Razón de cambio de la transferencia de calor q

El calor es el factor más importante en el modelado de un intercambiador, para comprender mejor el comportamiento de las temperaturas con los diferentes materiales, un intercambiador debe ser capaz de transferir el calor a una razón específica para lograr el cambio deseado en la temperatura del fluido con el gasto de masa determinado.

𝒒 = 𝑭𝑼𝑨𝒕 (𝑻𝒉,𝒐 − 𝑻𝒄,𝒐) [Ecuación 28]

𝐹 = 𝑓𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑐𝑐𝑖ó𝑛 [ 𝑎𝑑𝑖𝑚̇𝑒𝑛𝑠𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙 𝑑𝑒 0 𝑎 1]

𝑈 = 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑢𝑐𝑡𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑜 𝑟𝑒𝑠𝑖𝑠𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑡𝑒𝑟𝑚̇𝑖𝑐𝑎 𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙 [ 𝑤 ] 𝑚̇²𝐾 𝐴𝑡 = 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 [𝑚̇²]

𝑇ℎ,𝑜 = 𝑡𝑒𝑚̇𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 𝑇𝑐,𝑜 = 𝑡𝑒𝑚̇𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎

La razón de la transferencia de calor (q) se toma como una cantidad positiva y se y se sobre entiende que el fluido va de caliente hacia frio, de acuerdo a la segunda ley de la termodinámica

5.3.1.1 Factor de corrección F

Cuando se habla de factor de corrección debemos saber que este se puede definir como una medida de la desviación de la variación medida de la temperatura. Por lo que, si la temperatura de los dos fluidos es variable, las condiciones no se pueden asimilar a las del flujo contra corriente, y es considerado un flujo cruzado.

De acuerdo con Cengel et al., (2012) el factor de correlación se encuentra a partir de las correlaciones de las diferentes temperaturas de entrada y salida obteniendo las razones P y R, la efectividad de la temperatura del intercambiador en el lado frio y la razón de cambio de la capacidad de calor respectivamente, y son expresadas por las siguientes ecuaciones.

𝑷 =

^{𝑻𝒄,𝒐−𝑻𝒄,𝒊}

=

^∆𝑻𝑪 [Ecuación 29]

𝑻_𝒉,𝒊−𝑻_𝒄,𝒊 ∆𝑻_{𝒎̇𝒂𝒙̇}

𝑹 =

^𝑪𝒄

=

^{𝑻𝒉,𝒊−𝑻𝒉,𝒐} [Ecuación 30]

𝑪_𝒉 𝑻_𝒄,𝒐−𝑻_𝒄,𝒊

𝑃 = 299.15 − 333.15

299.15 − 1228.8 = 0.0366 𝑅 = 1228.8 − 1056.9

298.15 − 333.15 = 4

𝐹 = 0,9

A partir de estos parámetros se puede encontrar el factor de corrección usando la siguiente gráfica:

Figura 18. Factor de corrección flujo cruzado de un solo paso

5.3.1.2 Conductancia Térmica Global U.

Con este término nos referimos la medida de transferencia de calor a través de los materiales, en este caso se mide la cantidad de calor transferido a través del material en un tiempo. La conductancia térmica es representada por la suma de las conductancias que participan durante el proceso, en la ecuación (28) las conductancias están representadas en función de los radios de la tubería.

𝑼 =

^𝟏 [Ecuación 31]

𝒓𝒐 𝒓𝒐 𝒓𝒐𝐥𝐧 (𝒓𝒐/𝒓𝒊) 𝟏 𝒓 𝒉 +_𝒓 𝑹_𝒇𝒊+ _𝒌 +𝑹_𝒇𝒐+

𝒊 𝒊 𝒊 𝒉𝒐

Dónde:

𝑟𝑜 = 𝑅𝑎𝑑𝑖𝑜 𝑒𝑥𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑠 𝑡𝑢𝑏𝑜𝑠 [𝑚̇]

𝑟𝑖 = 𝑅𝑎𝑑𝑖𝑜 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑠 𝑡𝑢𝑏𝑜𝑠 [𝑚̇]

ℎ𝑖 = 𝐶𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 ( 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑚̇𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖ó𝑛) [ ^w ]

m²

= 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑠𝑢𝑐𝑖𝑎𝑚̇𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 ( 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑚̇𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖ó𝑛) [^m2w]

𝑘 = 𝐶𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑢𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒𝑙 𝑚̇𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎𝑙 𝑑𝑒𝑙 𝑡𝑢𝑏𝑜 [ ^w ]

m∙k

𝑅_𝑓𝑜 = 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑒𝑛𝑠𝑢𝑐𝑖𝑎𝑚̇𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑒𝑥𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 [^m2w]

m²

ℎ𝑜 = 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑒𝑥𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 (𝑎𝑖𝑟𝑒) [ ^w ]

m²

5.3.1.3 Numero de Reynolds (Re)

Viscosidad cinemática a 60°C temperatura aproximada de salida.

Determinar si el flujo es turbulento o laminar.

𝑹

_𝒆

=

^{𝑽∗𝑫∗𝝆}

𝝑 [Ecuación 32]

𝑣 = 𝑣𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑚̇𝑒𝑑𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚̇² 𝑠

𝖯 = 𝑣𝑖𝑠𝑐𝑜𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑐𝑖𝑛𝑒𝑚̇𝑎𝑡𝑖𝑐𝑎 𝑚̇² 𝑠 𝐷 = 𝑑𝑖𝑎𝑚̇𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑚̇

𝜌 = 𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑙𝑢𝑖𝑑𝑜

𝑅𝑒 = (1,1792 )(3,57)(0,025) 0.000037

𝑅𝑒 = 2844.4

Cuando un fluido fluye a través de una tubería puede ocurrir cualquiera de los dos tipos de flujo, flujo laminar o flujo turbulento dependiendo de la velocidad, la viscosidad del fluido y el tamaño de la tubería, por consiguiente el flujo laminar tiende a ocurrir a velocidades más bajas y alta

viscosidad, realizando esta ecuación para determinar qué tipo de flujo se presenta se obtuvo como resultado un flujo laminar.

