4 Análisis y Comparación de Resultados
4.3 Comparación de resultados de los parámetros fundamentales con los calculados
En la figura 4.17 se realiza la comparación entre los datos experimentales y las correlaciones de Wallis y Kutateladze, para las distintas pruebas hechas con los tres flujos de aire de enfriamiento. En esta figura los datos experimentales obtenidos con un flujo de aire de enfriamiento igual a 0.38 kg/s están representados por triángulos, los datos experimentales obtenidos con un flujo de aire de enfriamiento igual a 0.247 kg/s están representados por círculos y los datos experimentales obtenidos con un flujo de aire de enfriamiento igual a 0.166 kg/s están representados por asteriscos. En los datos experimentales, se puede observar un comportamiento análogo a las correlaciones de Wallis y Kutateladze. La diferencias mostradas para cada prueba realizada con diferente flujo de aire de enfriamiento puede consistir en que las correlaciones de Wallis y Kutateladze no contemplan mecanismos de transferencia de calor, tales como coeficientes de convección y conducción de calor, diferencias de temperatura, etc., que modifiquen la rapidez de evaporación y condensación del fluido de trabajo.
(W
)
Qk
mayores flujos de aire de enfriamiento, la transferencia de calor hecha por los termosifones se lleva a cabo a temperaturas menores.
0 1 2 3 4 5 6 7 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Top (ºC) () Wallis Kutateladze 0.38 kg/s 0.247 kg/s 0.166 kg/s
Figura 4.17. Gráficas de comparación entre las correlaciones empíricas y los datos experimentales.
En la figura 4.18, para cada porcentaje de llenado, se realiza la comparación del límite de arrastre y los datos experimentales. Mostrando en cada gráfica los datos para los tres flujos de aire de enfriamiento. La gráfica para el termosifón cargado con el 30 % teórico permite apreciar como el comportamiento de éste es más cercano al límite de arrastre, mientras que el comportamiento del termosifón cargado con 10 % es el más alejado del límite de arrastre, para los tres diferentes flujos de aire de enfriamiento.
En las gráficas de la figura 4.18, al igual que en los perfiles de temperatura (figuras 4.4, 4.8 y 4.12) se aprecia cómo con el incremento en el flujo de calor suministrado, la capacidad de transferencia de calor disminuye debido a que se comienza a presentar el límite por secado.
(W ) ex t Qk
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Top (ºC) Límite de arrastre 30% 0.38 kg/s 0.247 kg/s 0.166 kg/s 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Top (ºC) Límite de arrastre 25% 0.38 kg/s 0.247 kg/s 0.166 kg/s 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Top (ºC) Límite de arrastre 20% 0.38 kg/s 0.247 kg/s 0.166 kg/s 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Top (ºC) Límite de arrastre 15% 0.38 kg/s 0.247 kg/s 0.166 kg/s 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 20 40 60 80 100 120 140 160 180 Top (ºC) Límite de arrastre 10% 0.38 kg/s 0.247 kg/s 0.166 kg/s
Figura 4.18. Gráficas de comparación entre el límite de arrastre y los datos experimentales para cada porcentaje de llenado. (W) ex t Q (W) ex t Q (W ) ex t Q (W) ex t Q (W) ex t Q
Ha sido conveniente continuar con el avance en el estudio de los termosifones, debido a que son una gran alternativa para la transferencia de calor debido a su sencillez y alta eficiencia. Se crearon metodologías para el diseño y fabricación de tubos termosifones bifásicos, que pueden contribuir al desarrollo y diversificación del uso de estos elementos de transmisión de calor. Las características establecidas para los termosifones utilizados en este estudio, tales como materiales de fabricación, fluido de trabajo, dimensiones, etcétera, cumplen con los requerimientos para que estos dispositivos sean usados en precalentadores de aire compactos para la recuperación de energía en calderas industriales de baja potencia.
