COCIM 2015 UTFSM

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UNIVERSIDAD TÉCNICA

FEDERICO SANTA MARIA

ACTA COCIM 2015

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ACTASXVI CONGRESO CHILENO DE INGENIERIA MECANICA

COCIM 2015

Organización del Congreso:

Departamento de Ingeniería Mecánica

Universidad Técnica Federico Santa María

18, 19 y 20 de Noviembre de 2015

Valparaíso - Chile

Compilado por:

Mario Toledo TorresFranco Perazzo Maggi

David Saldivia Salazar

Comité Organizador

Mario Toledo, Presidente.

Franco Perazzo, Coordinador Comité Científico.Pedro Sariego, Coordinador Comité de Vinculación con el Medio.

Comité Científico

UTFSM: Andrés Fuentes, Alex Flores, Carlos Rosales, Christopher Cooper, Danilo Estay,

Fernando Auat, Jaime Nuñez, Manuel Olivares, Mauricio Osses, Olivier Skurtys, Raúl Stegmaier,

Rodrigo Barraza, Rodrigo De Marco, Romain Gers, Sheila Lascano, Luis Pérez, FranciscoCabrejos, Arturo González, Luis Guzmán, Roberto Leiva, Rafael Mena, Pedro Reszka, Fernando

Rojas y Alejandro Sáez.

UCH: Alejandro Ortiz, Alvaro Valencia, James Griffin, Roger Bustamante, Roberto Corbalán y

Juan Zagal.PUCV: Asier Bengoechea, Ernesto Urbina, Ignacio de Arteaga, Miguel Aizpún, Orlando Durán y

Yunesky Masip.

USACH: Claudio Garcia, Marcela Cruchaga, Valeri Bubnovich y Edmundo SepúlvedaUTA: Lorena Cornejo, Ricardo Fuentes y Edgar Estupiñán.PUC: Diego Celentano, Raúl O’Ryan y Rodrigo Pascual.

UMAG: Humberto Vidal.

UDEC: Mario Razeto, Gabriel Barrientos y Cristian Cuevas.ULS: Nelsón Moraga.

UFRO: Renato Hunter.

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Conferencias Plenarias Inaugurales

Plenaria 1: “Turbulencia en la era de “Big Data”: permitiendo el acceso público a simulaciones

masivas en mecánica de fluidos”.

Expone: Ph.D Charles Meneveau (Johns Hopkins University, EEUU)

Plenaria 2: “New Developments in Renewable Energy made in Germany”.

Expone: Prof. Dipl.-Ing. Elmar Bollin (Offenburg University of Applied Sciences,

Alemania)

Plenaria 3:

“El Arte de la Simulación en Estructuras: Ensayos y Modelos.”

Expone: Dr. Rufino Goñi (Universidad de Navarra, España)

Plenaria 4: “Simulación Numérica Directa (DNS) de sistemas de combustión de premezcla”.

Expone: Dr. César Dopazo García (Universidad de Zaragoza, España)

Simposio de Combustión

“Micro-combustión en procesos de cavitación hidrodinámica y sus aplicaciones”

Keynote Speaker : César Dopazo García (Universidad de Zaragoza, España).

Simposio de Energía Solar

“Challenges for Renewable Energy Technologies Today”

Keynote Speaker : Prof. Dipl.-Ing. Elmar Bollin (Offenburg University of AppliedSciences, Alemania)

“Central Termosolar Hibridada con Biomasa”

Keynote speaker : Dra. Inmaculada Arauzo (Universidad de Zaragoza - CIRCE,España).

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TABLA DE CONTENIDOS

PALABRAS DE BIENVENIDA 1

TRABAJO PARA PUBLICACION EN REVISTA INGENIARE 3

TRABAJOS EN EXTENSO

I. Procesos Termicos

300PT - Analisis experimental de la refrigeracion de un componente electronico

mediante el uso de un flujo cruzado y un chorro incidente.

Y. Masip, A. Bengoechea, J. Ortega . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

308PT - Influencia de la temperatura ambiente, en zonas deserticas del paıs, sobre

la potencia electrica generada y el rendimiento de generacion de una central termicasolar .

S. Mar ın, A. S aez, M. Toledo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

II. Metodos Numericos y Mecanica Computacional

231MC - Modelo dinamico de una transmision de engranajes de una etapa.

O. Trujillo, C. Molina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

253MC - Simulacion numerica de un flujo agua-petroleo en un inyector de turbina

a gas.

N. Thiers, R. Gers . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

255MC - Simplified CFD-FEM calculation methodology for large horizontal wind

turbine.

R. Diez, C. Cuevas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

III. Mecanica de Fluidos

240MF - Estudio de la estabilidad de vortices en pelıculas delgadas.

M. Bustos, O. Skurtys . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

262MF - Symmetric collisions of multiple vortex rings.

R. Hern´ andez, T. Reyes, J. C. Elicer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

IV. Comportamiento Mecanico

241CM - Estudio del efecto potencial de la viscoelasticidad en el flujo de relaves.

A. Gonz´ alez, N. Dıaz, E. B ´ aez, M. Letelier . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

263CM - Estudio experimental del comportamiento de un medio granular en un

recipiente sometido a una vibracion vertical.

R. Hern´ andez, M.J. Myrus, C. Falc ´ on . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

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V. Ingenierıa y Gestion del Mantenimiento

216GM - Evaluacion de niveles de vibracion mecanica de equipos rotatorios y sus

efectos en el consumo energetico y productividad.

E. Estupi˜ nan, C. Rojas, A. Vergara, J. Co˜ noman, C. Flores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67

224GM - Caracterizacion de sıntomas vibratorios producidos por fallas en transmi-siones planetarias.

J. Parra, C. Molina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

226GM - Desarrollo de una metodologıa de medicion de ruido al paso de un vehıcu-

lo ferroviario.

K. ´ Alvarez, M. Aizpun . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81

267GM - Un procedimiento para definir estrategias para minimizar el riesgo en la

gestion del mantenimiento.

F. Espinosa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

VI. Ingenierıa de Metodos y Gestion de la Produccion

217GP - Modelado dinamico de un sistema de compensacion de las deformaciones

en fresado de piezas flexibles.

E. Diez, E. Leal, A. Om´ on, A. Vizan . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 95

232GP - Identificacion en tiempo real de las condiciones de corte en operaciones de

fresado perif erico.

E. Leal, E. Diez, C. Porma, A. Vizan . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102

303GP - Principios de inventiva para desarrollar la agregacion de valor en sectores

productivos estrategicos.

P. Sariego, R. Z u˜ niga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

VII. Energıas Renovables

209ER - Modelado de un sistema combinado panel solar y bomba de calor.

C. Cuevas, F. Correa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

222ER - Desalinizacion por destilacion multiefecto MED utilizando energıa solar.

R. Barraza, A. Gonz´ alez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124

233ER - Modelamiento y evaluacion exergoeconomica de una planta de cogenera-

cion para la produccion de electricidad y refrigeracion industrial .

R. Leiva, R. Escobar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130256ER - Desalinizacion solar termica en el norte de Chile por el sistema MES.

R. Frederick, S. Lobos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 136

VIII. Economıa Energetica

258EE - Desarrollo de un inventario de emisiones de fuentes moviles terrestres en

Quito, Ecuador.

J. Guadalupe, M. Osses . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142

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287EE - Oportunidades y pilotos aplicados de eficiencia energetica en packing.

J. Espinoza . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150

IX. Diseno Mecanico

220DM - Diseno y construccion de un equipo para medir la resistencia a la abrasion

de pinturas anticorrosivas sobre acero estructural.

F. Briones, P. Rojas, R. Vera, C. Mart ınez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 158

X. Mecatronica

259ME - ProGim: Parallel Robot Gimbal.

R. Mendoza, P. Mayorga, Y. Lau, P. Mayorga, H. Valenzuela . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 164

RESUMENES DE TRABAJOS

I. Procesos Termicos

202PT - Diseno, construccion, ensayo y caracterizacion de un sistema de calenta-

miento con tecnologıa Peltier.

P. Escobar, A. Guzm ´ an, D. Oyarz´ un, F. Sep ´ ulveda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172

205PT - Modelado de la interaccion hidraulica entre una chapa perforada y un ven-

tilador axial para refrigeracion de componentes electronicos.

A. Bengoechea, R. Ant on . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 173

247PT - Enfriamiento de baterıas de auto solar con materiales de cambio de fase

lıquida a solida. N. Moraga, R. Araya . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 174

266PT - SSOP® (Steam System Optimization Program). Increasing the efficiency,

reliability, profitability & reducing carbon emissions for industrial plants.

N. Taraharu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 175

296PT - The order decomposition method for structure-borne source characteriza-

tion of cylindrical structures.

R. Alzugaray . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 176

II. Combustion

218PT - Efectos del ındice de oxıgeno en la produccion y temperatura del hollın en

una llama de difusion laminar inversa de etileno.

A. Fuentes, F. Escudero, R. Demarco, J. Consalvi, F. Liu, J.C. Elicer, C. Fernandez 178

223PT - Gasificacion a pequena escala usando residuos forestales de lenga para

produccion de electricidad rural en la region de Magallanes.

H.Vidal, J. Alvarez, J. Otero, J. S anchez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 179

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291PT - Effects of oxygen index on soot production in an acetylene laminar axisym-

metric difussion flame.

A. Fuentes, J. Pino, F. Escudero . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 180

242PT - Oxidacion parcial de petroleo pesado en un medio poroso inerte.

S. Caro, M. Toledo, R. Cisternas, F. Gracia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181

243PT - Generacion de gas de sıntesis por oxidacion parcial de carbon sub-

bituminoso en medios porosos hıbridos con vapor solar.

R. Urz´ ua, M. Toledo, N. Ripoll . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182

244PT - Investigacion experimental de la generacion de gas de sıntesis a partir de la

mezcla polietileno-madera.

J. Rosas, M. Toledo, S. Caro, R. Garcia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183

245PT - Analisis experimental del proceso de combustion de la mezcla

diesel/biodiesel en fuentes fijas y movil.

F. Cereceda, M. Osses, M. Toledo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184

251PT - Ignicion espontanea y burning rate de un estrato vegetal representativo dela vegetacion forestal chilena.

N. Hern ´ andez, A. Fuentes, K. Mu˜ noz, F. Contreras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 185

265PT - Analisis computacional de la conversion de la energıa de combustion de

metano en medios porosos en energıa electrica.

V. Bubnovich, P. San Martın, L. Henriquez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 186

269PT - Effect of oxygen index on the morphology of soot particles for a laminar

axisymetric diffusion flame.

A. Fuentes, J. Mor an, J. Cuevas, F. Escudero, F. Liu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 187

283PT - Influence of jet velocity on the confinement of a diffusion flame inside

tunnels.

G. Severino, S. Fica, J.C. Elicer, A. Fuentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 188

284PT - Estudio teorico-numerico del regimen de combustion dominante en llamas

de flujos opuestos en spray.

H. Olgu´ ın . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 189

294PT - Estimacion del coeficiente convectivo para un ensayo de ignicion usando

CFD.

M. Garc´ ıa, P. Reszka . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 190

295PT - Influencia de parametros de diseno y operacion en el rendimiento y emi-

siones de calefactores a lena.O. Farıas, C. Salgado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 191

297PT - Interaccion de la produccion de hollın y radiacion de una llama de difusion

axisimetrica de propano.

R. Demarco, J.P. Soussi, G. Olivares, A. Fuentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192

298PT - Estudio numerico del ındice de oxıgeno en la produccion de hollın y radia-

cion en llamas inversas de difusion de etileno.

R. Demarco, A. Antinao, K. Mu˜ noz, J. Consalvi, F, Nmira, A. Fuentes . . . . . . . . . . . 193

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299PT - Velocidad de propagacion del frente de llama en lechos de bosque reales.

W. Jahn, S. Fehrmann, J. Rivera . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 194

III. Metodos Numericos y Mecanica Computacional

213MC - Calibracion del metodo de elementos discretos para la fractura rocas.

D. Estay . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 196

246MC - Influencia de la fractalidad del terreno Sobre la propagacion de incendios

forestales.

A. Fuentes, M. Becerra, F. Aguayo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 197

252MC - Analisis numerico de flujo electro-osmotico en un microcanal en forma de

cruz mediante el metodo de Lattice-Boltzmann.

N. Oviedo, D. Oyarz´ un, A. Guzm´ an . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 198

260MC - Simulacion numerica energeticamente consistente del contacto entre soli-

dos rıgidos y solidos hiperelasticos.

G. Far ıas, R. Ortega . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 199

271MC - Modelacion de descansos hidrodinamicos de segmentos por medio del

metodo de elementos finitos.

A. Cerda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 200

273MC - Modelacion numerica de nano-biosensores usando modelos continuos.

C. Cooper . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 201

282MC - Modelizacion numerica del desgaste en chutes de traspaso y descarga.

F. Perazzo, G. Parra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 202

286MC - Aportacion a la mejora en eficiencia de la simulacion dinamica de arcos

de f abrica. I. De Arteaga, L. Valenzuela, M. Mu ˜ noz, C. Parra, R. Go ˜ ni . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 203

292MC - Modelacion del proceso de embutido y el efecto de la anisotropıa en la

geometrıa final.

L. Medi, J. Fern´ andez, F. Hern´ andez, P. Flores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 204

293MC - Mejoramiento de la transferencia de calor desde una pared caliente debido

a la interaccion superficie - vortice generada por un synthetic jet incidente.

L. Silva, A. Ortega . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 205

272MC - Sobre las tecnicas de interaccion fluido-estructura en el metodo de Lattice-

Boltzmann.C. Mu˜ noz, A. D´ ıaz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 206

IV. Mecanica de Fluidos

204MF - Validacion de un codigo general para la simulacion de flujo electroosmoti-

cos en microcanales mediante el metodo de Lattice Boltzmann.

E. Guerrero, D. Oyarz´ un, D. Chen, N. Oviedo, P. Escobar, A. Guti´ errez, A. Guzm´ an 208

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248MF - Mecanica de fluidos en flujos binarios turbulentos de metales fundidos en

inyeccion de moldes.

N. Moraga, C. Cayo, M. Gallardo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 209

249MF - Mecanica de fluidos con transferencia de calor y masa en deshidrataci on

de alimentos en flujos laminares y turbulentos de aire.

N. Moraga, D. Gallardo, J. D’Alencon, R. Lemus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 210

250MF - Prediccion simultanea de congelacion de alimentos en conveccion laminar

y turbulenta de aire.

N. Moraga, C. Zambra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 211

254MF - Flujo turbulento de aire en diseno aerodinamico de tres autos solares de

carrera.

N. Moraga, P. Pacheco, D. Garrido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 212

309MF - Simulacion continua de flujo granular tipo Block Caving.

E. Rojas, R. Soto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 213

V. Comportamiento Mecanico

206CM - Caracterizacion de la respuesta mecanica pasiva del miocardio de cerdo.

C. Garcıa, E. Rivera, P. S ´ anchez, D. Celentano . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 215

207CM - Analisis de las tensiones residuales de arterias de ovejas gestadas en altura.

C. Garcıa, Z. Chen, D. Poblete, E. Herrera, D. Celentano . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 216

212CM - Efecto de la temperatura de sinterizacion sobre las propiedades mecanicas

de espumas de aleaciones Ti-Nb-Ta-Mn.

S. Lascano, D. Mu ˜ noz, C. Aguilar, L. P´ erez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 217

239CM - Analisis de falla en componente de sistema de tuberıas de transporte depolvo Codelco-Chuquicamata.

H. Ochoa, R. Correa, W. Belmonte, M. Carrasco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 220

275CM - Influencia de la orientacion de la fibra en las frecuencias naturales de vigas

compuestas sumergidas cerca de una estructura rıgida de fondo.

C. Villegas, C. Rodr ıguez, P. Flores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 221

301CM - Efecto del envejecimiento por condiciones climaticas en uniones adhesivas

simples que utilizan adherentes de material compuesto.

R. Hunter, E. Leal, J. Moller, L. da Silva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 222

302CM - Desarrollo de un modelo cohesivo de zona para la simulacion en Modo Ide un adhesivo de metacrilato.

R. Hunter, J. Molina, J. Moller, L. da Silva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 223

VI. Ingenierıa y Gestion del Mantenimiento

229GM - El rol de las simulaciones multibody en la homologacion dinamica de

vehıculos ferroviarios.

M. Aizpun . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 225

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VII. Energıas Renovables

215ER - Termograf ıa infrarroja aplicada al monitoreo de condicion en sistemas fo-

tovoltaicos en la zona norte de Chile.

E. Estupi˜ n´ an, M. Caquisane, O. Canaviri, G. Canaviri, B. Acevedo . . . . . . . . . . . . . . 227

236ER - Validacion de modelos de sistemas solares termicos residenciales y esti-macion de su rendimiento basado en parametros de la vivienda.

J. Jerez, C. Cuevas, A. Fissore . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 228

279ER - Efecto de la suciedad en el equipo de medida de la radiacion global bajo

condiciones costeras de la region de Arica y Parinacota.

L. Cornejo, E. Rodr ıguez, C. Flores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 229

VIII. Economıa Energetica

210EE - Estudio tecnico-economico del proceso de co-combustion de carbon pul-

verizado y gas de sıntesis producto de la gasificacion de carbon, en una central

termoelectrica.

C. Rojas, A. S aez, J.C. Olmedo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 232

270EE - Analisis de la factibilidad tecnico economico en la aplicacion del proceso

de carbonizacion hidrotermal para la biomasa cubana en zonas rurales aisladas de

la red electrica nacional.

J. Morajes, A. Benıtez, Y. Masip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 234

IX. Educacion en Ingenierıa

219EI - Importancia del manejo de materiales solidos a granel en la industria nacio-

nal.

F. Cabrejos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 236

X. Diseno Mecanico

221DM - Diseno y analisis experimental de dispositivos aerodinamicos para vehıcu-

los de transporte terrestre.

F. Fa´ undez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 238

227DM - Diseno de una correa transportadora utilizando una cinta de alta tension

St 10000.

L. Jauriat, S. Pe˜ naloza, J. Canto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 239

XI. Mecatronica

268ME - Control inalambrico de un brazo robotico mediante la deteccion de la

inclinacion del craneo.

G. Echag¨ ue, M. Miranda, R. Salinas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 241

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PALABRAS DE BIENVENIDA

El Congreso Chileno de Ingeniería Mecánica (COCIM) es una actividad que permite consolidarlos lazos entre investigadores e instituciones, con la perspectiva de reforzar a la comunidadcientífica y tecnológica de la especialidad de la Ingeniería Mecánica.

Las Actas del COCIM 2015 presentan más de 80 trabajos en las distintas disciplinas de laespecialidad, como son: Procesos Térmicos, Mecánica de Fluidos, Energías Renovables, Métodos Numéricos y Mecánica Computacional, Ingeniería de Métodos y Gestión de la Producción,Ingeniería y Gestión del Mantenimiento, Mecatrónica, Economía Energética, Diseño deMáquinas, Comportamiento Mecánico y Educación en Ingeniería.

Esta recopilación de trabajos muestra el presente de la investigación en la disciplina de laIngeniería Mecánica en nuestro país, y los vínculos y colaboración activa entre investigadores,industrias y entidades internacionales. La participación de estudiantes de pregrado y postgrado enlos trabajos sin duda forma parte importante de la investigación realizada y resultados obtenidos,además de prepararlos para el futuro campo laboral.

Finalmente, se rescata la importante función que cumple la investigación en la labor de enseñanzaen las instituciones de educación superior, generando nuevos conocimientos y fomentando eldesarrollo científico-tecnológico para Chile.

Sólo me queda agradecer a los autores de trabajos, al equipo organizador y al comité científico delCOCIM 2015 por su gran labor y aporte a esta iniciativa.

Muchas gracias,

Dr. Ing. Mario Toledo T.PRESIDENTE COMITÉ ORGANIZADOR COCIM 2015

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TRABAJOS PARA PUBLICACION EN REVISTA INGENIARELos siguientes trabajos han sido seleccionados de entre los trabajos en extenso enviados al

COCIM2015 para su publicación en una edición especial de la revista “I ngeniare. Revista

Chilena de I ngeniería ” para el año 2016.

201ER : Método mejorado de simulación multi-escala del viento sobre terreno complejo para proyectoseólicos Autor Principal: Alex Flores ([email protected]).Autores: A. Flores, R. Benoit, C. Masson

208PT: Caracterización experimental y modelado de una bomba de calor reversible para un vehículo

eléctrico Autor Principal: Cristian Cuevas ([email protected]) Autores: C. Cuevas, V. Lemort

225CM: Influencia del porcentaje de relleno en la resistencia mecánica en impresión 3D, por medio delmétodo de modelado por deposición fundida (FDM) Autor Principal: Kenny Álvarez ([email protected]) Autores: K. Álvarez, R. Lagos

230GP: Determinación de restricciones de capacidad de producción en proceso de obtención de cobre Autor Principal: Jaime Núñez ( [email protected]) Autores: J. Núñez, L. Pérez, J. Godoy

237PT: L valve study through dimensionless numbers Autor Principal: Gabriel Kuhn ([email protected] ).Autores: G. Kuhn, M. Sperb, L. Shadle

238CM: Respuesta de un harnero vibratorio ante la pérdida de rigidez en los apoyos Autor Principal: Manuel Moncada ([email protected]) Autores: M. Moncada, C. Rodríguez

288ER : Innovación en el deshidratado solar Autor Principal: Jaime Espinoza ( [email protected])

304GP: Metodología satelital litodinámica y escaneo de suelos para la verificación y/o identificación denuevas fuentes de agua subterránea para uso de sistemas de APRs Autor Principal: Pedro Sariego ( [email protected]) Autores: P. Sariego, C. Olguín, F. Pizarro

307PT: Análisis de variables significativas para la generación de un inventario de emisiones de fuentesmóviles y su proyección Autor Principal: Sebastián Tolvett ([email protected]) Autores: S. Tolvett, P. Henríquez, M. Osses

mailto:[email protected]




































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ACTAS DE TRABAJOSEN EXTENSO

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I – PROCESOS TÉRMICOS

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Análisis experimental de la refrigeración de uncomponente electrónico mediante el uso de un flujo

cruzado y un chorro incidente

Y. Masipa,*, A. Bengoecheaa, J. Ortegaa a Escuela de Ingeniería Mecánica, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Av. Los Carrera 01567, Quilpué, Chile

*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

En este artículo se presenta un estudio experimental sobre la refrigeración de un componente electrónico mediante lacombinación de un flujo cruzado y un chorro incidente empleando aire como fluido refrigerante. El objetivo de este trabajo es

analizar el efecto que poseen el número de Reynolds del canal (flujo cruzado) y la relación entre el número de Reynolds delchorro y el canal sobre el enfriamiento del componente electrónico calendado. Para el análisis y caracterización del procesode refrigeración de componentes electrónicos, se ha diseñado y construido un banco de ensayos, según las recomendacionesde [1]. Este consiste en un túnel de viento donde la sección de pruebas representa el canal formado por dos placas de circuitoimpreso en la cual se montan los componentes electrónicos y se realizan los experimentos. De manera similar al estudio presentado por [2, 3], las mediciones experimentales se realizaron empleando la técnica de Termografía de Infrarrojo, además

de otra más convencional como es la medida puntual de temperatura con termopares. A partir de estas mediciones fue posiblecaracterizar el enfriamiento del componente mediante el estudio de la transferencia de calor, específicamente hallando el

número de Nusselt promedio en todo el componente. Este análisis fue llevado a cabo para tres valores del número deReynolds del canal como son 3410, 5752 y 8880, todos dentro del rango de valores típicos usaos en la industria de laelectrónica [4], y para cuatro relaciones entre el número de Reynolds del chorro y el canal igual a 0 (sin chorro), 0.5, 1.0 y1.5. El estudio experimental permitió determinar que los mayores valores del número de Nusselt se dan sobre la cara superiordel componente para las relaciones de números de Reynolds 1.0 y 1.5, que es cuando se produce el impacto del chorro. En

cuanto al número de Reynolds del canal, mientras mayor es su valor y el de la relación antes mencionada, mayor es laeliminación de calor en el componente. Además se estableció una correlaciones para el número de Nusselt promedio en todoel componente, mediante la cual se puede predecir el comportamiento del proceso de enfriamiento, demostrando que laconfiguración de flujo de chorro incidente y flujo cruzado es superior al caso convencional de refrigeración sin chorroincidente.

Keywords: Electronic cooling, cross flow, impinging jet, infrared thermography.

1. IntroducciónEn la actualidad el sector de la electrónica es una de las

industrias de más rápido crecimiento. Este elevadocrecimiento y desarrollo de la industria electrónica hace quela gestión térmica de los sistemas electrónicos sea

actualmente uno de los cuellos de botella en esta industria.El aumento de la velocidad de procesamiento y la

miniaturización de los componentes conlleva un granincremento en la disipación de calor por unidad de área enlos sistemas electrónicos. De ahí que la refrigeración de loscomponentes electrónicos sea un punto de atención

primordial para los diseñadores de sistemas electrónicos.Con el objetivo de que los componentes electrónicos

mantengan una alta fiabilidad y durabilidad es necesarioque la temperatura de estos se limite a niveles

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suficientemente bajos como en el caso de unmicroprocesador de ordenador doméstico donde este valorse sitúa cerca de los 75 oC tal y como se describe en [5].Debido a esto, el sistema de refrigeración se convierte enuna parte clave de los dispositivos electrónicos.

En muchos de los sistemas electrónicos, entre loscomponentes que se encuentran sobre una Placa de CircuitoImpreso (PCB) suelen existir algunos altamente disipativos.Cuando esto ocurre, el sistema de enfriamiento no solo

tiene que retirar el calor total sino también satisfacer elrequisito de temperatura máxima en los mencionadoscomponentes. En este caso, si para remover la carga térmicasolamente se emplea un único flujo forzado entre las PCBs,el caudal de aire necesario aumentará considerablemente ycon este el tamaño de los ventiladores que hacen circular elaire a través del sistema.

En la búsqueda de una solución viable a esta problemática se han desarrollados diversos trabajos einvestigaciones entre los que destaca el estudio de la

configuración del flujo de un chorro incidente sobre unasuperficie sólida. Entre las características principales que

hacen interesante este tipo de flujo se encuentra laexistencia de una zona de impacto sobre la superficie dondese produce un elevado coeficiente de transferencia de calor,como se muestra en la literatura descrita en el apartadosiguiente. Por este hecho el chorro incidente se sueleemplear en aquellas aplicaciones donde es necesarioincrementar la transferencia de calor entre un fluido y unsólido para producir una mayor refrigeración localizada,

como en los casos descritos por [6] y [7].Atendiendo a lo expuesto, en el caso específico de los

sistemas electrónicos con componentes altamentedisipativos el flujo que circula a través de las PCBs se puede combinar con un chorro refrigerante incidiendo sobre

los componentes que disipan mayor cantidad de calor. Elobjetivo de esta combinación, conocida como Impinging Jetin a Cross Flow (IJCF), es realizar una gestión térmicaglobal del sistema electrónico mediante el flujo en el canaly emplear el chorro incidente para satisfacer losrequerimientos de temperatura en aquellos componentesmás disipativos. En este tipo de configuración es esperable

que los caudales de aire necesarios y por tanto la potenciarequerida por los ventiladores sea menor respecto a lanecesaria en las configuraciones sin chorro incidente.Además la interacción entre el chorro incidente y el flujodel canal produce una serie de estructuras de flujo alrededor

del componente las cuales tienen un efecto importantesobre la transferencia de calor en el componente. Entreestas estructuras se destacan las zonas de separación delflujo, recirculaciones, vórtices y zonas de reattachment(donde el flujo se vuelve a pegar a las paredes delcomponente). Un estudio experimental de las principalescaracterísticas que poseen las estructuras de flujo antesmencionadas y su efecto sobre diferentes configuraciones

de flujo empleando un componente, con chorro y sin chorrofue presentado por [4].

En el caso de [3], los autores estudiaron detalladamentelas características del campo de flujo y la transferencia decalor en un canal de flujo (flujo cruzado), los casos de unsolo componente cúbico, 9 en línea, un tándem de dos yuna matriz de cubos. En todos los casos la altura de loscomponentes fue de 15 mm y los autores determinaron lainfluencia en las estructuras del campo de flujo alrededor

del componente. Las mediciones del campo de flujo fueronrealizadas con Velocimetría de Laser Doopler (LDV) ytécnicas de visualización con humo y película de aceite. Encuanto a las mediciones térmicas, estas fueron realizadasusando termopares tipo T y técnicas más avanzadas decristal líquido y Termografía Infrarroja (IR). Los resultadosmostraron las distribuciones de temperatura en las caras delcomponente y los mecanismos físicos que conducen a laintensificación o degradación de la transferencia de calor por convección. Además se derivaron las correlaciones del

coeficiente de transferencia de calor promedio para todoslos casos analizados.

Para esta misma configuración de flujo que los casosanteriores descritos existen estudios experimentales cuyafinalidad es el análisis de la trasferencia de calor sindescribir en detalles las características del flujo alrededordel componente. El caso descrito por [8] y [9] trata de lascaracterísticas de la transferencia de calor local en torno ados prismas de sección cuadrada y alturas 15 y 20 mm. Losexperimentos se llevaron a cabo en un túnel de viento de

baja velocidad y fueron realizados para diferentes ángulosde ataque del componente de entre 0o y 45o. Lastemperaturas de la superficie alrededor del prisma y delflujo principal se midieron con termopares tipo T de 0.1mm de diámetro. Los principales resultados obtenidos

mostraron que los coeficientes de transferencia de calor promedio calculados para los ángulos de ataque 0o y 45o fueron un 40% mayor que los conocidos en la literatura para configuraciones similares.

Otros estudios similares fueron presentados por [10].Los autores determinaron las características del flujo sobrela transferencia de calor en cada cara y de forma global de

un componente cúbico. Además realizaron unacomparación entre un componente colocado con ángulo deataque igual a 0o y otro a 45o.

Como fue mencionado anteriormente una alternativa posible para gestionar toda la carga térmica en el

enfriamiento de un sistema electrónico evitando el excesode caudales de aire es utilizar un chorro de aire incidentesobre el componente más disipativo en conjunto con uncanal de flujo (configuración de flujo IJCF), tal como semuestra en la Figura 1. El trabajo experimental presentado por [2], estudió este tipo de configuración y cabe resaltarque es uno de los pocos trabajos experimentales que existesobre este tema. El montaje experimental consistía en cinco

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cubos en línea de igual altura (15 mm), en la cual sólo secalienta el tercero. Estos componentes se localizaron entúnel de viento de baja velocidad similar al presentado por[3] con una sección de 300x30 mm2 y una longitud de 1000mm. A través de las técnicas experimentales deVelocimetría de Imágenes de Partículas (PIV) y IR lasestructuras del campo de flujo y la distribución detemperatura superficial del componente fueron estudiadas para dos posiciones de la boquilla del chorro. La primera

con el chorro centrado sobre la cara superior delcomponente y la segunda con un desplazamiento de 8 mmaguas arriba respecto al centro del componente. Para laúltima posición, el coeficiente de transferencia de calortotal presentó sus máximos valores.

Fig. 1. Esquema de la configuración de flujo IJCF.

Teniendo en cuenta los aspectos mencionados en el presente trabajo se realizó un análisis experimental sobre latransferencia de calor en una configuración de IJCF similara la presentada en [4]. El objetivo principal de este trabajo

consiste en analizar el efecto que poseen el número deReynolds del canal (CF-Flujo Cruzado) y la relación entreel número de Reynolds del chorro y el canal sobre elenfriamiento del componente electrónico calendado.Empleando para la caracterización de este proceso derefrigeración, como variable principal, el número de Nusselt promedio sobre las caras del componente y de

forma total o global.

2. Materiales y Métodos

2.1. Banco de ensayos

El estudio experimental de la configuración de refrigeraciónIJCF fue llevada a un banco de ensayos diseñadoespecíficamente para analizar la refrigeración de componenteselectrónicos. Este consiste en un túnel de viento diseñado segúnlos criterios de [1]. Como se observa en la Figura 2, el banco deensayos se compone principalmente del ensamblaje dediferentes piezas tales como, el cono de entrada, honeycombs,mallas, contracción, sección de ensayo (canal), difusor, filtros,

elemento de flujo laminar y un ventilador centrífugo. En el casoespecífico de la sección de ensayos cabe destacar que esta fuefabricada de metacrilato transparente para tener acceso óptico alinterior. Además en el banco de ensayos se pueden controlar yregistrar los parámetros de funcionamiento de la configuración,controlando así los experimentos, tales como caudales, potenciasdisipadas, temperatura del aire, temperatura del componenteentre otros.

Fig. 2. Banco de ensayos

El objeto que representa al componente electrónico es

montado sobre una de las paredes de la sección de ensayosy el tubo, que produce el chorro de aire incidente, esinstalado sobre la otra pared que fue diseñadaespecíficamente para instalar el tubo, de manera tal, queeste centrado sobre la cara superior del componente. Laconfiguración analizada está compuesta por un solo

componente cúbico de lado Lc=15 mm. El chorro posee undiámetro ( D) de 12 mm y la longitud del tubo que produceel chorro es lo suficientemente larga como para obtenerflujo completamente desarrollado en su interior.

La pared que alberga el tubo del chorro incidente poseeademás dos ventanas de infrarrojo circulares, como se ve enla Figura 2, para permitir la transmisión de la radiacióninfrarroja y esta pueda ser captada por la cámara deinfrarrojos.

