de un método para la obtención del poder calórico de residuos
agroindustriales combustibles en un horno de atmosfera controlada. Quito, Ecuador: Escuela
Politécnica Nacional.
Osinergmln.
(2012).
El
gas
natural
y
sus
diferencias con
el
GLP.
Recuperado
de:
https://biblioteca.olade.org/opac-tmpl/Documentos/hm000661.pdf
Rubio, P. (2018). Evaluación técnica del proceso de combustión y de eficiencia energética de un horno
industrial panadero. Valparaíso, Chile: Universidad Técnica Federico Santa María.
Testo.
(2022).
Medición
de
emisiones.
Recuperado
de:
https://www.testo.com/es-
MX/aplicaciones/industry-emission-measurement
Yetter, R. y Glumac, N. (2015). Combustion. Illinois, Estados Unidos: ELSEVIER.
7
ANEXOS
Anexo I. Datos experimentales
Tabla AI.I. Datos experimentales
Análisis de Gases
Datos
HORA
Temperatura
Caudal de aire
∆Pa (mm H2O)
Caudal de Gas
∆Pg (mm H2O)
Lambda
λ
Presion Horno
(mm H2O)
CO2 %
O2%
CO
(ppm)
1
2
3
4
5
6
Tamb
15h20
15h30
15h40
15h50
16h00
16h15
15
461
455
461
448
452
460
°C
32
31
30
29
30
30
Agitación
10
9
9
8
9
9
4
1.15
1.15
1.15
1.15
1.15
1.15
RPM
-0.5
-0.5
-0.5
-0.5
-0.5
-0.5
11.85
11.89
11.96
11.78
11.79
11.92
2.11
2.55
2.43
2.86
2.38
2.43
0
0
0
0
0
0
Anexo II. Propiedades bibliográficos
Tabla AII.I. conversión de ∆Pa
∆Pg (mm
H2O)
Caudal del
Gas (ft³/h)
medidos a 1
atm y 60 °F
Caudal del Gas
(ft³/h) medidos a
0.72 atm y 15 C
∆Pa (mm H2O)
Caudal del Aire
(ft³/h) medidos a 1
atm y 60 °F
Caudal del Aire
(ft³/h) medidos a
0.72 atm y 15 C
1
11.62
16.14
2.5
300
416.7
2
16.55
22.99
5
432.9
601.3
3
19.88
27.61
10
618.1
858.5
4
23.29
32.35
15
765.4
1063.1
5
26.49
36.79
20
878
1219.4
6
29.41
40.85
25
978.3
1358.8
7
31.06
43.14
30
1082.3
1503.2
8
33.61
46.68
35
1184
1644.4
9
35.52
49.33
40
1256.9
1745.7
10
37.71
52.38
45
1348.2
1872.5
11
39.67
55.10
50
1422.8
1976.1
12
40.94
56.86
55
1502.4
2086.7
13
42.8
59.44
60
1553.2
2157.2
14
44.73
62.13
65
1603.4
2226.9
15
46.31
64.32
70
1658.2
2303.1
16
47.82
66.42
75
1706.2
2369.7
17
49.56
68.83
80
1762.5
2447.9
18
50.95
70.76
85
1813.6
2518.9
8
19
51.98
72.19
90
1862.4
2586.7
20
53.51
74.32
95
1910.5
2653.5
21
54.88
76.22
100
1962.9
2726.3
22
56.02
77.81
105
2021
2806.9
23
57.12
79.33
110
2072.1
2877.9
24
58.3
80.97
115
2124.5
2950.7
25
59.28
82.33
120
2169.2
3012.8
26
60.19
83.60
125
2205.6
3063.3
27
61.28
85.11
130
2270.8
3153.9
28
62.36
86.61
135
2328.3
3233.8
29
62.84
87.28
140
2387.2
3315.6
30
63.33
87.96
145
2427.3
3371.3
Tabla AII.II. Entalpías estándar de formación de compuestos a 25°C y 1 atm (Perry, 1997).
Compuesto
C3H8
C4H10
CO2
H2O(v)
Entalpía estándar [kcal/mol]
-25.04
-30.09
-94.052
-57.7979
Tabla AII.III. Coeficientes para capacidades caloríficas de reactivos y productos (Kyle, 1984).