Con el método de carga propuesto en este trabajo se logro simplificar y disminuir el tiempo del proceso de llenado de los termosifones. Con este método se logró ocupar casi todo el volumen interno del termosifón con el fluido de trabajo, esto favorece su operación debido a que es mínima la cantidad de gases incondensables que queda atrapada después del llenado.
Se realizaron las corridas experimentales con cinco porcentajes de llenado iguales a 10.17%, 16.30%, 18.91%, 24.81% y 28.82%. Observándose que para el mayor flujo de aire de enfriamiento, igual a 0.38 kg/s, el porcentaje de llenado con que se alcanzaron las mayores eficiencias fue del 18.91%. Mientras que para el menor flujo de aire de enfriamiento, con un valor de 0.166 kg/s, el porcentaje con las mayores eficiencias es de 15.01%; considerando que cuando se tienen las mayores eficiencias se alcanzan los mayores flujos de vapor y de líquido circulando en el interior del termosifón, se deduce que a mayor extracción de calor se requiere mayor cantidad de fluido para compensar la gran producción de vapor y condensado. Por lo que cuando se tiene una menor extracción de calor, flujos de aire de enfriamiento bajos, se requiere menor cantidad de fluido de trabajo puesto que la generación de vapor y condensado es baja.
Esto también explica porque con el flujo de aire de enfriamiento igual a 0.247 kg/s, las mayores eficiencias para el calor de suministro mayor a 1500 W se alcanzan con el 18.91%;
el 15.06% de llenado. Puesto que a mayor suministro de calor se tiene mayor producción de vapor y condensado, y a menor suministro de calor menor producción de vapor y condensado.
No obstante, las mayores eficiencias de todas las pruebas se presentaron con el menor flujo de aire de enfriamiento y con el 15.06% porcentaje de llenado, a estas condiciones se provoca que se tenga un adecuado espesor de película, y por consecuencia se tiene una baja resistencia térmica y una máxima área donde se lleva a cabo la condensación. Para este caso se obtuvieron eficiencias mayores al 90%, con lo que se comprobó las altas eficiencias que pueden alcanzar los termosifones.
Los valores a los que se alcanzan los límites viscoso y sónico resultan demasiado grandes para las dimensiones tratadas aquí, del orden de MW y GW, debido a que el área transversal por dónde asciende el vapor es relativamente grande. El límite de arrastre es el más cercano a alcanzarse, y ocurre con flujos de aire de enfriamiento altos, una vez más debido la gran producción de vapor y condensado. También, se presentó el límite de por bajo contenido de fluido de trabajo o límite por secado, esto para los menores porcentajes de llenado, 15.06% y 10.17%, y con el flujo de aire de enfriamiento menor, igual a 0.166 kg/s.
Aunque no se presentó un funcionamiento totalmente isotérmico, las diferencias de temperatura entre la zona de evaporación y condensación, dentro del intervalo de 10 ºC y 25 ºC, fueron bastante pequeñas, a pesar de los gradientes de temperatura presentes entre el aire de enfriamiento y el sistema de calentamiento, a los que se trabajó.
Una de las limitantes para incrementar el número de pruebas experimentales fue el sistema de suministro de calor. El máximo suministro de calor que se pudo proporcionar fue de 2000 W, debido a que se tuvo que cuidar la temperatura de las resistencias eléctricas que realizaban esta función. Si las resistencias rebasaban los 300 ºC se corría el riesgo de que el sistema de calentamiento se fundiese, dejando inservible las mismas. Por lo que se recomienda diseñar una instalación experimental que sea capaz de suministrar flujos de calor mayores a 2000 W, para alcanzar mayores temperaturas de operación y poder observar el comportamiento de estos termosifones a estas condiciones. La limitante con las resistencias eléctricas son las temperaturas alcanzadas, esto está determinado principalmente a la pequeña área de intercambio de calor y a las temperaturas de fusión de los materiales empleados en éstas. Una de las alternativas puede ser un sistema de calentamiento de aire, por medio de algún energético por ejemplo gas LP, que entre en contacto con el evaporador, y que incluya la posibilidad de recircular estos gases calientes.