El componente está compuesto por un núcleo de cobrecubico de 12 mm de lado recubierto de una delgada capa deepoxi de 1.5 mm de espesor, escogido así a partir de losestudios realizados por [3, 11]. El valor de la conductividadtérmica del epoxi esta fue determinada experimentalmentesiguiendo los pasos descritos por [3] y fue de 0.233 W/m∙Kcon una incertidumbre de ±1.5%. El núcleo de cobre delcomponente es calentado mediante una resistencia decartucho y las pérdidas de calor fueron minimizadasaislando la base y el área alrededor de la resistencia con

teflón y fibra de vidrio (con conductividades térmicas de0.18 W/m∙K y 0.036 W/m∙K respectivamente). La potencianecesaria en la resistencia es suministrada a través de un

q"

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Varivolt y controlada mediante dos multímetros. Laconductividad térmica del cobre es 385 W/m∙K la cual esmucho mayor que la el epoxi. Por lo tanto, la resistenciatérmica de la capa de epoxi es mucho mayor que la delcobre, resultando despreciable el gradiente de temperaturaen el núcleo de cobre. En este estudio la potencia eléctricafue establecida en todos los casos para alcanzar unatemperatura estable en el núcleo de 75 oC. Cada uno de losdetalles del componente antes descritos se observan en la

Figura 3.

Fig. 3. Esquema principales dimensiones geométricas del

componte.

2.2. Mediciones térmicas

Las mediciones de temperatura en algunos puntos del

componente y el banco de ensayos se realizaron mediante el

uso termopares tipo T de cartucho con 0.5 mm de diámetro,

cuya precisión es de ±0.2o

C de la medida. Los puntosmedidos fueron la temperatura del núcleo de cobre (T Cu) en

dos posiciones justo a ambos lados de la resistencia, la

temperatura del flujo de aire a la entrada (T air,e) y a la salida

(T air,s) de la sección de ensayos, la temperatura ambiente

(T amb) del laboratorio y la temperatura de la pared del canal

enfrente del componente calentado (T alr ). En el caso de la

distribución promedio de temperatura en cada cara del

componente (T sup) en contacto con aire fue medida usando

la termografía infrarroja. En los estudios de [12] y [13] se

ofrecen algunas referencias del uso de esta técnica

experimental. La cámara infrarroja empleada en el estudio

fue la ThermaCAMTM P25 diseñada y construida por Flir

System Inc., y de acuerdo con el fabricante posee una

precisión de ±2% de la lectura. El procesamiento de las

imágenes se realiza mediante el uso el software comercial

ThermaCAMTM Researcher Profesional 2.8 implementado

por el mismo fabricante de la cámara.

Con el objetivo de mejorar la emisividad superficial del

componente este fue pintado de negro y se pudo determinar

el valor experimentalmente de la emisividad que es de 0.92.

La Figura 4 muestra una foto del montaje de la cámara

infrarroja para la captura de una termografía del

componente caliente. Para la medición de la distribución

superficial de la temperatura sobre las cinco caras del

componente (exceptuando la base) fue necesario capturar

dos pares de imágenes termográficas del componente, un

ejemplo de estas se observa en la Figura 5. De ahí que sehayan experimentado 12 configuraciones porque han sido

elegidas cuatro valores de relaciones de números de

Reynolds (α= Re j /Re H ) igual a 0, 0.5, 1.0 y 1.5, y tres

valores para el número de Reynolds del flujo de aire que

circula por el canal ( Re H =3410, 5752 y 8880). Estos valores

fueron elegidos dentro del rango de valores típicos usados

en la industria electrónica como se mostró en los estudios

de [4, 11]. Partiendo de estas mediciones se obtiene el

número de Nusselt promedio ( Num) con una incertidumbre

estimada de entre ±0.3% y el ±4%, siguiendo las guías

propuestas por [14, 15]. La incertidumbre en los números

de Reynolds fue presentada por [4].

Fig. 4. Foto del montaje experimental para el estudio térmico.

3. Resultados y Descripción

3.1. Número de Nusselt Promedio

El análisis de la refrigeración del componente

electrónico se realiza mediante el estudio de la transferencia

de calor promedio, caracterizada por el número de Nusselt promedio definido en la Ec. 1, ya sea para una cara o en

todo el componente. Este análisis permitió obtener una

estimación global de la refrigeración del componente

sometido a las diferentes condiciones de flujo antes

mencionadas.

(1)

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donde hconv es coeficiente de transferencia de calor

promedio del componente determinado mediante la Ec. 2 y

k air es la conductividad térmica del aire.

Fig. 5. Imagen infrarroja del componente.

Donde (q”conv) es flujo de calor por convección en la

superficie del componente, el cual puede ser expresado

como la diferencia entre los flujos de calor de conducción

(q”cond ) y de radiación (q”rad ).

El flujo de calor por conducción fue obtenido

resolviendo numéricamente el proceso de conducción de

calor en la capa de epoxi y el de radiación fue calculado

como:

Una vez obtenido el q”cond , este es integrado sobre las

cinco caras del componente expuestas al flujo de aire y así

es obtenida la razón de conducción de calor ( ) a

través de la capa de epoxi. Empleando esta razón de calor y

la potencia de entrada desde la resistencia eléctrica

( ) se pueden estimar las pérdidas de calor en el

componente ( ), de acuerdo a la Ec. 5. Las pérdidas de

calor fueron encontradas entre el 2% y 12% de la potencia

suministrada.

Los valores del número de Nusselt promedio para cada

una de las caras y de forma global para el componente en

función del número de la relación de número de Reynolds

empleadas vienen dado en la Figura 6. En la misma se

observa como el aumento del Re H en cada la relación de

números de Reynolds α incrementa el valor del Num. Como

era de esperar, la introducción de un chorro incidente en el

flujo del canal (IJCF) mejora significativamente el proceso

de refrigeración del componente. Para el caso particular de

cada cara del componente el aumento del Re H incrementa el

número de Nusselt promedio de cada cara aunque existen

marcadas diferencias entre el caso sin chorro incidente (CF,

α=0) y la configuración de IJJCF (α≠0). La diferencia principal radica en que la relación α=0 posee un valor más

elevado del número de Nusselt promedio de la cara frontal

del componente con respecto al resto de relaciones α debido

al impacto directo de la corriente principal del flujo en el

canal sobre esta cara. Este efecto no se ve reflejado en el

resto de relaciones porque la presencia del chorro hace que

la cara superior sea la de mayor enfriamiento y domine por

completo el proceso de refrigeración del componente.

Además en comparación con el trabajo presentado por [16]

se ha podido observar que los valores del número de

Nusselt promedio son superiores, debido a que solo se está

enfriando un componente sin tener en cuenta el efecto de

otros componentes a su alrededor.

Otro efecto que se produce la introducción del chorroincidente (α=0.5, 1.0 y 1.5) es que a medida que la cara

superior va incrementando considerablemente su número de

Nusselt promedio y en la cara frontal comienza a decaer

este valor. En las caras laterales y la trasera también se

comienzan a incrementar los valores del Num hasta que en

relaciones α más elevadas (1.0 y 1.5) y números de

Reynolds del canal mayores (5752 y 8880) casi se igualan

los valores del número de Num a los obtenidos en la cara

frontal. También en los resultados se muestra que las caras

laterales van jugando un papel más determinante en la

refrigeración del componente a medida que se incrementa

el valor de la relación α.

Fig. 6. Nusselt promedio en cada cara y global del componente

Partiendo de los resultados del número de Num hallados

el componente fue determinada una correlación (Ec. 6) con

el objetivo de predecir el valor de este en función de α y

Re H , usados en el rango experimentado. La correlación

(2)

(3)

( ) (4)

(5)

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12

ofrece el efecto del número de Reynolds del canal en base a

un número de Reynolds de referencia ( Reref ) con valor igual

a 1000, ya que así se consigue que Re H / Reref y (1+α) sean

del mismo orden de magnitud que corresponde al rango de

la electrónica. Además, se comprobó que la correlación

obtenida abarca los valores experimentales dentro de unrango de error (dispersión) de ±10%. Estos resultados

corroboran los mostrados en la Figura 6 y en caso de

eliminar el efecto del chorro incidente la correlación

también corrobora los resultados presentados por [2].

[( ⁄ )( )] (6)

4. Conclusiones

El estudio realizado ha demostrado que el uso de una

configuración de IJCF es superior al caso convencional de

refrigeración sin chorro incidente CF, en cuanto al potencialde refrigeración que esta produce. Los resultados mostraron

un incremento en el número de Num, en general para todo el

componente electrónico. De forma específica, la cara

superior del componente es la que presenta mayor Num para

el caso donde el número del Reynolds del canal es superior

( Re H =8880), y se emplean las relaciones α=1.0 y 1.5, que es

cuando se produce el impacto del chorro sobre esta cara.

Mientras que en el caso de la relación α=0, solo CF, la cara

frontal presenta un elevado nivel de enfriamiento casi

similar al de la cara superior, en ese mismo caso y en el de

α=0.5, sucediendo esto para todos los valores de Re H .

Además, en el estudio se estableció una correlación para el

Num para todo el componente, mediante la cual se puede

predecir el comportamiento del proceso de refrigeración.

Agradecimientos

Esta investigación fue financiada por el Ministerio de

Ciencia e Innovación, Gobierno de España a través del

programa CICYT I+D (DPI2008-05349). El apoyo de la

Cátedra Fundación Antonio Aranzabal-Universidad de

Navarra y también es grato reconocer a la Universidad de

Linköping (Suecia).

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Influencia de la temperatura ambiente local sobre el

comportamiento de una central térmica solar

S. Marína,*

, A. Sáezb, M. Toledo

c

a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España1680, Casilla 110-V,Valparaíso, Chile

b Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España1680, Casilla 110-V,Valparaíso, Chile

c

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España1680, Casilla 110-V,Valparaíso, Chile*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

En Chile, se encuentra en construcción la primera central térmica solar de Sudamérica, ubicada en pleno desierto de Atacama,en la comuna de María Elena, II Región del país. Sin embargo, la nula disponibilidad de agua presente en la zona, haceimposible la condensación del ciclo de generación agua-vapor, por medio de algún tipo de refrigeración húmeda, escogiendo

para ésta tarea la refrigeración seca, es decir, por aerocondensadores, los cuales no presentan un buen desempeño a altastemperaturas ambientales.

El presente trabajo, pretende determinar la influencia de la temperatura ambiente sobre la potencia eléctrica generada y elrendimiento del ciclo de generación de una central térmica solar con una potencia bruta de 100 MWe, ubicada en la comuna

de María Elena. En éste contexto se estudiaran las características climatológicas de la zona de emplazamiento, se definirá lacantidad de energía térmica a rechazar en un ciclo de generación para producir una potencia bruta de 100MWe, sedimensionará un aerocondensador a una temperatura ambiente nominal de diseño igual a 20ºC y finalmente se analizará lavariación de estos resultados en función de la temperatura ambiente sobre el desempeño de la planta termosolar.

Se obtiene para la condición nominal de diseño una potencia neta de generación igual a 93,4 MWe, un rendimiento del cicloagua vapor de 31,5% y una eficiencia total de la planta termosolar igual a 11,5%. Al variar la temperatura ambiente, seconcluye que al disminuir la temperatura ambiente, la potencia neta generada y el rendimiento total de la planta, aumentanlevemente en comparación a las condiciones nominales. En cambio al aumentar la temperatura ambiente, los factores antesmencionados decaen drásticamente, alcanzando el 60% de la capacidad nominal de diseño.

Keywords: Central térmica solar, Aerocondensador, Temperatura ambiente, Potencia neta generada.

1. IntroducciónUna central térmica solar o planta termosolar,

transforma la radiación solar en energía térmica para luego producir electricidad. El funcionamiento de las plantastermosolares consiste en que la radiación solar directa, escaptada por un concentrador óptico, siendo concentradasobre un receptor, por el cual circula un fluido de trabajo el

cual se calienta absorbiendo energía térmica. Luego este

fluido puede ser almacenado para ser usado en horas dondeno existe radiación incidente, como en días nublados o enlas noches. Finalmente se transfiere calor del fluido detrabajo por medio de un intercambiador de calor al agua lacual circula por el bloque de potencia donde se generaenergía eléctrica. Dentro de este proceso existen pérdidasópticas, pérdidas térmicas y calor residual en el bloque de

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potencia. En la figura 1, se muestra esquema defuncionamiento.

Figura 1: Esquema central térmica solar

Las principales tecnologías de captación solar utilizadas por estas centrales, son por torre o receptor central,captadores cilindro parabólico, discos parabólicos y porconcentradores lineales Fresnel. Las tecnologías másutilizadas hoy en día, son las dos primeras, donde latecnología de receptor central es la que ha demostrado unmayor rendimiento total, y es justamente la que interesaconocer para el presente trabajo. Ésta, usa un conjunto deespejos planos llamados heliostatos, los cuales concentranla radiación directa hacia un receptor en el centro delcampo espejos, el cual se encuentra en la cima de una torre

por el cual circula el fluido de trabajo. El fluido de trabajomás usado hoy en día y que ha demostrado una mayoreficiencia son las sales fundidas, las cuales están

compuestas por 40% de nitrato de potasio y 60% de nitratode sodio, alcanzando temperaturas de hasta 590°C. Éstefluido tiene un alto punto de fusión y una alta capacidadcalorífica, lo que es deseado a la hora de almacenar energíatérmica para ser usada en otro momento.

Figura 2: Tecnologías de captación solar

La etapa de condensación de vapor puede ser por mediode un circuito abierto o un circuito cerrado de refrigeración.De esta última, se realiza por medio de torres derefrigeración húmeda o por torres de refrigeración seca,también llamado aerocondensadores.

Los aerocondensadores son intercambiadores de caloraleatados de un solo paso, que utilizan como fluido deenfriamiento el aire ambiente del medio. Para ello, el vapores conducido por medio de grandes tubos hasta los panelesde condensación.

Figura 3: Aerocondensador

El medio refrigerante, aire, es forzado por medio deventiladores, donde pasará a través de unos haces de tubosaleteados que componen los paneles. El aire absorbe elcalor latente de la condensación de vapor y es calentado enel proceso. Por otro lado, el vapor condensado esrecuperado en el propio aerocondensador y es conducido aldepósito de agua condensada. Desde este depósito el aguairá a una bomba encargada de impulsarla de nuevo por elciclo de vapor.

2. Descripción del trabajo realizado

Para poder observar la variación, tanto de la potenciagenerada como del rendimiento de la planta termosolar, enfunción de la temperatura ambiente, se debe en primerainstancia dimensionar un aerocondensador. Para esto esnecesario conocer las características climatológicas de lazona de emplazamiento y las características generales de la

planta termosolar.Una vez teniendo claro las características antes

nombradas, se procede a realizar los cálculos dedimensionamiento de la central térmica solar con lascondiciones nominales de diseño, para luego obtener lavariación de la potencia generada y del rendimiento de la

planta termosolar

2.1. Características climatología María Elena.

La comuna de María Elena, se encuentra ubicada en laII región de Antofagasta, en pleno desierto de Atacama.Posee una alta radiación incidente, superando los 7,5kWh/m2 en promedio por día. Además presenta una aridez

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extrema, con una ausencia de humedad y sequedadatmosférica. Existe una gran amplitud térmica, alcanzandovalores de hasta -5°C en la noche y hasta 40 °C durante eldía. Las precipitaciones son escasas, además posee una bajadensidad poblacional y extensas superficies planas sin uso,ideal para la instalación de una central térmica solar. Sinembargo, la disponibilidad de agua es nula, por lo que parala condensación del vapor en el bloque de potencia, el usode aerocondensadores es la alternativa viable.

El Ministerio de Energía junto con la CooperaciónInternacional Alemana (GIZ) está operando una estación de

precisión de medición de la radiación solar en el NorteGrande, denominada Crucero II [1], ubicada justamente enla comuna en cuestión, la cual registra los siguientes

parámetros: Irradiación global horizontal, Irradiacióndifusa, Irradiación normal directa y otras variablesmeteorológicas (temperatura, humedad, velocidad ydirección del viento).

En la figura 4 se presenta una gráfica con la irradiación

normal directa (potencia de la radiación incidente sobre unasuperficie) medida para un día típico de verano, otoño, primavera e invierno.

Figura 4: Irradiación directa

Se puede observar que las líneas son bastante similares,es decir, a lo largo de todo el año la radiación solar es bienconstante y no sufre de grandes variaciones, alcanzandovalores por sobre los 800 W/m2 por más de 8 horas al día.La línea azul correspondiente al invierno, tiene unos

pequeños saltos hacia abajo, que se pueden deber al paso denubes que disminuyen la irradancia directa del sol.

De manera similar a lo anterior, en la figura 5, se

presenta un gráfico de las temperaturas ambiente para undía típico de verano, otoño, primavera e invierno. Se puedever la diferencia que existe para el día de invierno encomparación al resto. En invierno la temperatura mínimaalcanza valores bajo 0, sin embargo, alcanza unatemperatura máxima de 25°C durante el día. Por otra parte

para el día de verano, la temperatura ambiente no desciendelos 13°C y alcanza valores de hasta 37°C.

Figura 5: Temperatura ambiente

Finalmente para obtener una temperatura nominal parael diseño del aerocondensador se tiene el siguientehistograma, presentado en la figura 6.

Figura 6: Histograma frecuencia acumulada

En el gráfico anterior, se puede apreciar la frecuenciaacumulada de la temperatura ambiente durante un año en

rangos de 5ºC. El 55% de los datos presenta temperaturasmenores a los 20ºC, y cerca del 70% del los datos poseetemperaturas menores a los 25ºC. Es por esto que se decideutilizar como temperatura nominal de diseño los 20ºC.Cabe destacar que la temperatura de fabricación de losaerocondensadores es de 15ºC de temperatura ambiente.

2.2. Características planta termosolar.

Se uso como modelo la central térmica solar enconstrucción en la comuna de María Elena, por la empresaAbengoa. Los datos se pueden encontrar en el SEIA

presentado por la empresa [2]. La potencia generada será de100 MWe brutos, por medio de tecnología de receptorcentral, utilizando 8800 heliostatos para concentrar laradiación directa, utiliza como fluido de trabajo yalmacenamiento sales fundidas. Además posee unacapacidad de almacenamiento térmico de 3277 MWt. Lassales alcanzarán una temperatura de 565°C máxima ysaldrán del generador de vapor a una temperatura mínimade 290°C.

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Figura 7: Esquema central térmica solar

Dentro del bloque de potencia, la turbina utilizada esuna Turbina de vapor industrial Siemens SST-600, la queentrega una potencia máxima de 100 MWe brutos y tienelas siguientes características; presión de entrada de 140 bar,temperatura de entrada de 540°C y presión de condensación

igual a 0,6 bar.

2.3. Hipótesis.

Las hipótesis o consideraciones previas para loscálculos son las siguientes: La potencia térmica entregada por el generador de

vapor será suficiente para generar el máximo de potencia eléctrica generada por la turbina.

La planta termosolar producirá una potencia degeneración bruta de 100 MWe brutos encondiciones nominales.

Turbina absoluta, la presión a la entrada y a la

salida de la turbina permanecerán constantes. Cada ventilador del aerocondensador entregasiempre el máximo caudal permisible.

El flujo másico de vapor de agua será el que variara para cumplir con las condiciones del sistema.

Para el diseño y cálculo del aerocondensador se tendránlas siguientes hipótesis o consideraciones: La temperatura nominal de diseño es igual a 20ºC. Condensador absoluto, sin sub enfriamiento ni

recalentamiento.

Pérdidas de calor con el entorno despreciables. El calor específico de los fluidos se considera

constante. La resistencia térmica calculada se supondrá

uniforma a lo largo de todo el intercambiador. El coeficiente global de transferencia de calor, U,

se considera constante a lo largo del condensador. Las temperaturas son uniformes en la dirección del

flujo. Se supondrá transferencia de calor en estado

estacionario.

Los flujos másicos se distribuyen uniformemente por todo el aerocondensador.

2.4. Metodología.

La metodología para el dimensionamiento delaerocondensador se basa en el flujo de calor que habrá quedisipar en la superficie de intercambio. Para ello se utilizael método de la diferencia de temperatura medialogarítmica F-LMTD, resolviendo la siguiente ecuación [3-8]:

(1)

3. Resultados obtenidos.

3.1. Datos de diseño.

Los parámetros necesarios para el diseño teórico y

dimensionamiento del aerocondensador son los que presentan en la tabla 1:

Tabla 1: Parámetros de diseño del aerocondensador.

Revisando un catalogo de ventiladores axiales verticalesde la empresa Shuang Yang Fan CO, se escoge el modelo DTF(R)-2800-14, necesitando 60 de éstos [9], con lascaracterísticas que se muestran en la tabla 3.

Tabla 2: Características ventilador.

Diametro Exteri or 3,5 mTemperatur a Entr ada 20 °CTemperatura Salida 42,7 °CF lu jo másico air e 447,17 m /hr

3.1. Análisis de resultados.

Ya se tienen los valores nominales del diseño de lacentral térmica solar, por lo que a continuación se procede avariar la temperatura ambiente cada 5ºC.

De la tabla 3, de la potencia neta generada, se puede verque la máxima potencia térmica capaz a disipar por el ciclo

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aumenta a medida que disminuye la temperatura ambiente, por lo que son necesarios menos ventiladores para disiparlos 182,4 MWt en el aerocondensador. Es por esta razónque el consumo de éste disminuye y aumenta la potencianeta generada.

Por otra parte, a medida que aumenta la temperatura

ambiente, la potencia neta generada comienza a disminuir,ya que a pesar de estar en funcionamiento los 60ventiladores del aerocondensador, éste no es capaz dedisipar los 182,4 MWt de calor nominal, por lo que se

procede a disminuir el flujo másico de vapor, disminuyendoasí el calor a disipar y la potencia bruta entregada por laturbina.

Tabla 3: Potencia neta generada.

Gráficamente la potencia eléctrica neta generada enfunción de la temperatura ambiente es:

Figura 8: Gráfico Potencia neta vs Temperatura

Se aprecia del gráfico una gran caída de la potenciaeléctrica neta generada a medida que aumenta latemperatura ambiente sobre los 20°C, esto se atribuye,como se mencionó antes, que a pesar que elaerocondensador estará trabajando a toda potencia, contodos los ventiladores funcionando, no será capaz de

condensar todo el flujo másico de vapor nominal quecircula por el ciclo de generación, por lo que se debedisminuir la cantidad de vapor circulante, disminuyendo la

potencia generada por la turbina y también el calorgenerado por el intercambiador de generación de vapor.

Para el rendimiento neto del bloque de potencia se tiene

la tabla 3:

Tabla 4: Rendimiento ciclo agua-vapor.

Se concluye de la tabla 3 que para temperaturas pordebajo a la nominal de diseño, la potencia térmica generada

por el generador de vapor se mantiene constante, ya que para todos estos casos el flujo másico de vapor es el mismo.También se ve que para temperaturas mayores a la dediseño, potencia térmica generada por el generador devapor comienza a disminuir, ya que no es necesario

producir los 296,5 MWt ya que el aerocondensador no puede disipar todo el calor de rechazo del ciclo, por lo que

sería desperdiciar energía, es por esto que se decide generarla potencia justa necesaria para las condiciones delaerocondensador.

Gráficamente el rendimiento neto del ciclo de potenciaen función de la temperatura es el siguiente:

Figura 9: Gráfico Rendimiento Ciclo agua-vapor vsTemperatura

T amb

[°C]

Máx Potencia

térmica a disipar

[MWt]

M vapor

[kg/s]

Cantidad

Ventiladores

[-]

Potencia

bruta

generada

[MWe]

Potencia neta

generada

[MWe]

-5 257,40 97,58 35 100 95,68

0 242,17 97,58 39 100 95,31

5 227,08 97,58 44 100 94,84

10 212,12 97,58 50 100 94,29

15 197,22 97,58 55 100 93,82

20 182,40 97,58 60 100 93,36

25 164,40 87,96 60 90,14 83,60

30 142,45 76,21 60 78,10 71,69

35 117,93 63,09 60 64,66 58,39

40 93 09 49 80 60 51 04 44 92

T amb [°C]

Potencia

generador

vapor

[MWt]

Potencia neta

generada

[MWe]

Rendimiento

Bloque

Potencia

-5 296,51 95,68 32,27%

0 296,51 95,31 32,14%

5 296,51 94,84 31,99%

10 296,51 94,29 31,80%

15 296,51 93,82 31,64%

20 296,51 93,36 31,48%

25 267,26 83,60 31,28%30 231,58 71,69 30,96%

35 191,71 58,39 30,46%

40 151,34 44,92 29,68%

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Se puede observar de la figura 9, una leve disminucióndel rendimiento en el ciclo de potencia a medida queaumenta la temperatura ambiente sobre los 20°C. La razón

por la que el rendimiento del ciclo agua-vapor nodisminuye tan drásticamente, es que disminuye tanto la

potencia eléctrica neta como la potencia térmica generada

por el generador de vapor. Esto se debe a que el flujomásico de vapor disminuye en todo el bloque de potencia,en comparación al caso de diseño.

Finalmente el rendimiento total de la planta para lasdistintas temperaturas ambientales es:

Tabla 5: Rendimiento total.

Como se explico en las consideraciones previas ohipótesis, la generación de vapor será óptima. Las sales quecirculan por el intercambiador de calor del generador devapor se encuentran a una temperatura constante de 565°C,ya que la planta en cuestión presenta tanques dealmacenamiento solar, por lo que entrega de energíatérmica será la necesaria para que la turbina trabaje a lamáxima potencia permitida.

Figura 10: Gráfico Rendimiento total vs Temperatura

Se puede ver que en condiciones nominales de diseño,el rendimiento total de la planta termosolar es de 11,50%.Por un lado, el rendimiento total aumenta hasta 11,79%

para una temperatura ambiente de -5°C. Cabe resaltar que

éste rendimiento es posible gracias a los tanques dealmacenamientos, ya que estas temperaturas ambientales sealcanzan normalmente cuando la radiación directa es nula omuy baja, es decir, en las primeras horas del día. Por otrolado, el rendimiento total de la planta disminuye hasta un5,53% para una temperatura ambiente de 40°C.

Como se vio anteriormente, la temperatura durante undía varía considerablemente. Es por esto que a continuaciónse presenta una gráfica donde se aprecia, para un día deinvierno y verano, como varía la potencia neta generada alo largo del día en función de la temperatura ambiente.Cabe destacar que el siguiente gráfico, considera que la

planta termosolar presenta almacenamiento solar, estoimplica que la generación de energía no se ve alterada en lanoche, pese a que no exista radiación solar incidente ya quela energía térmica necesaria será gracias a las sales fundidasalmacenadas durante el día en el tanque de sales calientes,las cuales tienen una independencia de 10,5 horas para lascondiciones nominales de diseño.

En la figura 11, se presenta la gráfica donde se aprecia,

para un día de invierno y verano, como varía la potenciaeléctrica neta generada a lo largo del día.

Figura 11: Variación Potencia neta generada en función dela temperatura ambiente durante un día.

T amb

[°C]

Potencia neta

generada [kWe]

Potencia

Receptor

Central [MWt]

Rendimiento

total

-5 95,68 811,65 11,79%

0 95,31 811,65 11,74%

5 94,84 811,65 11,69%

10 94,29 811,65 11,62%

15 93,82 811,65 11,56%

20 93,36 811,65 11,50%

25 83,60 811,65 10,30%

30 71,69 811,65 8,83%

35 58,39 811,65 7,19%

40 44,92 811,65 5,53%

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La línea negra representa la condición nominal dediseño del aerocondensador, es decir, a 20°C. Se puede vercon líneas azules, un día representativo para la estación deinvierno, mientras que con líneas rojas, un díarepresentativo para la estación de verano.

La disminución de la potencia eléctrica generada al

variar la temperatura ambiente es bastante importante. Poruna parte, para el día de invierno, cuando la temperaturaambiente alcanza los 27°C, la potencia neta generadadisminuye hasta los 80 MWe aproximadamente. Estosignifica que la planta termosolar estará trabajando al 80%

para lo que fue construida. Mientras que durante 13,5 horasla potencia generada es levemente mayor o igual para loque fue diseñada. Cuando la temperatura alcanza los -2°C,el aerocondensador solo necesita de 36 ventiladores paradisipar el calor proveniente del vapor de agua, lo que setraduce a una disminución de los consumos, aumentando ala vez la potencia eléctrica neta generada por el bloque de

potencia.Por otra parte, para el día de verano, cuando la

temperatura ambiente alcanza los 36°C, la potenciagenerada alcanza apenas 56 MWe aproximadamente. Estose debe principalmente que a pesar que se encuentran enfuncionamiento los 60 ventiladores del aerocondensador,esto no es suficiente para disipar todo el calor del vapor, yaque la temperatura de ingreso del aerocondensador aumentóconsiderablemente. Como se ha explicado antes, laalternativa que queda para condensar el vapor a líquido, esdisminuir el flujo másico de vapor, lo que implica unadisminución de la potencia generada por la turbina como elcalor generado por el intercambiador de calor de generaciónde vapor. Se puede apreciar también que un aumento de tansolo 1° sobre los 30°C, hace que la potencia eléctricagenerada decaiga rápidamente.

Además, gracias a que se asume que durante la noche lageneración de vapor seguirá siendo la necesaria para elóptimo funcionamiento de la turbina por los tanques dealmacenamientos, la potencia neta generada es mayor oigual a las condiciones nominales de diseño. Sin embargo,en caso de no tener almacenamiento de sales fundidas, lageneración de potencia generada durante la noche seríaigual a 0, siendo aun peor el rendimiento total de la planta.

4. Conclusiones

Para temperaturas inferiores a la nominal de diseño, la potencia eléctrica generada y la eficiencia total de la plantatermosolar, aumentan un 2,5% en comparación a lascondiciones nominales. Esto se debe principalmente al menorconsumo eléctrico del aerocondensador al necesitar una menorcantidad de ventiladores funcionando para condensar el flujomásico de vapor circulante por el bloque de potencia.

Para temperaturas superiores a la nominal de diseño, la potencia eléctrica generada y la eficiencia total de la planta,disminuyen considerablemente, llegando al 60 % de lacapacidad nominal de diseño. Esto se debe principalmente a

que el aerocondensador no alcanza a evacuar la potenciatérmica nominal a dispar, afectando a la generación de energíaeléctrica, al no poder condensar todo el flujo másico de vapor,donde éste último se ve obligado a disminuir.

La potencia neta generada, el rendimiento del ciclo degeneración y la eficiencia total, para una planta termosolar

ubicada en zonas desérticas del país, son altamente sensible aun cambio de la temperatura ambiente. Es por esto último quea la hora de diseñar y construir una central térmica solar, sedebe considerar la relevancia del impacto económico.

Por un lado, se podría dimensionar y diseñar elaerocondensador de forma tal que mantenga la capacidad decondensación requerida por las condiciones nominales, esdecir, diseñar el aerocondensador a la máxima temperaturaambiente, asumiendo una mayor inversión inicial peroasegurando el 100% de la potencia eléctrica generada a lolargo del día y además teniendo ventiladores suficientes pararealizar el proceso de mantención en forma segura, ya que lamayor parte del tiempo no estará funcionando el total de estos.

Por otro lado, asumir la pérdida en la capacidad de

generación eléctrica de la planta termosolar, como quedodemostrado en este trabajo, y así aumentar la capacidad dealmacenamiento de energía térmica solar, aprovechando elexceso de energía térmica generada durante el día einyectándola a la red en horas donde el precio de la energía seamayor, es decir, optimizando el proceso de generación.

Por último se podría estudiar una alternativa para aumentarla eficiencia del ciclo de generación, aprovechando las bajastemperaturas nocturnas existentes por medio de algún tipo dealmacenamiento de frío. Para luego este ser usado durante eldía, cuando la temperatura ambiente aumente en demasía.

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II – MÉTODOS NUMÉRICOSY MECÁNICA

COMPUTACIONAL

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Modelo dinámico de una transmisión de engranajes de unaetapa

O. Trujillo*, C. MolinaDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 219, Concepción, Chile


Resumen

En el presente trabajo se implementa un modelo dinámico de un reductor de engranajes rectos de una etapa con elobjetivo de analizar el comportamiento vibratorio en torsión de éste bajo condiciones normales de funcionamiento – seanalizan dos casos: velocidad constante y velocidad variable – y frente a la aparición de algunos tipos de fallas comunes. Éstoúltimo se logra a partir del planteamiento de las ecuaciones del movimiento del sistema, las cuales son resueltasnuméricamente. El sistema de ecuaciones es del tipo no lineal – ya que la rigidez en el proceso de engrane es variable enfunción de la posición angular – pero para cada instante de tiempo puede ser considerado un sistema lineal si se conoce larigidez equivalente del proceso de engrane. Para la resolución numérica se utiliza el método de Newmark. Con tal deminimizar la posible aparición de ciertas inconsistencias en la respuesta del sistema, la rigidez de engrane – parámetrofundamental en la modelación de transmisiones de engranajes – es modelada en función de la posición angular del engranaje.Finalmente se analizan los resultados obtenidos, concluyendo que éstos son satisfactorios y coherentes con lo entregado en laliteratura técnica y que el modelo propuesto es factible de aplicar bajo condiciones de velocidad y carga constante o variable.

Keywords: Transmisiones de engranajes, mantenimiento predictivo, vibraciones mecánicas, modelación dinámica.