Compuesto
C3H8
C4H10
N2
O2
CO2
H2O(v)
a
-4.04
3.96
28.9
25.48
22.26
32.24
b
3.05E-01
3.72E-01
-1.57E-03
1.52E-02
5.98E-02
1.92E-03
c
-1.57E-04
-1.82E-04
8.08E-06
-7.16E-06
-3.50E-05
1.06E-05
d
3.17E-08
3.50E-08
-2.87E-09
1.31E-09
7.47E-09
-3.60E-09
Tabla AII.IV. Dimensiones del horno Nichols
Dimensión
Diámetro exterior
Diámetro interior
Altura
Medida (m)
0.989
0.508
1.508
Anexo III. Ejemplos de cálculos
Balance De Masa
Flujo de combustible GLP
A presión atmosférica de Quitó 0,72 atm y temperatura 15 °C.
9
∆𝑃𝑔 = 10
∆𝑃𝑎 = 32
𝑃1 ∗ 𝑉1 = 𝑃2 ∗ 𝑉2
1 𝑎𝑡𝑚 ∗ 37.71
𝑓𝑡 3
= 0.72 𝑎𝑡𝑚 ∗ 𝑉2
ℎ
𝑉2 = 𝑄 = 52.38
𝑓𝑡 3
ℎ
Se determina el flujo molar con el caudal corregido:
52.38 𝑓𝑡 3 28,3168 𝐿
∙
∙ 0,72 𝑎𝑡𝑚
𝑔𝑚𝑜𝑙
ℎ
1 𝑓𝑡 3
𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑟 𝑑𝑒 𝐺𝐿𝑃 =
= 45.22
𝐺𝐿𝑃
𝐿 ∙ 𝑎𝑡𝑚
ℎ
0.0821 [𝑚𝑜𝑙 ∙ 𝐾 ] ∙ 288 𝐾
Oxígeno estequiométrico
Composición GLP: 50% propano y 50% butano.
𝑪𝟑 𝑯𝟖 + 𝟓𝑶𝟐 → 𝟑𝑪𝑶𝟐 + 𝟒𝑯𝟐 𝟎
𝑪𝟒 𝑯𝟏𝟎 +
𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑂2 (𝑝𝑟𝑜𝑝𝑎𝑛𝑜 ) =
𝟏𝟑
𝑶 → 𝟒𝑪𝑶𝟐 + 𝟓𝑯𝟐 𝟎
𝟐 𝟐
22.61 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑝𝑟𝑜𝑝 5 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑂2
𝑔𝑚𝑜𝑙
∗
= 113.05
𝑂2
ℎ
1 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑝𝑟𝑜𝑝
ℎ
13
22.61 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑏𝑢𝑡 2 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑂2
𝑔𝑚𝑜𝑙
𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑂2 (𝑏𝑢𝑡𝑎𝑛𝑜) =
∗
= 146.965
𝑂2
ℎ
1 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑏𝑢𝑡
ℎ
𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑂2 𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑎𝑠 (𝑝𝑟𝑜𝑝𝑎𝑛𝑜 + 𝑏𝑢𝑡𝑎𝑛𝑜) = 𝟐𝟓𝟗. 𝟗𝟗
𝒈𝒎𝒐𝒍
𝑶𝟐
𝒉
Flujo de aire y oxígeno alimentado
Se usaron los valores del flujo de aire corregidos a 0.72 atm presentados en la Tabla AII y se obtuvo
un flujo molar de aire: 1559.68 [ft3/h]
𝑃1 ∗ 𝑉1 = 𝑃2 ∗ 𝑉2
1 𝑎𝑡𝑚 ∗ 1122.98
𝑓𝑡 3
= 0.72 𝑎𝑡𝑚 ∗ 𝑉2
ℎ
10
𝑉2 = 𝑄 = 1559.68
𝑓𝑡 3
ℎ
1559.68𝑓𝑡 3 28,3168 𝑓𝑡 3
∙
∙ 0,72 𝑎𝑡𝑚
𝒈𝒎𝒐𝒍
ℎ
1 𝑓𝑡 3
𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑟 𝑑𝑒 𝑎𝑖𝑟𝑒 =
= 𝟏𝟑𝟒𝟔. 𝟓𝟏
𝒂𝒊𝒓𝒆