En esta investigación, los termosifones fueron caracterizados individualmente, por lo que se sugiere realizar estudios experimentales para determinar las características de operación de bancos de tubos compuestos por termosifones bifásicos, para todas las configuraciones (número de tubos, número de filas, numero de columnas, etcétera) de banco de tubos posibles, incorporando termosifones con diferentes porcentajes de llenado, puesto que ya se observó en esta tesis que la cantidad de fluido de trabajo óptima depende del flujo de calor suministrado y del flujo de calor extraído.
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APÉNDICE 1
Rapidez de evaporación
Debido a que es necesario conocer el tiempo en que se lleve a cabo el procedimiento de llenado desarrollado en este trabajo para obtener la cantidad deseada de fluido desalojado del interior del dispositivo, es necesario saber la rapidez con que se evapora el fluido.
Debido a que en el procedimiento de llenado desarrollado en este trabajo se requiere evaporar el fluido interno para que este ocupe el volumen total de dispositivo y forcé a los gases incondensables a escapar por algún extremo del termosifón junto con su vapor. Pero en este proceso escapará un poco de la masa de agua, por lo que la masa inicial debe ser mayor a la masa final deseada en el interior del termosifón. Lo que hace necesario conocer el tiempo en que se debe llevar a cabo la evaporación de la cantidad deseada de fluido inicial. Esta metodología propone conocer este tiempo mediante la velocidad de evaporación o flujo másico de evaporación desde una superficie de agua libre [25], que se define por la siguiente ecuación (A.1).
(
, ,)
eva m eva v satop v satam
m =h A ρ −φρ (A.1)
Donde φ es la humedad relativa en el momento del proceso de carga. En tablas de vapor de agua saturado [24], se obtiene la densidad de saturación correspondiente a la temperatura ambiente, ρv,satam, y la densidad de saturación correspondiente a la temperatura del fluido
durante el proceso de llenado, ρv,satop.
Para calcular el coeficiente de transferencia de masa (hm) se usó la analogía de transferencia de calor y masa [25], se tiene que
(
)(
)
2 / 3 ,m a a a a w a
h =h ρ Cp D α (A.2)
(
)(
)
3/ 20 0 0
D=D p p T T (A.3)
Para calcular el coeficiente medio de convección libre se uso la definición del número adimensional Nusselt, ecuación (A.4) [25]
Nu
a a eva
h =k L (A.4)
Donde el número de Nusselt está dado por la ecuación (A.5) para números de Rayleigh, Ra ≤109 [25].
(
)
1/ 4 4 / 6 9 /16 0.67 Ra Nu 0.68 1 0.492 / Pr = + ⎡ + ⎤ ⎣ ⎦ (A.5)Donde el número de Rayleigh se define con la ecuación (3.16) [25].
Ra=Gr Pr× (A.6)
Donde el número de Grashof, Gr, que es la relación entre las fuerzas de flotación y las viscosas, se define por medio de la expresión (A.7) [25].
3 2
Gr=gβaT Lp eva γa (A.7)
De las tablas de propiedades del aire, se obtiene todas las propiedades requeridas para encontrar los valores de los parámetros antes mencionados a la temperatura promedio del aire, Tp (A.8). Esta temperatura promedio es el promedio entre la temperatura ambiente y la temperatura del termosifón durante el proceso de llenado.
Cálculo de la rapidez de evaporación.
La metodología desarrollada en este trabajo para calcular la velocidad de evaporación nos permite calcular analíticamente el comportamiento del flujo de evaporación del agua en función de las condiciones ambientales que se presenten en el momento del proceso de llenado de los termosifones.