1. Introducción

El análisis del comportamiento dinámico y de losmecanismos de falla es fundamental para el diagnóstico defallas en transmisiones de engranajes. El estudio de estosmecanismos permite obtener relaciones entre los

parámetros del sistema y las señales de falla, lo cual puedeser realizado mediante un gran número de experimentos o através de análisis teórico. Esto último es llevado a cabomediante simulaciones basadas en modelos matemáticos, yrepresenta una gran ventaja en cuanto a tiempo y recursosinvertidos frente al análisis experimental. Diversos

investigadores han realizado una gran cantidad de trabajo para estudiar diferentes modelos dinámicos de sistemas deengranajes [1,2]. Tian [3] detalló el método de la energía

potencial para el cálculo de la frecuencia de engrane y loaplicó a un modelo de 8 grados de libertad. La influencia dela rigidez de engrane en la señal de aceleración para undiente astillado, agrietado y roto fue estudiada medianteéste modelo. Jia y Howard [4] calcularon la rigidez de

engrane en un engranaje normal y en el caso de dienteastillado usando el método de elementos finitos, yanalizaron las características vibratorias del sistema

basados en un modelo de 26 grados de libertad de unatransmisión de dos etapas. Chen y Shao [5] obtuvieron lafunción de rigidez para un engranaje normal y bajo la

presencia de un diente agrietado, respectivamente, usandoel método de elementos finitos y el método mejorado de laenergía potencial. Ma y Chen [6] estudiaron el mecanismodinámico no lineal de las fallas por grieta a partir de unmodelo de 2 grados de libertad torsionales, verificandoexperimentalmente los resultados teóricos. Zhang y Cai [7],

estudiaron métodos de cálculo para determinar lasfrecuencias de muestreo recomendadas para las señales deaceleración, basados en un modelo de 8 grados de libertad

para una transmisión de una etapa. Mohammed y Rantatalo[8] desarrollaron un modelo de 12 grados de libertad,incluyendo el efecto giroscópico del engranaje. El modelodesarrollado fue usado para simular el sistema deengranajes estudiado, y determinar así, desde una

perspectiva de detección de fallas, si es necesario

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considerar el efecto de la asimetría del engranaje para elsistema estudiado.

Entre los estudios de investigación antes mencionados,han sido presentados diferentes modelos dinámicos paradistintos sistemas de engranajes, todos ellos enfocados en laadquisición de características vibratorias de sistemas con

presencia de varios tipos de fallas, lo cual provee unsoporte técnico para el diagnóstico acertado de éstas. Sinembargo, no existe estudio que examine la influencia deimponer una frecuencia de engrane constante para elcálculo de la función de engrane, lo cual tendrá un impactoimportante en la parte transiente de la respuesta y enseñales simuladas con velocidad variable. En el presenteestudio, se ha desarrollado un modelo en donde se utiliza lafunción de rigidez directamente dependiente del ángulo derotación. Los efectos de ambos enfoques son analizadosmediante simulaciones, y son estudiados dos casos de falla

basados en el enfoque propuesto.

2. Modelación dinámicaUn parámetro fundamental en la modelación de

transmisiones de engranajes, es la función de rigidez deengrane. Ésta es dependiente del ángulo de rotación, y porlo tanto variable en el tiempo, y es una de las fuentes deexcitación más importantes. Debido a esto, es fundamentalespecificar claramente para qué condiciones de velocidad ycarga es factible de aplicar cada modelo, debido a que engeneral, modelos en que la función de rigidez se obtiene enfunción del tiempo, sólo son aplicables para casos convelocidad media constante.

2.1. Rigidez de engrane

La función de rigidez de engrane se obtiene a partir de losvalores de rigidez equivalentes máximos y mínimos para un parde dientes que engranan. Si se conocen estos valores, es posibleajustarles una curva, ya que se sabe que la curva de rigidez de un

par de dientes que engranan en función del ángulo de rotación seaproxima a una parábola [9], tal como se ilustra en la Figura 1.La rigidez total se obtiene de la suma de tales curvas.

Fig. 1. Rigidez de engrane equivalente para un par de dientes.

Las dos principales razones por las cuales la rigidez deengrane es variable en función del ángulo de rotación, son

la variación del número de dientes en contacto y lavariación de la posición de la fuerza de engrane.

2.2. Ecuaciones del movimiento

El modelo dinámico propuesto, para un reductor deengranajes rectos de una etapa, se ilustra en la Figura 2.

Fig. 2. Esquema del modelo dinámico.

El sistema de ecuaciones de movimiento estáconformado por las Ec. (1) y (2), en donde representa larigidez equivalente total en el proceso de engrane, y elamortiguamiento del sistema.

(1)

(2)

En las ecuaciones anteriores, representa el error detransmisión, definido como “la desviación de la posición angulardel engranaje de salida (para una posición angular dada delengranaje de entrada), respecto de la posición que éste ocuparíasi los engranajes fueran geométricamente perfectos einfiniamene rígidos” [0, , ], y se obtiene como eldesplazamiento a lo largo de la línea de acción a partir de la Ec.(3), donde y son las posiciones angulares del piñón y larueda respectivamente, y y sus radios de base.

(3)

En forma matricial, las ecuaciones del movimientoquedan representadas por la Ec. (4), en donde , y representan a las matrices de inercia, amortiguamiento yrigidez del sistema respectivamente, y están dadas por lasEc. (5) a (7).{ } { } (4)

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[ 0

0 ] (5)

(6)

(7)

El amortiguamiento posee poco efecto sobre larespuesta del sistema cuando se está alejado de zonasresonantes, por lo que la exactitud de esta magnitud no esfundamental en el análisis. El valor del amortiguamiento nodebe sobrepasar el amortiguamiento crítico del sistema, contal de que se puedan apreciar las vibraciones característicasde una transmisión de engranajes. Para este estudio, seconsidera un amortiguamiento constante proporcional alvalor medio de la rigidez de engrane, determinado según

, donde es la constante de escala con unidades desegundos, y su valor ha sido seleccionado para esta

simulación como 0,0-[s.

2.3. Falla localizada en un diente

Si la falla corresponde a una fisura en la raíz del dienteo desprendimiento de material en éste, se producirá una

pérdida de rigidez en el engrane. La rigidez del dientedañado disminuye, es decir, la parábola correspondiente ala rigidez del diente en cuestión, posee menor amplitud que

para un diente sano. Para incluir esta falla en el modelo, semultiplica la rigidez de engrane por una función que

representa la disminución en amplitud. Se utiliza un caso particular para este tipo de fallas, estudiado por Chaari yBaccar [13], en el cual se aplica una reducción de un 10%de la amplitud máxima de la rigidez de un diente; con estose tiene que la función multiplicadora de la rigidez es de0,95 cuando dos pares de dientes están en contacto, y 0,90

para un par de dientes en contacto, generando la funciónmostrada en la Figura 3.

Fig. 3. Pérdida de rigidez debido a falla local en un diente.2.4. Runout

Entre los tipos de runout más comunes, se encuentra laexcentricidad, pérdida de la forma circular del engranaje y errorde paso acumulado. Estos defectos generan una modulación enla función de rigidez de engrane, la cual sólo se encuentra

presente cuando se transmite carga, y contribuye al error detransmisión estático bajo carga. Para incluir el efecto deestas fallas, se propone modificar las ecuaciones delmovimiento, obteniendo así las Ec. 8 y 9:

( e g) ( g) ( eg) (8)

( e g) ( g) ( eg) (9)

Donde g corresponde a la modulación generada sobrela rigidez de engrane, y eg es el error de transmisióngeométrico. g se obtiene a partir de la Ec. 10, donde

y

son las amplitudes de la modulación de g para el piñóny la rueda respectivamente, y dependen de las amplitudes

de la excentricidad, error de paso acumulado y/o de la pérdida de la geometría circular según corresponda.

g sin

sin (10)

La inclusión de este efecto en las ecuaciones delmovimiento genera un sistema de ecuaciones del tipo nolineal, lo cual en cierta medida dificulta su resolución. Contal de simplificar la resolución del sistema al incluir estemodo de falla, las modulaciones se determinan en funciónde la posición angular del engranaje calculada en el pasoanterior, al igual que el valor de la rigidez de engrane paracada paso de tiempo. Esta consideración permite linealizarel problema, permitiendo utilizar los métodos tradicionales

para resolución de sistemas de ecuaciones lineales.En el presente estudio sólo serán considerados losefectos de la pérdida de la geometría circular en elengranaje piñón, para lo cual deben tomarse en cuenta losefectos del error de paso acumulado y la consecuentemodulación de la función de rigidez (en el caso en que setransmite carga). Sin embargo, a pesar de que ambosefectos están relacionados entre sí, se considerará unamodulación arbitraria en amplitud para la función derigidez debido a que no se cuenta con un modelo que

permita determinar la modulación generada en ésta frente ala presencia de un cierto valor de error de paso acumulado.

3. Resultados

3.1. Simulación sin fallas

El sistema de ecuaciones fue resuelto mediante elmétodo de Newmark. Éste posee buena precisión, y además

puede asegurarse su convergencia incondicionalseleccionando los parámetros adecuados. Con esto, para

problemas de tipo stiff su estabilidad pasa a ser

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independiente del paso de tiempo seleccionado. Para lasimulación numérica, se tomaron los parámetros para latransmisión utilizados por Letelier [9], los cuales seresumen en la Tabla 1. La Tabla 2 presenta los parámetrosnuméricos utilizados en la simulación.

Tabla 1. Parámetros de la transmisión de engranajes.Parámetro Piñón Rueda

Número de dientes ⁄ Radio base Módulo Ángulo de presión Ancho de cara Torque de entrada

Tabla 2. Parámetros numéricos utilizados en la simulación.Parámetro ValorPaso de tiempo

Tiempo de simulación Valor máximo del módulo del residuo,

Con tal de asegurar que exista rotación en el sistema, ygarantizar la convergencia de éste con tal de que se llegue aun estado vibratorio estacionario, el torque de salida sedefine proporcional a la velocidad de rotación de la corona.Con esto, el torque resistente queda dado por la Ec. 11,donde es la constante de proporcionalidad, la cualrepresenta físicamente un amortiguamiento viscosorotacional, y se selecciona igual a 0,0 [ ms rad⁄ .

|

| (11)

Al imponer una frecuencia de engrane constante cuandola velocidad de rotación es variable (como ocurre en la

parte transiente de la respuesta), se genera unaincompatibilidad entre la posición angular del engranaje yla rigidez utilizada, tal como se observa en la Figura 4, endonde el periodo de engrane medido como una secciónangular del piñón es variable, lo cual físicamente equivale atener dientes ubicados con paso distinto en el mismoengranaje. Este problema se elimina al obtener la rigidez deengrane para cada paso de tiempo en función de la posiciónangular del engranaje, tal como se muestra en la Figura 5.

En la Figura 6 se muestra la velocidad de rotación delengranaje de entrada o piñón en el estado estacionario. Al

aplicar la FFT a esta señal se obtiene el gráfico de la Figura7, donde se muestra la componente a f g y sus armónicos,con f g la frecuencia de engrane. En el espectro de la Figura7 se observa que mientras menor es el paso de tiempo,menores son los errores numéricos en la respuesta.

Fig. 4. Rigidez de engrane para f g0 constante.

Fig. 5. Rigidez de engrane para g constante.

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Fig. 6. Respuesta temporal de la velocidad de rotación del piñón, .

Fig. 7. Espectro en frecuencia de en función de lafrecuencia relativa f f g⁄ .

3.2. Simulación con fallas

Al simular la presencia de una falla localizada en undiente del piñón, se observa la presencia de impactos en laforma de onda del error de transmisión, los cuales ocurrencon una periodicidad igual al inverso de la frecuencia derotación de éste, como se observa en la Figura 8.Consecuentemente, en el espectro se observan bandaslaterales separadas a f alrededor de los múltiplos de lafrecuencia de engrane, y armónicos de f visiblesclaramente en el espectro del error de transmisión. Estecomportamiento es coincidente con la literatura técnica, endonde se indica que una falla localizada generará un grannúmero de bandas laterales de baja amplitud y nivel casiuniforme en el espectro [14].

Fig. 8. Forma de onda y espectro del error de transmisión alsimular falla localizada en diente del piñón.

Al simular una falla distribuida en el engranaje piñón(tal como un defecto de forma en que el círculo de base noes perfectamente circular), se obtiene lo mostrado en laFigura 9, considerando la modulación descrita en la sección2.5 para la función de rigidez y la modulación debido al

error de paso acumulado presente producto de la pérdida dela geometría. La amplitud seleccionada para la modulaciónde la función de rigidez, es de un 10% de la amplitud deésta. Superpuesto en la Figura 9 se muestra la respuestaobtenida para el caso en que sólo se consideró lamodulación debida al error de paso acumulado, sinmodulación de la función de rigidez. Se observa que para elcaso en que además se considera una modulación de , lamodulación en la forma de onda de la velocidad de rotacióndel piñón tiene amplitud mayor que si sólo se considera elefecto modulador debido al error de paso acumulado.Además, se observa la aparición de bandas laterales a f en torno a los múltiplos de la frecuencia de engrane, lascuales no son distinguibles al considerar sólo la modulación

por error de paso acumulado del piñón e0- [m. Las bandas laterales a observables en los espectros sedeben sólo a errores numéricos en la respuesta.

Bajo la hipótesis de que para modelar correctamenteuna falla distribuida en el engranaje debe considerarse tantoel efecto de la modulación geométrica como la modulaciónde la función de rigidez, puede inferirse que si no seconsidera esta última, para obtener una respuesta similar

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bajo un mismo nivel de falla se requiere considerar un valorde error de paso acumulado mayor. Esto influirá en laexactitud del modelo, sobre todo en estudios en que seevalúa la capacidad de un algoritmo particular para detectarel nivel de una falla de este tipo a partir de un modelomatemático de la transmisión.

Fig. 9. Respuesta temporal y espectro de con error de

paso acumulado del piñón e0- [m y modulación de con amplitud 0,{ma -min }.

4. Conclusiones

A partir del desarrollo del presente trabajo se deduceque para analizar un estado transiente o de velocidad y/ocarga variable, es necesario aplicar el enfoque propuesto en

éste estudio para el cálculo de la función de rigidez.Además, se concluye que el modelo dinámico propuesto presenta resultados satisfactorios para la velocidad angularinstantánea y error de transmisión, y permitiría realizaranálisis bajo condiciones de velocidad y/o carga variable.Asimismo, se infiere que es altamente recomendablemodelar las fallas en función de las posiciones angulares delos engranajes, evitando así inconsistencias que podríansurgir al modelar con frecuencia de engrane constante.

Agradecimientos

Al Departamento de Ingeniería Mecánica de laUniversidad de Concepción, y especialmente al profesorCristián Molina.

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Simulación numérica de un flujo agua-petróleo en

un inyector de turbina de gasThiers Nicolás , Romain Gers

*Departamento de Ingeniería Mecánica - Universidad Técnica Federico Santa María

Avenida España 1680 - Valparaíso - CHILE

e-mail : [email protected], [email protected]

Resumen

En el siguiente trabajo se presenta la simulación numérica de un flujo multifásico liquido-liquido-gas, petróleo, agua y aire,en un inyector de turbina a gas mediante el código libre OpenFOAM. El objetivo es primero estudiar como se mezclan las

fases en el inyector para determinar si existen diferentes regímenes o zonas de acumulación de alguna de estas. Luego, seestudio la influencia y distribución del campo de temperatura al interior del inyector sobre la emulsión agua-petróleo en elinyector. Se concluye sobre la estabilidad de la mezcla y su posible impacto sobre la combustión de esta. En primerainstancia se introducirá la modelación matemática que caracteriza el problema de estudio, luego se revisara la discretizaciónutilizada tanto de las ecuaciones como del dominio. Posteriormente se presentan las pruebas realizadas para finalmenteconcluir sobre sus resultados.

Keywords: Multifásico, Volume of Fluid. Large-Eddy Simulation,

1. Introducción

Las altas temperaturas producidas durante la

combustión del petroleo diésel favorecen la producción deóxidos de nitrógeno en los gases de escape [1]. Para reducirla contaminación producto de esta emisión se inyecta agua junto con el combustible con el fin de reducir latemperatura de la combustión. La combustión de estamezcla es responsable de la generación de termo pulsaciones[2] e inestabilidades de la combustión [3]

producto de ondas de presión [4,5] ocasionando fallas denivel estructural en los inyectores.

2. MODELACIÓN MATEMÁTICA

2.1. Conservación de Masa y Momentum

Las ecuaciones que gobiernan el movimiento de un fluidonewtoniano incompresible son las ley de conservación de masa(1) y la ecuación de Navier-Stokes (2) [6,7].

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(1)

() (2)

donde representa el campo de velocidad, p es la presión,corresponde a la viscosidad cinemática y es la aceleraciónde gravedad.

2.2. Conservación de energía

Al realizar la aproximación de fluidos incompresibles,

no se tiene en consideración los cambios de las

propiedades termodinámicas producto del campo de

temperaturas, así como tampoco se considerará latransformación de energía cinética en energía interna

producto de los esfuerzos viscosos. La energía interna del

fluido evolucionará entonces según una ecuación detransporte simple para un escalar pasivo [6,7] de la forma.

(3)

donde corresponde a la densidad, el calor especifico, T la

temperatura, la difusividad térmica y Pr el numero de

Prandtl.

2.3. Aproximación de Boussinesq

La aproximación de Boussinesq permite agregar a un fluidoincompresible el efecto de las fuerzas de flotación producto delefecto de la temperatura sobre la densidad.

El efecto de la expansión volumétrica del fluido productode la variación de la temperatura puede ser aproximado comouna función lineal del coeficiente de expansión volumétrica βmediante la siguiente ecuación [8]

(4) corresponde a la densidad del fluido a temperatura.Esta densidad es reemplazada en la ecuación (2) en el

termino correspondiente a la fuerza de cuerpo

2.4. Método de Volúmenes de Fluido VOF

La modelación del flujo multifásicos se realiza mediante elenfoque de volúmenes de fluido (VOF por sus siglas en ingles) propuesto originalmente por C. W. Hirt y B. D. Nichols, 1979[9], en el cual se estudia la evolución de un escalar pasivo αsobre el dominio de estudio.La fracción volumétrica α determina que porcentaje devolumen esta siendo ocupado por cada fluido en cada uno delos volúmenes de control. A las ecuaciones original planteadas por Hirt y Nichols [9] se le agrega un termino adicional decompresión de la interfaz [10,11].

∑ ∑ (5)

El método VOF considera que todo el dominio de estudio estaocupado por un único fluido equivalente [9,12], el cual variasus propiedades termodinámicas θ en función de la

composición de cada celda determinada por las funciones defracción volumétricas. ∑ (6)

La ecuación de conservación de momentum (2) es modificada para incluir los efectos de la tensión superficial. La tensiónsuperficial en la interfaz genera un gradiente de presiónadicional que se traduce en una fuerza que se evalúa por unidadde volumen utilizando el modelo “Continuum Surface Force”

(CSF) [10,12]. (7)

siendo la fuerza de tensión superficial entre las fases m y

n, el valor de la tensión superficial entre las fases m y nmedido en [Nm] y la curvatura media de la interfaz,determinada según la expresión [12]

‖ ‖ (8)

Los superíndices m y n representan las fases entre las cuales seesta calculando la tensión superficial.

2.5. Modelación de la turbulencia

Para la modelación de la turbulencia se utiliza el método LargeEddy Simulation LES debido a la importancia de captar elefecto producido por los vórtices sobre el proceso de mezcladode las fases y la difusión tanto de cantidad de movimiento comode energía al interior del fluido. Este enfoque resuelvedirectamente los movimientos turbulentos tridimensionales noestacionarios mientras que los efectos de las pequeñas escalasson modelados [13]. Al realizar la operación de filtrado sobre laecuación de conservación de momentum (2) se obtiene: () ( ) (9)

La ecuación (9) difiere de la ecuación de Navier- Stokes (2) pues el producto filtrado

es diferente del producto de las

velocidades filtrada . Se define el tensor de esfuerzoresidual como dicha diferencia [13] (10)

La energia cinetica residual (11)

y el tensor anisotropico de esfuerzo residual esta definido por [13] (12)

es el campo de presión filtrado modificado para incluir la parte isotópica del tensor de esfuerzo residual (13)

Reemplazando (10), (12) y (13) en la ecuación (9), esta

puede ser reescrita () ( )(14)

Para poder cerrar el sistema de ecuaciones (14) esnecesario un modelo para el tensor de esfuerzo residualanisotrópico . En el presente trabajo se utiliza el modelo

“One Equation Eddy” [14], el cual modela el tensor deesfuerzo residual como una variación lineal del tensor tasa

de deformación filtrado

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(15) (16)

La constante de linealidad denominada viscosidadturbulenta de sub-malla esta definida como función de laenergía cinética residual (o de sub-malla) y del tamañodel filtr o ∆ [13,14] en la ecuación (17). (17)Para el cálculo de la energía cinética turbulenta de sub-malla se resuelve una ecuación de transporte adicional[14,15]

() ||

(18)

(19)

Utilizando el modelo de tensor de esfuersos residual (15) y la definición del tensor tasa de deformación

filtrado S i j se puede cerrar el conjunto de ecuaciones (14) () ( )(20)

Para incluir el efecto anisotrópico de la turbulencia en lasregiones cercanas a las paredes se utilizó la corrección deVan Driest para el cálculo de la viscocidad turbulenta desub-malla[13,14]

√ (21)

donde y+ es la distancia adimensional a la pared medida enlargos de escala viscosa, A+ es una constante con un valorigual a 26 y las constantes Ce y Ck tienen un valor de1,048 y 0,094 respectivamente [13,14].

2.6. Discretización de las ecuaciones

La discretización de las ecuaciones se realiza mediante elmétodo de volúmenes finitos, utilizando las opcionesdisponibles en el código OpenFOAM[16].

Esquema gauss lineal para todos los términosgradientes

Esquema Van-Leer para los términos divergentesde las ecuaciones (3) y (20).

Esquema gauss lineal para los términosdivergentes de la ecuación (5)

Esquema Crank-Nicolson para la integracióntemporal

La implementación del programa OpenFOAM se realizatomando como punto de partida el solver“MultiphaseInterFoam” el cual es utilizado para resolverflujos incompresibles multifásicos de “n” fases utilizando

el método VOF, el cual se modifico para incluir lasecuaciones correspondientes al campo de temperatura y eltransporte de las propiedades físicas de los fluidos que enesta intervienen así como también el efecto de flotación producto de la variación en la densidad que genera loscambios de temperaturas.

3. Problema de estudio

3.1. Discretización del Dominio

El dominio del estudio corresponde a un inyector de unaturbina a gas el cual está compuesto por dos tuberías

coaxiales, la interna por la que circula el combustible y laexterna por donde circula el agua.Ambas inyectan a una cámara de mezclado para su posterior liberación a la cámara de combustión de laturbina como se observa en la figura 1. La discretizacióndel dominio se realiza utilizando una malla estructurada por bloques usando el programa GMSH debido a suversatilidad y facilidad para la manipulación en elestructurado de la malla. Un corte axial se aprecia en lafigura 2.

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3.2. Parámetros físicos, condiciones decontorno y condición inicial

Los parámetros físicos utilizados en las simulaciones seresumen en las tablas 1 y 2.

Las condiciones de contorno para las distintas ecuaciones aresolver se resumen en la tabla 3

Para los flujos se realizaron simulaciones variando elnúmero de Reynolds . Como largo característico se

utilizó el diámetro de la tubería de petroleo para el cálculode Re petroleo yel ancho de la separación de la tubería de agua para elcálculo de Re agua. Como velocidad se utilizó la velocidadmedia de la tubería. Los distintos régimen simulados seresumen en la tabla 4.

Tabla 4: Regímenes de caudales simulados. En negrita losvalores que se dejaron fijos en las simulaciones cruzadas.

Las condiciones iniciales para la simulación se resumen enla tabla 5

Tabla 5: Condición inicial para las variables en el dominiodel estudio.

4. Presentación y Discusión deResultados

Los resultados para los campos de temperatura, velocidady fracciones volumétricas (aire, agua, petroleo) de lasdistintas simulaciones se presentan en las figuras 3 y 4.Al observar los campos de temperatura se puede apreciar

un descenso hacia el eje axial, siendo este descenso menosabrupto cuando se incrementan los flujos de petróleo yagua. Se puede apreciar además un descenso en el valor dela temperatura máxima al interior de la mezcla. Las

temperaturas máximas alcanzadas en cada simulación son416 [K], 377 [K] y 393 [K] respectivamente.Del análisis de los campos de velocidades para el caso decontrol se puede apreciar dos grandes zonas derecirculación ubicadas axisimetricamentee en la cámara demezcla. Al incrementar los valores de los caudales enambos casos se observó una disminución tanto en eltamaño de los vórtices de recirculación como en lamagnitud de la velocidad máxima al interior de estos.Los valores máximos registrados para la velocidad dentrode los vórtices fueron de 7,07 [m/s],6,5 [m/s] y 6,08 [m/s].

En cuanto a la composición de la mezcla, se observa unadisminución del porcentaje de aire residual en la cámara demezcla a medida que se incrementan los caudales de petróleo y agua.En un principio el inyector se encuentra completamentelleno de aire, siendo este mismo el que queda atrapado enlos vórtices.

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5. Conclusiones

Se puede concluir que la presencia de los vórtices tienenuna gran influencia en el comportamiento de latemperatura al interior de la cámara de mezcla, siendofavorable para la correcta operación de la turbina aquellosregímenes de petroleo y agua que disminuyan la intensidadde estos. La composición de estos vórtices presenta entreun 20 % a 30 % de aire, son responsables además de evitarque este abandone completamente la cámara de mezcla,aspirando aire caliente desde la cámara de combustión.Al analizar la composición de la mezcla, se puede apreciar

que al aumentar el caudal de agua hacia el inyector, se produce una pequeña recirculación en la zona de inyeccióndel agua, causando que ingrese petroleo por esta tubería, elcual podría causar incrementos en la linea de presión delagua y problemas de funcionamiento en las bombas quealimentan el sistema.Dado los niveles de temperaturas alcanzados dentro de lacámara de mezcla, se espera que ocurra evaporación de lasgotas de agua dispersas en el petroleo, fenómeno

responsable de la generación de ondas pulsátiles de presióncausantes del deterioro estructural del inyector.El código utilizado en el presente trabajo no incorpora unmodelo para este fenómeno y se implementara en futurasmodelaciones.

Referencias

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Simplified CFD-FEM calculation methodology for largehorizontal wind turbines

Rafael Diez*, Cristian CuevasDepartament of Mechanical Engineering, University of Concepción, Edmundo Larenas 219.

Concepción, Chile

*E-mail Author: [email protected]

Abstract

This study presents a concise methodology to simulate large horizontal axis wind turbine (HAWT) rotors by applying theFinite Element Method (FEM) to CFD. The results are validated through a direct contrast with state-of-the-art literature. Theanalysis includes several key quantities in the rotor such as the net torque, fluid-structure interactions (FSI), ply compositestresses, buckling security margins and blade tip displacements. A structural optimization was also performed. The resultsshow acceptable error margins for a moderate-sized model and critical zones which are similar to those found in largersimulations. One clear example are the composite stresses, whose maximum and minimum values present differences of-0.12% (-0.03 MPa) and -23.78% (-4.14 MPa) when compared to the results reported in a large transient FSI analysis for acritical ply [1,2]. The net torque has a -10% error margin compared to the torque calculated in [2], which is caused by a slightunderprediction of the tangential forces at the top of the wind turbine blades. During the buckling analysis, the structure

presents low safety margins which agree closely with the literature and drive the design of the structural optimization.

Keywords: Horizontal Axis Wind Turbine, CFD-FEM, Structural Optimization.

1. Introduction

Among the new sources of renewable energy, excludinghydropower, wind energy accounts for 50% of theelectricity produced nowadays [3]. Due to global warming,the European Union (EU) aims at reaching a 27%

renewable energy share by 2030 [3]. Up to the present date,large HAWT are the leading wind energy technology forelectricity generation with an estimated market share of95% in 2012 [4]. Large HAWT usually have rotorsconsisting of only 2 or 3 blades, with external diametersover 100 m and masses surpassing 100 000 kg. Modelingthese wind turbines is critical during the design stages, notonly because of their aerodynamics, but due to theirstructural resistance. These wind turbine rotors mustwithstand large wind bending loads, aeroelastic vibrationsand considerable inertial forces. Besides the obviousimplications of these loads on the structural stresses,

buckling and resonance may also limit the designoptimization of large HAWT [5]. During the present study, buckling imposes special restrictions indeed.

Due to the cost of carrying out experiments, CFD

represents one of the best alternatives to model horizontalwind turbines [6]. Besides predicting flow aerodynamics,CFD results can be used to study structures in detail.However, implementing CFD models of large HAWT can be challenging due to their geometry and the resulting

computational costs. Since these HAWT have large surface

areas, their meshes tend to have low quality indexes due tothe disproportions caused by their thin boundary layers andtheir sharp features. Large rotors have thin boundary layers,since their tip speeds reach over 80 m/s.

FEM techniques have been applied successfully in CFDto obtain good results modeling large HAWT rotors, as it

can be seen in the literature [2,7]. While these techniquesare still under development for the modeling of sonic flows

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[8], they have unmatched benefits in the simulation ofincompressible flows. Among these advantages, a keyfeature used on the present study is their meshindependence when compared to the traditional FVM(Finite Volume Method). CFD-FEM models have highermesh independences due to their smoother interpolationfunctions from the nodal degrees of freedom, as well as forthe nodal minimization of the residuals in the Galerkinmethods. CFD-FEM implementations also present other

advantages, such as being more suitable to solve modelswith high-order interpolation terms [9] or coupling thesolution of multi-physics systems.

While publications modeling HAWT can be foundthroughout the literature, the quality of the results usingmoderate-sized models is rarely studied thoroughly. SinceCFD-FEM models are also less restrictive than standardFVM models, the present work aims precisely at carryingout a complete simplified simulation for a large HAWTrotor and comparing its results with larger models. In order

to accomplish this objective, Hyperworks’ Acusolvesoftware was used. Acusolve uses the GLS (Galerkin Least

Squares) FEM formulation to solve CFD problems. Thistechnique brings the mesh independence mentioned earlier,as well as higher convergence rates than traditional FVMsoftware. All the structural models, including the structuraloptimization, are carried out in Optistruct, which is also part of the Hyperworks platform.

2. Modelling

The wind turbine model chosen to perform the analysisis the well-known NREL 5 MW reference HAWT,

proposed by Jonkman et al. in [1]. Table 1 presents theairfoil profiles used by the wind turbine blades, whereas itsnominal information is presented in Table 2. The nominaltorque for the NREL 5 MW reference wind turbine given in[1] was not based on full simulations; therefore, an accurateCFD estimation of this quantity is also included in Table 2[2,6].

The CFD analysis, as well as the structural response

from the wind turbine, was compared with the resultsreported by Bazilevs et al. in [2]. On that study, the NREL5 MW reference wind turbine was modeled using a state-of-the-art FEM code considering transient FSI responses.Thus, the structural properties reported on that reference

were adopted. The wind turbine blade presented in [2] is

made of a fiberglass-epoxy composite material, which isdescribed in Table 3. The stack ply composition is[±45/0/902/O3]s; considering that the 0º direction is alignedwith the airfoil profiles. The total stack thicknessdistribution implemented in this study is shown in Figure 1.In order to reduce the model size to a third, periodic

boundary conditions were applied to divide the domain, as

it can be seen in Figure 2. This technique has been found to be reliable in previous CFD studies [2].

Table 1. Airfoil profiles for the NREL 5 MW referencewind turbine [1].

Profile RadialLocation [m] ChordLength [m] TwistAngle [º]

Cylinder 2.86 3.54 -



DU99W405-LM 11.75 4.55 13.08

DU99W350-LM 15.85 4.65 11.48

DU99W350-LM 19.95 4.46 10.16

DU97W300-LM 24.05 4.25 9.01

DU91W2250-LM 28.15 4.007 7.80

DU91W2250-LM 32.25 3.75 6.54

DU93W210-LM 36.35 3.50 5.36

DU93W210-LM 40.45 3.26 4.19 NACA64618 44.55 3.01 3.13

NACA64618 48.65 2.76 2.32

NACA64618 52.75 2.52 1.53

NACA64618 56.17 2.31 0.86

NACA64618 58.90 2.09 0.37

NACA64618 61.63 1.40 0.16

NACA64618 63.00 0.70 0.00

Table 2. Design information for the NREL 5 MW wind

turbine.

Parameter Magnitude

Rotor Diameter 126 m Number of Blades 3

Free-stream Speed 11.4 m/s

Rotational Speed 12.1 r.p.m.

Rotor Weight 110 000 kg

Net Torque 4 200 kN∙m

Net Torque, CFD Estimation [2,6] 3 900 kN∙m

All the CFD simulations were carried out using the

steady-state RANS (Reynolds-Averaged Navier-Stoke

Equations) Spalart-Allmaras (SA) turbulence model. On

large wind turbines, these models may converge to highly

accurate solutions for very refined meshes [11]. On the present analysis, the SA-RANS equations were shown to

perform better than heavier traditional turbulence models,

such as the RANS-SST (Shear Stress Transport) k-omega

model.

Preliminary internal tests show that at high Reynolds

numbers, the flow around the airfoils has lower vorticity,

thus an appropriate discretization of the boundary layer is

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well suited to capture the flow physics. Tests made with a

NACA0012 airfoil profile show greater dependence on the

turbulence model chosen than on the discretization

schemes. Using a coarse mesh on the wake of the airfoils,

the results agree with the NASA wind tunnel test results

presented in [12] within a 12% error margin.

Figure 1. Total stack thickness mapping for the wind

turbine blades.

Figure 2. Schematization of the periodic boundary

conditions used.

Table 3. Composite material properties taken for the wind

turbine blades [2,10].