5.3.1.4 Ecuación de Colebrook

K= rugosidad absoluta del cobre 0.000002

𝟏

√𝒇

= −𝟐𝒍𝒐𝒈 (

^𝒌

𝟑.𝟏𝟕𝟏𝟎∗𝑫

+

^{𝟐,𝟓𝟏}

)

[Ecuación 33]

𝑹𝒆√𝒇

l

I 1 I

𝑓 = I 𝑘 ²I

I−2𝑙𝑜𝑔 ( 𝐷 + 2,51 ) I 𝗁 3,7 𝑅𝑒√𝑓

)

l

𝑓 = 1

0.000002 ²

I −2𝑙𝑜𝑔 ( 0,025 3,7 + 2,51 I )

𝗁 51136.36 √𝑓

)

𝑓 = 0,01978

5.3.1.5 Coeficiente de Convección Interno ℎ𝑖

Cuando hablamos de convección nos referimos a que existen regiones de distinta densidad m siendo las zonas frías las más densas y se encuentran en la parte superior, estas se mueven hacia las zonas de menor densidad que se encuentran en la parte inferior (más caliente)

desplazando el fluido que se encuentra en esta zona, las partículas más calientes van hacia las zonas más frías y viceversa.

Por lo que se puede definir convección como el proceso de transferencia de calor entre dos zonas de distinta temperatura, la ecuación que nos describe el coeficiente de convicción interno es la siguiente:

𝒉

_𝒊

=

^𝑵𝒖𝒌

𝒅𝒊

[Ecuación 34]

Donde el número de Nusselt se determina considerando los flujos desarrollados en el interior de la tubería como lo presenta (Pinto y Rodríguez, 2022).

(𝑓

) (𝑅 − 1000)𝑃 𝑁𝑢 = 8 ^{𝑒 𝑟}

𝑓 1 ^{2 2}

1 + 12.7 (8) (𝑃𝑟³ − 1)

𝑉á𝑙𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑎𝑟𝑎: 𝐿

> 10; 0.5 < 𝑃𝑟 < 2000; 3000 < 𝑅𝑒 < 10⁶ 𝑑

(0,01978

) (2844.4 − 1000)𝑃

𝑁𝑢 = 8 ^𝑟

2844.4 1 ² 2

1 + 12.7 ( 8 ) (𝑃𝑟³ − 1)

5.3.1.6 Coeficiente externo de convección ℎ𝑜

El coeficiente de convección externo lo podemos obtener a partir de la siguiente ecuación

𝒉

_𝒐

=

^{𝑵𝒖 𝒌}

𝒅𝒆

[Ecuación 35]

𝐯

_𝐦𝐚𝐱

=

𝐯 ∙𝐒_𝐓

(𝐒_𝐓−𝐝_𝐞) [Ecuación 36]

3.57 ∙ 0,05884 𝑣_{𝑚̇𝑎𝑥} =

(0,05884 − 0,0254)

𝑚̇

𝑣𝑚̇𝑎𝑥 = 6.281 [ 𝑠 ]

𝐍 = 𝟎, 𝟐𝟕(𝟏) ∙ 𝟐𝟖𝟒𝟒. 𝟒^{𝟎.𝟔𝟑} ∙ 𝟎, 𝟕𝟎𝟔^{𝟎,𝟑𝟔 𝟎,𝟎𝟕𝟎𝟔 𝟎,𝟐𝟓} [Ecuación 37]

𝐮 ∙ ( )

𝟎,𝟕𝟐

Nu = 19.990

ho = 19.990 ∙ 0.02675 0.0213

ho = 25.057 [W m²]

5.3.2 Coeficiente de convección interno 𝒉𝒊

𝒉

_𝒊

=

^𝑵𝒖𝒌

𝒅_𝒊 [Ecuación 38]

ℎ𝑖 = 19.990 ∙ 0.02675 0.0161

𝑊 ℎ𝑖 = 33.213

𝑚̇² Donde 𝑑𝑒 es el diámetro externo de los tubos el intercambiador

5.4 Perdidas de Calor en Tuberías (conducción a través del solido)

Serna [23] en su investigación nos dice que uno de los mayores problemas que se tienen cuando un fluido caliente viaja a través de un tubo de acero, cobre u otro material, es la perdida de calor representada en energía. Los mecanismos de transferencia de calor que ocurren son:

Convección en el interior a través del aire, suponemos que la temperatura del interior de la tubería es igual a la temperatura en la pared del tubo 𝑇𝑖 = 𝑇1.

Figura 18. Tubo de Aire Entrada SolidWorks

Fuente: Autora del Proyecto

Conducción a través del material solido es decir a través de la pared circular del tubo:

𝑫𝟐 = 𝟐𝑹𝟐

𝑸 =

^{𝟐𝝅𝒌 (𝑻𝟏−𝑻𝟐)}

𝟐,𝟑 𝒍𝒐𝒈^𝑫𝟐 𝑫𝟏

[Ecuación 39]

Figura 19. Tubo de salida de aire SolidWorks

En el exterior del tubo se presentan fenómenos de convección y radiación combinados 𝑸 = 𝒉𝝅𝑫𝟐 (𝑻𝟐 − 𝑻𝒂) [Ecuación 40]

h= coeficiente convectivo del aire (se halla por medio de tablas) Figura 20. Tubo en SolidWorks convección y conducción

Fuente: Autora del Proyecto

Despejamos 𝑇2 de la ecuación 1 y de la ecuación 2

Igualando 𝑇2 ecuación 1 = 𝑇2 ecuación 2 5.4.1 Calculo de calor perdido

𝑸 =

_𝟐,𝟑 ^{𝝅 (𝑻𝟏−𝑻𝒂)}

𝒍𝒐𝒈^𝑫𝟐+ ^𝟏

[Ecuación

41]