También se hace un análisis paramétrico con las mismas condiciones geométricas que el análisis anterior, esto es, se considera un termosifón con una longitud de 0.9 m y un diámetro interno de 2.15 cm. Y las condiciones ambientales se tomaron como: temperatura de 20 ºC y una presión de 1 atm. La temperatura del termosifón durante el proceso de llenado, Top, a la que se lleva acabo el proceso de llenado es de 100 ºC.
La longitud característica de evaporación, Leva, es igual al área entre el perímetro del orificio donde escapa el vapor del termosifón en el proceso de llenado.
En la figura A.1 se presenta el flujo de vapor en la evaporación en función de la temperatura ambiente para diferentes humedades relativas, humedades que van del 40% hasta el 90%. 0.044 0.045 0.046 0.047 0.048 0.049 0.05 0.051 0.052 10 15 20 25 30 35 40 Tamb [ºC] F luj o de evapor aci ón[10 -3 kg/s ] 40% 50% 60% 70% 80% 90%
Figura A.1. Flujo másico de evaporación en función de la temperatura ambiente a diferentes humedades relativas.
Características del acero A-179
El acero A-179 se considera un acero de bajo carbono. Los aceros de bajo carbono son dúctiles, maleables y altamente maquinables, son tenaces, resistentes a la tensión y altamente soldables.
Tensión de fluencia (MPa) min. 235
Tensión de rotura (MPa) 360-500
Propiedades mecánicas Alargamiento (%) min. 25 Densidad (kg/dm3) 7,85 Punto de fusión (°C) 1460 Coeficiente de expansión térmica (20 ºC - 300 °C) (10 -6 /K) 13 Propiedades físicas Conductividad térmica(a 20 °C) (W/m K) 57 Composición Química (%) C max. 0,16 Si max. 0,35 Mn max. 1,2 P max. 0,025 S max. 0,02 Cr. max. 0,3 Mo max. 0,08 Ni max. 0,3 Al min. 0,02 Cu max. 0,3 Nb max. 0,01 Ti max. 0,04 V max. 0,02 Cr+Cu+Mo+Ni max. 0,7
PUBLICACIONES
2008
ESTUDIO EXPERIMENTAL PARA DETERMINAR EL DESEMPEÑO TÉRMICO DE UN TUBO TERMOSIFÓN BIFÁSICO SUJETO A DIFERENTES PORCIENTOS DE LLENADO.
A. Álvarez Morales, R. Catalán Marín, F. Sánchez Silva, I. Carvajal Mariscal y G. Polupan
5º CONGRESO INTERNACIONAL DE INGENIERÍA ELECTRÓNICA Y DE SISTEMAS.
2007
INVESTIGACIÓN EXPERIMENTAL DE LA CANTIDAD DE FLUIDO CON QUE SE DEBEN CARGAR LOS TERMOSIFONES BIFÁSICOS.
Alejandro Álvarez Morales, Alberto Solórzano Kramer, Ignacio Carvajal Mariscal, Florencio Sánchez Silva.
2º CONGRESO DE INGENIERÍAS MECÁNICA, ELÉCTRICA, ELECTRÓNICA Y MECATRÓNICA.
DESARROLLO DE METODOLOGÍAS PARA EL DISEÑO DE DE
TERMOSIFONES BIFÁSICOS.
Alejandro Álvarez Morales, Alberto Solórzano Kramer, Ignacio Carvajal Mariscal, Florencio Sánchez Silva.
10º CONGRESO NACIONAL DE INGENIERÍA ELECTROMECÁNICA Y DE SISTEMAS
INVESTIGACIÓN EXPERIMENTAL DE LA CANTIDAD DE FLUID CON QUE SE DEBEN CARGAR LOS TERMOSIFONES BIFÁSICOS.
Rosa Angelica Angeles Zurita, Alejandro Álvarez Morales, Ignacio Carvajal Mariscal, Raúl Oreste Catalán Marín
10º CONGRESO NACIONAL DE INGENIERÍA ELECTROMECÁNICA Y DE SISTEMAS