Young Modulus, Fiber Direction 39 000 MPa

Young Modulus, Secondary Direction 8 600 MPa

In-Plane Poisson Coefficient 0.28

In-Plane Shear Modulus 3 800 MPa

Density 2 100 kg/m3

The discretization of the domain consists in a

hexahedral nucleus surrounding the wind turbine blade,which in turn is enclosed by a coarser tetrahedral meshfilling up the whole domain. This mesh is presented inFigure 3. Despite it being optional, the surface mesh shownin Figure 3 was also used to perform the structural analysis.

The coarse mesh in the wake of the airfoils was shown togive good results here as well. Furthermore, it can be seenthat the surface mesh focuses on the sharp airfoil features,where the steepest gradients occur. The first layer of boundary elements has a height of 0.5 mm.

The mesh has a total of 549 040 nodes and 1 093 176elements. While the model may converge fast on standard

CFD calculations, FSI iterations remain computationally

expensive on the CPU used (Intel Xeon E5-2660 v2). Gridrefinement was limited for this reason. For the FSI analysis,the wind turbine blades were modeled using the P-FSIapproach. On this approach, the FSI interface is represented by a linear elastic solid, which is further simplified byrepresenting its movement by a linear combination of itsfirst vibrational modes [7]:

In equation (1), the uppercase letters “M”, “C”, “K”,and “S” represent the mass, damping, stiffness andvibrational eigenvector matrixes respectively. Similarly,lowercase letters “x” and “f” represent the displacementand force vectors. As it can be seen, the response of thestructure is projected over the vibrational eigenvectorspace, where the movement is represented by far fewerdegrees of freedom. Since the resulting system has onedegree of freedom per vibrational mode considered, thecalculation times are reduced exponentially. Accurate P-FSI

representations of wind turbine blades can be achieved withless than 100 vibrational modes [7]. During the presentstudy, the first eigenvector captures 99% of the actualdisplacements. The main physical reason supporting this

simplification is that flow-induced forces are usuallydistributed over wide areas. Therefore, when bodies aredeformed, they move in their directions of lowest stiffness,which in turn match the first vibrational eigenvectors.

The structural optimization of composite structures can be divided into several design stages, which are explained

in detail at the references [5,13]. These optimization stagesare listed in Table 4, whereas the constraints implementedon the model are described in Table 5.

Figure 3. Wind turbine blade mesh domain.

(1)ST·M·S·ẍ+ ST·C·S·ẋ + ST·K·S·x = ST·f

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Table 4. Design stages for the structural optimization

performed [5,13].

Optimization

StageDescription

IGlobal Ply-Direction Thickness

Optimization

IIOptimization of the Interpreted

Patches

IIManufacturing Constraints

Optimization

IV Ply-Shuffling Optimization

Table 5. Design conditions imposed upon the structural

optimization.

Constraint Optimization Stage (Table 4)

I II III and IV

Initial Stack Size 16 cm -

Minimum Ply

Thickness 5 mm 1.25 mm 1.25 mm

Ply ±45º Symmetry Yes

Tip Displacement < 4 m

Torsional Rotation < 0.01º

Secondary Bending

Rotation< 0.01º

Minimum Natural

Frequency (Conserved)> 0.48 Hz

Buckling Load Factor > 1.3

Tsai-Wu Failure Index - < 0.7

Maximum of Equal

Consecutive Plies- 4

3. Results

According to the simulations, the net torque produced by the wind turbine is 2240 kN∙m, which has a -10% errormargin when compared to the results presented in [2]. Inorder to provide further insight upon the results, both thenormal and tangential load distributions were comparedwith the CFD results presented in [6]. These comparisons

are shown in Figures 4 and 5. The results given in [6] are agood benchmarking reference, since the calculated nettorque is virtually the same as in [2]. It must be alsoclarified that the normal loads act in the direction of theincoming wind, whereas tangential loads act in thedirection of the blade movements.

The overall gradients shown in Figures 4 and 5 matchthe reference patterns, which is an important flow indicator.It can be observed that Acusolve overpredicted the normalwind forces slightly, yet tangential wind forces becomeundersized as they reach their maximum. Both tendenciesare conservative, since normal loads overpredict ply

stresses, whereas tangential loads underpredict the nettorque. Furthermore, it can be inferred that the anomalyobserved in the tangential forces at 35% of the radius could be safely corrected by using a linear interpolation.Therefore, the comparisons are deemed satisfactory.

Figure 4. Comarison for the normal load distribution on the

wind turbine blades.

Figure 5. Comparison for the tangential load distribution onthe wind turbine blades.

After mapping the loads of the CFD analysis to the

structural model of the wind turbine blade, the tipdisplacement found is 5.8 m when the gravity acts in itsdirection of maximum effect. This direction corresponds tothe horizontal position of the wind turbine blades in itsdescending movement. This result is within its expectedrange [14]. The eigendecomposition of the displacementsinto the vibrational eigenvectors is shown in Figure 6,where the first 6 modes are associated to bending and onlythe 7th mode corresponds to a torsional mode. The first

vibrational captures nearly all the displacement vector,since it is associated with the bending movement caused bythe normal wind loads. These results clearly validate theP-FSI assumptions for large HAWT rotors under similarconditions. However, it may be surprising to find anegligible contribution of the torsional vibrational mode(7th) to the global displacements, as well as from the 5remaining bending modes. It is important to note that the

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error increases on the second vibrational mode because(linear) least squares minimizations are rather insensitive tospurious oscillations. A least square minimization isintroduced in the P-FSI analysis when the equation systemsare projected over the eigenvector matrix. While theseerrors may be negligible on the present study, it can beobserved that adding unnecessary vibrational modes may be detrimental.

Figure 6. Contribution of each vibrational mode to the

actual displacements.

For the ply composite stresses, the results have beenvalidated using the stresses reported in [2] for the 14 th plyin its secondary (90º) direction. A direct contrast can be

found in Figure 7. It can be seen that maximum normal plystresses reach 22.84 MPa, which equals to an error marginof -0.12%. However, for the minimum stresses (-21.53MPa) an error of -23.78% is found. This larger difference isnot caused by a stress concentrator as it may appear uponfirst impression, since this stress zone remains upon editing

the geometry. However, deeper differences on the geometryinterpolation could be the cause of this moderate error,which is conservative nonetheless. It must also be notedthat these results have great importance, because thestresses calculated in [2] come from a highly accuratetransient FSI model. It can be further inferred that transienteffects have little impact on the maximum stresses. The

first buckling mode presents a security factor of 2.20 and a buckling mode located near half of the structure, whichagrees with other studies [14]. This buckling mode is presented in Figure 8. All the results of the steady-state FSIsimulations are within a ±3% range from the results found

in the standard CFD model; including the tip

displacements. Therefore, these results are not presentedhere, as they would appear redundant. However, the FSIresults are not trivial, because the CFD-FSI model couldhave converged to a different equilibrium point. While theoverall results changed following the right tendencies, e.g.increasing the net torque, the differences remain too smallto justify their computational expense.

Figure 7. Comparison between the secondary normal

composite stresses found in ply 14 at 90º in the present

study (top) and the results presented in [2] (down).

Figure 8. First buckling mode with a security factor of 2.20

for the original wind turbine blade.

The structural optimization shows a weight reduction of6.54% (7 200 kg) over the reference design given in [1].The total stack thickness is shown in Figure 9, where thedifferences found without the buckling restrictions are alsoshown. The large radial stack strips shown in Figure 9 areclearly oriented towards resisting large bending moments. Itis interesting to note how they match the zones of higheststresses in Figure 7 accurately. The inclusion of bucklingconstraints clearly generates a reinforced zone at the root ofthe wind turbine blades. In other studies [5], internalreinforcements were also placed in this zone to prevent buckling. Internal reinforcements were not considered inthe present study due to time constraints. However, theaddition of superficial reinforcements might provecompetitive. It is also interesting to note that composite

failure indexes only guided the design of the thickness zonewhere the minimum stresses occur.

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Figure 9. Total laminate stack thickness for the wind

turbine blade after the structural optimization (top), and

after removing the buckling constraints (down).

4. Conclusions

The analysis proves that good results can be obtainedusing simplified meshes on the simulation of wind turbines

blades using CFD-FEM techniques. All results presentedhere agree closely with the literature, yet they are slightly

conservative. The differences found in steady-state FSIanalysis are negligible and justify their exclusion fromfuture analysis scenarios, since their advantages seem to beappreciated only in large transient models. However, theP-FSI approach converged correctly and was able tocapture 99% of the displacements with only the firstvibrational mode. Structural optimization results agree with

the tendencies found on the literature, as well as with theformer higher stress zones.

Acknowledgements

To Cadetech Engineering for this project opportunity.To my family, my friends, the University of Concepciónand especially to the professors Cristian Cuevas and LuisQuiroz.

References

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III – MECÁNICA DEFLUIDOS

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Espacio reservado para el Comité Editorial del Congreso Chileno de Ingeniería Mecánica

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Sensibilidad del tamaño de malla en la simulación de

vórtices en películas delgadas

M. I. Bustosa,*, O. Skurtysb a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,

Valparaíso, Chile

b Departamento de Ingeniería Eléctrica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,

Valparaíso, Chile*E-mail Autor: [email protected], [email protected]

Resumen

Cuando la inclinación de una superficie sobre la cual fluye un líquido es importante, los flujos de películas delgadas llegan aser inestables y esta inestabilidad se manifiesta por la aparición de “roll waves”. Un primer estudio de estas inestabilidadesfue realizada en 1954. Las soluciones mostraron ondas progresivas periódicas discontinuas. Si bien, esta modelación escualitativamente correcta, los resultados numéricos no reproducen los resultados experimentales. En esta investigación seintenta generar un modelo para simular correctamente el fenómeno de roll waves en un ambiente que incorpore el efecto de laviscosidad dinámica del fluido y su tensión superficial, ya que la incorporación de estas variables podrían explicar ladiscrepancia que existe entre las simulaciones actuales y la evidencia empírica del fenómeno. En este artículo se presentará lainfluencia de la sensibilidad de la malla, y la necesidad que tiene ésta de refinamiento, para así obtener resultados que se

asemejen más a la realidad.

Keywords: roll waves, shallow water

1. Introducción

Los flujos de película delgada son corrientes de fluidoen canales abiertos con una profundidad muy pequeña.Estos son comunes en la naturaleza y en los sectoresurbanizados, donde algunos ejemplos son los acueductosabiertos [1] y el macareo en el océano, por nombraralgunos. Su estudio es importante para diversasaplicaciones industriales, como lo son la mejora de la

eficiencia de la transferencia de calor y masa en procesosindustriales de transporte [2], la mejora del secado de lascarreteras y reducción del efecto de “aquaplaning”, paramejorar diversas aplicaciones biomédicas.

Fig. 1. Resultados experimentales reportado por Balmforth

y Mandre [1].

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Las inestabilidades que se producen en fluidos de películas delgadas, suelen iniciarse a partir de condicionesdonde la fuerza de tensión superficial es significativa. Sinembargo, a medida que la velocidad y el espesor de la película aumentan, la inercia comienza a tomar un papelmás importante [1].

Si bien hay muchos estudios de roll waves (ver Figura1), aún falta un largo recorrido para poder describircompletamente el comportamiento de este tipo de flujos.En la mayoría de los estudios realizados, los efectos de laviscosidad dinámica o de la tensión superficial sonconsiderados como despreciables y el fenómeno esmodelado a partir de las ecuaciones de Saint-Venant. Estetrabajo pretende simular las inestabilidades en películasdelgadas, llamado roll waves, incorporando el efecto de laviscosidad dinámica y la tensión superficial del fluidousando las ecuaciones de Navier-Stokes. Para esto, seutilizó el solver interFoam del software libre OpenFoam.La influencia del número de Froude sobre la formación deroll waves y en el comportamiento del fluido esigualmente reportado en detalle.

2. Material y método

2.1. Configuración de estudio

En la Figura 2 se presenta un esquema de la configuraciónestudiada. Las dimensiones del canal y su pendiente son fijas.Su largo es L, su altura es H w + H a, mientras que su paredlateral tiene un ancho W . El fluido es agua y tiene una masaespecífica ρw = 1000 [kg m³] y una viscosidad cinemática νw =10-6 [m²/s]. Los valores asignados a la geometría son: L = 7

[m], W = 0.05 [m], H w = H a = 0.005 [m] y θ = 5.45°. Latensión superficial agua-aire fue supuesta constante σ = 0.07[N/m]. Para cada simulación se consideró un número deReynolds basado sobre el diámetro hidráulico (ver Ec.(1) y(2)), que varía entre Re Dh = 2500-4167 dependiendo del casode estudio, así el flujo es levemente turbulento. Además seconsideró un número de Froude (Ec.(3)) que varía entre Fr =2.7 y Fr = 4.5 dependiendo del caso.

Fig. 2. Esquema de la geometría

Para calcular el número de Reynolds se utilizó lasiguiente ecuación:

R e Dh= Dh|U |

ν

(1

donde |U| corresponde a la magnitud del campo develocidad, ν es la viscosidad cinemática y Dh correspondeal diámetro hidráulico,

Dh=W H w

2 H w+W

(2

Para calcular el número de Froude se utilizó lasiguiente ecuación:

Fr =

|U |

√ H w g cos(θ ) (3

donde |U| corresponde a la magnitud del campo develocidad, g es la aceleración de gravedad, H w corresponde a la profundidad del agua y θ es la pendientedel canal.

2.2. Generación de la geometría y de la mallainicial

La geometría y la malla tridimensional fueron creados conla aplicación de OpenFOAM “blockMesh”. Para los estudiosse utilizó una malla de 6.1 millones de puntos. La zona de

“interfase” es la parte de la malla que fue más refinada, estazona se ubica en torno a la superficie del agua, teniendo ungrosor fijo y lo suficientemente amplio como para contener lasamplitudes de las ondas formadas (ver Figura 3). Además enla dirección y la malla es variable, siendo más refinada a laentrada y la salida del canal, mientras que constante en la zonaintermedia. En la Tabla 1 se muestran las dimensiones de lasmallas utilizadas, donde Δyin y Δyout son los valores mínimosque toma Δy a la entrada y salida del canal.

Fig. 3. Esquema de la malla

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Tabla 1. Dimensiones de las celdas de las mallas

Malla ptos. 4.5 x 10 6.1 x 10

Δx [m] 0.0025 0.0025

Δyin [m] 0.000559 0.000419Δyout [m] 0.001951 0.001463

Δycte [m] 0.002768 0.002076

Δzagua [m] 0.000309 0.000309

Δzint [m] 0.000070 0.000070

Δzaire [m] 0.0013 0.00065

2.3. Ecuaciones para describir el flujo delfluido

Las ecuaciones que gobiernan el movimiento noestacionario en un fluido viscoso, incompresible son lasecuaciones de Navier-Stokes complementadas con lacondición de incompresibilidad:

∇ ·U = 0 (4)

∂ ρU

∂ t +∇· ( ρUU )= −∇ p +∇·τ+ρg+F

(5)

donde ρ es la densidad del fluido, U es el campo develocidad, g es la aceleración de gravedad, τ es el tensor

de los esfuerzos viscoso, F es el término fuente delmomentum debido a la tensión superfial y p es la presiónmodificada (p_rgh en OpenFoam, la componente de la presión hidrostática fue removida para facilitar laespecificación de la presión en los límites del dominioespacial [5]). Para simular el flujo turbulento que se produce en nuestro estudio, se usó el método "Large EddySimulation", el cual logra resolver el campo de velocidady presión en las grandes escalas, o grandes vórtices,mientras que las pequeñas escalas, deben ser modeladas por un modelo ad-hoc. En este estudio, se utiliza elmodelo de Smagorinsky [3]. Es conocido que el modelode Smagorinsky es adecuado para simular turbulenciaisotrópica. Se ha demostrado que cerca de las paredes [4],

donde predominan los esfuerzos de corte, el coeficiente deSmagorinsky decrece, por lo que se han ideado modelosen donde se amortigua este efecto. En este trabajo seutiliza la función de capa límite de Van Driest paraamortiguar este coeficiente.

2.4. Condiciones de frontera

En la Tabla 2 se muestran las condiciones de fronterautilizadas en las diferentes variables (α es la fase de aguao aire, U es el campo de velocidad, p es la presiónmodificada y ν sgs es la viscosidad cinemática de submalla)sobre cada uno de los contornos definidos. Los costados yel fondo del canal fueron definidos como “pared”, lo que

asigna una condición de no-deslizamiento.

Tabla 2. Condiciones de contorno

2.5. Condiciones iniciales

Según la geometría mostrada en la Figura 1, lascondiciones iniciales utilizadas fueron:

α: Se dispuso el agua a una profundidad

constante H w a lo largo de todo el canal, siendo

el resto aire. Pasa esto se asignó α = 1 bajo H w y

α = 0 por sobre H w.

U : El valor del campo de velocidad depende

también del fluido. Por esto se le asignó un valor

a todo el volumen bajo la altura H w, cuyo valor

es homogéneo y paralelo a la longitud del canal,

esto corresponde a la velocidad inicial del agua.

Mientras que al campo por sobre la altura H w

tiene un valor (0 0 0), para así forzar al aire a

partir del reposo (y por lo tanto, reducir su efectosobre la superficie del agua).

p: A la presión se le asigna un valor 0 en todo el

volumen.

ν sgs: A la viscosidad cinemática se le asigna unvalor 0 en todo el volumen.

2.6. Discretización de las ecuaciones y solver

Las simulaciones 3D fueron realizadas con el softwarelibre OpenFoam 2.4.0 usando el solver interFoam. Este

software usa el método de volúmenes finitos para resolverlas ecuaciones de Navier-Stokes. Todos los cálculosfueron realizados sobre el cluster de la Universidad, HPC.El esquema numérico elegido es implícito en el tiempo(backward Euler Scheme), la discretización espacial fuerealizada utilizando integración Gausiana sobre elvolumen, usando un esquema de interpolación Leastsquares (para el gradiente), Gauss upwind (para la

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divergencia) y Gauss linear corrected (para elLaplaciano). Una vez determinado el sistema deecuaciones algebraicas que discretiza al sistema deecuaciones diferenciales, el algoritmo PIMPLE(SIMPLE/PISO) fue utilizado para acoplar la presión y lavelocidad. Para dicho efecto, se usaron dos pasos

correctores. Para resolver los sistemas de ecuaciones de U y p, se utilizó respectivamente un método iterativo de tipoKrylov y de tipo multigrid. Las tolerancias fueron fijadasa 10−7. La discretización del dominio temporal fuerealizada usando un paso adaptativo para cumplir unnúmero CFL < 0.5. Para definir donde se encuentra cadauno de los fluidos (en este caso agua y aire), el solverinterFoam utiliza una función “fracción de fluido” Ec.(3)denotada como α, la cual define que porción de la celdaestá ocupada por el fluido designando valores entre 0 y 1 para cada elemento, siendo en este caso 0 para la fase deaire, 1 para agua y los valores intermedioscorrespondientes a la interfase, de esta forma se puedeestimar el desarrollo de la superficie libre[5].

∂ α

∂t + ∇ ·(αU )+ ∇ · [U r α (1− α )]= 0

(3)

donde Ur corresponde al campo de velocidad de

compresión, siendo Ur = Uw - Ua en la interfase.

3. Resultado y discusión

En la Tabla 3, se presentan los casos que se simularonCon la intención de estudiar las inestabilidades de losflujos, en particular la forma, velocidad y frecuencia de laola, se mantuvo la misma geometría en todos los casos y

se modificó el número de Froude y el número deReynolds, por lo tanto, se varió el campo de velocidadinicial y el caudal de entrada.

Tabla 3. Número de Froude y Reynolds, así como númerode malla para cada uno de los casos

3.1. Influencia de la resolución de la malla

En las Figuras 4a y 4b, se muestra el comportamientode la ola inicial después un tiempo de alrededor de 4[s] de

cálculo al punto y = 6[m]. Esta ola tiene un tamañoimportante del orden de 0.0211[m]de largo y 0.0021[m]de alto y tiende a desestabilizar la corriente natural delflujo de agua y cortarla. Estas inestabilidades son provocadas por una baja resolución espacial en ladirección y (se observa en los 2 casos que la ola es

extremadamente difusa). Además esta mala resoluciónespacial genera un campo de presión erróneo. En efecto,la malla no es suficientemente fina para poder simularcorrectamente la dinámica y las inestabilidades producidas por la ola. En los 2 casos, las fluctuaciones de presión y por lo tanto de velocidad provocan una rupturadel flujo de agua y entonces una caída del cálculo. Paralimitar estas fluctuaciones, i.e. estos “errores”, se generóuna malla más refinada. En la Figura 5, se presenta unacomparación de la resolución de la ola con y sinrefinamiento. Los casos presentados en las Figuras 5a y5b tienen los mismos números de Froude y de Reynolds,i.e. la dinámica del flujo es la misma. Se puede observaruna clara mejoría en la resolución de la ola, se ve menosdifusa, se observa un mayor detalle en lo que ocurre en sucontorno. En efecto, los detalles son más claros y hay unamejor definición en la imagen de su dinámica.

(a) (b)

Fig. 4. Valores de la fracción de fluido α. Para 2 casos,zoom sobre la ola de transición al punto y = 6[m] despuésdel tiempo: (a) Caso_1 t = 4.4[s]; (b) Caso_2 t = 4.9[s]

(a) Caso_2 a los 4.8[s] (b) Caso_6 a los 4.8[s]

Fig. 5. Valores de la fracción de fluido α. Casos: (a) sinrefinamiento y (b) con refinamiento. Los casos

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presentados en (a) y (b) tienen los mismos números deFroude y de Reynolds.

3.2. Dinámica de la ola en función del tiempo

En la Figura 6 y 7, la amplitud de la ola inicial detransición en función del tiempo es presentada. Si bien elcaso_4, caso_5, caso_6 y caso_7 son distintos (ya quevarían en características como el campo de velocidadinicial, el número de Froude y el número de Reynolds),sus comportamientos se pueden separar en dos etapas,antes y después de la “gran ola inicial”. La formación dela ola inicial es parte del periodo de transición del flujo, elcual consiste en la formación de una ola que vaaumentando en tamaño a medida que baja por la pendiente, esto hace que el flujo se vuelva más inestabledebido a las alzas de presión y velocidad en las zonascircundantes a la ola. Una vez que pasa la ola inicial, lavelocidad promedio del flujo disminuye y la variación de presión se vuelve constante a lo largo del canal. En lossiguientes gráficos se muestra la transición de lasuperficie del agua a medida que viaja la ola de transición por ella. En estos gráficos el sistema de referencia semodificó con respecto al mostrado en la Figura 2, se tomócomo valor 0 la superficie inicial del agua, a una altura H w = 0.005 [m] del fondo del canal, y en base a ella semidieron las posiciones de la superficie mostradas.

En la Figura 8, una vista de arriba de la amplitud de laola después la ola inicial de transición en función deltiempo es presentada. Cada caso presenta 3 tiempos: t =7.2, 7.6 y 8 [s]. A continuación se muestrancomparativamente el comportamiento de 3 casos luego dehaber pasado el periodo de transición después de los 7 [s].En todos los casos se ven olas de mucho menor tamañoque la ola de transición, pero que se van generando yavanzando por el canal periódicamente. En generalaparecen hacia el final del canal, lo que coincide con eltrabajo experimental reportado por Mandre y Balmforth[1], donde se ve que a partir de los 6 metros del canal lasolas se comienzan a ver un poco más apreciablemente,siendo mucho más claras a los 9 y 12 [m], esto para unflujo similar al tratado en este artículo. Esto podría dar pie a futuro para hacer las modelaciones de un canal de 14[m], donde el mayor problema es como tratar la ola detransición.

Fig. 6. Avance de la ola de transición en el tiempo para el

caso_4.

Fig. 7. Avance de la ola de transición en el tiempo para el

caso_5.

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(a) Caso_4 a

7.2, 7.6 y 8 [s]

(b) Caso_6 a

7.2, 7.6 y 8 [s]

(c) Caso_7 a

7.2, 7.6 y 8 [s]

Fig. 8. Para 3 casos, amplitud de la ola después la olainicial de transición en función del tiempo (vista de

arriba): (a) Caso 4 (b) Caso 6 (c) Caso 7.

4. Conclusiones

En este trabajo se demostró la posibilidad de realizarsimulación de flujo en capa delgada con el softwareOpenFoam. Una vez que pasa la ola de transición, se ve la

formación de roll waves, las cuales se generan a medida quetranscurre el tiempo y aumentan su amplitud a medida querecorren el canal, los cual coincide con lo observadoexperimentalmente, como se puede observar en la Figura 1.También se ha demostrado la sensibilidad de la malla. Estaafecta directamente los resultados obtenidos y es necesariodedicarle mucho tiempo y atención a su generación, parahacerla lo más adecuada y eficiente posible para el caso deestudio, ya que una malla que no sea lo suficientementerefinada en las zonas donde se producen las inestabilidadesgenerará errores de cálculo y de predicción del fenómeno, yaque los campos de velocidad y presión son muy sensibles alrefinamiento de la malla. Aún es necesario estudiar en másdetalle el fenómeno, en particular la dinámica de las ondas

después del periodo de transición, esto es: su frecuencia,amplitud.

Agradecimientos

M. I. Bustos agradece a CONICYT por financiar susestudios de postgrado y a la Universidad Técnica FedericoSanta María por financiar esta investigación a través delPrograma de Incentivos a la Iniciación Científica. CONICYT-PCHA/MagísterNacional/2014-22141637.

Referencias

[1] N.J. Balmforth, S. Mandre, Dynamics of Roll Waves,

Journal of Fluid Mechanics 514 (2004) 1-33.[2] S. Selvaraj, E.G. Tulapurkara, V. Vasanta Ram,

Stability Characteristics of Wavy Walled ChannelFlows, Physics of Fluids 11 (1999) 579-589.

[3] S.B. Pope, Turbulent Flows, First Edition, CambridgeUniversity Press., 2000.

[4] F. Porté-agel, A scale-dependent dynamic model forlarge-eddy simulation: application to a neutralatmospheric boundary layer, Journal Fluid Mechanics,415 (2000) 261-284.

[5] P.M. Borges Lopes, Free-surface Flow Interface andAir-entrainment Modelling Using OpenFOAM, Ph.D.thesis, Universidade de Coimbra, Coimbra, 2013.

[6] H. Hemida, OpenFOAM Tutorial: Free SurfaceTutorial Using interFOAM and rasInterFoam,

Chalmers University of Technology, Göteborg, 2008.

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Espacio reservado para el Comité Organizador del Congreso Chileno de Ingeniería Mecánica 2015

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Symmetric collisions of multiple vortex rings

T. Reyesa, R. H. Hernándeza,*, J. C. Elicera a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Chile, Beaucheff 851, Casilla 2777, Santiago, Chile


Resumen

We investigate symmetric 3D collisions between identical vortex rings in air, in order to create self-bounded regions thatkeep the flow vorticity and fluid fluctuations spatially confined without the need of solid boundaries. We were motivated bythe spatiotemporal flow structure [1] produced by merging of vortex tubes when the rings make contact at angles greater thanthe critical angle between typical side by side collisions [2]. This collisions can restrain the ring interaction to a small spatialregion where the associated kinetic energy will be dissipated in short time scales enhancing local mixing on a zone where thefluid was initially at rest. We have performed 3D, unsteady numerical simulations solving the Navier Stokes equations for thegeneration [3] and subsequent collision of 3 and 6 vortex rings conducted in a Dell parallel computing cluster. We studied thefluid dynamics of the collision varying the translation speed during the ring collisions. The results show that the diameter ofthe ring increases in pre-collision instants, and the translation speed decreases in agreement with works [4-5]. During thecollision, the pressure in the geometric center is greater in the case of three rings and instead, the size of this zone increasesfor the case of six colliding rings. The resulting vortical flow structure observed during collision depends on the number ofcolliding rings. In the three ring case the reconnection of both top and bottom portions of the vorticity tubes of each vortexring generates three dipoles and two rings leaving the collision zone [6]. However, the collision of six rings generates only

two secondary thicks rings. During free-flight ring motion, a decay of the kinetic energy is produced by typical viscouseffects, but during the collision, a local kinetic energy increase is produced by the formation of secondary vortex structures.We discuss the role of self-bounded vorticity regions of this kind in premixed combustion experiments.

Keywords: laminar flow, vorticity, vortex dynamics, vortex rings, instabilities.

1. Introducción

Existen numerosos trabajos conducentes a caracterizarla generación y dinámica de anillos de vorticidadindividuales [7]. Sin embargo, son escasos los estudiossobre la interacción y colisión entre múltiples anillos de

vorticidad, ya que si bien se han reportado trabajos para dosanillos en configuración axial, sólo se ha reportado untrabajo experimental para tres anillos [6]. Por esa razón, ycomo punto de partida, el objetivo de este trabajo esinvestigar, a través de simulaciones numéricas, la dinámicade una colisión simétrica entre tres y seis anillos devorticidad, así como la formación de estructuras post-colisión. Existen variados mecanismos de generación de

anillos de vorticidad, aunque el más común [3] se basa en eldesplazamiento de fluido en un arreglo cilindro-pistón,donde el tamaño y evolución de un vórtice dependen delrecorrido del pistón y del diámetro del orificio degeneración. Este método es implementado en las

simulaciones numéricas de este trabajo. En [8] se desarrollaun completo estudio de la dinámica de vorticidad,caracterizando las propiedades fundamentales de un anillo.

Se han desarrollado a su vez trabajos tantoexperimentales como numéricos orientados a estudiar lainteracción de anillos de vorticidad entre sí y con otras

estructuras, trabajos originados principalmente para lacomprensión de la física de turbulencia. En esa línea, en [1]se realizó una simulación numérica de la interacción de dos

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anillos de vorticidad colisionando bajo distintascondiciones iniciales, donde la reconexión de los tubos devorticidad está asociada con una gran disipación de energíacinética, que además afecta otras propiedades del flujo. En[4-6], se implementó un método experimental para estudiarla colisión de dos anillos de vorticidad, observándosefuertes cambios de la energía cinética del sistema durante lacolisión, producto de la disipación viscosa asociada a losgradientes de velocidad cerca de los anillos. En [9] se

realiza la simulación numérica del impacto 3D de dosanillos de vorticidad, donde se observa un impacto axialcon resultados similares a los obtenidos en [4]. En esamisma dirección, este trabajo aborda el problema de lacolisión simétrica, entre tres y seis anillos de vorticidadidénticos, mediante simulación numérica laminar,transiente, y sin transferencia de calor cuyo fluido detrabajo es aire.


2.1 Formulación

El dominio que se estableció para estudiar el fenómenocorresponde a una cámara hexagonal (con un fluido deviscosidad cinemática ) en la que es posible replicar lascondiciones de generación de experimentos recientes [4-6]y asegurar la simetría en la colisión de anillos devorticidad. En estas estructuras compactas la vorticidad

está distribuída en el corazón del anillo(toroidal), cuya dinámica está gobernada por la ecuación 1.

( ) (1)

Debido al impulso físico que lo genera, un anillo devorticidad posee velocidad autoinducida, , que le permitedesplazarse en línea recta dentro de un medio fluido. En laFigura 1 se puede observar una vista tri y bidimensional deun anillo de vorticidad, cuyos parámetros característicosson: D, diámetro característico, , diámetro del núcleocaracterístico que concentra la región de vorticidad,circulación calculada de acuerdo a la Ecuación 3 sobre elcontorno ABCD de la figura 1 y la energía cinética(Ecuación 2).

∫| | (2)

∮

(3)

Fig. 1: Esquema de un anillo de vorticidad con sus dimensiones.

La geometría en la que se generan los anillos posee pequeñas cavidades en sus lados Figura 2. En las carasexteriores de estas cavidades se impone una señal deforzamiento externo V(t) que controla el desplazamientodel volumen de aire contenido, simulando un mecanismo pistón. De esta forma se desplaza el aire contenido hacia el

centro de la cámara a través del orificio del generador .Los gradientes de velocidad producidos causan eldesprendimiento de la capa límite, iniciando el proceso deformación del anillo. Las dimensiones de la cámara degeneración, se definen de forma tal que las condiciones de borde no afecten el desarrollo del anillo, de manera que la

relación entre el ancho del dominio () y el diámetro del

generador () sea del orden de como sesugiere en [6].

Figura 2: Esquema de la cámara de generación. Los anillos son creadosen los generadores ubicados en las caras G1, a G6 cuyo orificio desalida tiene diámetro

.

Las ecuaciones del modelo se resuelven utilizando elcódigo CFD FLUENT del paquete ANSYS 12.0. El solverutilizado en los cálculos es uno basado en la presión, y seestablece una formulación implícita de las ecuaciones que permiten modelar el fenómeno en un régimen laminar,transiente y sin transferencia de calor (fluido a temperaturay condiciones ambientales). Se utiliza el esquema

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SIMPLEC para la corrección del campo de velocidades yel criterio de convergencia es tal que el residuo máximo es

inferior a para las ecuaciones de momentum ycontinuidad. En la discretización temporal de primer orden,

el paso de tiempo elegido es . El número deiteraciones por paso de tiempo es variable pues está sujeto

al criterio de convergencia. La elección del paso de tiempoasegura una buena resolución temporal de forma de percibirlos gradientes de velocidad a la salida del generador durantelos instantes en que se está formando un anillo devorticidad. Cada simulación numérica se extiende por 2 [s]de tiempo real que equivalen a 2 días de cálculo en uncluster Dell de 24 procesadores. Una descripción detallada

de las ecuaciones gobernantes y otros aspectos de lasimulación pueden encontrarse en la documentación delcódigo [10]. Para optimizar la relación entre la precisión delos resultados y la carga computacional se realizó una prueba de malla. Con la ayuda del software GAMBIT, se

construyen tres mallas discretas 3D de la cámara de

generación, variando la estructura que se utiliza como guía para el mallado del volumen completo así como el númerode elementos de tipo tetraédrico. Las prestaciones de mallase evalúan mediante el procedimiento de estimación delerror en la discretización, recomendado en [11]. Del análisisde malla se concluye que para optimizar la carga computacional

y asegurar una adecuada precisión en los resultados, se utiliza lamalla de mediana, ya que por un lado presenta un error más bajoen la estimación de las variables y la carga computacionalasociada es aproximadamente 40 % más baja que la necesaria enel caso de la malla.