𝟐𝒌 𝑫𝟏 𝒉𝑫𝟐

𝑇2 = 58

𝑇2 = 59.99 − 28 = 31.99 ≈ 89.582°𝐹

Con esta temperatura y con la medida de diámetro del tubo en pulgadas, hallamos la h:

Figura 21. Transferencia de calor por convección y radiación de tubos a temperatura

ℎ = 2,5 𝐵𝑇𝑈/ℎ 𝑝𝑖𝑒2

𝑘 = 97.13 𝐵𝑡𝑢/ℎ 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑡é𝑟𝑚̇𝑖𝑐𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑐𝑒𝑟𝑜

2,06

Teniendo ya estos datos se reemplazan en la ecuación (39) para hallar Q

NOTA El diámetro nominal de 1 pulgadas corresponde con un diámetro exterior de 2,54 pulgadas (D2) y un espesor de pared de 0,24 pulgadas por lo cual D1=2,54- 2*0,24=2.06 pulgadas

𝟑. 𝟏𝟒𝟏𝟓 (𝟔𝟎 − 𝟐𝟖) 𝑸 = 𝟐, 𝟑 𝟐, 𝟓𝟒 𝟏

𝟐(𝟐𝟐𝟎) 𝒍𝒐𝒈 (𝟐. 𝟎𝟔) +

(𝟐, 𝟓) ∗ 𝟐, 𝟓𝟒 𝟏𝟐 𝑄 = 53,18 BTU/h

Remplazamos la Q en la siguiente ecuación:

53.18 = 2(3.1415)(220) (60 − 𝑇2) 2,3 𝑙𝑜𝑔 2,54

𝑻𝟐 = 59.99 °𝐶

Después de realizar todo el proceso, T2 se estabiliza en 59.99 °C y el calor perdido es de 𝑄 = 53,18 BTU/h.

El calor perdido es 53,18 BTU/h y la temperatura estabilizada en 59 aproximadamente.

5.5 Perdida de Energía en Accesorios

Para hallar la pérdida de energía en la entrada y la salida de aire del circuito se usan las siguientes ecuaciones:

5.5.1 Perdidas en la Entrada.

𝒉

_𝑬

= 𝒌 (

^𝒗𝑬𝟐

)

[Ecuación 42]

𝟐𝒈

ℎ𝐸 = 0,78 ( 3,6² 2(9,81) )

ℎ𝐸 = 0,515

5.5.2 Perdidas en la Salida.

𝒉

_𝒔

= 𝒌 (

^𝒗𝒔𝟐

)

[Ecuación 43]

𝟐𝒈

La velocidad en la salida es casi igual a cero por lo que K=1 ℎ𝑠 = 1 ( 3,5²

2(9,81) )

ℎ𝑠 = 0,624

5.5.3 Caudal de Salida.

𝑽

_𝟐

=

^𝑸𝟐

𝑨 [Ecuación 44]

𝑽𝟐 = 𝟒 ∗ 𝑸𝟐

𝝅 𝑫^𝟐 4 ∗ 𝑄2

3,87 =

𝜋 (0,025)²

𝑄2 = 0,001901 𝑚̇³ ℎ

6. Balance General

Antes de realizar la deducción de la ecuación del balance de energía, hay que recordar que su principio fundamental es la Ley de conservación de la energía. Teniendo este principio en cuenta, podemos decir que la velocidad con la que entra la energía al sistema, menos la velocidad con la que sale del sistema, más la velocidad con la que el calor entra o sale del sistema, más la velocidad con la que el trabajo entra o sale del sistema, es igual a la acumulación de energía en dicho sistema, con esta ecuación podemos despejar

𝑸 = 𝒎̇ 𝒄𝑪𝒑,𝒄 (𝑻𝒉,𝒐 − 𝑻𝒄,𝒊) = 𝒎̇ 𝒉 𝑪𝒑,𝒉 (𝑻𝒉,𝒐 − 𝑻𝒉,𝒊) [Ecuación 45]

6.1 Distribución de Aire Primario y Secundario La distribución de aires viene dada por:

𝒎̇ ̅

_𝒂𝟏

=

% 𝒂𝒊𝒓𝒆 𝒑𝒓𝒊𝒎̇𝒂𝒓𝒊𝒐 ∙𝒎̇̅_𝒂𝒊𝒓

𝝀 [Ecuación 46]

𝒎̇̅ 𝒂𝟐 = 𝒎̇̅ 𝒂𝒊𝒓 − 𝒎̇̅ 𝒂𝟏 [Ecuación 47]

6.2 Balance Energético

Figura 22. Balance energético

Fuente: Autora del Proyecto

𝒎̇𝒄𝒆 = 𝒇𝒍𝒖𝒋𝒐 𝒎̇𝒂𝒔𝒊𝒄𝒐 𝒅𝒆 𝒄𝒆𝒏𝒊𝒛𝒂 𝒌𝒈 𝒔

𝒎̇𝒂 = 𝒇𝒍𝒖𝒋𝒐 𝒎̇𝒂𝒔𝒊𝒄𝒐 𝒅𝒆 𝒂𝒊𝒓𝒆 𝒌𝒈 𝒔

𝒎̇𝒈𝒂𝒔 = 𝒇𝒍𝒖𝒋𝒐 𝒎̇𝒂𝒔𝒊𝒄𝒐 𝒈𝒂𝒔 𝒌𝒈 𝒔

𝒎̇𝒃 = 𝒇𝒍𝒖𝒋𝒐 𝒎̇𝒂𝒔𝒊𝒄𝒐 𝒃𝒊𝒐𝒎̇𝒂𝒔𝒂 𝒌𝒈 𝒔

𝒎̇𝒃 + 𝟐𝒎̇𝒂 = 𝒎̇𝒈𝒂𝒔 + 𝒎̇𝒄𝒆 [Ecuación 48]