𝐿 ∙ 𝑎𝑡𝑚
𝒉
0.0821 [𝑚𝑜𝑙 ∙ 𝐾 ] ∙ 288 𝐾
𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑂2 𝑎𝑙𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑑𝑎𝑠 =
1346.51 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒 0,21 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑂2
𝒈𝒎𝒐𝒍
∗
= 𝟐𝟖𝟐. 𝟕𝟕
𝑶𝟐
ℎ
1 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒
𝒉
Cálculo de lambda
𝜆=
𝑚𝑜𝑙 𝑜𝑥í𝑔𝑒𝑛𝑜 𝑞𝑢𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑞𝑢𝑒𝑚𝑎𝑑𝑜𝑟
𝑚𝑜𝑙 𝑜𝑥í𝑔𝑒𝑛𝑜 𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑙𝑎 𝑐𝑜𝑚𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖ó𝑛 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑙𝑒𝑡𝑎
𝑔𝑚𝑜𝑙
ℎ 𝑂2
𝜆=
𝑔𝑚𝑜𝑙
259.99 ℎ 𝑂2
282.77
𝜆 = 𝟏. 𝟎𝟗
Composición de los gases de combustión
Se asumió una combustión completa
𝑛 𝐶𝑂2 = (
22.61 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐶3 𝐻8 3 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐶𝑂2
22.61 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐶4 𝐻10 4 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐶𝑂2
∗
)+(
∗
)
ℎ
1 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐶3 𝐻8
ℎ
1 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐶4 𝐻10
𝒏 𝑪𝑶𝟐 = 𝟏𝟓𝟖. 𝟐𝟔
𝑛 𝐻2 𝑂 = (
𝒈𝒎𝒐𝒍
𝒉
22.61 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐶3 𝐻8 4 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐻2 𝑂
22.61 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐶4 𝐻10 5 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐻2 𝑂
∗
)+(
∗
)
ℎ
1 𝑔𝑚𝑜𝑙𝐶3 𝐻8
ℎ
1 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝐶4 𝐻10
𝒏 𝑯𝟐 𝑶 = 𝟐𝟎𝟑. 𝟒𝟗
𝑛 𝑁2 𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑎𝑠 =
𝒈𝒎𝒐𝒍
𝒉
282.77 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑂2 0,79 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑁2
∗
ℎ
0.21 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑂2
11
𝒏 𝑵𝟐 𝒕𝒆ó𝒓𝒊𝒄𝒂𝒔 = 𝟏𝟎𝟔𝟑. 𝟕𝟒
𝒈𝒎𝒐𝒍
𝒉
𝑛𝑂2 (𝑛𝑜 𝑟𝑒𝑎𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑛 ) = 𝑂2 𝑎𝑙𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑑𝑜 − 𝑂2 𝑟𝑒𝑎𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎
𝑛𝑂2 (𝑛𝑜 𝑟𝑒𝑎𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑛) =
282.77 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑂2 259.99 𝑔𝑚𝑜𝑙 𝑂2
−
ℎ
ℎ
𝑛𝑂2 (𝑛𝑜 𝑟𝑒𝑎𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑛 ) = 𝟐𝟐. 𝟕𝟖
𝒈𝒎𝒐𝒍 𝑶𝟐
𝒉
𝑀𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 (𝑏𝑎𝑠𝑒 𝑠𝑒𝑐𝑎) = 158.27 + 1063.74 + 22.78 = 𝟏𝟐𝟒𝟒. 𝟕𝟕
𝒈𝒎𝒐𝒍
𝒉
Composición porcentual de los gases de combustión en base seca
% 𝑚𝑜𝑙𝑎𝑟 𝑋 =
𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑢𝑒𝑠𝑡𝑜
∗ 100
𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 (𝑏𝑎𝑠𝑒 𝑠𝑒𝑐𝑎)
𝑔𝑚𝑜𝑙
ℎ ∗ 100
% 𝐶𝑂2 =
𝑔𝑚𝑜𝑙
1244.78 ℎ
158.27
% 𝐶𝑂2 = 𝟏𝟐. 𝟕𝟏%
% Desviación de valores respecto a los determinados por el TESTO (base seca)
% 𝑑𝑒𝑠𝑣𝑖𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝑋 =
|%𝐶𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑑𝑜 − %𝑇𝐸𝑆𝑇𝑂|
∗ 100
%𝐶𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑑𝑜
% 𝑑𝑒𝑠𝑣𝑖𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝐶𝑂2 =
|12.71% − 11,85%|
∗ 100
12.71%
% 𝑑𝑒𝑠𝑣𝑖𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝐶𝑂2 = 𝟔. 𝟕𝟗%
Balance de energía
Temperatura adiabática de flama
Δ𝐻𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑖𝑣𝑜𝑠 + Δ𝐻𝑅𝑋 + Δ𝐻𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜𝑠 = 0
𝑂
𝑂
𝑂
∆𝐻𝑅𝑥
= ∆𝐻𝑓𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜𝑠
− ∆𝐻𝑓𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑖𝑣𝑜𝑠
12
Propano:
𝑂
(∆𝐻𝑅𝑥
)𝐶3𝐻8 = 3 ∗ (−94.052) + 4 ∗ (−57.7979) − (−25.04)
(∆𝐻𝐶𝑂 )𝐶3𝐻8 = −488.30
𝑘𝑐𝑎𝑙
𝑚𝑜𝑙
Butano:
𝑂
(∆𝐻𝑅𝑋
)𝐶4 𝐻10 = 4 ∗ (−94.052) + 5 ∗ (−57.7979) − (−30.09)
(∆𝐻𝐶𝑂 )𝐶4𝐻10 = −635.10
𝑘𝑐𝑎𝑙
𝑚𝑜𝑙
Entalpia de reacción
𝑂
∆𝐻𝑅𝑋
= [(
22.61 𝑚𝑜𝑙 𝐶3 𝐻8
𝑘𝑐𝑎𝑙
22.61 𝑚𝑜𝑙 𝐶4 𝐻10
𝑘𝑐𝑎𝑙
4.18 𝑘𝐽
∗ −488.30
)+(
∗ −635.10
)] ∗
ℎ
𝑚𝑜𝑙
ℎ
𝑚𝑜𝑙
1 𝑘𝑐𝑎𝑙
∆𝑯𝑶
𝑹𝑿 = −𝟏𝟎𝟔𝟏𝟕𝟐. 𝟑𝟏
𝒌𝑱
𝒉
25
Δ𝐻𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑖𝑣𝑜𝑠 = 𝑛𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑖𝑣𝑜𝑠 ∫ 𝐶𝑝 𝑑𝑇
15
Para el propano:
Δ𝐻𝐶3𝐻8 = 22.61
𝑔𝑚𝑜𝑙 25
∫ (−4.04) + (0.3048) 𝑇 + (1.5710−04 )𝑇 2 − (3.174 ∗ 10−08 )𝑇 3 𝑑𝑇
ℎ
15
Δ𝐻𝑁2 = 22.61
𝑔𝑚𝑜𝑙
𝑘𝐽
1 𝑘𝑚𝑜𝑙