3. Descripción de los resultados de lainvestigación

3.1. Resultados para un anillo

En la Figura 3 se observa el desprendimiento de la capalímite durante el proceso de formación del anillo. Lavorticidad durante el proceso de desprendimiento de la capalímite es acumulada en las paredes del orificio delgenerador, se desprende de éste y pasa a formar parte delnúcleo del anillo de vorticidad recién creado.Posteriormente, el diámetro característico del anillo varíalinealmente en el tiempo.

Se evalúa la circulación del anillo integrando lavelocidad a lo largo del circuito cerrado ABCD de la Figura1. En la Figura 4 los resultados muestran un rápidoaumento de la circulación producto de la creación devorticidad en las paredes del generador durante eldesplazamiento del fluido por la cavidad externa delhexágono a través del orificio del generador. Se observatambién el fenómeno denominado pinch-off, momento en

que el anillo alcanza el máximo de velocidad autoinducida

y su circulación deja de aumentar.

Figura 4: Circulación en función del tiempo adimensional

, durante el proceso de formación del anillo.

3.2. Resultados de la colisión de tres y seisanillos de vorticidad

La Figura 5 muestra la progresión temporal de la colisiónentre tres anillos de vorticidad idéndicos cuyo número deReynolds está definido por . Una vezterminado el proceso de formación, se desplazan en línearecta hacia el punto de colisión (0.05<t<0.4 [s]). Eldiámetro característico crece mientras que la velocidad deadvección, circulación y energía cinética disminuyen progresivamente. Para (0.6 <t< 1.2 [s]) los tubos lateralesde vorticidad de los anillos hacen contacto, y debido a que poseen vorticidad de signo opuesto, se acoplan generandodipolos de vorticidad que se mueven en sentido contrario alos anillos originales, produciendo una expansión de laestructura final de vorticidad. Luego de la reconexión de los

tubos laterales se observa la reconexión de los tubos devorticidad superiores de los anillos producto del contactoentre sí, dando lugar a dos anillos resultantes que saleneyectados en dirección perpendicular a la dirección de lacolisión. Estos anillos pueden ser caracterizados de lamisma forma que los anillos de vorticidad previo a lacolisión ya sea por sus parámetros geométricos comodiámetro característico y por sus parámetros cinemáticos

Figura 3: Secuencia temporal de isocontornos de vorticidad quemuestran el desprendimiento de la capa límite durante laformación de un anillo de vorticidad

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como su velocidad de advección, que se muestran en lasFiguras 6 y 7 respectivamente.

Figura 5: [3R] Evolución de los isocontornos de vorticidad,equivalentes la 30% de la vorticidad maxima. Donde Re=440

para los anillos previo a la colisión de tres anillos.

Figura 6: [3R] Diametro del anillo resultante posterior a la

colisión de tres anillos de vorticidad

Figura 7: [3R] Velocidad autoinducida de los anillos resultantesen la colisión de tres anillos de vorticidad.

La progresión temporal de la colisión entre seis anillos de

vorticidad se presenta en la Figura 8, donde tal como en el

caso de tres anillos, una vez terminado el proceso de

formación, los anillos se desplazan en línea recta hacia el

punto de colisión (0.05<t<0.4 [s]) donde se observa un

aumento del diámetro característico y la velocidad deadvección, en tanto la circulación y energía cinética

disminuyen progresivamente. Para (0.6<t<1.2 [s]) los tubos

laterales de vorticidad de los anillos hacen contacto

reconectándose levemente sin embargo no se observa la

generación de dipolos de vorticidad. De forma similar al

caso de tres anillos colisionando se observa la reconexión

de los tubos de vorticidad superiores de los anillos producto

del contacto entre sí, dando lugar a dos anillos que salen

eyectados en dirección perpendicular a la dirección de la

colisión.

Figura 8: [6R] Evolución de los isocontornos de vorticidad,equivalentes la 30% de la vorticidad máxima. Donde Re=440

para los anillos previo a la colisión de seis anillos.

En las figuras 9 y 10 se presenta la evolución del diámetro

característico y de la velocidad autoinducida de los anillos

creados posterior a la colisión de seis anillos de vorticidad.

Al comparar la magnitud de los valores reportados para la

colisión de tres anillos se observa que el anillo creado en la

colisión de seis es mas grande debido los seis anillos se

encuentran entre sí cuando han recorrido una menor

distancia desde el generador. Se observa también que la

velocidad con que salen eyectados los anillos en la colisión

de tres es mayor que en el caso de los anillos creados por la

colisión de seis anillos de vorticidad, y posterior a esto los

cambios en la velocidad en los anillos creados en la

colisión de tres son mayores que los reportados para los

anillos formados en la colisión de seis anillos.

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Figura 9: [6R] Diámetro del anillo resultante posterior a lacolisión de seis anillos de vorticidad

Figura 10: [6R] Velocidad autoinducida del anillo resultante posterior a la colisión de seis anillos de vorticidad

Un análisis del campo de velocidad en todo el volumen decontrol para tres instantes del proceso, entregó la evoluciónde la energía cinética cuando los anillos se desplazanen vuelo libre hacia el centro de colisión (Precolisión),cuando se produce el contacto entre los anillos (Colisión) ycuando las estructuras generadas en la colisión se alejan delcentro evolucionando en vuelo libre (Post-colisión) talcomo se muestra en las Figuras 11 y 12 para el caso de tresy seis anillos respectivamente. En la tabla 1 se resumen losvalores obtenidos, allí es posible observar que, en principio, la energía cinética para la configuración de tresanillos de vorticidad corresponde a la mitad de la energía para seis anillos, sin embargo a medida que avanza el proceso esta relación se va haciendo mas pequeña debido a

que los procesos de reconexión que se producen en cadacaso son distintos y por lo tanto representan distintasmagnitudes de disipación siendo mas marcada la disipaciónasociada a la formación de dipolos de vorticidad en laconfiguración de tres anillos. Posterior a la colisión ladisipación viscosa producida por el desplazamiento envuelo libre de los anillos es una de las razones por las quese presentan diferencias ya que en el caso de seis anillos de

vorticidad se observa una superficie mayor del anillo encontacto con sus vecinos (mayor proximidad), por tanto sonmayores las zonas donde se produce disipación de energíacinética por fricción viscosa durante el movimiento naturalde los anillos. Los ángulos de contacto son mayores en elcaso de 6 anillos impidiendo así la eyección dipolar [2].

Figura 11: [3R]Isosuperficies de vorticidad al 30 % del máximo,

para el cáalculo de la energía cinética, en la configuración de tresanillos: (a) Antes de la colisión, (b) En colisión y (c) Después dela colisión.

Figura 12: [6R]Isosuperficies de vorticidad al 30 % del máximo,

para el cáalculo de la energía cinética, en la configuración de tresanillos: (a) Antes de la colisión, (b) En colisión y (c) Después dela colisión.

Tabla 1: Resultados para el cálculo de la energía cinética (J)

Tipo Pre. Col Colisión Post. Col

3 anillos 3.31e-06 1.19e-06 4.12e-07

6 anillos 6.51e-06 2.66e-06 1.68e-06

4. Conclusiones

Se realizó la simulación numérica 3D, transiente y laminar, dela interacción y colisión simultánea entre tres y seis anillos de

vorticidad. Una vez que los anillos se han generado sedesplazan en una trayectoria estable hacia el punto de colisión.El proceso de colisión comienza con una fuerte interacciónentre los tubos laterales de vorticidad de los anillos cercanos,creando una estructura de vorticidad compleja durante el proceso. Previo a la colisión, la velocidad de advección y lacirculación de los anillos disminuye progresivamente, mientrasque el diámetro aumenta. Posterior a la colisión, es posible

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observar la formación de nuevas estructuras en forma dedipolos de vorticidad, pero también, producto delacoplamiento de los tubos de vorticidad, se observa lageneración de dos anillos que se mueven en dirección opuestay perpendicular al plano de colisión con baja velocidadautoinducida.

La evolución de la energía cinética cuando los anillos sedesplazan en vuelo libre es concordante con los revisado en la bibliografía y en la colisión se observan alzas de energía provocadas por la eyección de las estructuras de flujosecundarias.

Agradecimientos

Trabajo financiado por CONICYT PFCHA/ Beca Nacional de Magister Convocatoria 2013 22131639.

Referencias[1] P. Chatelain D. Kivotides and A. Leonard,

Reconnection of colliding vortex rings, Phys. Rev.Lett. 90, 054501, (2003).

[2]

T. Fohl and J. S. Turner, Colliding vortex rings,Phys. Fluids 18, 433-436, (1975).

[3] M. Gharib, E. Rambod and K. Shariff, J. FluidMech., 360, 121-140, (1998)

[4] G. Arévalo, R. H. Hernández, C. Nicot and F.Plaza, ortex ring head-on collision with a heated

vertical plate, Phys. Fluids 19, 083603, (2007).[5]

R. J. Donnelly, Dynamics of vortex rings inviscous fluids, Theor. Comput. Fluid Dyn. 24,433-435, (2010).

[6]

R. H. Hernández and E. Monsalve, Experimentalobservation of the collision of three vortex rings,Fluid Dyn. Res., 47, 035513 (2015).

[7] R. H. Hernández, B. Cibert and C. Bechét,Europhysics Letters, 75, pp. 743-749 (2006).

[8]

P.G. Saffman, Vortex Dynamics. CambridgeUniversity Press,(1992).

[9]

J. Astudillo, Memoria de Título, IngenieríaMecánica, Universidad de Chile. (2008)

[10]

ANSYS Inc. ANSYS FLUENT 12 Theory Guide,

2009.[11]

Fluids Engineering Division of ASME, Procedurefor estimation and reporting of uncertainty due todiscretization in CFD applications, Vol. 130, No.7. (July 2008),

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IV – COMPORTAMIENTOMECÁNICO

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Estudio del efecto potencial de la viscoelasticidad en el

flujo de relaves

M. Leteliera,*

, A. Gonzálezb, N. Diaz

c, E. Báez

d

a,b,c,d Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Santiago de Chile, Alameda 3363

Santiago, Chile.

E-mail Autor: [email protected]

Resumen

El objetivo principal de este trabajo es estudiar el potencial efecto de la viscoelasticidad en el flujo de materiales industriales,

tales como relaves, hormigón y otros que son de naturaleza plástica. Para este fin los materiales se modelan constitutivamentecomo una combinación del modelo plástico de Bingham y el modelo viscoelástico de Phan-Thien-Tanner en su formageneral. A través de esta modelación se obtienen las ecuaciones de movimiento para la velocidad axial del flujo con propiedades plásticas y viscoelásticas simultáneas, en ductos no circulares, para fines de generalizar el estudio. Se obtienensoluciones analíticas para el campo de velocidades utilizando el método de perturbaciones regulares en torno al número deWeissenberg. Se presentan resultados para el caso particular en que el parámetro material ξ es nulo, lo que reduce el modelo

de Phan-Thien-Tanner a su forma simplificada. Se computan el campo de velocidades y el caudal volumétrico en que sedestaca el efecto positivo de la viscoelasticidad. En este trabajo se utilizan resultados desarrollados anteriormente por losautores.

Keywords: Elasticidad, Bingham, Relaves, Ductos

1. Introducción

Los flujos de materiales que exhiben esfuerzo de

fluencia, es decir, fluidos plásticos, en tuberías de

secciones generales desarrollan configuraciones complejas

que incluyen zonas sólidas en el centro de los ductos y en

las esquinas, cuando estas existen. Debido a lo anterior,

estos flujos generan una resistencia importante que requiere

de consumo de energía, el cual solo puede ser determinado

una vez que se calcule el caudal y se lo relacione con el

correspondiente gradiente de presión. En particular debe

mencionarse que existe peligro de bloqueo del flujo cuandoel esfuerzo de fluencia del fluido alcanza o excede un valor

crítico para un gradiente de presión dado. Los relaves, junto

con otros materiales industriales tales como el hormigón,

barro y pinturas, se comportan como fluidos plásticos que,

en muchos casos, tienen un gran esfuerzo de fluencia y, por

lo tanto, demanda un gasto significativo de energía para su

transporte. En este trabajo se explora el efecto de la

superposición de la viscoelasticidad en flujos de este tipo

de materiales, considerado un fluido elasto-viscoplástico.

Para ello se utilizan el modelo viscoelástico de Phan-Thien

Tanner (PTT) en su forma general y el modelo plástico de

Bingham, para luego hacer una combinación lineal entre

ambos. A partir del modelo general de Phan-Thien Tanner,

los análisis y resultados se restringen a la versión

simplificada de este modelo (SPTT). El efecto de la

viscoelasticidad se analiza en relación a la disminución de

la resistencia y del consiguiente gasto de energía [3].

Existen estudios donde se observa que la elasticidad afecta

la fluencia en las regiones predominantes del flujo [4], locual implica que el patrón de flujo cambia con respecto al

caso puramente plástico. Este efecto debería alterar

significativamente las características de la zona de fluencia

y de las zonas no deformadas, y debe ser considerado en la

solución de los flujos en geometrías complejas [5,6]. Lo

anterior ha motivado el presente trabajo con el objetivo de

analizar el comportamiento de materiales plásticos, como

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55

los relaves, cuando a estos se agregue artificialmente algún

componente visco-elástico que potencialmente pueda

disminuir la resistencia del flujo.

2. Modelo elasto-viscoplástico y análisis

Para describir un fluido elasto-viscoplástico se formula

una superposición de los modelos de Bingham y SPTT. Las

ecuaciones constitutivas para el modelo de Bingham para

flujos en dos dimensiones y las ecuaciones de momento en

variables adimensionales son [2,3]:

Aquí son coordenadas cilindricas, es la

velocidad axial, y son los esfuerzos de corte

orientados en la dirección axial, N es la tensión de fluencia,

y P es la presión piezométrica. Los factores de escala son

para r , para la velocidad, ⁄ para , en cual es la

viscosidad del fluido, y ⁄ para el gradiente de

presión. La expresión adimensional del esfuerzo de fluencia

es, en términos de la tensión de fluencia ,

Por otra parte, el modelo SPPT de viscoelasticidad del

flujo en variables adimensionales es

(5) 6)

En este modelo representa el numero de Weissenberg, es un parametro del material viscoelastico, es el tensor

de deformaciones, es el tensor de esfuerzo, V es la

velocidad y . Para el modelo elasto-viscoplástico

buscado se sintetiza una combinación de los dos modelos

anteriores. Las ecuaciones constitutivas y de momento paradescribir el fluido elasto-viscoplástico son las ecuaciones.

(2), (3), (4) y (6), donde la Ec. (1) se sustituye por (7)

Para , la Ec. (7) se reduce a la Ec. (1) y, del mismo

modo, para la Ec. (5) se recupera.

Los autores no conocen soluciones analíticas del anterior

modelo matemático en flujos en ductos no circulares. Para

el caso del flujo puramente plástico algunos autores han

determinado el campo de velocidades, así como las zonas

no deformadas en ductos no circulares a través de métodos

numéricos [7,8, 9,10]. Para el propósito de describir lasección transversal del tubo se define un factor de forma G

[1]

donde es un parametro de perturbación (menor que uno),

que determina una deformación del contorno base

circunferencial, y el parámetro debe ser un número

entero. Las combinaciones de y producen un amplio

espectro de formas de contorno para . El valor

máximo posible de depende del parámetro según la

relación

, obtenida con la condición de

que el contorno de la figura sea cerrado. Este factor de

forma puede ser más general mediante la adición de más

términos de perturbación, lo que permite generar una

amplia gama de contornos. Sin embargo, la Ec. (8) es

adecuada para el modelado general de secciones

transversales simétricas y es suficiente para el propósito de

este trabajo.

2.1. Campo de velocidades para flujoviscoplástico

De acuerdo a lo anterior, la velocidad se puede expresar

como

en la cual las funciones son incógnitas que se determinan

sustituyendo la Ec. (9) en la Ec. (3). La estructura de la

Ec. (9) incorpora la condición de contorno antideslizante.

Las funciones y asumen la forma [2]

(10)

(11)

Para y , las secciones transversales resultantes

son triangular equilátera y aproximadamente cuadrada,

respectivamente. La función se puede determinar para

cada valor de , de donde

(12)

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56

(13)

2.2. Campo de velocidades para flujo elasto-

viscoplástico

Con el fin de obtener el campo de velocidades para el flujo

elasto-viscoplástico, la ecuación de momento (3) es resuelta

en diferentes órdenes de y escribiendo los componentes

de los tensores de esfuerzo cortante y la presión en

terminos de una expansión asintótica en el número de

Weissenberg, como sigue

donde . Del mismo modo, la Ec. (9) es

usada para introducir la dependencia de

y

en las

velocidades a través de las relaciones constitutivas. En elsiguiente paso se da un valor de -4, mientras que .

Solución de Como () a partir de la Ec. (6) se deduce que hasta . La inversa de la invariante de la

ecuación (2) se expande hasta este orden como

⟨⟩

⟨⟩⟨⟩

Usando las ecuaciones (9-12), la ecuación (15) para el caso toma la siguiente forma

⟨⟩

Adicionalmente, los componentes del tensor para el fluido

puramente plástico son [3],

⟨⟩

⟨⟩

En tanto que los componentes del tensor para el flujo

elasto-viscoplástico en orden son

⟨⟩

⟨⟩ ⟨⟩ ⟨⟩ ⟨⟩

⟨⟩ ⟨⟩ ⟨⟩

La ecuación de momento (3) en orden es

⟨⟩ ⟨⟩ ⟨⟩

Substituyendo las expresiones anteriores en la ecuación

(20), la siguiente ecuación para el campo de velocidades se

obtienen para orden

La Ec. (21) tiene la solución , es decir, no hay

contribución al campo de velocidad del flujo lineal elasto-

viscoplástico para orden .

Solución de Para el análisis se encuentra que en orden , para ,

e se expande hasta el orden como

(

⟨⟩

Los componentes del tensor de esfuerzo en este orden en

términos del campo de velocidad son

⟨⟩ ⟨⟩

⟨⟩ ⟨⟩

⟨⟩ ⟨⟩ ⟨⟩ ⟨⟩

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57

Sustituyendo en la ecuación de momento Ec. (3), la

siguiente ecuación no homogénea se obtiene en orden

⟨⟩

⟨⟩

⟨⟩

[ ]

Se consideró una solución del tipo

⟨⟩ ⟨⟩

la cual, en términos del factor de forma dado en la

ecuación (8), se escribe como

⟨⟩ (27)

Para el caso de la sección transversal triangular ( ) las

funciones

y

están dadas por

y

Del mismo modo, las expresiones obtenidas para y

para la seccion cuadrada ( ) son

y { }

En cada caso las funciones

y

vienen dadas por

las ecuaciones (12) y (13), respectivamente. Para lassoluciones previas tanto como fueron fijadas

requiriendo que las funciones sean continuas en .

3. Resultados

Las isovelocidades para diferentes combinaciones de las

propiedades viscoplástica y viscoelástica del fluido se

muestran a continuación para secciones triangulares

( ) y cuadradas ( ). Los

valores de fueron escogidos tal de obtener el ducto de

sección triangular equilátera perfecta y cuadrado con lados

rectos (y esquinas redondeadas). Las zonas grises

representan la zona tapón. En las figuras 1-2 el limiteelástico adimensional toma el valor constante .

Figura 1: Isovelocidades para . Valores de velocidad: 0, .0112, .225, .33, .562, desde el

borde hasta el centro.

Figura 2: Isovelocidades para . Valores de Velocidad: 0, .0132, .26, .39, .661, desde el


Las figuras 3-4 corresponden al valor constante .



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58

Figura 4: Isovelocidades para . Valores de velocidades: 0, .06, .12, .192, .322, desde el

borde hasta el centro

Las siguientes figuras corresponden al caso del cuadrado

( ). En las figuras 5-6 corresponden al valor constante .

Figura 5: Isovelocidades para . Valores de velocidad: 0, .11, .3, .45, .562, desde el borde

hasta el centro



Finalmente, en las figuras 7-8 el límite elástico sindimensiones toma el valor constante .





Estos resultados muestran que incorporando

viscoelasticidad la velocidad se incrementa con respecto al

caso puramente viscoplástico, aumentando así el caudal

,

independientemente de la plasticidad y la forma de la

sección transversal del tubo. Este efecto se muestra con más

detalle en las figuras 9 y 10, donde se relacionan el caudal y

los parámetros λ , para diferentes valores de N en las

secciones transversales triangulares ( ) y cuadrado

( ), respectivamente.

Figura 9: Caudal para ,

para (curva superior)

0

0,5

1

1,5

2

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

Q

λ ,

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59

Figura 10: Caudal para

para (curva superior)

A partir de las figuras 9 y 10 se encuentra que el caudal

se incrementa con el aumento de la elasticidad para un

valor fijo del esfuerzo de fluencia. Por ejemplo, en el caso

triangular, se muestra en la figura 9, que para flujo

puramente plástico ( ) con el caudal toma el valor 1.17, mientras que en el caso elasto-

viscoplástico ese valor aumenta hasta para , equivalente a 44% más con respecto al caso

anterior.

4. Conclusiones

Los efectos de la superposición de la elasticidad y

plasticidad se analizan para un flujo constante en tubos se

sección transversal no circular. La geometría de la sección

transversal se determina por un método de factor de forma,

que mapea un contorno de base circular en familias de

formas que se caracterizan por dos parámetros, y . Paradescribir el fluido se utilizan el modelo de Phan-Thien-

Tanner simplificado y el modelo plástico de Bingham. Se

han resuelto las ecuaciones para el campo de velocidades,

destacándose los efectos de la elasticidad en términos del

número de Weissenberg y del parámetro material en el

modelo SPTT. Se ha encontrado que la elasticidad tiende a

aumentar la velocidad del flujo para condiciones

viscoplásticas dadas. Se ha encontrado que la inclusión de

pequeña viscoelásticidad al fluido plástico aumenta la

velocidad y el caudal. Este efecto puede ser relevante en

varios escenarios, como el transporte de relaves, hormigón,

barro, pintura y otros materiales industriales inertes para

fines de ahorro de energía. [11]

Agradecimientos

Los autores agradecen el financiamiento aportado por el proyecto FONDECYT 1130346 y por DICYT de laUniversidad de Santiago de Chile.

Referencias

[1]

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Q. D. Nguyen, D. V. Boer , “Application of helology tosolving tailing disposal problems”. International Journalof Mineral Processing. 1998, Vol. 54, págs. 217-233.

0

0,5

1

1,5

2

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

Q

λ ,

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60

Estudio experimental del comportamiento de mediosgranulares en un recipiente sometido a vibración vertical

M. J. Myrusa, R. H. Hernándeza,*, C. Falcónb a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Chile, Beaucheff 851, Casilla 2777, Santiago, Chile

b Departamento de Física, Universidad de Chile, Av. Blanco Encalada 2008, Casilla 487-3, Santiago, Chile


Resumen

Los materiales granulares, altamente empleados en la industria y la vida cotidiana, presentan comportamientos que han sidoobjeto de diversos estudios. Es así como se conocen los fenómenos de flujo convectivo, segregación, formación de atascos dematerial, entre otros. El presente trabajo aborda el comportamiento de materiales granulares, tanto al interior como a la salida,de un recipiente tipo hopper que es sometido a vibraciones producto de oscilaciones verticales, variando los parámetros deforma, amplitud y frecuencia de onda. La salida de material ocurre por medio de un orificio en la cara inferior del hopper.Para efectos de contraste en los ensayos convectivos se utilizan dos tipos de materiales. Se obtiene en general una mayormovilidad de material para frecuencias intermedias y amplitudes altas. Se logran observar variados patrones convectivos,distinguibles por sus velocidades de descenso y el nivel de difusión entre materiales. Estos flujos convectivos no guardan unarelación directa con la velocidad de descarga del material. Partículas de mayor densidad que el medio pueden participar delflujo convectivo a frecuencias intermedias.

Keywords: Granular, hopper, descarga, flujo convectivo.

1. Introducción

Los materiales granulares se caracterizan por su

abundancia en la superficie de la Tierra, por su amplio uso

en la industria (superado solamente por los recursos

hídricos), preferentemente por medio de recipientes tales

como silos y hoppers, y por su particular naturaleza

mecánica, en la que se pueden observar los tres estados más

comunes de la materia [1,2]:

En estado de reposo se comportan como sólidos, pero alsalir del estado de reposo, los gránulos comienzan a

fluidizar, observándose en general la coexistencia del

"líquido" y el "gas". Estos estados se caracterizan como

inelásticos y no lineales [3].

Se conoce además la forma de escape del material, la

que se asemeja a una V orientada hacia el orificio de salida

[4]. El escape de material puede verse afectado por el

fenómeno de jamming [5], consistente en la formación de

puentes granulares sobre el orificio de salida, bloqueando el

escape desde el recipiente.

Por otro lado, se sabe que el material presenta un

movimiento convectivo al interior del recipiente en

vibración vertical, el cual depende de su geometría [6-9].

(i) En recipientes cilíndricos o bidimensionales

rectangulares de paredes con fricción despreciable, los

gránulos que se desplazan de manera descendente desde las

paredes, ascendiendo por el eje central (ver Figura 1.a). (ii)

En recipientes de geometría similar al punto anterior, pero

con fricción en una de sus paredes, el flujo granular

desciende solamente por el lado de la pared con fricción.

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61

(iii) En recipientes cónicos o tipo embudo, el flujo

granular se presenta de manera revertida a lo observado

en cilindros y rectángulos, es decir, asciende por las

paredes y desciende por el centro. Esto ocurre para

recipientes de paredes con ángulo superior a 10° con

respecto a la vertical, sin necesidad de una geometríaaxisimétrica (ver Figura 1.b). (iv) Al combinarse las

geometrías de pared vertical y de embudo, como en un

hopper, se observan ambos sentidos de movimiento: En el

eje central del hopper y las paredes inclinadas se observa

el sentido dado por la forma de embudo, mientras que las

paredes verticales permiten un flujo descendiente (ver

Figura 1.c).

Fig. 1. Sentido del flujo convectivo granular en función

de la geometría del recipiente.

Al disponer de dos o más tipos de material granular al

interior de un mismo recipiente, se observa el fenómeno

de segregación [10], que dependerá de factores como el

flujo granular, el tamaño relativo entre partículas o la

vibración del sistema (flujos convectivos).

Ya se han realizado trabajos en los que se vacia un

recipiente en vibración [6,11], en los cuales se consideran

únicamente oscilaciones sinusoidales, para el estudio de

los flujos de salida en función de parámetros

adimensionales, tales como aceleración y velocidad; estos

flujos se ven en general reducidos al aumentar dichos

parámetros.

2. Trabajo realizado

A continuación se detalla tanto el montajeexperimental como la metodología empleada para larealización del presente trabajo.

2.1. Montaje experimental

Basándonos en los trabajos [3] y [4], hemos utilizado

para el montaje experimental un recipiente tipo hopper,

similar al mostrado en la Figura 1.c, montado sobre un

vibrador electromecánico (shaker) que le entregavibración en dirección vertical. El montaje experimental

completo se observa en la Figura 2.

La geometría del hopper es tal, que la masa total del

sistema hopper-material no varía durante la realización de

los ensayos, ya que el material saliente del hopper

permanece en el contenedor cilíndrico inferior. Esto

permite mantener una respuesta en frecuencia constante

en el sistema.

La geometría del hopper es fabricada con plástico

PLA en impresora 3D, mientras que las paredes frontal y

trasera son hechas en policarbonato transparente de 1 mm

de espesor. El orificio de salida del material, en la pared

inferior del hopper, tiene un diámetro de 2 mm.El material granular utilizado es vidrio en forma de

esferas, con un diámetro de 0.3 mm y densidad de2.65·10-3 g/mm3. Se usa también un material trazador demenor densidad 4.41·10-4 g/mm3 para seguir elmovimiento al interior del hopper.

Fig. 2. Montaje experimental utilizado. (1) Generador de

funciones HP33120A. (2) Osciloscopio Tektronix

TDS2024. (3) Amplificador. (4) Shaker BK4810. (5)

Hopper. (6) Regla graduada con nivel como soporte. (7)

Cámara Sony Cybershot DSC-S5000 (640x480 pixels).

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62

2.2. Metodología

Se busca medir los flujos de descarga W en función de

la frecuencia (f) y amplitud de forzamiento (A) de tresformas de onda distintas (sinusoidal, triangular ycuadrada). Así mismo se busca observar los fenómenos

convectivos en el hopper, así como la influencia del

fenómeno de jamming en la descarga de material. Hayque destacar que a igual frecuencia y amplitud, las

aceleraciones impartidas por las tres ondas son diferentes.

Los ensayos realizados en este sistema son:

Vaciado de la porción inferior (sección de

"embudo") del hopper, midiendo el tiempo de

vaciado tv (ver Figura 3). Se calcula el flujo

granular (g/s).

Forma de onda sinusoidal en función de

frecuencia (f) y la amplitud (A)

Frecuencia fija, en función de forma de onda y

amplitud (A).

Medición del tiempo de descenso de un segundo

material "trazador", td (de diámetro 1.04 mm y

densidad 4.41·10-4 g/mm3) y observación de sus

patrones de flujo convectivo tanto antes como

después de dicho tiempo. Este material es

dispuesto en una capa de ~5 mm a la altura del

cambio de sección del hopper, sobre el primer

material (ver Figura 4). Se calcula la velocidad

de descenso (mm/s).

Fig. 3. Esquema de ensayo de vaciado granular. La altura

hc corresponde a la altura de cambio de sección.

Fig. 4. Esquema de ensayo de descenso convectivo. Laaltura hm corresponde a la altura de la interfase entre

ambos materiales.

3. Resultados y discusión

3.1. Flujo másico de salida

Respecto del flujo de salida de material, se logra observar

que:

Para onda sinusoidal, en función de frecuencia

(f) y amplitud (A), se observa un aumento del

flujo a frecuencias sobre 100 Hz si la amplitud es

media a alta (1.5 – 2 mm p-p); esta relación se

invierte para amplitudes menores (A=1 mm p-p).

Ver Figura 5.

Para onda sinusoidal y amplitud fija, el flujo

granular es mayor para frecuencias intermedias(70-110 Hz). Ver Figura 6.

Para frecuencia fija, en función de la forma de

onda, se observa que los flujos se van volviendo

similares para las tres formas de onda conforme

aumenta la amplitud p-p empleada. No se

observa una tendencia marcada para este caso.

Ver Figura 7.Cabe mencionar que el flujo de salida es notoriamente

afectado por la formación de atascos de material, tal comose conoce a partir de trabajos anteriores.

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Fig. 5. Flujo másico granular en función de la frecuencia

y amplitud p-p. Onda sinusoidal.

Fig. 6. Flujo másico granular en función de la frecuencia.

Onda sinusoidal, amplitud de 1.2 mm p-p.

Fig. 7. Flujo másico granular en función de la forma de

onda y amplitud p-p. Frecuencia de 80 Hz.

3.2. Flujo y patrones convectivos

El flujo convectivo observado es consistente con los

estudios realizados anteriormente (ver Figuras 8 a 13). En

general, se puede clasificar el flujo convectivo en base a

dos criterios: Velocidad de descenso del material: Nula, lenta,

media, rápida.

Grado de difusión, relacionado con la velocidad

del flujo de descenso; a mayor velocidad, en

general, se aprecia menor difusión.

Fig. 8. Ensayo convectivo para onda triangular a f=100

Hz y A=0.5 mm p-p. Ejemplo de difusión nula. Descarga

también es nula.

Fig. 9. Ensayo convectivo para onda cuadrada a f=5 Hz y

A=1.2 mm p-p. Ejemplo de descenso y difusión lentos.

vd=0.88 mm/s, W=0.0252 g/s.

Fig. 10. Ensayo convectivo para onda sinusoidal a f=60

Hz y A=2 mm p-p. Descenso rápido, difusión no alcanza

a observarse Vd=18.99 mm/s, W=0.073 g/s.

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Hz y A=1.2 mm p-p. Descenso rápido y difuso. v d=5.294

mm/s, W=0.0719 g/s.

Fig. 12. Ensayo convectivo para onda triangular a f=150

Hz y A=1.2 mm p-p. Descenso parcial (no llega a la pared

inferior) y difusión lenta. Descarga nula.


Hz y A=1.6 mm p-p, con altura inicial h=hc+20 mm.

Descenso difuso. vd=1.942 mm/s. Observar la formación

de regiones convectivas pequeñas.

Una observación importante y general de los casos

estudiados es que la velocidad de descenso del flujo

convectivo no guarda una relación directa con la

velocidad de descarga en la salida.

La Figura 13 permite observar la formación de

regiones convectivas pequeñas, de acuerdo con lo que se

explica en la figura 1.c. La velocidad de descenso es

menor para una mayor altura inicial de material, bajo las

mismas condiciones de estudio (frecuencia, amplitud).

Como se puede observar en la Figura 14, la mayor

velocidad de descenso, junto con la menor difusión entre

materiales, ocurre para frecuencias medianas (50 – 80

Hz). No se observa un patrón distintivo entre las formas

de onda, excepto por el punto de que la onda triangular

tiende a exhibir un menor desplazamiento de material

hacia la porción inferior del hopper, tal como se muestra

en las Figuras 8 y 12.