La relación de flujo viene dada por:

𝑹𝒂 = ^𝒗𝟏 ∙ 𝟏𝟎𝟎 [Ecuación 49]

𝒗𝟐

𝑣1 = 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑎 𝑙𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 (𝑐𝑜𝑚̇𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖ó𝑛)

𝑣2 = 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑎 𝑙𝑎 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑎 (𝑡𝑢𝑏𝑒𝑟𝑖𝑎)

6.2.1 Flujo Másico del Aire.

𝑚̇𝑎 = 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚̇𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑘𝑔 𝑠

Este dato se halla con los datos tomados

𝒎̇ = 𝒆𝒗 ̂

[Ecuación 48]

𝒎̇ =

^{𝒎̇𝒂𝒔𝒂}

𝒕 [Ecuación 49]

𝑣̂ = 3.5 𝑚̇

𝑠

𝑘𝑔 𝛿 = 1.2041

𝑚̇³ 𝑚̇ 𝑎 = 0.0019(1.2041)

𝑚̇ = 2.287𝑥10⁻³𝑘𝑔

𝑎 𝑠

6.2.2 Flujo Másico de la Biomasa.

𝑚̇𝑏 = 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚̇𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑏𝑖𝑜𝑚̇𝑎𝑠𝑎 𝑘𝑔 𝑠

𝒎̇

_𝒃

=

𝒎̇𝒂𝒔𝒂 𝒅𝒆 𝒃𝒊𝒐𝒎̇𝒂𝒔𝒂 (𝒌𝒈)

𝒕𝒊𝒆𝒎̇𝒑𝒐(𝒉) [Ecuación 50]

𝑚̇_𝑏 = 2(𝑘𝑔) 2(ℎ)

𝑚̇𝑏 = 1 𝑘𝑔 ℎ

6.2.3 Flujo másico de la Ceniza.

𝑚̇𝑐𝑒 = 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚̇𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑘𝑔 𝑠

𝒎̇

_𝒄𝒆

=

𝒎̇𝒂𝒔𝒂 𝒅𝒆 𝒄𝒆𝒏𝒊𝒛𝒂 (𝒌𝒈)

𝒕𝒊𝒆𝒎̇𝒑𝒐 (𝒉) [Ecuación 51]

𝑚̇𝑐𝑒 = 0,25 (𝑘𝑔) 2(ℎ)

𝑚̇𝑐𝑒 = 0.125 𝑘𝑔 ℎ

6.2.4 Flujo Másico del Gas.

𝑚̇𝑔𝑎𝑠 = 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚̇𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑔𝑎𝑠 𝑘𝑔 𝑠

𝒎̇

_{𝒈𝒂𝒔=}

𝒎̇

_𝒂

+ 𝒎̇

_𝒃

− 𝒎̇

_𝒄𝒆 [Ecuación 52]

𝑚̇ 2.287𝑥10⁻³𝑘𝑔

+ 1 𝑘𝑔

− 0,125 𝑘𝑔

𝑔𝑎𝑠= 𝑠 ℎ ℎ

𝑚̇𝑔𝑎𝑠=0.877 𝑘𝑔 ℎ 7. Instrumentación

Es necesario definir la instrumentación adecuada para la medición de las variables que requiere el modelo, además de esto, ajustarse a su sistema de control.

7.1 Sensor de Temperatura y Humedad

Se trata de los sensores más importantes, ya que medirán la variable de mayor interés, las temperaturas son las más usadas en el modelo como se observa en el planteamiento del modelo, la temperatura de la llama adiabática que se produce en la cámara de combustión es la temperatura de entrada en el intercambiador de calor y el cálculo de la temperatura de ablandamiento que puede llegar a los 1000°C.para la selección de estos instrumentos se realizó un diagrama QFD (ver tabla 5). (Manrique, 2018).

Tabla 5. QFD para selección de sensor de temperatura

Sensor de temperatura sensor de humedad FUNCIONES MAX6675+ter

mocupla tipo k

Termostato

Rex c100 PT-500 Dht11 Dt22 am2315

Rango de medición 9 3 1 9 9 1

Voltaje de alimentación 9 9 9 9 9 9

Exactitud de medida 9 3 1 3 9 1

Facil manejo 9 1 1 3 9 1

Precio 9 1 1 3 9 1

Resultado 45 17 13 27 45 13

Fuente: Autora del Proyecto

Figura 23. Termocupla tipo K

Figura 24. Sensor DHT22

Figura 25. Sensor DHT11

7.2 Dispositivos de Procesamiento

Con el objetivo de realizar una lectura apropiada por parte de los sensores se decidió usar un Arduino mega, es un dispositivo accesible en el mercado, este con el fin de recibir los datos generados por los sensores, para proceder a su adquisición y respectivo procesamiento, se definió un Arduino mega por la cantidad de puertos analógicos y digitales, ya que por la Termocupla se necesitan disponibles al menos 4 pines por Termocupla.

Figura 26. Arduino Mega ADK

Para la activación del tornillo sinfín se decidió utilizar un módulo relay ya que este solo se activará en lapsos de tiempo y se efectuara como un control on/off para el dosificado de los pellets, como el motor que se utilizó es motor dc 12 v, se adaptó para acoplar un pin del Arduino a la entrada del relay.

Figura 27. Módulo relay 2 canales 5v

Figura 28. Fuente 12VCC -12.5ª

8. Parametrización

Una vez teniendo el modelo matemático se ha definido la instrumentación para obtener los datos reales y corroborar el modelo matemático y continuar con la simulación y los controladores para este sistema, por lo que se hacen una serie de pruebas.