∗ 725.68
∗
ℎ
𝑘𝑚𝑜𝑙 1000 𝑔𝑚𝑜𝑙
𝚫𝑯𝑪𝟑 𝑯𝟖 = 𝟏𝟔. 𝟒𝟏
𝒌𝑱
𝒉
Entalpía de reactivos igual a:
𝚫𝑯𝒓𝒆𝒂𝒄𝒕𝒊𝒗𝒐𝒔 = 𝟒𝟏𝟖. 𝟏𝟒
𝒌𝑱
𝒉
A partir de la siguiente ecuación se tiene que:
Δ𝐻𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑖𝑣𝑜𝑠 + Δ𝐻𝑅𝑋 + Δ𝐻𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜𝑠 = 0
418.14
𝑘𝐽
𝑘𝐽
− 106172.3093
+ Δ𝐻𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜𝑠 = 0
ℎ
ℎ
13
𝚫𝑯𝒑𝒓𝒐𝒅𝒖𝒄𝒕𝒐𝒔 = 𝟏𝟎𝟓𝟕𝟓𝟒. 𝟔𝟐
Δ𝐻𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜𝑠 = 105754.62
105754.62
𝒌𝑱
𝒉
𝑇𝐴𝐷
𝑘𝐽
= 𝑛𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑜𝑠 ∫ 𝐶𝑝 𝑑𝑇
ℎ
25
𝑇𝐴𝐷
𝑘𝐽
=∫
𝑛𝑁2 ∗ 𝐶𝑝𝑁2 ∗ 𝑑𝑇
ℎ
25
𝑇𝐴𝐷
+ ∫
25
𝑇𝐴𝐷
+ ∫
25
𝑛𝐶𝑂2 ∗ 𝐶𝑝𝐶𝑂2 ∗ 𝑑𝑇
𝑇𝐴𝐷
𝑛𝐻2𝑂 ∗ 𝐶𝑝𝐻2 𝑂 ∗ 𝑑𝑇 + ∫
25
𝑛𝑂2 𝑛𝑜 𝑟𝑥 ∗ 𝐶𝑝𝑂2 𝑛𝑜 𝑟𝑥 ∗ 𝑑𝑇
𝑻 = 𝑻𝑨𝑫 = 𝟐𝟒𝟕𝟓. 𝟑 [𝑲] = 𝟐𝟐𝟎𝟐. 𝟑 [℃]
Calor ideal
Q 𝑖𝑑𝑒𝑎𝑙 = 𝑛𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 ∗ 𝐶𝑝𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 ∗ (𝑇𝐷𝐴 − 𝑇𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎)
2475.3
Q 𝑖𝑑𝑒𝑎𝑙 = ∫
2475.3
𝑛𝑁2 ∗ 𝐶𝑝𝑁2 + ∫
288
2475.3
𝑛𝐶𝑂2 ∗ 𝐶𝑝𝐶𝑂2 ∗ 𝑑𝑇 + ∫
288
288
𝑸𝒊𝒅𝒆𝒂𝒍 = 𝟏𝟎𝟔𝟏𝟔𝟔. 𝟖𝟗
𝑛𝐻2 𝑂 ∗ 𝐶𝑝𝐻2𝑂 ∗ 𝑑𝑇
𝒌𝑱
𝒉
Calor real
Q 𝑟𝑒𝑎𝑙 = 𝑛𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 ∗ 𝐶𝑝𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 ∗ (𝑇𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 − 𝑇𝑒𝑛𝑡𝑟 )
734
Q 𝑟𝑒𝑎𝑙 = ∫
15
734
𝑛𝑁2 ∗ 𝐶𝑝𝑁2 + ∫
15
734
𝑛𝐶𝑂2 ∗ 𝐶𝑝𝐶𝑂2 ∗ 𝑑𝑇 + ∫
15
𝐐𝒓𝒆𝒂𝒍 = 𝟐𝟎𝟎𝟔𝟔. 𝟏𝟒
𝑛𝐻2 𝑂 ∗ 𝐶𝑝𝐻2 𝑂 ∗ 𝑑𝑇
𝒌𝑱
𝒉
Eficiencia del horno
ε=
Q real
∗ 100
Q ideal
14
ε=
𝑘𝐽
106166.89 ℎ
× 100%
𝑘𝐽
20066.14 ℎ
𝜺 = 𝟏𝟖. 𝟗𝟎%
Coeficiente de conductividad térmica
Primero se obtiene el Calor de conducción
Q 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑢𝑐𝑐𝑖ó𝑛 = 𝑄𝑖𝑑𝑒𝑎𝑙 − 𝑄𝑟𝑒𝑎𝑙
𝐐𝒄𝒐𝒏𝒅𝒖𝒄𝒄𝒊ó𝒏 𝒑𝒓𝒐𝒎 = 𝟖𝟔𝟏𝟎𝟎. 𝟕𝟓
𝒌𝑱
𝒉
Para el cálculo del coeficiente de conductividad térmica se consideró:
De = 0,989 [m]
Di = 0,508 [m]
L = 1,058 [m]
𝑘=
𝐷
Q 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑢𝑐𝑐𝑖ó𝑛 ∗ 𝑙𝑛 ( 𝐷𝑒 )
𝑖
2𝜋𝐿 ∗ (𝑇𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 − 𝑇𝑒𝑛𝑡𝑟 )
𝑘𝐽
0,989
(86100.75 ℎ ∗ 𝑙𝑛 (0,508))
𝐾𝐽
𝑊
𝑘=
= 19.34
= 5.37
(
)
2𝜋 ∗ 1,058𝑚 ∗ 461 − 15 𝐾
ℎ 𝑚. °𝐶
𝑚°𝐶
15