Cabe señalar que para frecuencias medianas también

se cumple que partículas de mayor densidad que el

material (como por ejemplo esferas metálicas) puedenseguir el mismo patrón convectivo ya observado.

Fig. 14. Velocidad de descenso convectivo en función de

la frecuencia para onda sinusoidal, A=1.2 mm p-p.

4. Conclusiones

En el presente trabajo se observó una mayor

movilidad de material granular para frecuencias

intermedias y grandes amplitudes. La formación de

atascos de material (jamming) afecta el flujo másico desalida notoriamente. El flujo convectivo granular al

interior del hopper se puede caracterizar como: (i)

Clasificable en base a su velocidad de descenso y grado

de difusión o mezcla entre partículas. (ii) Menor

velocidad a mayor altura de material inicial. (iii)

Observable tanto en partículas de alta como baja densidad

para frecuencias intermedias. (iv) Velocidad de flujo

independiente de la velocidad de descarga.

Agradecimientos

Al laboratorio LEAF-NL por facilitar los equipos,electrónica y software necesario para este trabajo. Allaboratorio FABLAB, su personal y a Andrea Vergara porsu ayuda en la fabricación de la geometría del hopper. AMiguel Patiño por su ayuda en la caracterización de losmateriales granulares.

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Referencias [1]

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media. Serie Random Materials and Processes,

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Modern Physics 68 (1996), 1259.

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Review Letters 70 (1993), 3728.

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hole from a shaken granular medium. Physical

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V – INGENIERÍA Y GESTIÓNDEL MANTENIMENTO

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Evaluación de niveles de vibración mecánica de equipos

rotatorios y sus efectos en el consumo energético y

productividad.

E. Estupiñan*, A. Vergara, C. Rojas, J. Coñoman, C. Flores

Escuela Universitaria de Ingeniería Mecánica, Universidad de Tarapacá, Av. 18 Septiembre 2222, Casilla 6-D,

Arica, Chile*E-mail: [email protected]

Resumen

En los últimos años, el desarrollo de estudios y análisis con respecto al uso de métodos predictivos en la industria han ido enaumento significativamente, ya sea para optimizar la planificación del mantenimiento preventivo y correctivo, como también para las tareas de detección y diagnóstico mediante las cuales se busca evitar las fallas funcionales de los equipos. Por otra parte, en las empresas mineras más del 70% del consumo energético total se utiliza para el funcionamiento y operación de susmáquinas [1]. Estas tienen perdidas energéticas, de las cuales un 15% puede estar relacionada con problemas de vibraciones,en su mayoría causados por desalineamiento y/o desbalanceo [2,3].

En este contexto, el presente trabajo busca relacionar y hacer seguimiento de la variación de parámetros operacionales con las

vibraciones mecánicas y el consumo energético de los equipos, utilizando la información recopilada tanto para optimizar los programas de mantenimiento, como también, para reducir en costos de operación y evitar posibles pérdidas de produccióndebidas a eventuales fallas no esperadas. Se plantea entonces la medición de parámetros operacionales y sintomáticos, de talmanera de comparar su variabilidad en el tiempo, a medida que se efectúan las mantenciones programadas. Como aplicaciónde la metodología propuesta, se presenta el caso de un sistema de bombeo, en donde se recolectó información de datoshistóricos operacionales y sintomáticos, y se llevó a cabo un análisis para determinar su posible correlación con anomalías oindicios de fallos. Se determinaron relaciones existentes entre variables tales como flujo, presión, vibraciones y consumo decorriente, durante el ciclo de funcionamiento del sistema de bombas. De esta manera se encontró que para niveles devibración mayores, los niveles de consumo de corriente también eran altos, siendo esto un importante aporte para el trabajo ylos propósitos mismos de la empresa. Finalmente, basado en el análisis e información recopilada, se presenta la propuesta deun plan optimizado de mantenimiento y se hace una estimación de los potenciales ahorros económicos que pueden serobtenidos.

Keywords: Vibración, mantenimiento predictivo, consumo eléctrico, mantenimiento planificado.

1.

Introducción

La industria y organizaciones productivas en general,están cada vez más sujetas a presiones de diferente origen

para que sus operaciones sean cada vez más eficientes,rentables y seguras. Esto implica, entre otras cosas, que lasmáquinas tengan una mayor confiabilidad y disponibilidad,y a la vez que su rendimiento sea el máximo. Este noble

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propósito es en la práctica difícilmente alcanzable, dadoque las condiciones de operación muy pocas veces son las“ideales”, y las operaciones de mantenimiento que secontraponen con los intereses de la producción, se ven máscomo un mal necesario, que como un real aporte y unvalor agregado al producto final. Por otra parte, elrendimiento de los equipos está directamente relacionadocon sus consumos energéticos, no obstante, se le ha dado

hasta ahora poca importancia a las posibles “fugas deenergía” ocurridas por malos o deficientes estados de

mantenimiento de los equipos [1]. En el caso de lasempresas mineras más del 70% del consumo energéticototal se utiliza para el funcionamiento y operación de susmáquinas [2]. Estos tienen perdidas energéticas, de lascuales un 15% puede estar relacionada con problemas devibraciones fuera de los rangos admisibles producidosgeneralmente por desalineamiento y/o desbalanceo [3,4].Hasta ahora, el énfasis se ha puesto principalmente enmejorar los niveles de producción como también en elincremento de la disponibilidad de los equiposespecialmente aquellos más críticos, sin necesariamentehaber profundizado en la búsqueda de fuentes potencialesde ahorro en consumos de energía relacionados con mejorasen la calidad del mantenimiento y de las accionescorrectivas asociadas. En este contexto, resulta convenienteel poder estudiar e identificar fuentes potenciales de ahorroenergético, las cuales no solamente están relacionadas confactores de diseño sino también con la calidad de lamantención. Lo anterior implica proponer solucionesadecuadas y factibles, tanto de nivel tecnológico como degestión y operación.

2.

Descripción, objetivos y desarrollo

del estudioEn el presente trabajo se estudio la relación entre la

información recopilada del histórico de fallas de un sistemade bombeo perteneciente a la línea de producción de unaempresa del rubro minero, con la variación de parámetrosoperacionales, tales como presiones de línea, flujostransportados, consumo eléctrico, temperaturas y severidadvibratoria. Con dicha información, se busca generar un plande mantenimiento preventivo basado en la condición,optimizando los tiempos planificados para las accionescorrectivas y preventivas, apuntando a disminuir la tasa defallas imprevistas y/o mantenimientos no planificados, yconsecuentemente los gastos relacionados con elmantenimiento y posibles pérdidas económicas por paradasde producción.

El estudio se llevo a cabo en un sistema de bombeodentro de la línea productiva en la empresa Quiborax S.A.,ubicada en la región de Arica y Parinacota, y reconocida anivel mundial por ser principales productores de ácido

bórico. El sistema de bombeo se encuentra ubicada en elárea de planta desarenadora de ulexita ( PDU ), el cual dainicio al proceso de producción del ácido bórico. Dichosistema consta de cinco bombas accionadas por motoreléctrico y transmisión por correas. Las bombas son lasencargadas de transportar un flujo compuesto por el mineral“ulexita”, agua y ácido sulfúrico (pulpa). Cada bombaalimenta un filtro prensa, el cual logra la separación del

material grueso y el líquido filtrado que continúa el proceso. El tiempo que toma cada ciclo de trabajo varíaentre 25 a 30 minutos, dependiendo de la composición de la pulpa. El estudio se baso en un análisis tanto técnico comoeconómico, que permitiera la elaboración de un plan demantenimiento preventivo, que considerará tanto elhistórico de fallos, como también la medición de parámetros sintomáticos y operacionales, demostrando losahorros potenciales que pueden ser obtenidos al evaluar elcomportamiento de parámetros claves de sufuncionamiento. Las principales etapas que se llevaron acabo durante el estudio, para lograr el objetivo propuesto,se describen en el esquema de la Figura 1.

Fig. 1. Etapas principales consideradas en el estudio.

Durante la primera etapa del estudio, se procedió arecolectar información técnica y operacional de los equipos,con el propósito de tener una mayor comprensión de sufuncionamiento durante cada ciclo de trabajo. Es así comorecopilando datos de funcionamiento histórico, es posibledetectar patrones de funcionamiento en condicionesregulares de operación. En las gráficas de la Figura 2 yFigura 3, se presenta el comportamiento operacional de la

Recopilación información técnicay operativa de los equipos

Identificación y distribución de losmodos de falla más comunes.

Correlación entre parámetrossintomáticos y operacionales y

fallas comúnes.

Estudio de evaluación económica

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presión y el flujo, respectivamente, correspondiente a unciclo completo1 de una de las bombas centrífugas queforman el sistema de alimentación a los filtros prensa antesmencionados. También se incluyen en los gráficos la curvade variación de consumo de corriente durante el ciclo deoperación. Se puede observar de dichas figuras, que elconsumo máximo de corriente se mantiene durante elminuto 8 a 12 del ciclo de operación de filtrado, justo antes

en que las bombas alcanzan sus niveles de mayor presión.Cabe decir, que este comportamiento, corresponde a laoperación de las bombas, bajo condiciones de operación y producción “típicas”, consideradas “normales”, dentro de la

planta.

En una siguiente etapa, se procedió a analizarinformación histórica de funcionamiento de los equipos,con el propósito de identificar los modos de fallo y/o fallasmás frecuentes del sistema de bombeo del área PDU de laempresa Quiborax S.A. Sistematizando la informaciónrecolectada y utilizando el método del diagrama de Pareto para ilustrar de manera gráfica los fallos más comunes, losresultados se presentan en la Figura 4.

De esta forma, se encontró que las tres fallas másfrecuentes del sistema de bombas PDU, están directamenterelacionadas con un modo de fallo común, el cualcorresponde a la falta de una limpieza adecuada de losductos. Esto, debido a que la pulpa transportada posee patrones de comportamiento especiales, de tal manera quecuando por razones de operación, la pulpa llega atemperaturas bajo los 30°C, ésta se comienza a cristalizar,reduciendo por tanto el diámetro de operación de las líneasy generando altas presiones, llegando a causar roturas delos ductos y pérdidas importantes de material. Latemperatura en este punto de la línea debiese mantenerse a85°C, sin embargo, dentro de las tuberías quedan restos quecomienzan a enfriarse durante el no uso, provocando suendurecimiento al bajar su temperatura.

Una vez identificados los modos de fallos máscomunes, se procedió a realizar un estudio que permitieraidentificar que parámetros operacionales o síntomas son losque podrían permitir identificar de mejor manera laocurrencia de dichos fallos. Para ello, se recopiloinformación respecto de la variación de parámetros talescomo: flujo, consumo de corriente y nivel de vibracionesmecánicas de los bancos de bombas PDU. Estudio que serealizo considerando la toma de datos previos y posterioresa acciones de mantenimiento preventivas y/o correctivas,como también por comparación del desempeño entre las bombas, teniendo en cuenta, acciones de mantenimientodistintas. Dentro de las acciones rutinarias y principales deinspección y mantenimiento que se ejecutan en el sistemade bombeo PDU, cada vez que se realiza una parada preventiva están: verificación del estado de los ductos ylimpieza, alineamiento de poleas, verificación y ajuste de la

1 Bomba con TAG:200-BC-10; datos del día 14-07-2014.

tensión de correas, lubricación de rodamientos, e inspeccióndel estado de las bombas, evaluando su posible cambiodependiendo del nivel de deterioro.

Fig. 2. Comportamiento de la presión v/s consumo eléctrico,durante un ciclo completo de la bomba 200-BC-10

Fig. 3. Comportamiento del flujo de pulpa v/s consumo eléctrico,

durante un ciclo completo de la bomba 200-BC-10

0

30

60

90

120

150

180

0

2

4

6

8

10

s

[

]

P r e s i ó n [ B a

r ]

Tiempo filtración [min]

Presión (Bar) Consumo (A)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0

50

100

150

200

250

300

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26

C o s

o [ ]

F l u j o [ m 3 / h r ]

Tiempo filtración [min]

Flujo (m3/hr) Consumo (A)

0%

50%

100%

0

40

80

120

Tipo de falla

c

l

F r e c u e n c i a d e f a l l a

Frecuencia % Acumulado

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Fig. 4. Diagrama de Pareto para fallas comunes del sistema bombas PDU (durante un año)

Fig. 5. Peak máximo de flujo bombeado, alcanzado por cada ciclo, para la bomba del sistema PDU: 200-BC-10

Fig. 6. Consumo eléctrico entre bombas sistema PDU: 200-BC-09y 200-BC-12.

Fig. 7. Nivel de vibraciones y consumo eléctrico, segúnmantenciones realizadas.

2.1 Análisis de la variación del flujo

Respecto del análisis de variación del flujo, éste serealizo considerando su comportamiento durante un tiempo

de tres meses2, el cual se muestra en la Figura 5. La primeramedición fue tomada justo después de haber realizado unamantención completa, incluyendo cambio de componentesen el taller de reparación. La última medición considerada para el análisis corresponde al momento previo a unadetención de la bomba, debida a una obstrucción en la líneade succión, según lo documentado en los registroshistóricos de mantenimiento. Del análisis delcomportamiento de los valores máximos de flujo bombeado

alcanzados, según se muestra en la Figura 5, se puedeobservar que a medida que se acerca al punto de fallafuncional del sistema, el flujo disminuye progresivamente,lo cual puede ser debido principalmente a la cristalizaciónde la pulpa en los ductos, lo que reduce el área para el pasodel fluido, y consecuentemente el caudal. Además, producto de ello, se podrán desencadenar otras fallas,debidas al incremento en los niveles de presión, ruido,vibración y generación de sobrecargas sobre losrodamientos, además de que las bombas dejarán de operardentro de sus parámetros nominales de operación. De laFigura 5, se puede observar también, que esta biendenotado el momento y/o periodo en el cual el flujocomienza a disminuir significativamente (14 al 21 de julio).

Por lo tanto, se observa que a partir del monitoreo del flujo,es posible recomendar acciones preventivas bien planificadas, para ser ejecutadas previo a la ocurrencia deuna parada por fallo funcional, lo que trae comoconsecuencia paradas de producción y posibles pérdidas deutilidades para la empresa.

2.2 Análisis del consumo eléctrico

Con el propósito de analizar la posible variación en losconsumos eléctricos de los motores de las bombas PDU, bajo condiciones diferentes del estado de condición de las bombas, se llevo a cabo el análisis comparando losconsumos de corriente durante cada ciclo para dos bombas.

Una de las bombas (200-BC-09), con un tiempo largo enfuncionamiento, sin haber realizado mantenimiento. La otra bomba (200-BC-12), con poco tiempo de operación,después de un mantenimiento correctivo, que incluyoreemplazo de algunos componentes. La Figura 6, muestralos consumos de corriente para las dos bombas, en donde se puede apreciar que los mayores consumos de corrientecorresponden a los de la bomba 200-BC-09, alcanzando unvalor peak de 160 A, y un mayor tiempo de permanenciacon valores altos durante cada ciclo.

2.3 Análisis de las vibraciones mecánicas

Para estudiar la evaluación de condición mecánica de

las bombas y su relación con las vibraciones mecánicas quese generan, se tomaron mediciones de vibración del sistemade bombas PDU, antes y después de haber intervenido losequipos, bajo diferentes acciones de mantenimiento, talescomo: 1) equipo sin mantenimiento; 2) con inspección yaplicación de lubricantes en los rodamientos; 3) con

2 Periodo de toma de datos: Mayo – Junio del 2014

240245

250255260265270275280285

F l u j o [ m 3 / h r ]

Tiempo [Semanas]

Flujo (m3/hr)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

1 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27

C o n s u m o [ A ]

Tiempo de filtración [min]

Consumo [A], Bc-12 Consumo [A], Bc-09

130

135

140

145

150

155

160

165

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

5

5,5

Sin

mantención

Grasa

rodamientos

Alineación

poleas

Equipo nuevo

Mantenciones realizadas

C o n s u

o e l é c t r i c o [ ]

V i b r a c i ó n R M S [ m m / s ]

Vibraciones eje Bomba Consumo eléctrico [A]

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inspección y ajuste de la alineación de poleas; 4) equipocon nuevos componentes (usualmente: rodamientos, sellosmecánicos y revestimiento). Para cada caso, se registraronlos valores RMS de la velocidad vibratoria, tomando lasmediciones sobre los descansos, y evaluando el nivel deseveridad vibratoria, según la norma ISO 10816-3 [5].Paralelamente, se registraron los consumos de corriente para cada caso. En la Figura 7, se ilustra de maneraresumida, el comportamiento de la severidad vibratoria y el

consumo eléctrico, para las cuatro condiciones demantenimiento consideradas, para una de las bombascentrifugas del sistema PDU (bomba 200-BC-10), según losregistros del año 2014. Se observa de la Figura 7, queefectivamente una adecuada condición de mantenimiento,contribuye a reducir de manera importante los niveles devibración, mejorando su evaluación de severidad yconsecuentemente, asegurando una vida útil mayor de loscomponentes del sistema. Por otra parte, se observa quetanto el nivel de vibración como el consumo de corrientedisminuyen con una mejor calidad del mantenimiento. Estoúltimo, conlleva además a considerar que equipos conmejores condiciones de mantenimiento, son equipos quetienen menor costo de operación.

2.4. Estudio de evaluación económica

Con el objeto de estimar las posibles pérdidaseconómicas para la empresa, y que se relacionan con laefectividad del mantenimiento del sistema de bombas, serealizo un estudio que considero los potenciales ahorros posibles de lograr al disminuir la demanda energética de losequipos, como también aquellos que se obtienen al evitar paradas imprevistas (no planificadas) y con pérdidas de producción asociadas. Para ello, utilizando la Ec. 1, primerose calcula el consumo eléctrico consumido por cada equipodurante un ciclo de filtración.

√

[]

Para realizar el estudio económico comparativo, seconsideraron los datos de consumos eléctricos registradostanto por la bomba que tenía pocas horas de operacióndesde que se le realizó un mantenimiento completo concambio de componentes (200-BC-12), como también, losdatos registrados para la bomba que llevaba un tiempolargo sin mantenimiento y que registraba altos niveles devibración y bajo rendimiento operacional (200-BC-09). Losdatos registrados y calculados, para las dos bombas, se presentan en la Tabla 1. Se observa, que el ahorro por

efecto de menor consumo eléctrico, durante un año, seestima en U$482 (M$337 pesos chilenos3).

Por otro lado, la ocurrencia de imprevistos pormantenimiento, que implican la detención “obligada” delequipo, y una consecuente pérdida de producción, puedengenerar una pérdida económica importante. En este caso,

3 Considerando 1 U$ = 700 pesos chilenos

cada bomba centrífuga del sistema alimenta uno de losfiltros prensa, los cuales entregan el producto que permitegenerar el ácido bórico. La planta cuenta con 4 filtros prensa, los cuales entregan entre 30-35 m3 de líquidofiltrado que continúan el proceso. En el día cada filtrorealiza aproximadamente 5 ciclos, lo que genera una producción de líquido filtrado de 150-175 m3 al día. Por lotanto, si una bomba que alimenta los filtros se detienedurante un día completo, debido por ejemplo, a una rotura

de línea, o algún otro inconveniente, esto generaría almenos una pérdida en la línea de 150 m3 de líquido filtrado.El departamento de producción de la empresa, ha estimadoque con cada metro cúbico de líquido filtrado, se puedengenerar 100 Kg de ácido bórico. Así, la productividad Pd de ácido bórico, en función del volumen de líquido filtradoV LF , esta definida por la Ec. 2.

[]

Por lo tanto, una parada de producción de una línea defiltrado, genera una perdida de producción de al menos 15Toneladas de acido bórico. Si se considera que cadatonelada tiene un valor de venta aproximado de US$600 enel mercado internacional, significaría una pérdida diaria deUS$9.000 (M$ 6.300 pesos chilenos), por mantener uno delos filtros prensa fuera de operación.

Tabla 1. Diferencia consumo eléctrico entre bombas BC-12y BC-09.

200-BC-12 200-BC-09

Promedio corrientedurante ciclo (A)

120,56 121,93

Voltaje en planta (V) 380

Cos φ (Según placa) 0,86

Promedio de potenciaconsumida (kW)

68,24 69,02

Horas de funcionamientodiario

8,33

Potencia consumida diaria(kW)

568,44 574,94

Días trabajados en el año2014

355

Potencia consumida anual(kW)

201.796,2 204.102,5

Valor del kW consumido[Pesos Chilenos]

146,3

Gasto anual

29.522.784,06 29.860.195,75[Pesos Chilenos]

Diferencia[Pesos Chilenos]

337.412

3. Propuesta de plan de mantenimiento

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Considerando los potenciales ahorros económicos que pueden ser obtenidos, así como la mejora en los indicadoresde productividad para la empresa, se desarrollo una propuesta de un nuevo plan de mantenimiento preventivo“optimizado”, basado en el monitoreo y seguimiento periódico de parámetros operacionales y sintomáticos. Estocon el fin de poder avanzar posteriormente hacía laimplementación de una estrategia de mantenimiento basadoen la condición. Para definir las actividades y las

frecuencias de cada actividad se utilizaron como referencialos registros históricos de fallas y de mantenimientosdurante el último año. Considerando además que el modode falla más frecuente establecido ha tenido relación con elestado de limpieza de los ductos de succión y descarga decada bomba, se ha puesto especial énfasis en ello. Además,se considero, aquellas acciones de mantenimiento que permiten operar los equipos con valores de vibración yconsumos de corriente menores, según lo mencionadoanteriormente. A modo de ejemplo, la Tabla 2, muestra demanera resumida, la propuesta del plan de mantenimiento preventivo optimizado para una de las bombas del sistemaPDU.

Tabla 2. Resumen propuesta plan de mantenimiento delsistema de bombas PDU. (S : semanal; M : mensual)

Actividad a

desarrollarFrecuencia

Tiempo

[min] Herramientas

Recopilación dedatos sintomáticos

S 30Medidor vibraciones,

pirómetro láser

Recopilación de parámetros defuncionamiento

S 45Acceso a base de

datos TREND, ActiveFactory

Lubricación derodamientos

M 20Grasa Mobilith SHC

100, engrasadoramanual

Revisar el estado delas poleas M 20 Juego de llaves

Revisar elalineamiento de

poleas M 20

Juego de llaves,alineador láser de

poleas

Revisar el tensado decorreas

M 20Juego de llaves,

tensiómetro mecánicomanual

Realizar aseo ylubricar pernos

reguladores M 20

Cepillo metálico,lubricador, grasa

Revisar y ajustarimpulsor

M 25 Juego de llaves

Realizar limpieza enductos de succión y

descarga M 90 Juego de llaves

4. Conclusiones

Se ha visto a través del presente estudio que las empresas uorganizaciones productivas debiesen evolucionar en la

gestión de sus programas de mantenimiento, pasando demantener programas basados principalmente en accionescorrectivas, a estrategias más avanzadas que consideren los potenciales ahorros económicos y mejoras de productividadque pueden ser alcanzados. Las estrategias modernas demantenimiento deben considerar el monitoreo de variablestanto operacionales como sintomáticas, lo cual permiteestablecer desde un programa de mantenimiento preventivo basado en la condición, hasta programas avanzados de

mantenimiento predictivo y proactivo, y de gestión integralde activos. En este caso, se establecieron las bases para laimplementación de un programa preventivo basado en lacondición. Además se demostró a través de las medicionesrealizadas y los casos de estudio considerados, como através de diferentes acciones de mantenimiento es posiblereducir los niveles de vibración y consumo de corriente delos motores que accionan las bombas de un sistema defiltrado, lo que trae como beneficio, el aseguramiento deuna mayor vida útil de los componentes de los sistemas,como también la disminución de los gastos operativos porconsumos de energía. Además, si se considera las pérdidas por paradas de producción no programadas, que pueden serevitadas mediante un buen plan de mantenimiento, los

beneficios económicos pueden llegar a ser muysignificativos para la empresa. Por lo tanto, avanzar en laimplementación de un plan de mantenimiento basado en lacondición, se convierte en una gran oportunidad de mejora para empresas de este tipo, si se considera la gran cantidadde equipos rotatorios que una planta de estas características posee. Es así como empresas con gran capacidad de gestióny visión, invierten hoy en día en nuevas tecnologías y programas de apoyo para monitorear sus equipos eidentificar todos aquellos factores que pueden incidir en la productividad y vida útil de sus activos.

Agradecimientos

Los autores agradecen a la empresa Quiborax S.A., porhaber permitido llevar a cabo el presente estudio y permitirla difusión de los principales resultados alcanzados.

Referencias

[1] Kenneth E. Bannister (2001). Reducción de Energíamediante prácticas mejoradas de Mantenimiento.Bogota, Colombia. Rojas Eberhard Editores LTDA.

[2] Pro Cobre, Uso eficiente de la energía eléctrica.International copper association Latin America. (2011).Disponible en:

http://www.procobre.org/archivos/peru/uso_eficiente_energia _electrica.pdf

[3] Howard A. Gaberson, Rotating machinery energy lossdue to misalignment. Energy Conversion EngineeringConference, IECEC 96 (1996).

[4]

Estupinan, E. Espinoza, D. and Fuentes, A. EnergyLosses Caused by Misalignment in Rotating Machinery:A Theoretical, Experimental and Industrial Approach,

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International Journal of COMADEM; Vol. 11 (2).United Kingdom (2008).

[5] Norma ISO 10816-3. (1998) Mechanical vibration – evaluation of machine vibration by measurements onnon-rotating parts. Switzerland.

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Caracterización de síntomas vibratorios producidos por

fallas en transmisiones planetarias

J. Parraa,*

, C. Molina Vicuñaa

a Laboratorio de Vibraciones Mecánicas, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 219 (of. 336), Concepción, Chile*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

Las transmisiones planetarias son usadas en muchas aplicaciones industriales, tales como máquinas mineras y turbinas deviento, debido a la buena relación que existe entre las altas cargas que soportan y su menor tamaño con respecto a lastransmisiones convencionales. El estudio de las vibraciones producidas por su funcionamiento, se realiza buscando

parámetros que permitan monitorear y observar el estado mecánico en que éstas se encuentran. Sin embargo, a diferencia delas transmisiones comunes, este estudio no ha sido realizado profundamente. Por esta razón, el objetivo de este trabajo esidentificar los parámetros vibratorios que describe una falla puntual en las transmisiones planetarias. En éste se exponen dosmodelos que describen el comportamiento vibratorio de estas transmisiones: el modelo fenomenológico, que se basa en laobservación directa de la cinemática del sistema y el modelo de parámetros concentrados, que se basa en la resoluciónnumérica de las ecuaciones del movimiento. Los resultados obtenidos de ambos no son directamente comparables, debido ala diferencia que existe en el marco de referencia intrínseco a cada modelo. Por esta razón, se propone una metodología que

permite la comparación del comportamiento vibratorio obtenido por cada uno de ellos. Luego se simula una falla puntual que

pudiera presentar una transmisión planetaria, utilizando los dos modelos descritos. Los resultados con y sin presencia de fallason contrastados con mediciones experimentales, obteniendo patrones semejantes entre estas últimas y las simulaciones. Esto

permite la identificación de los parámetros descritos, pudiendo extender la metodología a otro tipo de fallas.

Keywords: Transmisiones planetarias, análisis de vibraciones, modelos de vibraciones, monitoreo de condición,diagnóstico de fallas.

1. Introducción

Las transmisiones de engranajes son máquinasindustriales ampliamente usadas para transmitir potencia enmáquinas rotatorias. En particular la transmisión planetaria

se utiliza en aplicaciones tales como turbinas eólicas,transmisión de helicópteros, maquinaria minera, etc.,debido al menor volumen ocupado para una mayor relaciónde transmisión que éstas presentan con respecto a lastransmisiones convencionales. Una de las formas másutilizada para controlar la condición mecánica de unamáquina es el análisis de vibraciones. Éste ha sidoestudiado activamente para la transmisión planetaria en los

últimos años [1], principalmente llevado a cabo por dosmodelos teóricos: (i) el modelo fenomenológico y (ii) elmodelo de parámetros concentrados. El primero describelas vibraciones medidas directamente por un sensor que seencuentra fijo en el exterior del anillo, esto es análogo a

como se realizan las mediciones experimentales (véaseFigura 1). En cambio, el segundo modelo describe lasvibraciones de todos los grados de libertad del sistema conrespecto a un marco de referencia fijo al carrier, y por lotanto rotatorio. Por esta razón, los resultados obtenidos enambos modelos no son directamente comparables. Variostrabajos en la literatura no mencionan este problema [2-4];otros han intentado entregar soluciones que no han sido

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Carrier Anillo Sol Planeta 1

satisfactorias [5,6]. Por esta razón, en este trabajo se propone una nueva función que descompone las solucionesdel modelo de parámetros concentrados a la referencia fijaque representa las mediciones del sensor, para luegocompararlas con las del modelo fenomenológico y conmediciones experimentales. Junto con esto, se estudia conambos modelos el efecto de incluir una falla puntual en unode los elementos de la transmisión, comparando losresultados con mediciones experimentales.

Fig. 1. Arreglo típico de medición. Sensor fijo en el exterior del anillo.

2. Modelos de la transmisión planetaria

2.1. Modelo fenomenológico

Este modelo describe directamente las vibraciones

medidas por un sensor fijo en la parte externa del anillo,como se muestra en la Figura 1. Se basa en la modelacióndirecta de las vibraciones producidas por la interacción de losdiferentes pares de engrane en la transmisión planetaria. Estasvibraciones se consideran como funciones algebraicas

periódicas a la frecuencia de engrane , donde esel número de dientes del anillo y es la frecuencia derotación del carrier. En la Figura 2 se muestra comoejemplo el modelo para una transmisión de planetas.En la Figura 2a se muestran las vibraciones

producidas en cada punto de contacto entre planeta y anillo.Se trabaja con funciones de modulación

producidas por la variación de la posición de los planetas con respectoal sensor [7]. Luego, la contribución de cada par de engranequeda representada por . Ésta se muestra en laFigura 2b, mientras que la señal total se muestra en laFigura 2c. El espectro se puede observar en la Figura 2d.Cabe destacar que la simulación de otras transmisiones

planetarias puede ser realizada fácilmente cambiando los parámetros geométricos de ésta (número y posición de planetas, número de dientes) [8,9]. A partir de esto, elmodelo permite predecir contenido espectral como el de la

Figura 2d, donde se observa que la componente a lafrecuencia de engrane no aparece, lo que efectivamentesucede en casos reales [9], cuando las vibraciones sonmedidas como lo muestra la Figura 1.

Fig. 2. Representación del modelo fenomenológico

2.2. Modelo de parámetros concentrados

Este modelo representa de una forma más real lamecánica de la transmisión planetaria, ya que considera lasmasas, inercias, rigideces y amortiguamientos de loselementos que ésta contiene. Se basa en la resolución de laecuación del movimiento:

(1)

donde es el vector que contiene todos los grados delibertad (Ec. 2) y el resto son matrices que contienen las

propiedades de los cuerpos y sus interconexiones [10].

(2)

Los grados de libertad se muestran en la Figura 3. Se puede observar que estos están referidos al sistema dereferencia que está fijo al carrier, el cual es, por lo tanto,rotatorio con frecuencia . Los elementos (sol,

planetas, anillo, carrier), están interconectados por resortesy amortiguadores que representan las interacciones deengrane y rodamientos. Esto se muestra en la Figura 4. Losamortiguadores no se muestran en esta Figura, pero sonmodelados en paralelo a los resortes mostrados. Lasrigideces y representan la rigidez de engraneentre el planeta y el anillo y sol respectivamente. Estasson funciones que varían en el tiempo debido al cambio de

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1 a 2 pares de dientes en contacto que existe para cada proceso de engrane. En la Figura 5 se muestra un ejemplode las rigideces de engrane entre planeta y anillo .Se puede mostrar que las rigideces tienen la mismaforma mostrada en la Figura 5, pero se diferencian enamplitud y razón entre la porción de mayor y la de menoramplitud, de acuerdo a la razón de contacto existente entrecada engrane. El desfase de las funciones está definido porla geometría de la transmisión particular [11].

Fig. 3. Grados de libertad modelo de parámetros concentrados.

Fig. 4. Interconexión por resortes, modelo de parámetros concentrados.

Las soluciones de este modelo no representan a lasmediciones del sensor fijo en el anillo (Figura 1), ya que

éstas se encuentran referidas al sistema rotatorio fijo alcarrier. Además no consideran el efecto de modulación deamplitud que se origina por el desplazamiento relativo delos engranes entre planeta - anillo y sol con respecto alsensor. Luego estos resultados no se pueden comparar conlos del modelo fenomenológico ni con medicionesexperimentales referidas a la Figura 1.

Fig. 5. Función de rigidez de engrane.

2.3. Descomposición de marco de referencia

Para poder comparar los resultados del modelo de parámetros concentrados con los del modelofenomenológico y mediciones experimentales, es necesariodescomponerlos a un marco de referencia fijo como el quemuestra la Figura 1. Utilizando los resultados del modelomencionado, se puede plantear que las vibraciones medidas

por un sensor, como el mostrado en la Figura 1, pueden serrepresentadas por:

∑

∑

(3)

Donde son funciones que representan lamodulación de amplitud debido al desplazamiento relativode los planetas c/r al sensor (tienen la misma forma que). son las fuerzas de engrane obtenidas

directamente de las soluciones del modelo con los parámetros indicados en la Tabla 1. El término es utilizado para determinar la proyección de lasfuerzas de engrane en la dirección del sensor, como lomuestra la Figura 6.

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Fig. 6. Representación gráfica de ángulos de .