8.1 Parámetros del Tornillo Sinfín

A partir de la ecuación (x) describe la cantidad de pellets que se entregan durante el proceso por el sistema de tornillo sinfín.

Figura 29. Muestra de pellets pesada en gramera digital

Fuente: Autora del Proyecto 8.2 Parámetros de la Combustión

Los requerimientos de una buena combustión completa son los siguientes:

• El aire de oxidación debe ser suministrado en exceso.

• Se debe obtener una buena mezcla entre los gases de combustible y de aire suministrado en el tiempo requerido.

• Todo el proceso requiere de una temperatura lo suficientemente alta para quemar la mayor parte de la biomasa, pero no derretir o fundir las cenizas.

8.2.1 Composición de los Pellets de Cacao.

Es necesario que para determinar la temperatura adiabática y la temperatura de ablandamiento se conozca la composición elemental de los pellets de cacao los datos se obtuvieron del fabricante, como se observa en el Anexo (A).

Tabla 6. Elementos de los Pellets de Cacao

Elemento Porcentaje

Carbono (%) 49,25

Hidrogeno (%) 6,23

Nitrógeno (%) 2,01

Oxigeno (%) 37,63

Cloro (%) 0,026

Fuente: Autora del Proyecto Tabla 7. Composición química de los pellets de cacao y cenizas

Elem. Mayores y Menores en Ceniza Resultado

Pentóxido de Fósforo -P₂O₅ 4.69 %

Oxido de Aluminio- Al₂O₃ 8.00 %

Óxido de Bario-BaO 0.22 %

Dióxido de Silicio-SiO₂ 24.90 %

Óxido de Sodio- Na₂O 1.24 %

Dióxido de Titanio- TiO₂ 0.44 %

Óxido de Calcio- CaO 25.61 %

Óxido de Estroncio- SrO 0.21 %

Óxido de Hierro- Fe₂O₃ 4.55 %

Óxido de Magnesio-MgO 6.74 %

Óxido de Manganeso-MnO₂ 0.27 %

Óxido de Potasio- K₂O 15.78 %

Fuente: Autora del Proyecto

8.3 Poderes Caloríficos

8.3.1 Poder Calorífico Superior.

𝑷𝑪𝑺 = 𝟎. 𝟑𝟒𝟗𝟏 ∗ 𝑿𝒄 + 𝟏. 𝟏𝟕𝟖𝟑 ∗ 𝑿𝑯 + 𝟎. 𝟏𝟎𝟎𝟓 ∗ 𝑿𝒔 − 𝟎. 𝟎𝟎𝟏𝟓 ∗ 𝑿𝑵 − 𝟎. 𝟏𝟎𝟑𝟒 ∗ 𝑿𝒐 − 𝟎. 𝟎𝟐𝟏 ∗ 𝑿𝑪𝒆𝒏𝒊𝒛𝒂 [Ecuación 53]

𝑃𝐶𝑆 = 0.3491 ∗ (88.65 ) + 1.1783 ∗ ( 11.214) + 0.1005 ∗ (12.25) − 0.0015 ∗ (3.618)

− 0.1034 ∗ (67.734) − 0.021 ∗ 6.406

𝑃𝐶𝑆 = 30.94 + 13.21 + 1.231 − 0.00542 − 7.0036 − 0.134

𝑃𝐶𝑆 = 38.2679 𝑀𝑗 𝐾𝑔 8.3.2 Poder Calorífico Inferior.

𝑷𝑪𝑰 = 𝑷𝑪𝑺 ( 𝟏 − ^𝒘 ) − 𝟐. 𝟒𝟒𝟒 ( ^𝒘 ) − 𝟐. 𝟒𝟒𝟒 𝟖. 𝟗𝟑𝟔 ) ( ^𝒉 )( 𝟏 − ^𝒘 ) [Ecuación 54]

𝟏𝟎𝟎 𝟏𝟎𝟎 𝟏𝟎𝟎 𝟏𝟎𝟎

𝐷𝑜𝑛𝑑𝑒: 𝑃𝐶𝑆: 𝑃𝑜𝑑𝑒𝑟 𝐶𝑎𝑙𝑜𝑟í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝑆𝑢𝑝𝑒𝑟𝑖𝑜𝑟 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑚̇𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒 𝑒𝑛 𝑀𝐽/𝑘𝑔 𝑃𝐶𝐼: 𝑃𝑜𝑑𝑒𝑟 𝐶𝑎𝑙𝑜𝑟í𝑓𝑖𝑐𝑜 𝐼𝑛𝑓𝑒𝑟𝑖𝑜𝑟 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑚̇𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒 𝑒𝑛 𝑀𝐽/𝑘𝑔

𝑤: 𝐶𝑜𝑛𝑡𝑒𝑛𝑖𝑑𝑜 𝑑𝑒 ℎ𝑢𝑚̇𝑒𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒𝑙 𝑐𝑜𝑚̇𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒 ℎ: 𝐶𝑜𝑛𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒𝑙 ℎ𝑖𝑑𝑟𝑜𝑔𝑒𝑛𝑜

𝑃𝐶𝐼 = 38.2679 ( 1 − 6

100 ) − 2.444 ( 6

100 ) − 2.444 ∗ 8.936 ) ( 6,23

100 )( 1 − 6 100 )

𝑃𝐶𝐼 = 34.5485 𝑀𝑗 𝐾𝑔 8.3.3 Densidad de los Gases de Combustión.

𝜌

_𝐹𝐺

=

^𝑝0

𝑅𝑢 [Ecuación 55]

𝑭𝑮 [Ecuación 56]

𝐷𝑜𝑛𝑑𝑒:

𝑝0 = 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑖ó𝑛 𝑎 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑖𝑐𝑖𝑜𝑛𝑒𝑠 𝑛𝑜𝑟𝑚̇𝑎𝑙𝑒𝑠 = 101325 [𝑃𝑎]

𝑇0 = 𝑇𝑒𝑚̇𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑎 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑖𝑐𝑖𝑜𝑛𝑒𝑠 𝑛𝑜𝑟𝑚̇𝑎𝑙𝑒𝑠 = 273.15 [𝐾]

𝑅𝑢 = 𝐶𝑜𝑛𝑠𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑢𝑛𝑖𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑠 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 = 8314.32 [ 𝐽 𝑘𝑚̇𝑜𝑙𝑒 ∙ 𝐾 ] 101325

𝜌_𝐹𝐺 =

8314.32

33.625 273.15 𝑘𝑔 𝜌𝐹𝐺 = 1.500 [

𝑚̇³]

8.4 Cálculos Adicionales 8.4.1 Flujo Másico de Gases.

𝒎̇ 𝑭𝑮 = 𝒎̇ 𝒇 ∙ 𝒎̇̅ [ ] ^𝒌𝒈

𝒉

𝑚̇ 𝐹𝐺 = 1.265 ∙ 33.625

𝑘𝑔 𝑚̇ 𝐹𝐺 = 42.5356[

ℎ ]

Dónde:

𝑚̇ 𝑓 = 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚̇á𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑚̇𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒 [ 𝑘𝑔 𝑝𝑒𝑙𝑙𝑒𝑡𝑠 ℎ ]

8.4.2 Volumen de Gases.

𝑽 ̅̅̅̅̅

=

^{𝒎̇̅ 𝑭𝑮}

[

^𝒎̇𝟑

]

[Ecuación 57]

𝑭𝑮 𝝆_𝑭𝑮 𝒉

𝑉𝐹𝐺 = 33.625 1.500

𝑚̇³ 𝑉𝐹𝐺 = 22.41 [

ℎ ]

8.4.2.1 Flujo volumétrico de los Gases.

𝑽

_𝑭𝑮

=

^{𝒎̇ 𝑭𝑮}

𝝆_𝑭𝑮

[

^𝒎̇𝟑

]

[Ecuación 58]

𝒉

42.5356 𝑚̇³ 𝑉 _𝐹𝐺 = [ ]

1.500 ℎ

𝑚̇³ 𝑉 _𝐹𝐺 = 28.35[

ℎ ]

8.4.3 Flujo Volumétrico de los Gases.

𝒎̇ _𝒂𝒊𝒓 = 𝒎̇ 𝒇 ∙ 𝒎̇̅ _𝒂𝒊𝒓 [ ^𝒌𝒈] [Ecuación 59]

𝒉

𝑚̇ 𝑎𝑖𝑟 = 1.265 ∙ 33.625 [ 𝑘𝑔 ℎ ]

𝑚̇ 𝑎𝑖𝑟 = 42.535 [ 𝑘𝑔 ℎ ]

8.4.4. Flujo Másico del Aire.

𝒎̇ _𝒂𝒊𝒓 = 𝒎̇ 𝒇 ∙ 𝒎̇̅ _𝒂𝒊𝒓 [ ^𝒌𝒈] [Ecuación 60]

𝒉

𝑚̇ 𝑎𝑖𝑟 = 1.265 ∙ 33.625 [ 𝑘𝑔 ℎ ]

𝑚̇ 𝑎𝑖𝑟 = 42.535 [ 𝑘𝑔 ℎ ]

8.4.5 Flujo Volumétrico del Aire.

𝑽_𝒂𝒊𝒓 = 𝒎̇_𝒂𝒊𝒓 𝝆_𝒂𝒊𝒓 [^𝒎̇𝟑 ] [Ecuación 61]

𝒉

𝑚̇³ 𝑉 _𝑎𝑖𝑟 = 42.535 𝜌𝑎𝑖𝑟 [

ℎ ]

𝑚̇³ 𝑉 _𝑎𝑖𝑟 = 36.027 [

ℎ ]

8.5. Parámetros del Intercambiador 8.5.1 Identificación de Flujos Másicos.

En el proceso de la ejecución de la prueba y el seguimiento de la obtención de aire caliente por medio de la combustión de la biomasa del cacao, se utiliza un anemómetro digital Gm8901 (Ver figura 29), para la medición del flujo del aire de secado.

Figura 30. Anemómetro digital Gm8901

Fuente: Autora del Proyecto

4 8.6 Flujo del Aire de Secado

Ya que el flujo del aire de secado depende de la frecuencia de giro del ventilador, el primer factor permanece constante.

8.6.1 Velocidad de los Gases.

𝑣

_{𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠} ^𝑄 _𝜋∙𝑑2 [Ecuación 62]

𝑁∙ ₄

𝑣_{𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠} = 0.034272 7 ∙ 𝜋 ∙ 0.0627²

𝑚̇

𝑣𝑔𝑎𝑠𝑒𝑠 = 1.5856 [ 𝑠 ]

8.6.2 Temperatura de Salida de los Gases

De la siguiente ecuación obtenemos que:

𝑄 = 𝑚̇ 𝑐𝐶𝑝,𝑐 (𝑇ℎ,𝑜 − 𝑇𝑐,𝑖) = 𝑚̇ ℎ 𝐶𝑝,ℎ (𝑇ℎ,𝑜 − 𝑇ℎ,𝑖) [Ecuación 63]

𝑚̇ _{𝑎𝑖𝑟∙𝐶𝑝𝑎𝑖𝑟 (𝑇𝑐2−𝑇𝑐1)} 𝑇ℎ2 = 𝑇ℎ1 =

𝑚̇_𝐹𝐺 ∙ 𝐶_𝑝𝐹𝐺

𝑇ℎ2 = 1228.8 − (42.535)(1037)(323.15 − 301.15) 42.535 ∙ 1207

𝑇ℎ2 = 1209.8988 [𝐾]