Tabla 1. Parámetros transmisión planetariaÍtem Sol Planeta Anillo Carrier

N° dientes 18 26 72Masa (kg) .178 .2 1.711 .81

Inercia(kgm2) 5.5e-6 4.6e-5 7.2e-3 5.7e-3

Módulo 1.5 1.5 1.5 1.5Rigidezrodamiento(N/m)

150e6 150e6 2e10 150e6

Rigideztorsional(N/m)

0 0 1e15 0

ng. presión Razón decontacto

1.57; 1.95

RPM sol 1800

2.4. Simulación de fallas puntuales

Para poder simular una falla puntual en cada modelo, sesiguen los procedimientos que se muestran a continuación.

Para el caso del modelo fenomenológico, ésta se simulamultiplicando la vibración

producida por el engraneentre el planeta y el anillo por una perturbación. Se eligeuna ventana de Hanning de amplitud determinada como laforma de ésta. Se escoge esta ventana para asegurar lacontinuidad de la vibración como se muestra en la Figura7, no obstante, ésta podría tener otra forma particular. La

perturbación tiene una duración igual a la duración de lavibración, pero la parte donde efectivamente modifica laamplitud vibratoria dura ⁄ y tiene una frecuencia

relativa a la falla determinada por la geometría y cinemáticade la transmisión. La cantidad de funciones que sonsometidas a esta perturbación y las características que ésta

presenta, están determinadas por el/los elemento(s) que presentan la falla puntual. En la Figura 7 se muestraesquemáticamente la forma que tendría una de lasvibraciones

de la Figura 2a, si el planeta presentara

una falla puntual. El resto del procedimiento es el mismoque el planteado en el punto 2.1.

Fig. 7. Representación gráfica de vibración con perturbación.Para el caso del modelo de parámetros concentrados se

procede a modificar la función de rigidez de engrane ó como se muestra en la Figura 8, para la rigidezrelacionada con el engrane entre el planeta y el anillo o solrespectivamente. Si se presenta una falla puntual en el

planeta , sol o anillo, variará la rigidez relacionada con elelemento de la falla y/o con el que hace contacto la falla. Serealiza de esta forma, debido a que ya se ha estudiado elefecto que producen las fallas puntuales en estas funciones[12]. El resto del modelo, junto a la descomposición

propuesta en la Ec. 3, permanece invariante.

Fig. 8. Método de inclusión de falla en modelo de parámetrosconcentrados.

3. Resultados

3.1. Transmisión sin fallas

En la Figura 9 se muestra el espectro obtenido a partir

del modelo fenomenológico con vibraciones , que adiferencia de lo mostrado en la Figura 2a, son simuladasconsiderando diferentes amplitudes para c/u de ellas, lo cuales un caso que se asemeja un poco más a la realidad. Si serealiza la simulación con todos los

de igual magnitud,como lo muestra la Figura 2a, sólo aparece en el espectrocomponentes espaciadas a medidas desde [8,9].

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Fig. 9. Espectro de simulación modelo fenomenológico.

En la Figura 10, se muestra el espectro obtenido a partirdel modelo de parámetros concentrados simulado con losdatos de la Tabla 1 y con la descomposición propuesta. Lamedición experimental de un banco de ensayo mostrado enla Figura 11, que presenta las características mostradas en

la Tabla 1, se muestra en la Figura 12. Si bien lascomponentes observadas en el espectro obtenidoexperimentalmente y obtenido de los modelos no tienen lasmismas amplitudes, se presenta en ambos la componente a y varias bandas laterales distanciadas a de , con . Esto es, que el espectro está conformado por lasmismas componentes. Esto nos permite validar lametodología utilizada en este trabajo.

Fig. 10. Espectro de modelo de parámetros concentrados condescomposición propuesta.

Fig. 11. Banco de ensayo de transmisión planetaria.

Fig. 12. Espectro de medición real.

3.2. Transmisión con falla puntual

Se realiza una simulación de una falla puntual en unflanco del diente de un planeta de la transmisión. Para estoen el modelo fenomenológico se introduce la función de

perturbación descrita en la sección 2.4, con una frecuencia | |, donde es la frecuencia de rotación del planeta. Ésta es la frecuencia con que el flanco dañadoengrana con el anillo. La amplitud máxima de la

perturbación es de . En la Figura 13 se muestra elespectro que se obtiene con esta simulación.

Para el caso del modelo de parámetros concentrados serealiza lo indicado en la Figura 8, para la función de rigidez con una frecuencia | |. Se disminuye elvalor de la función en esta zona en un 10%. Al obtenerresultados y aplicar la descomposición descrita en lasección 2.3 se obtiene el espectro que se muestra en laFigura 14. Para el mismo banco de ensayo de la sección3.1. (Figura 11), se realizan mediciones experimentales,

obteniendo el espectro de las vibraciones que se muestra enla Figura 15.

Fig. 13. Espectro de simulación modelo fenomenológico con falla puntual en un planeta.

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Fig. 14. Espectro de simulación modelo parámetros concentrados confalla puntual en un planeta.

De los resultados expuestos por ambos modelos se puede observar que las vibraciones que mediría el sensorubicado como se muestra en la Figura 1, contienencomponentes que también se observan en los resultadosexperimentales. Estas son componentes que aparecen como

bandas laterales a frecuencias | | medidasdesde y desde las distintas bandas laterales que ya se presentaban en el caso sin falla (bandas laterales separadasa de , con ). Por otro lado, las amplitudes de lascomponentes espectrales en los modelos no coinciden conlas observadas en las mediciones experimentales. De estose extrae que ambos modelos predicen cualitativamente lasvibraciones que presenta la transmisión planetaria sometidaa este tipo de falla particular. Así se encuentra que el patrónque predice la falla puntual en un flanco del diente de un

planeta, son las vibraciones con componentes a frecuencias | | medidas desde y desde las distintas bandas laterales que ya se presentaban en el caso sin falla.

A partir de lo anterior, se puede extraer que ambosmodelos son útiles en la predicción de las componentesvibratorias de la transmisión planetaria, ya que nos

permiten obtener el patrón que se observa en lasvibraciones cuando se presenta una falla puntual en unflanco del diente de un planeta. Esto se puede extender adiferentes tipos de falla en los diferentes elementos que latransmisión planetaria contiene.

Fig. 15. Espectro de mediciones reales en banco de ensayo con falla puntual en un planeta.

4. Conclusiones

Se presentaron los modelos fenomenológico y de

parámetros concentrados que describen las vibraciones deuna transmisión planetaria desde distintos marcos dereferencia. Se propuso una función que permite compararlas respuestas entre ambos modelos y las medicionesexperimentales. Se compararon los resultados para unatransmisión planetaria particular y se validaron debido a lasimilitud obtenida entre ellos. Luego, se simula una falla

puntual en un flanco del diente de un planeta de latransmisión en ambos modelos y se compara con resultadosexperimentales obteniendo también resultados similares, loque permite obtener el patrón que indica la presencia de lafalla. Se puede extender esta metodología para simulardistintos tipos de falla y obtener los patrones que permitan

predecir la condición mecánica de la transmisión planetaria

por medio de las vibraciones.

Referencias

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gear with tooth root crack in ring gear, EngineeringFailure Analysis 31 (2013) 8-18.[4] Z. Chen, Y. Shao, Dynamic Features of a Planetary

Gear System With Tooth Crack Under Different Sizesand Inclination Angles, Journal of Vibration andAcoustics 135 (2013) 1-12.

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Notes in Mechanical Engineering, Springer (2014). DOI: 10.1007/978-3-642-39348-8_18.

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[8] Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers199 C1 (1985) 65-70.

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planetary gear sets, Journal of Sound and Vibration

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Journal of Vibration and Acoustics 121 (1999) 316-321.

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Desarrollo de una metodología de medición de ruido al

paso de un vehículo ferroviario

Kenny L. Alvarez C.a,*

, Miguel Aizpun Navarroa

a Escuela de Ingeniería Mecánica, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Av. Los Carrera 01567, Quilpué,

Valparaíso, Chile.


Resumen

Los ferrocarriles son vehículos que se utilizan principalmente para el transporte de pasajeros y carga. Se caracterizan por

circular sobre carriles, y normalmente sus ruedas son de acero. Al entrar en contacto estos dos elementos, ocurren fenómenos

que provocan que los cuerpos vibren lo suficiente para generar niveles de ruido importantes. Además, estos vehículos poseen

otras fuentes de emisión que se adicionan al nivel total generado.

Estos niveles de ruido afectan en gran manera a la población y a la calidad de vida de las personas que se ven expuestas a este

fenómeno. Es por ello que se hace necesario contar con normativas que permitan evaluar y mitigar este tipo de ruido.

En Chile, existe una normativa para evaluar y controlar el ruido proveniente sólo de fuentes fijas, por lo que no es aplicable a

vehículos ferroviarios, que corresponde a fuentes móviles.

Para lograr reducir el ruido generado por una fuente, es necesario medirlo y compararlo con los límites establecidos, y de esta

forma poder tomar medidas de mitigación.

En el presente trabajo, se llevó a cabo un análisis de las principales fuentes de generación de ruido en un vehículo ferroviario,y se desarrollaron metodologías para medir el ruido emitido por el paso de un tren. Con estas metodologías, se pretende

calcular niveles de emisión de ruido y de esta forma tomar medidas de reducción y/o mitigación.

Adicionalmente, se da a conocer una recopilación de límites de emisión sonora de diferentes países que poseen sistemas

ferroviarios, con el objetivo de tener referencias de consulta para el desarrollo de una futura normativa chilena aplicable a

fuentes móviles.

Keywords: ruido ferroviario, ruido de rodadura, medición de ruido, ferrocarril.

1. Introducción

En la actualidad, el vehículo ferroviario es uno de los

medios de transporte más utilizados en todo el mundo,gracias a las numerosas ventajas que posee con respecto a

otros vehículos, entre las que se destacan: confort de

pasajeros, tiempos de viajes reducidos y controlados, bajas

emisiones contaminantes, entre otras.Según un estudio realizado por la UIC (International

Union of Railway) [1], durante el año 2012, la afluencia de pasajeros en el mundo fue de 2.886 billones por kilómetro

de vía. De acuerdo a ese estudio, el 74% de los pasajeros

pertenece a Asia, Oceanía y el Medio Este.En Chile, el transporte ferroviario también se encuentra

presente y posee una participación importante dentro de losdistintos sistemas de trasporte. De acuerdo a unainvestigación realizada a los sistemas de transporte en Chile[2], se concluyó que el transporte ferroviario ocupa elsegundo lugar en el transporte de pasajeros, con un total de23.274.675 pasajeros transportados en el año 2009, valorque se ha visto incrementado en un 22% en 3 años.Además, si se observa la evolución del transporte

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ferroviario en los últimos 10 años en Chile, se puede verclaramente que la cantidad de pasajeros transportados se haduplicado, y el transporte de carga ha aumentado en un25%, manteniéndose éste último prácticamente constantelos últimos 5 años [3].

El ferrocarril, a modo general, se compone de dosconjuntos, el coche, o también denominado vagón, y los bogies. El coche corresponde al vehículo diseñado paratransportar pasajeros o carga y un bogie es un conjunto dedos o tres pares de ruedas montadas sobre ejes. En unvehículo ferroviario, los coches se encuentran montadossobres los bogies y esto permite que el vehículo se desplacea lo largo de perfiles metálicos denominados carriles.

Al entrar en contacto la rueda con el carril, amboselementos fabricados generalmente de acero, generanvibraciones que se trasmiten a lo largo de la estructuraferroviaria. Estas vibraciones producen un fenómeno físicollamado ruido.

El ruido se define como la variación de presión producida en un medio líquido, sólido o gaseoso, que es perceptible por el oído humano en determinadas frecuenciasy causa molestia [4].

El oído humano es capaz de detectar variaciones de presión en un rango de 20×10−6 (/2) hasta 200 (/2),y en un rango de frecuencias entre 20 y 20.000 (Hz). Es porello que resulta complejo medir su magnitud y se haadoptado utilizar la escala logarítmica para facilitar elcálculo, cuya unidad es el decibelio y se define de lasiguiente forma:

⁄ (1)

El ruido se clasifica principalmente en función de la

fuente de emisión: que puede ser fija o móvil, y de acuerdoa la característica: ruido intermitente, ruido estable, ruidovariable en el tiempo y ruido impulsivo. El ruido emitido por un ferrocarril corresponde a una fuente móvil, concaracterística impulsiva.

Estudios recientes [5] han demostrado que si una persona se expone a niveles mayores de 60 (dBA) de ruidoferroviario en forma periódica, tiene un riesgo 8% mayor desufrir hipertensión, entre otras patologías. Es por ello que sehace necesario contar con normativas que permitan evaluary mitigar este tipo de ruido.

Para poder tomar medidas, es necesario conocer las principales fuentes de emisión de ruido, con el fin de atacardirectamente a la fuente de emisión, en vez de sólo tratar de

mitigarlo con acciones ajenas a ésta.Los expertos en ferrocarriles han investigado [6] los

diferentes tipos de ruido presentes en el paso de unferrocarril, clasificándolos en 3 categorías: ruido trasmitido por tierra, ruido estructural y ruido aéreo (Ver Figura 1),siendo este último al más influyente en los niveles finalesde emisión.

Figura 1. Clasificación de categorías de ruido [6].

El ruido aéreo es generado por los distintoscomponentes de un vehículo cuando se encuentra encirculación. Gracias a los estudios realizados se han logradoidentificar las principales fuentes de emisión:

Ruido de rodadura: es la principal fuente de emisiónque se genera por el contacto directo entre la rueda yel carril. La forma de reducirlo es disminuyendo las

vibraciones de sus dos primeros modos de vibracióncorrespondiente a 0Ln y 1Ln [7]. Algunas medidasque se han tomado al respecto, es colocar en las ruedasamortiguamiento a los modos de vibración que másgeneran ruido. Esto permite disminuir las aceleracioneslaterales considerablemente y por lo tanto disminuye elnivel de ruido [8].

Ruido de impacto: este ruido se produce cuando la ruedaentra en contacto con alguna imperfección en el carril, enalguna junta no soldada o cuando la rueda ingresa a unazona de cambio y la rueda entra en contacto con la aguja[9].

Chirrido en curvas: más conocido por su nombre en inglés“Squeal Noise”, este ruido es objeto de muchas

investigaciones debido a su característica. Cuando unvehículo circula en curva, ocurre un pequeñodeslizamiento con respecto al carril, lo que genera fuerzasde fricción [10], esto provoca una fuerte excitación de losmodos de vibración 0Ln de la rueda a determinadasfrecuencias, lo que genera un chirrido de carácter tonalmuy fuerte.

Ruido aerodinámico: es producido por el contacto directoentre el aire y el vehículo. Se debe a las fuerzas de arrastreque debe vencer el vehículo. Además, en vehículos de másde un coche, en ocasiones se producen turbulencias en launión de estos cuando se alcanza cierta velocidad.

Ruido de tracción y elementos auxiliares: el ruido detracción corresponde al ruido generado por los motores, yasean eléctrico o diésel, mientras que el ruido de elementosauxiliares se produce por el contacto del pantógrafo con lacatenaria y también por los equipos de climatización quegeneralmente están ubicados en la cubierta superior deltren.

La mayoría de estas fuentes de emisión de ruidoaumentan con la velocidad del vehículo, proporción que se puede observar en la Figura 2.

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Figura 2. Variación de la presión sonora en función de lavelocidad según fuente de emisión [11].

En la Figura 2, se puede observar que a velocidades por

debajo de los 30 km/hr, el ruido predominante es el ruido

de tracción, el cual se mantiene prácticamente constante avelocidades mayores. En un rango de 30 a 200 km/hr

aproximadamente, el ruido que predomina es el ruido de

rodadura y finalmente sobre velocidades de 200 km/hr, el

ruido que más se hace presente es el ruido aerodinámico.

Además, el nivel total de ruido emitido por un

ferrocarril se puede estimar en función de la velocidad con

la siguiente expresión [6]:

(2)

Donde:

: es el nivel de presión sonora a la velocidad , en dB(A).

: es el nivel de presión sonora a la velocidad , en dB (A).: es la velocidad del tren a la cual se desea conocer el nivel de presión sonora, en km/hr.: es la velocidad a la cual se midió el nivel de presión sonora, en km/hr.

En la expresión anterior, se observa que es necesarioconocer el nivel de presión sonora a una cierta velocidad.Para obtener dicho valor, es necesario realizar medicionesde ruido cuando un vehículo ferroviario se encuentra encirculación.

La mayoría de los países que cuentan con sistemasferroviarios, poseen normativas y protocolos de mediciónde ruido, a fin de evaluar el impacto y comprobar si se

cumple con los límites establecidos por las políticas de cada país. En Chile, no existe una normativa que establezcalímites de emisión de ruido para fuentes móviles como lo esel ferrocarril, ni tampoco metodologías de medición.Cuando es necesario realizar mediciones, las empresasejecutoras recurren a metodologías de normativasextranjeras o se basan en metodologías aplicadas a fuentesfijas [12]. Esto puede resultar en la obtención de valores

erróneos y muchas veces perjudiciales para los entesinvolucrados.


La metodología propuesta, se realizó en base a unarecopilación de normativas y metodologías europeas yamericanas, seleccionando las principales directrices deacuerdo a las necesidades de Chile.

En Europa, la normativa que se utiliza es la UNE-EN-ISO 3095:2005:”Medición del ruido emitido por vehículosque circulan sobre carriles” [13]. Esta norma entrega lasherramientas necesarias para efectuar mediciones de ruidoen el paso de un vehículo ferroviario.

Por otra parte, en Estados Unidos, el U.S. Departmentof Transportation” ha desarrollado un manual llamado“Handbook for Railroad Noise Measurement and Analysis” [14], que menciona las pautas que se debenseguir para medir el ruido del paso de un tren.

Ambas normativas aportan variables distintas almomento de medir el ruido, por lo que para desarrollar lasmetodologías propuestas se han seleccionado los parámetros más representativos, y los que se adecúan mejora la situación de Chile.

Existen otras normativas particulares de cada país [15-16] que son modificaciones de estas dos normativasmencionadas anteriormente, de las cuales se seleccionaronalgunas variables que pueden ser aplicadas en estametodología.

Además de las metodologías estudiadas, se realizó unanálisis de los límites de emisión de ruido de diversos países desarrollados y en vías de desarrollo. En la mayoríade los países estudiados, existían límites de emisión deruidos equivalentes para el día y para la noche, clasificadosen función de la zona de los receptores (Ver Tabla 1).

Tabla 1. Límites de nivel de presión sonora de varios paíseseuropeos.

Tipo de

Receptor

Límites nivel de presión sonora equivalente, ponderado A, en el

día/noche, según País (LpAeq,día)/(LpAeq,noche) en dBA

Italia Portugal Alemania Suiza Francia Polonia Malasia

Hospitales

y Escuelas50/40 55/45 70/60 60/50 63/58 55/50 60/50

Residencial 55/45 55/45 70/60 60/50 63/58 55/50 65/60

Areas

Mixtas60/50 65/55 72/62 65/55 68/63 65/50 70/65

Centros de

Ciudad65/55 65/55 72/65 65/60 68/63 65/55 70/65

Industrial 70/60 65/55 75/65 70/60 68/63 65/55 75/65


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A continuación se presentan tres metodologías demedición de ruido desarrolladas en base a lasinvestigaciones realizadas. La primera, corresponde a unametodología a campo libre del paso del tren, la cual tienecomo objetivo medir el ruido emitido por el paso de un trenen zonas a campo libre, es decir zonas que no existanelementos que interfieran con las mediciones, como porejemplo árboles, edificios, etc. La segunda se denominametodología del paso del tren para zonas urbanas, varía con

respecto a la anterior ya que se puede medir en zonas queexistan elementos que interfieran con la emisión de ruido.Finalmente, se presenta la metodología de medicióncontinua de ruido. Las dos primeras son de utilidad paraevaluar el estado del vehículo y/o material rodante,mientras que la última permite evaluar el ruido en un periodo de tiempo, y calcular el nivel de presión sonora para comprobar si éste cumple con los valores establecidoscomo límites por las autoridades gubernamentales.

3.1. Metodología a campo libre del paso deltren

En esta metodología, se indica la posición de losmicrófonos, las condiciones del entorno, ya seameteorológicas o acústicas, las condiciones del vehículo yvía, la instrumentación necesaria, las velocidades de ensayoy las magnitudes que se deben medir y/o calcular.

Además, se debe obtener el , que corresponde alnivel de exposición sonora al tránsito, el cual se calcula a partir del nivel de presión sonora equivalente medido con lasiguiente expresión:

( ⁄ )

(3)

Donde:TEL: es el nivel de exposición sonora al tránsito, ponderado

A, expresado en .: es el nivel de presión sonora equivalente

ponderado A, medido en el tiempo de paso del tren, en. : es el tiempo de paso del tren, que equivale a la longitud

total del tren dividida por la velocidad del tren, en .: es el intervalo de tiempo de medición, en .

Las mediciones deben comenzar cuando el ruido deltren se perciba con el oído humano y finalizar cuando ésteya no se perciba. Se recomienda utilizar un instrumentoadicional para medir el tiempo de paso del tren, como porejemplo un sensor fotoeléctrico de barrera.

Toda la instrumentación acústica debe cumplir con lassiguientes normativas: IEC 61672: “Electroacústica,Sonómetros” , IEC 61094-4:1996: “Electroacústica,micrófonos de medición” o ANSI S1.4:2013:“Electroacústica, sonómetros” y EN 60942:2005:“Electroacústica, calibradores acústicos” o ANSI

S1.40:2006: “Especificaciones y procedimiento deverificación de calibradores acústicos”.

3.2. Metodología del paso del tren para zonasurbanas

Esta metodología es una modificación de la anterior, enla cual se modifican los puntos de medición debido a quegeneralmente no será posible cumplir con la distancia delos micrófonos. También se modifican las condiciones delentorno, que en la metodología anterior se considerabacomo un entorno libre de elementos que interfieran con lasmediciones, condición que será difícil cumplir en zonasurbanas.

3.3. Metodología para medición continua deruido

La presente metodología es de utilidad para evaluar elimpacto que genera el ruido emitido por un ferrocarril en lacomunidad. Se desarrolló en base a normativas de diversos países, recopilando lo mejor de cada una para ser aplicada aChile.

Posición de micrófonos: la ubicación de los micrófonos

estará definida por el lugar en el que se desea caracterizar el

nivel de presión sonora. Los micrófonos deben estar

colocado siempre en posición horizontal dirigido hacia la

fuente de emisión. Deben ir ubicados entre 1,2 a 1,5 m del

suelo. Se deben realizar, al menos tres mediciones

simultáneas en la zona seleccionada y el valor a utilizar será

la media aritmética de las tres mediciones. Estos

micrófonos deben estar separados entre ellos, al menos 0,5

m.Magnitudes de medición: se debe medir el nivel de

presión sonora continuo equivalente, ponderado A y

el nivel de presión sonora máxima, ponderado A, en

respuesta rápida . Luego se deberá calcular el nivel

de exposición sonora con la siguiente expresión:

⁄ (4)

Donde:SEL: es el nivel de exposición sonora de un evento aislado,

ponderado A, expresado en .: es el nivel de presión sonora continuo equivalente

ponderado A, en

;

es el intervalo de tiempo de referencia, en .: es el intervalo de tiempo de medición, en .

Número de mediciones y tiempo de duración: las

magnitudes de interés para esta metodología son el nivel de

presión sonora equivalente, ponderado A, de día ( ),

que corresponde al durante el periodo de tiempo de

las 07:00 hrs a 21:00 hrs, y el nivel de presión sonora

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equivalente, ponderado A, de noche ( ), que

corresponde al durante el periodo de tiempo de las

21:00 hrs a 07:00 hrs. Lo ideal sería medir todo el periodo

evaluado, pero esto implica el procesamiento de una gran

cantidad de datos que resulta muchas veces costoso e

inviable. Es por ello que se propone un método para llevar acabo este tipo de mediciones.

Mediciones de día (de 07:00 a 21:00 hrs): Baja frecuencia de Vehículos: se considerará baja

frecuencia de vehículos, cuando circulen diariamente

menos de 10 vehículos (ejemplo: trenes de carga,

locomotoras, etc). En este caso se deberá medir sólo el

tiempo necesario para registrar el ruido del paso de cada

uno de los vehículos, por separado, por lo que no se deben

tener más de 10 mediciones, una por cada tren. Y también

se deberá medir el ruido de fondo durante treinta segundos,

en cada intervalo de tiempo que no circule ningún vehículo.

El nivel de presión sonora equivalente de día para este casode calculará con la siguiente expresión:

{∑ ( ) ∑ ( ) }

(5)

Donde: : es el nivel de presión sonora, ponderado A,

equivalente durante el día (de 07:00 a 21:00 hrs), en dB(A).: es el tiempo total de evaluación (07:00 a 21:00 hrs), en s.: es la cantidad de mediciones realizadas.: es el intervalo de tiempo medido en el evento del pasodel tren, en s.

: es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalentemedido en el tiempo , en dB(A).: es la cantidad de intervalos de tiempo en el cual no serealizaron mediciones.: es el intervalo de tiempo en el cual no hay circulaciónde vehículos, en s.: es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalentedel entorno, cuando no circula ningún vehículo, en dB(A).Este valor se medirá durante treinta segundos solamente, yse considerará constante en los instantes que no circuleningún vehículo.

Alta frecuencia de Vehículos: se considerará alta frecuenciade vehículos, cuando circulen diariamente más de 10vehículos. Generalmente, cuando se tiene una altafrecuencia de vehículos durante el día, su servicio se divideen horarios dependiendo de la demanda de los usuarios, porejemplo: horario punta, horario valle y horario normal. Lacantidad y los tiempos de medición van a dependerexclusivamente de las frecuencias horarias que posea elservicio. Se deberá medir en cada uno de los horarios, eltiempo necesario para captar la emisión de ruido del 25%

de los vehículos que circulan en ese horario. En ningúncaso se deberá medir menos de diez trenes, por lo que si el25% corresponde a una cantidad menor, se debe calcular eltiempo con un total de diez vehículos. La ecuación para estecaso será la siguiente:

∑ (6)


equivalente durante el día (de 07:00 a 21:00 hrs), en dB(A).: es el tiempo total de evaluación (07:00 a 21:00 hrs), en s.: es la cantidad de horarios con distinta frecuencia de paso(horario punta, valle y normal).: es el intervalo de tiempo total que dura el servicio en

una frecuencia i determinada, en s. La suma de todos los es igual al tiempo : es el nivel de presión sonora, ponderado A,

equivalente medido en una frecuencia i determinada,equivalente a un total de 25% de los trenes que circulan enesa frecuencia, en dB(A).

Mediciones de noche (de 21:00 a 07:00 hrs):El servicio de vehículos en la noche es considerablementemenor que en el día, y de acuerdo al periodo de evaluación,los vehículos circularán al comienzo y al final de dicho periodo de tiempo. Por lo tanto, se deberá medir de nochedesde las 21:00 hrs, hasta que termine el servicio de paso delos vehículos (normalmente de 11:30 a 12:00 hrs.) y desdeque comienzan a circular en la madrugada (normalmente de05:30 a 06:00 hrs.) hasta las 07:00 hrs. Durante el tiempoque no circulen vehículos, se deberá medir durante un

periodo de treinta segundos cada una hora, y calcular lamedia aritmética, a fin de caracterizar el ruido que se percibe en la noche. La fórmula para calcular este nivel deruido será la siguiente:

[( ) ( )

( )] (7)


equivalente durante la noche (de 21:00 a 07:00), en dB(A).: es el tiempo total de evaluación (21:00 a 07:00 hrs), en s.: es el intervalo de tiempo en el cual se llevó a cabo lamedición de noche, (de 21:00 hrs hasta el término delservicio), en s.: es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalentemedido durante la circulación de vehículos en la noche,desde las 21:00 hrs hasta el término del servicio, en dB(A).: es el intervalo de tiempo en el cual se llevó a cabo lamedición de madrugada, (desde que comienza el serviciohasta las 07:00 hrs), en s.

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86

Seleccionarla zona demedición

Conocer lasfrecuencias de paso ycalcular los tiempos

de medición

Ubicar losmicrófonos

Medir el Leq y Lmaxde acuerdo a los

tiempos de medición

Completar losCheck list

: es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalentemedido durante la circulación de vehículos en lamadrugada, desde el comienzo del servicio hasta las 07:00hrs, en dB(A).: es el intervalo de tiempo en el cual no hay circulaciónde vehículos, en s.

: es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalentedel entorno, cuando no circula ningún vehículo, en dB(A).Este valor se medirá treinta segundos y se consideraráconstante en los instantes que no circule ningún vehículo.

En la Figura 3 se puede observar el procedimiento aseguir para llevar a cabo las mediciones de estametodología.

Figura 3. Esquema de procedimiento de medición continua deruido.

Con el objetivo de guiar a las personas que lleven acabo las mediciones, se crearon Check list, en los cuales se

indican las condiciones que se deben cumplir y el procedimiento para cada una de las metodologías.

4. Conclusiones

Esta investigación permitió comprobar que trabajar con problemas de ruido en ferrocarril es un tema complejo yaque involucra a muchas fuentes de emisión de ruido. Es porello que se debe tener especial cuidado al evaluar y medir elruido total emitido para no incurrir en errores.

Por otra parte, se observó claramente que la mayoría delos países que poseen legislación acústica, son paísesdesarrollados o en vías de serlo. En cambio Chile, que enestos momentos es un país en vías de desarrollo, no cuentacon dichas normativas ni procedimientos.

Por esta razón, este trabajo se presenta con el objetivode proporcionar una guía para el desarrollo de normativas y protocolos de medición, a fin de que las mediciones deruido en ferrocarriles puedan efectuarse de manera estándaren Chile.

Referencias

[1]

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[2]

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2009.[3] Rodrigo F. Lagos C. y Kenny L. Alvarez C., "El sistemaferroviario: grandes ventajas en contextos urbanos",Diario Estrategia, 30 de septiembre de 2013.

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[6]

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[9] R. F. Lagos-cereceda, K. L. Alvarez-c, J. Vinolas-prat,and A. Alonso- pazos, “Rail vehicle passing through aturnout : Influence of the track elasticity Inf luencia de laelasticidad de vía al circular por un desvío ferroviario,”vol. 81, no. 188, pp. 60 – 66, 2014.

[10]

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[11] WG Railway Noise of the European Commission,"Position paper on the European strategies and prioritiesfor railway noise abatement", Versión 19403.

[12] Decreto supremo Nº 38 del Ministerio SecretaríaGeneral de la Presidencia de la República Establece Norma de emisión de ruidos generados por fuentes queindica, elaborada a partir de la revisión del decretosupremo Nº 146 de 1997 del Ministerio de Salud, 11 denoviembre de 2011, Santiago, Chile.

[13]

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[14]

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[15] Canadian Transportation Agency, "Railway NoiseMeasurement and Reporting Methodology", August2011.

[16] Department of Environment, Ministry of NaturalResources and Environment Malaysia, "Environmental Noise Limits and control", Book 1 of 3.

http://www.ingentaconnect.com/content/ince/ncej

http://www.ingentaconnect.com/content/ince/ncej

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Un procedimiento para definir estrategias para minimizarel riesgo en la gestión del mantenimiento

Fernando Félix Espinosa FuentesFacultad de Ingeniería, Universidad de Talca

Email: [email protected]

ResumenSe presenta una herramienta de análisis cuya finalidad es definir que estrategias son las más adecuadas para ser

implementadas en una organización productiva a fin de minimizar las posibles causas de riesgo en un proceso de innovaciónde la gestión del mantenimiento. Para lograr tal efecto se combinaron herramientas de la Metodología Multicriterio deApoyo a la Decisión-Constructivista (MCDA) para organizar y sintetizar la información recopilada desde el equipo de personas, del modelo DEMATEL (Decision Making Trial and Evaluation Laboratory) para jerarquizar las estrategiasdefinidas. Lo más relevante de la aplicación de este procedimiento es que la definición de las estrategias nace desde las personas que laboran en el área de mantenimiento lo que conlleva a que el compromiso con la implementación exitosa de

estas acciones sea muy alto.

Keywords: Definición de estrategias, DEMATEL, gestión del mantenimiento, MCDA Constructivista..

1. Introducción

Enfrentar un proceso de innovación para la gestión del

mantenimiento con la finalidad de conseguir nuevas metaso fortalecer las que se ya se han alcanzado y demostraronser efectivas, trae consigo riesgos asociados a las múltiplestareas que hay que llevar a cabo, los que emergerán durantela etapa de levantamiento de los requerimientos paraatender los objetivos del negocio de la empresa hasta el

último paso, que es la valoración de los nuevos beneficiosque se podrían conseguir con la innovación propuesta.

Las causas de fallas en un proyecto de innovación son, principalmente, el resultado de la multiplicidad de riesgosinherentes en el proceso de desarrollo del proyecto, porque

se trata de un conjunto de etapas con interacciones ydependencias entre ellas, además que involucra la creaciónde algún producto o servicio que nunca antes fue hecho,

aunque el proceso de desarrollo sea similar al de otros

proyectos.

Aprovechar el conocimiento, experiencia y juicio deladministrador y su equipo de personas, con bastanteseguridad, proveerán información muy útil para la toma dedecisiones en lo que respecta a la definición de lasestrategias de mejoramiento más acertadas para la realidad

de su entorno y es aquí donde las herramientas del MCDAayudan a capturar, organizar jerárquicamente y sintetizar lainformación que ha sido recopilada desde los involucradosdirectamente con el problema en estudio [1,2] y además se puede de forma natural combinarse con un modelo de

administración que maneje la incerteza [3]. Paracomplementar el proceso de selección de las estrategias yacciones de mejoramiento se usarán los principios, delmodelo DEMATEL para evaluar el impacto de lasestrategias [4-6] y de esta manera priorizar los recursoshumanos, físicos y financieros disponibles.