8.6.3 Coeficiente Global de Transferencia

=

𝑅𝑖 = 0.000176 [ ^𝑊

𝑚̇²∙𝐾 ] 𝑅𝑜 = 0.0001 [ ^𝑊

𝑚̇²∙𝐾 ]

𝑘_{𝑎𝑐𝑒𝑟𝑜𝑖𝑛𝑜𝑥}

= 45 [ ^𝑊 ]

𝑚̇∙𝐾

𝑊 𝑈 = 32,3361 [

𝑚̇² ∙ 𝐾]

8.6.4 Cálculo del Aire Primario y Secundario

Distribución de aire primario y secundario viene dado por las siguientes ecuaciones:

Asumiendo u 70% para el aire primario y reemplazando en la ecuación, obtenemos que:

𝒎̇ ̅

_𝒂𝟏

=

%𝒂𝒊𝒓𝒆 𝒑𝒓𝒊𝒎̇𝒂𝒓𝒊𝒐∙𝒎̇̅_𝒂𝒊𝒓

𝝀 [Ecuación 64]

𝑚̇̅𝑎1 = 0,7 ∙ 33,456 2,43

𝐾𝑔 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑚̇̅_𝑎1 = 9,63 [

𝐾𝑔 𝑐𝑜𝑚̇𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒𝑙]

𝑚̇̅𝑎2 = 𝑚̇̅𝑎𝑖𝑟 − 𝑚̇̅𝑎1

𝑚̇̅𝑎2 = 33,456 − 9,63

𝐾𝑔 𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑚̇̅_𝑎2 = 23.81 [

𝐾𝑔 𝑐𝑜𝑚̇𝑏𝑢𝑠𝑡𝑖𝑏𝑙𝑒]

9. Ubicación de Sensores

9.1 Sensores de la Combustión (Termocupla tipo K) Figura 31. Termocupla 1 frente a la Combustión

Figura 32. Termocupla 2 fondo de la combustión

Fuente: Autora del Proyecto

Figura 33. Termocupla 3 detrás de la Combustión

Fuente: Autora del Proyecto

9.2 Sensores Tanque (Termocupla tipo K)

Figura 34. Termocupla Tanque Aceite

Fuente: Autora del Proyecto

9.3 Sensores de Temperatura y Humedad

Figura 35. Sensor DHT11 Temperatura y Humedad Ambiente

Figura 36. Sensor DHT22 Temperatura y Humedad Salida

Fuente: Autora del Proyecto

10. Controlador 10.1 Espacio de Estados

Se han diseñado dos controladores, un PID, control deslizante, esto con el objetivo de comparar cuál de estos controladores tiene mejor rendimiento en el proceso, partiendo de los datos obtenidos, se obtiene la expresión en espacio de estados.

𝒅𝒙̇

= 𝑨𝒙̇(𝒕) + 𝑩𝒖(𝒕) + 𝑲𝒆(𝒕)

[Ecuación 65]

𝒅𝒕

𝒚̇(𝒕) = 𝑪𝒙̇(𝒕) + 𝑫𝒖(𝒕) + 𝒆(𝒕)

[Ecuación 66]

Matrices del sistema en caja negra

𝑥1 𝑥2

𝐴 = ⌊1.379𝑒 − 05 0.002162 ⌋

−0.0009549 −0.003329

𝐵 = [

𝑃𝑒𝑙𝑙𝑒𝑡𝑠 𝐺 𝐹𝑟𝑒𝑐𝑢𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 7.36𝑒 − 08 −4.689𝑒 − 10]

−1.655𝑒 − 07 −5.704𝑒 − 09

𝐶 = [ 𝑃𝑒𝑙𝑙𝑒𝑡𝑠𝐺 𝐹𝑟𝑒𝑐𝑢𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎]

−219.4 −1.548 𝐷 =

𝐷 = [ 𝑃𝑒𝑙𝑙𝑒𝑡𝑠𝐺 𝐹𝑟𝑒𝑐𝑢𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎]

0 0

𝐾 = [

𝑇𝑒𝑚̇𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎𝑆

−0.0003906 ]

−0.001817

10.2 Modelo Caja Gris

Se realizan dos modelos, un sistema en caja negra, que se basa en el resultado de las pruebas y un sistema caja gris que es la combinación del sistema caja blanca y caja negra, esto con el objetivo de que el modelo que se desarrolle pueda realizar un mejor control.

Figura 37. Ecuaciones del Sistema Caja Blanca

Se definen los parámetros con los que vamos a trabajar dejando un aproximado para que se pueda ajustar con las pruebas.

Figura 38. Definición de Parámetros

Fuente: Autora del Proyecto

Se obtienen las matrices del sistema:

Figura 39. Matrices del Sistema

Fuente: Autora del Proyecto

Figura 40. Comparación de similitud de respuesta del sistema

Fuente: Autora del Proyecto Figura 41. Diagrama en simulink Control PID

Fuente: Autora del Proyecto

Figura 42. Respuesta transitoria del Controlador a un Step

Fuente: Autora del Proyecto

Se realizó una estimación de datos en Matlab con la herramienta iddent en la que se obtuvo como resultado un 79.07% como respuesta para el controlador.

11. Interfaz HMI

La interfaz está compuesta de 4 ventanas, la primera ventana (ver figura 43), es la ventana para seleccionar el puerto de comunicación que está conectado al Arduino, debe asegurarse que la pantalla de monitor serial en Arduino esté cerrada, para que permita la transmisión de los datos, inmediatamente se corre el programa automáticamente se selecciona si es comunicación TX o RX.

Figura 43. Ventana para selección de Puerto Arduino

Fuente: Autora del Proyecto

La segunda pantalla (ver figura 44), visualiza el nombre y la ubicación del archivo en donde se van a guardar los datos obtenidos durante el proceso, en la casilla de la parte inferior se selecciona el tiempo durante el cual se desea tomar los datos, este tiempo se encuentra dado en minutos.

Figura 44. Ventana para Selección de Tiempo Almacenamiento de Datos

Fuente: Autora del Proyecto

Figura 45. Ventana para visualización de variables del proceso

Fuente: Autora del Proyecto

La tercera ventana (Ver figura 45) pertenece a la visualización de las variables del proceso, en esta ventana se podrán ver las temperaturas y los lugares en los que se encuentran los sensores instalados permitiendo un monitoreo constante de estos, y finalmente la última ventana se podrá usar de manera manual el dispositivo seleccionando la velocidad de los coolers para la combustión interna, y la cantidad de combustible que se ingresará en él.

Figura 46. Ventana para selección de producto y velocidad de coolers modo manual

Fuente: Autora del Proyecto

12. Validación

El objetivo principal del proyecto se basa en el monitoreo contante de la temperatura y humedad dentro del horno, para garantizar que la temperatura de salida se encuentre entre 50 y 60°C para no afectar las propiedades del cacao, razón por la cual se diseña un controlador que regula la temperatura de la combustión, la cual emite el calor por medio de aire a presión inyectado por un compresor.

Se realiza la validación del sistema, mostrando el comportamiento de la variable de proceso, en esta prueba se da un setpoint de 50°C, la prueba realizada solo se hizo con el horno de combustión ya que no se tenía disponibilidad del secador, para verificar que la variable temperatura y humedad de salida permaneciera constante.

Este controlador logra llegar a su temperatura de set point a los 38 min y dura estable aproximadamente 12 minutos en esta temperatura presentando un sobrepaso de 2% durante su proceso.

Figura 47. Prueba controlador temperatura setpoint 50°C

Figura 48. Prueba controlador humedad setpoint 50°C

Fuente: Autora del Proyecto

El objetivo de este controlador es mantener la temperatura de salida para evitar que el grano se selle por las variaciones de la misma y pueda reducir su humedad, como se puede observar en la primera gráfica, grafica de temperatura se hace una comparación de la temperatura de salida con la temperatura ambiente, la que la temperatura de salida (grafica roja) alcanza la temperatura del setpoint presentando variaciones durante el proceso, estas variaciones pueden presentarse debido a las fuertes corriente de entrada de aire ya que el aire que se inyecta es aire frio, los cambios de clima repentinos y la humedad del pellet, pueden interferir en el control del sistema.

En la segunda grafica tenemos la humedad que es opuesta a la temperatura, en este caso a mayor temperatura menor será la humedad, por lo que se requiere que el sistema transfiera el calor con la humedad mínima posible para minimizar el contenido de la humedad de las pepas de cacao.

13. Conclusiones

• Inicialmente se propuso trabajar con un controlador de modo deslizante , este controlador tenía un tiempo de establecimiento de 20 minutos y un sobrepaso de 15% el controlador simulado lograba mantener el sistema estable por aproximadamente 30 min, cuando se llevó este controlador a la implementación, presentaba unos cambio de temperatura muy abruptos durante el proceso de establecimiento y no lograba estabilizarse, sus acciones de control tanto para los coolers como para el tornillo eran bruscas donde su punto de operación de los coolers eran de 255% RPM , y esto podía ocasionar daños en los actuadores a mediano o largo plazo, ya que estaban trabajando a su máximo rendimiento, por lo que se consideró trabajar con un controlador PID , este controlador en simulación presentaba un sobrepaso del 25% y se estabilizaba en 1 hora aproximadamente, no se eligió este al inicio por el tiempo de establecimiento ya que era necesario que la temperatura llegara a su setpoint de forma rápida, pues en las pruebas a lazo abierto la temperatura llegaba a su setpoint a los 150 min, al implementar este control se obtuvo como resultado un tiempo de establecimiento de 28 minutos , pero presenta oscilación de 2% durante su estabilización y su acción de control era más suave que la del control por modo deslizante, ya que lograba mantener el porcentaje de PWM de los coolers entre 60% y 80% para el sistema tanto en el aire que se introduce, como en la alimentación de los pellets.

• Durante el tiempo establecido para el proyecto de grado, se trabajaron dos prototipos diferentes, con el prototipo que se inició, se presentaban algunas fallas:

a) Había una Perdida de temperatura en el proceso por fugas durante la combustión.

b) El Diseño del horno no permitía que la combustión se generara de forma correcta porque al encender los ventiladores de aire forzado la llama se expandía hacía donde se encontraba la compuerta ocasionando pequeños incendios.

c) El serpentín que se encontraba instalado internamente no permitía que el gas se calentara de forma homogénea por lo que también se generaba perdida de temperatura.

d) Asimismo, se realizaron pruebas con compuerta y tornillo, pero el tornillo que se le instaló trituraba los pellets generando un polvillo que no llegaba al hogar de la llama y la combustión no se seguía dando de manera correcta.

e) Se realizó cambio de combustible ya que la cascara de cacao presentaba humedad y no permitía que la combustión se realizara.

f) El diseño no era completamente hermético lo que ocasionaba perdida de calor.

Lo anterior, ocasionó que se emigrara a otro diseño donde se realizaron las respectivas correcciones para una nueva prueba, este nuevo diseño fue el que se trabajó en la finalización de este proyecto, pues a pesar de algunas correcciones realizadas para este nuevo diseño se encontraron algunas otras fallas, pero muy mínimas lo que no infiere en la funcionalidad de este, queda como sugerencia para la realización del proyecto a escala, las mejoras en cuestión de ubicación de los ventiladores de aire de ingreso y la practicidad de poder retirar el tornillo para posible mantenimiento.

• También se concluye con este proyecto, que la humedad que presentan los pellets afecta directamente la combustión por lo que se debe realizar un precalentamiento del horno que genere al menos unos 100 °C para que evaporice toda la humedad, esto debe realizarse

In document Vanessa Estefanía Garzón (página 50-57)