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2. Puntos de vista fundamentales

La metodología MCDA tiene como objetivo auxiliar en

la toma de decisión, para un determinado problema, segúnla perspectiva de los decisores (responsables por la

solución, o bien, los principales afectados por el problemaen cuestión). Según [7] los procedimientos deben estarfundamentados en un paradigma que defina cuales son lasreglas de trabajo para garantizar el respaldo científico a lametodología.

La obtención de los elementos primarios de evaluación(EPEs) se realizó por medio de entrevistas a los encargadosdel mantenimiento de tres empresas productivasrepresentativas de la zona. La relación de influencia es

representada por clúster que reúnen los conceptos que sonde la misma naturaleza, o sea que son factores que en eldesarrollo del proceso influirán en una de las etapas del proyecto principalmente.

En la figura 1 se entrega un mapa generalizado defactores presentes en el proceso de análisis, que por sus

características de disponibilidad de información en primerlugar, y de manejo de relaciones humanas en segundolugar, son fuentes de riesgos para el buen final del proyecto.Por ejemplo, en el análisis económico de las alternativas elno poder cuantificar con certeza los costos involucrados ono poseer conocimientos acabados sobre modeloseconométricos el riesgo de fracasar más adelante es muyalto.

Así, para cada estudio específico que hay que realizaren la evaluación de la factibilidad de implementar unainnovación en el proceso de gestión, se pueden identificaraquellos factores que son parte integrante de cada etapa enel desarrollo, y para los cuales el equipo de mantenimientodebe procurar la información más actualizada y susrelaciones con otros sistemas y personas, tal que refleje elreal comportamiento del sistema bajo estudio y, de estaforma, generar planes de contingencia para el caso en quese presenten situaciones no deseadas, o bien, generar con

anticipación las condiciones para tener un proceso deinnovación con alta probabilidad de éxito.

Identificación de factores de riesgos en

la innovación de la gestión del

mantenimiento

Análisis económico

de las alternativas

Definición de los

objetivos

Evaluación de los

aspectos técnicos

Evaluación de los

aspectos

administrativos

Evaluación de las

capacidades de la

organización

Dimensionamiento

de la aplicación

Análisis de los

requisitos de las

concepciones

Cuantificación de

los costos

Uso de modelos

econométricos

Cuantificación de

los beneficios

Definición del

tiempo de

desarrollo

Selección del líder

del proyecto

Definición

experiencia del

equipo analista

Internalización de

los objetivos

Conocer la

evolución del

producto

Conocimiento del

equipamineto

Capacidad de uso

de la información

Evaluación del

apoyo logístico

Calificación de las

funciones

administrativa

Calificación de los

sistemas de apoyo

Calificación del

apoyo

organizacional

Apreciación de la

cultura del cambio

Apreciación del uso

de metodologías de

proyectos

Capacidad de

dirimir conflictos de

intereses

Análisis de la

información de

retroalimentación

Selección de los

equipamientos

Medir el grado de

adaptabilidad

Conocimiento de los

requisitos

Figura 1: Factores de riesgos en el proceso de innovación (fuente: autor)

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3. Definición de estrategias

El siguiente paso en el desarrollo de la metodología propuesta es la definición de las estrategias, en base a mapasmedio – fin, cuyo rótulo está relacionado en identificar los

factores que conducirán al mejoramiento de aquellos aspectos,que según los implicados, son riesgos para una alta confiabilidaden la gestión del proyecto para el mantenimiento. El desarrollodel procedimiento llega hasta el punto donde los involucrados proponen las estrategias y las validan como factibles de serimplementadas, ya que ahora la definición nace de un análisis delas causas que ellos mismo evalúan como importantes [8].

El riesgo es la combinación de la probabilidad de que unescenario no deseado en particular sea realidad, con lasconsecuencias o impactos negativos que produciría esa falla enel proceso de interés [8].

Es este par de parámetros los que deben ser tratados con elmayor cuidado por el equipo de análisis, utilizando unametodología que los conduzca a la cuantificación de ellos, con base en una apreciación cualitativa apoyada en la experiencia yconocimiento del entorno en que se desarrollará el proyecto yque esta apreciación pueda ser trasladada a un valor de

referencia, el cual más adelante servirá para jerarquizar o definirlas acciones mitigantes del riesgo (ver figura 2). En cualquiersituación en la que se exige una decisión están involucradasamenazas y oportunidades y ambas deben ser manejadas.

Los cursos de acción están frecuentemente disponibles,reducen o neutralizan amenazas potenciales, y ofrecensimultáneamente oportunidades para mejorías positivas en eldesempeño del proyecto. No es aconsejable concentrarse enreducir amenazas sin considerar las oportunidades asociadas,como tampoco es aconsejable perseguir oportunidades sinconsideración de las amenazas asociadas [9].

Para la valoración del par de parámetros que conforman el

riesgo (probabilidad e impacto), se hace necesario que en elequipo de análisis estén presentes profesionales que tenganexperiencia en proyectos de innovación similares, ya sea de lamisma naturaleza o magnitud, a fin de poder definir, con base ensu experiencia, cada uno de los sub-factores que componen los parámetros conjuntamente con su relevancia, esto último se vereflejado en la ponderación que se define para cada componenteque conforma el parámetro. En la figura 3 se desarrolla el caso para el análisis económico de las alternativas factibles deimplementar.

Las ponderaciones y los valores que se ingresan para cada

componente del parámetro son apreciaciones subjetivas delequipo de analistas, las cuales tienen que concordar con larealidad de cada situación bajo estudio.

En el ejemplo desarrollado en la figura 3, para el factorrelacionado con el análisis económico de las alternativas, para elsub-factor cuantificación de los costos, el equipo de analistasidentificó tres variables importantes conjuntamente con su

ponderación.

Figura 2: matriz de riesgos (fuente: autor)

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Con respecto al nivel actual del factor evaluado, el riesgo para la

característica se califica con valor:

5: Muy alta probabilidad de fracaso

4: Alta probabilidad de fracaso

3: Probabilidad media para fracasar

2: Probabilidad baja de fracasar1: Probabilidad casi nula de fracasar

En caso de producirse el fracaso a causa del factor, el

impacto se califica como:

5: Muy alto con efecto irreversible

4: Alto, retrasará mucho al proyecto

3: Medio, significa solo inversiones extras

2: Bajo, re-acondicionamiento de recursos1: Casi nulo, pequeños inconvenientes

Característicasprimarias

Ponderación Calificación Calificación del impacto = 3

Disponibilidad de

información actualizada30% 3

Desarrollo de los

requisitos para

implementar la

concepción

30% 2Calificación final:

probabilidad * impacto = 9,3

Definición de preparación

en nuevas competencias40% 4 Situación con inestabilidad

Calificación del riesgo = 3,1 (ver explicación gráfica en Figura 2)

Figura 3: Planilla de evaluación del impacto para el factor selección del líder (fuente: autor)

4. Ajuste de las estrategias

Apoyado de los resultados obtenidos del análisis hecho enlas planillas de evaluación del impacto, se identifican losfactores que van ser optimizados, y para estos se proponen lasestrategias que van a ser implementadas para cada uno de losfactores claves de éxito. El proceso comienza con la declaración

del objetivo que se desea conseguir y para este objetivo se definecual será la estrategia a implementar. En un período posterior secorrelacionarán los resultados obtenidos en el ambiente defábrica, como consecuencia de la ejecución de las acciones y latasa de variación para un periodo de referencia, evidentemente,en función del juzgamiento del administrador sobre losresultados de la estrategia.

Revisando todas las características primarias que sondefinidas después de varias iteraciones, mediante un procesosimilar al usado para los factores de riesgo, se listan aquellasacciones que podrían ser implementadas para atenderlos,teniendo presente que el objetivo es conformar un conjunto deestrategias destinadas al mejoramiento de las condiciones que

podrían desencadenar la falla, por tanto deben ser acciones quetengan la factibilidad de ser implementadas y priorizando a

aquellos factores que están sobre el nivel de inestabilidad. En lafigura 4 se muestran las estrategias (E) definidas para enfrentarde forma exitosa el proceso de innovación de la gestión.

La probabilidad de obtener mejores soluciones aumentacuando se avanza a partir de puntos que son conocidos, susresultados se entienden mejor y los recursos se concentran enaquellas con mayor factibilidad de ser implementadas con un

amplio apoyo en la empresa. Esta es la razón para adquirirconocimientos y discutir los problemas con los demásintegrantes del equipo de trabajo [10].

5. Jerarquización de las estrategias

El éxito de un programa de mejoramiento radica en la

capacidad de la dirección de la función mantenimiento paraseleccionar la combinación adecuada de estrategias quemaximizan el impacto en el servicio del cual son responsables

con menos recursos de los que les fueron asignados. Además, el proceso de identificación de la cartera de proyectos que puedenalcanzar con éxito los múltiples objetivos en condiciones derecursos limitados, es también otra decisión crítica paracualquier organización.

Este tipo de aplicación, implica tomar decisiones que seinician en la definición de los objetivos a conseguir, larecopilación de los criterios pertinentes, evaluar las alternativascon sus ventajas y desventajas, y la selección de la alternativaóptima [11]. Hasta este punto de la metodología, en la primera

parte se definió la meta que en este problema es seleccionar unaestrategia de mejoramiento favorable. En la etapa 2, está el proceso para determinar y establecer los clúster para evaluación.Con el fin de evaluar y seleccionar una estrategia demejoramiento favorable, los clúster necesarios para laevaluación a ser considerados nacen del análisis y alcance quelos propios involucrados en la función mantenimiento consigandefinir, preseleccionar o bien deseen abarcar.

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Estrategias yfocos

definidos para

minimizar elriesgo

E1Mejorar la calidad de la información disponible para la toma de

decisiones vía la formalización del sistema de información

E2Hacer una mejor asignación de los recursos disponibles vía la

jerarquización de los objetivos definidos para la innovación

E3 Realizar una mejor selección de las alternativas de concepcióndel mantenimiento vía capacitación en evaluación de proyectos

E4Mejorar el ambiente y la calidad del trabajo en equipo vía

capacitación en relaciones humanas

E5Asegurar la implementación de la innovación vía capacitación

en gestión del mantenimiento

E6Dimensionar el objetivo relacionado con producción vía análisis

capacidad técnica de recursos

E7Asignar correctamente las tareas del equipo de mantenimiento

vía definición de responsabilidades

E8 Detección de fortalezas y debilidades y tareas de mejoramientode la función mantenimiento vía análisis SWOT

Figura 4: Estrategias definidas para la innovación (fuente: autor)

En la etapa 3, es necesario aplicar un modelo que permita jerarquizar las estrategias de tal forma que el esfuerzo queimplica a la organización un proyecto de este tipo sea biendirigido con una selección final acertada entre todas lasalternativas posibles. El modelo que se aplicó fue el modelo

DEMATEL que es una metodología para hacer frente a problemas complejos, estructurándolos a través derepresentaciones gráficas y analizando las influencias causales

puede ayudar en cuestiones complejas, sistemas o conceptosconfirmando la interdependencia entre las variables y de ayuda

en el desarrollo de un gráfico para reflejar las interrelacionesentre las variables. El producto final del proceso de DEMATELes una representación visual del mapa relaciones de influenciamediante el cual los administradores organizan sus propiasacciones. Por último, en el paso 4, las mejores soluciones se pueden ordenar de acuerdo a las prioridades generales de lasalternativas.

Los pasos en la aplicación de DEMATEL son como sigue:el primer paso es la generación de la matriz de relacionesdirectas (Figura 5) y los siguientes pasos son la normalizaciónde la matriz de relaciones directas, la obtención de la matriz de

relación total, la determinación del grupo despachador y delgrupo receptor, el establecimiento del valor del umbral yobtener el diagrama de impacto y finalmente la obtención delmapa de relaciones de influencia (MRI) [11].

En la Figura 6 se presenta el MRI de las estrategias a primernivel del conjunto de estrategias definidas para minimizar laaparición de las causa de fracaso de la innovación. Usando este

mapa, los responsables del proyecto pueden visualizar ladiferencia entre las estrategias causa (E2, E3, E4 y E7) tienenuna mayor influencia sobre las otras y se asume que tiene una prioridad más alta y las estrategias receptoras (E1, E5, E6 y E8)reciben más influencia de las otras y se supone que tienen una

prioridad más baja.

Figura 5: Matriz de relaciones de las estrategias

Además, la red de influencia de la matriz puede ser utilizada para evaluar la intensidad del efecto de una estrategia sobre otra.Por ejemplo si se implementa la estrategia E3 esta tendráimpacto positivo sobre E6 ya que si se define la concepción delmantenimiento que guiará la implementación de las accionesnecesarias para conseguir el objetivo de la función, será muchomás factible correlacionar y dimensionar los recursos necesarios

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para la implementación del proyecto en vista del impacto sobrelos niveles productivos.

Figura 6: Mapa de relaciones de influencia

La aplicación de esta metodología no termina con elenunciado y jerarquización de las estrategias, sino que es

comienzo de una etapa de largo alcance, que deberá ahora serllevada a cabo por las personas que se desempeñan en la gestióndel mantenimiento [12].

Así, a modo de ejemplo, el enunciado de las estrategia E1

dice: “Mejorar la calidad de la información disponible para latoma de decisiones vía la formalización del sistema deinformación”, tiene un conjunto otras actividades relacionadascon la definición de las funciones que son necesarias realizar

para administrar el proyecto, definir los procedimientos y personas responsables para obtener la información, formas demedir las desviaciones entre lo estimado y lo real, el análisis delas causas raíces de las fallas ocurridas, entre otras.

6. Conclusiones

La metodología presentada permite definir y jerarquizar las

acciones de mejoramiento para las condiciones actuales de laorganización la cual debe asumir un proceso de innovación ensu gestión, basado en una evaluación de los factores que sonfuentes de riesgos y la definición de las acciones que podríanminimizar esos riesgos.

Una de las ventajas de aplicar este procedimiento es que ladefinición de las acciones nace desde los involucrados con el proyecto de innovación en conjunto con los que se veránafectados con los cambios que se introducirán. Se destaca eltrabajo en equipo y el aporte proactivo de los participantes, y el papel del facilitador del proceso quien debe asegurar que la

definición del alcance de cada acción de mejoramiento no

introduzca nuevas fuentes de riesgos en el desarrollo del proyecto. Para esto es importante el trabajo en equipo y conocerlas condiciones del entorno de la organización.

Con esta metodología rápidamente se puede tener un valor bastante aproximado del riesgo, sin tener que entrar en cálculos probabilísticos, y en la jerarquización las acciones quecomponen la estrategia ya que los participantes conocen bastante bien sus limitaciones. Nadie mejor para esta aplicación queaquella persona que conoce bien su ambiente y analiza futuras

tareas de mejoramiento.

7. Referencias

[1] Espinosa F., Dias A., Back N. Un procedimiento de

evaluación de las condiciones necesarias para innovar la gestióndel mantenimiento. Información Tecnológica, Vol.19 (1), 2008.

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VI – INGENIERÍA DEMÉTODOS Y GESTIÓN DE

LA PRODUCCIÓN

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Modelado dinámico de un sistema de compensación de las

deformaciones en fresado de piezas flexibles

E. Dieza*

, E. Leala,b

, A. Omónc, A. Vizan

b

a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Frontera, Avenida Francisco Salazar 01145, Casilla 54-D,

Temuco, Chile b Departamento de Ingeniería Mecánica y Fabricación, Escuela Técnica Superior de Ingenieros Industriales, Universidad

Politécnica de Madrid,

José Gutiérrez Abascal 2, 28006 Madrid, Españac Departamento de Ingeniería Matemática, Universidad de La Frontera, Avenida Francisco Salazar 01145, Casilla 54-D,

Temuco, Chile


Resumen

Se plantea un modelo dinámico de un sistema de mecanizado flexible con compensación de la deformación, constituido por

la pieza a mecanizar y el sistema de compensación basado en actuador piezoeléctrico. El modelo considera la dinámica de la

pieza y el sistema de compensación en la dirección perpendicular al avance de la herramienta y la dinámica del actuador

piezoeléctrico. Las fuerzas de fresado se estiman mediante un modelo basado en la presión específica de corte, que toma en

cuenta el efecto de la deformación de la pieza y su compensación en el ancho de corte y espesor de viruta instantáneos de la

operación. Una vez establecido el modelo dinámico, se realizó un procedimiento de identificación de sus parámetros a partir

de señales de la planta física. El modelo desarrollado se utiliza para simular operaciones de fresado periférico de una pieza

flexible bajo distintas condiciones de corte.

Keywords: Fresado, Deformación, Compensación, Actuador Piezoeléctrico, Modelo dinámico.

1. Introducción

En los últimos años, los avances en sensores y actuadores

[1] han favorecido la incorporación de sistemas

mecatrónicos a los entornos de fabricación [2]. Los

actuadores piezoeléctricos se han utilizado con éxito para

mejorar la precisión de posicionamiento de la herramienta

en torneado [3] y fresado [4]. En una investigación reciente

llevada a cabo por los autores de este trabajo, se demostró

la factibilidad del uso de un actuador piezoeléctrico para

compensar las deformaciones que se producen en el

mecanizado de piezas flexibles [5]. En los sistemas de

mecanizado flexibles, presentes en el sector aeronáutico y

en el sector de matrices y moldes, la baja rigidez de la pieza

o la herramienta puede llevar a errores de fabricación

producto de la deformación producida por la acción de las

fuerzas de corte. Además, la baja rigidez del sistema puede

favorecer la ocurrencia de retemblado, un fenómeno de

inestabilidad del sistema de mecanizado caracterizado por

altas vibraciones y fuerzas de corte que producirán

acabados superficiales deficientes.

El objetivo de este trabajo es desarrollar un modelo para

analizar el comportamiento dinámico de un sistema de

compensación de las deformaciones con aplicación al

fresado de piezas flexibles.

1.1 Mecanizado de piezas flexibles

Varios investigadores han estudiado a través de simulación

y experimentación el comportamiento de los sistemas demecanizado flexibles abordando diversos aspectos del

proceso, como son la deformación estática y la calidad

superficial de la pieza [6, 7], y la estabilidad del

mecanizado [8 – 10]. Durante el mecanizado de una pieza

flexible, las fuerzas de corte del proceso producen

deformaciones de la pieza que se traducen en una

modificación de la trayectoria nominal de la herramienta.

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2. Sistema de compensación de lasdeformaciones en fresado

Para compensar las deformaciones de la pieza, se propone

el uso de un sistema de posicionamiento basado en actuador piezoeléctrico, que corrija en línea los errores de posicionamiento de la pieza.

El sistema propuesto está compuesto por una mesa detrabajo y un soporte para el actuador, formando una sola pieza fabricada a partir de AA 6061 mediante procesos demecanizado: fresado, taladrado y electroerosión por hilo.En este sistema, el actuador transmite el movimiento a lamesa de trabajo mediante cuatro bisagras flexibles que unenla mesa a la estructura soporte. Este tipo de transmisión permite minimizar la fricción y los errores de inversión enel movimiento que proporciona el actuador. El diseño deeste sistema se llevó a cabo mediante el uso de

herramientas de diseño e ingeniería asistidos porcomputador (CAD-CAE). La figura 1 muestra el diseño delsistema y un modelo de elementos finitos del mismomostrando el principio de funcionamiento de las bisagras deflexión. Sobre la mesa del sistema se aprecia montada una pieza flexible.

Fig. 1: Diseño del sistema de posicionamiento de precisión basadoen actuador piezoeléctrico.

El actuador piezoeléctrico considerado para este sistema esde la marca Physik Instrumente modelo P-212.8S [11] y es

capaz producir fuerzas empuje/tiro de 2000/300 N. Envacío, el actuador posee una carrera de 120 µm. El actuadorse controla mediante una señal analógica variable entre 0 y10 V, es alimentado con un accionamiento PI modelo E-471.2 y posee realimentación en posición mediante unaunidad PI modelo E509.X1. La señal de realimentación es proporcionada por sensor de banda extensométrica montadaen el cuerpo del actuador.

Fig. 2: Actuador piezoeléctrico montado en el sistema de posicionamiento de precisión.

3. Modelo dinámico del sistema decompensación

Para analizar la influencia del sistema de compensación dedeformaciones en el sistema de mecanizado, se ha propuesto un modelo dinámico del sistema decompensación. El modelo, presentado en la figura 3, se puede dividir en dos subsistemas. El primero estáconstituido por el actuador piezoeléctrico y su etapa de potencia y control de posición. En este subsistema laentrada es una consigna de posición y la salidaes la respuesta en posición del actuador .

Fig. 3: Modelo dinámico del sistema de compensación.

El segundo subsistema considera la dinámica estructural dela pieza acoplada a la mesa, el actuador y las bisagras deflexión. Este subsistema se puede modelar como un sistemalineal con movimiento de la base [12]. En este caso setienen dos entradas: el movimiento proporcionado por elactuador y la fuerza de corte en la dirección Y, f y

[N]. Por lo tanto, la vibración de la pieza estarádeterminada por las fuerzas producidas por la interacciónentre pieza y herramienta (corte) y por el movimiento de lamesa, determinado por los desplazamientos proporcionados por el actuador piezoeléctrico.

Para el actuador se consideró comportamiento de primerorden, por lo que su dinámica queda definida por la

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97

ecuación 1, que relaciona la consigna de movimiento alactuador con el desplazamiento proporcionado por elactuador .

() ()

A partir del diagrama de cuerpo libre se obtiene la ecuaciónde movimiento que caracteriza las vibraciones de la piezamontada sobre la mesa del sistema de compensación dedeformaciones (Ecuación 2).

() ()

Las fuerzas de fresado en la dirección Y, que actúan sobrela pieza a medida que se desarrolla el proceso, fueronestimadas mediante un modelo basado en la presiónespecífica de corte y el espesor de viruta medio. Estemodelo fue ajustado mediante ensayos de mecanizado paradiversas condiciones de corte. Más antecedentes sobre este

modelo se pueden encontrar en trabajos previosdesarrollados por los autores de esta investigación [5, 13].

En condiciones dinámicas, el espesor de viruta () esinfluenciado por las vibraciones de la pieza en el instanteactual y la vibración ocurrida en el instante en que el filoanterior pasó por ese mismo punto (Ecuación 3).

Además, la vibración está determinada por la acción delactuador que hace variar el ancho de corte , modificandoel ángulo de entrada del filo en la pieza.

() () {( ) ( )} ()

El ancho de corte real, , considerando la posición de la

pieza montada sobre la mesa del sistema de compensaciónestá dado por la ecuación 4.

() ()

La dependencia del espesor de viruta de la vibración actualy de la vibración ocurrida en un periodo anterior, denotado por el retardo , transforma a la ecuación 2 en una

ecuación diferencial con retardo. La solución de lasecuaciones dinámicas planteadas se implementó en Matlab utilizando el solucionador de ecuaciones diferenciales conretardo dde23 [14].

4. Estimación de parámetros del sistema

Para estimar los parámetros del sistema se utilizó el aparatoexperimental que se muestra en la figura 5.

El diseño del experimento permite interactuar con elsistema de compensación (1) y realizar la medición yregistro de las entradas y salidas a cada uno de lossubsistemas que componen la planta física. Para la

adquisición de datos y generación de señales se utilizó unsistema de adquisición de datos de la marca NationalInstruments modelo PXIe 1062Q (3) con controlador PXIe8108 y equipado con una tarjeta de adquisición de datosPXI 4472b para medición de señales dinámicas y unatarjeta PXI 6251 multipropósito, que se utilizó para generar

la consigna de movimiento del actuador.

Fig. 5: (a) Aparato experimental para identificación de parámetrosdel sistema y (b) detalle del sistema de compensación basado enactuador piezoeléctrico.

En el caso del subsistema posicionamiento, formado por elactuador (8) y su etapa de potencia y controlador (2), los parámetros se estimaron aplicando al sistema una señal deentrada y midiendo la respuesta del sistema. La entrada fueuna señal escalón de voltaje ajustada a las unidades desalida mediante la ganancia del actuador (12 µm/V) ygenerada utilizando una tarjeta PXI 6251. La respuesta de

posición fue medida mediante un sensor inductivo marcaMTI modelo Apex 208 (6). El procesamiento de señales serealizó utilizando el paquete de identificación de sistemasdel programa LabVIEW 2011 (System IdentificationToolkit ).

Las señales de entrada y salida utilizadas para laidentificación se muestran en la figura 6.

Fig. 6: Señales de entrada, respuesta medida y respuesta simuladade la ecuación 1.

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Los parámetros estimados para la función de transferenciadel actuador se recogen en la tabla 2.

Tabla 1. Parámetros estimados para el actuador, su etapa de potencia y control (lazo cerrado)

Parámetro Unidad Descripción ValorK µm/µm Ganancia 0.893

s Constante de tiempo 0.005

La estimación de los parámetros de las ecuaciones querigen la dinámica estructural de los subsistemas 2 y 3 fuerealizada mediante análisis modal experimental utilizandoun martillo de impacto (PCB 086C03) (4 en la fig. 5) paramedir la fuerza de excitación de cada subsistema y unacelerómetro modal en miniatura (PCB 352A356) (5) paramedir la correspondiente respuesta vibratoria. En este casolas señales fueron medidas utilizado la tarjeta deadquisición de datos de señal dinámica NI PXI 4472B y procesadas en un programa propio desarrollado para la

extracción de parámetros a partir de la función respuesta enfrecuencia. La figura 7 muestra la función respuesta enfrecuencia experimental y ajustada para el sistema.

Fig. 7: Función respuesta en frecuencia del sistema formado por la pieza, la mesa y el actuador.

Los parámetros estimados para el sistema de compensaciónincluyendo la dinámica de la pieza se recogen en la tabla 1.

Tabla 2. Parámetros estimados para la ecuación 2

Parámetro Unidad Descripción Valor

mw Kg Masa modal 0.325

cw N/m/s Amortiguamiento modal 7.89

k w N/m Rigidez modal 3.5e6

5. Resultados

Una de las principales aplicaciones de los modelosdinámicos de fresado es el análisis de estabilidad delmecanizado bajo ciertas condiciones de corte. En esta

investigación, el sistema de compensación propuesto debeser operado en condiciones de estabilidad para garantizarun bajo nivel vibratorio y un adecuado acabado superficialde la pieza mecanizada. El modelo desarrollado permiteencontrar las condiciones de corte que aseguran unaoperación en condiciones de estabilidad, por medio de larealización de simulaciones temporales bajo las condicionesde corte de interés.

La figura 8 muestra las fuerzas de corte estimadas por elmodelo dinámico para dos escenarios de mecanizado enque solo varía la velocidad de giro de la herramienta, 4800rpm y 5100 rpm para los casos A y B respectivamente.Como se aprecia en la figura 8, las fuerzas de corte en

condiciones de estabilidad son de una amplitudconsiderablemente menor que en condiciones deinestabilidad.

Fig. 8: Fuerzas de corte simuladas, Fx y Fy, para condiciones demecanizado (a) inestable (n=4800 rpm) y (b) estable (5100 rpm).

El modelo dinámico se utilizó para simular una operaciónde fresado considerando la actuación del sistema de

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compensación. Para encontrar la consigna al actuador, quecompensa la deformación que experimenta la pieza sesimularon primero las fuerzas de corte para la condiciónrígida. Las condiciones de corte para esta simulación semuestran en la tabla 3. Las fuerzas simuladas para lacondición rígida se muestran en la figura 8.

Tabla 3: Condiciones de corte para la simulación

Parámetro Símbolo Descripción Valord mm Diámetro de herramienta 8

Nz Filo Número de filos 1n rpm Velocidad de giro 5100f z mm Avance por filo 0.12ae mm Profundidad radial 0.3a p mm Profundidad axial 8Material AA 7075Herramienta Izar 4412

Fig. 8: Fuerzas de corte simuladas para una pieza rígida

A continuación se realizó una simulación con las mismascondiciones de corte de la tabla 3, pero mecanizando una pieza flexible montada sobre el sistema de compensación,cuyas características dinámicas coinciden con las presentadas en la tabla 2. En esta simulación se analiza lainfluencia del sistema de compensación en losdesplazamientos de la pieza y en las fuerzas de corte.

En la simulación, el actuador fue alimentado con una señalde consigna en rampa acotada que inicia en t=1 s, con untiempo de levantamiento de 150 ms. La magnitud de laconsigna del actuador fue calculada de tal forma que el

desplazamiento transmitido a la mesa compense ladesviación que experimenta la pieza flexible debido a laacción de las fuerzas de corte. Esta condición se logra conuna consigna al actuador de magnitud de 33 . En lafigura 9 se muestran los desplazamientos simulados para la pieza en la condición sin compensación y concompensación. Se observa que la acción del actuador logradesplazar la mesa, compensando la deformación queexperimenta la pieza. En la figura 10 se aprecian las fuerzas

de corte para la misma simulación descrita anteriormente.Se aprecia que cuando el sistema de compensación no estáactuando, las fuerzas de corte tienen una amplituddisminuida si se comparan con las fuerzas de mecanizadoen la condición rígida (Fig. 8). Cuando el actuador opera, seobserva que las fuerzas de corte alcanzan el valor de las

fuerzas en la condición rígida, confirmando la accióncompensadora del sistema mecatrónico propuesto.

Fig. 9: (a) Vibración simulada de la pieza montada en la mesa.Expansión de fondo de escala (b) sin compensación (c) concompensación

Sin compensación

Con compensación

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Fig. 10: (a) Fuerzas de corte simuladas para el sistema demecanizado. Expansión de fondo de escala (b) sin compensación y(c) con compensación.

6. Conclusiones

Se ha presentado un modelo dinámico del sistema decompensación de la deformación que experimenta una pieza flexible durante el mecanizado. El sistema está

orientado a analizar la influencia de la compensación activade deformaciones durante el mecanizado, con el objetivo dedisminuir los errores de fabricación producto de ladeformación que experimenta la pieza de baja rigidezdurante el mecanizado. El modelo propuesto calcula lasfuerzas de corte basado en la presión específica de corte,tomando en cuenta la influencia que tiene la deformaciónde la pieza en el cálculo del espesor de viruta. El modeloconsidera la dinámica del sistema de posicionamientoutilizado para la compensación activa de la deformación yla dinámica estructural de la pieza flexible montada en lamesa del sistema de compensación. El modelo desarrolladorelaciona las condiciones de corte de la operación con lasvariables del proceso: consigna al actuador, desplazamiento

vibratorio de la pieza y fuerzas de corte. El análisis de losdistintos escenarios de mecanizado hace posibleseleccionar condiciones de corte que garanticen laestabilidad del sistema de mecanizado con compensaciónde la deformación de la pieza.

Agradecimientos

Este trabajo ha sido desarrollado en el marco del proyecto

FONDECYT 11130721: Active compensation of workpiece

deformations in milling of flexible components. Los autores

también agradecen al fabricante de herramientas de corte

IZAR Tools, por su colaboración en este proyecto.

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Identificación en tiempo real de las condiciones de corte en

operaciones de fresado periféricoE. Leala,b,*, E. Dieza, C. Pormaa, A. Vizanb

a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Frontera, Francisco Salazar 1145, Casilla 54-D, Temuco, Chile b Escuela Superior de Ingenieros Industriales, Universidad Politécnica de Madrid,

José Gutiérrez Abascal 2, 28006 Madrid, España*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

Las fuerzas de corte son una de las variables que contiene mayor información sobre el proceso de fresado. La literatura harelacionado las condiciones de corte con aspectos importantes para el desarrollo del proceso, como el estado de laherramienta o la calidad superficial de la pieza mecanizada. En este trabajo se desarrolla e implementa una metodología parala determinación de las profundidades de corte radial y axial en operaciones de fresado de acabado, a partir de la forma deonda de las fuerzas de corte. Se emplea un modelo de fuerzas de fresado para generar patrones de fuerzas simuladas yestablecer relaciones entre las condiciones de corte y las características de la forma de onda de las fuerzas producidas,considerando los tiempos de entrada y salida del filo en la zona de empañe. La metodología de estimación de las

profundidades de corte se basa en el sincronismo entre la señal de fuerza con un pulso de referencia a la frecuencia de girodel husillo. El procedimiento desarrollado estima de manera rápida y confiable las profundidades de corte axial y radial enoperaciones de fresado de acabado a partir de las fuerzas de corte.

Keywords: Fresado, Identificación de condiciones de corte, Profundidad de corte radial, Profundidad de corte axial

1. Introducción

El establecimiento apropiado de las condiciones decorte, condiciona el resultado del proceso de corte enaspectos como el acabado superficial de la pieza [1], eldesgaste de la herramienta y el consumo energético [2]. Elestudio de las condiciones de corte entonces se enfoca enmejorar los aspectos antes mencionados. Para ello seutilizan diversas técnicas, según el área del proceso que sequiere estudiar. En este trabajo la metodología se orienta ala optimización del mecanizado de piezas de paredesdelgadas.

En el mecanizado de piezas de paredes delgadas existendiversas fuentes de errores dimensionales de la pieza [3],entre ellas se encuentran los errores producidos por lasfuerzas de corte. La fuerza de corte genera deformacionesque se traducen en diferencias dimensionales en la pieza.Para compensar esta deformación existen métodos como la

precompensación del error o la compensación activa delerror. En trabajos previos se ha analizado la factibilidad derealizar una compensación activa de la deformación de la

pieza en mecanizado flexible mediante el uso de actuadores piezoeléctricos [4].

En este trabajo se propone una metodología paraidentificar las profundidades de corte axial y radial en el

proceso de fresado periférico, como un elemento deaproximación para compensar de manera automática lasdeformaciones en fresado de paredes delgadas mediante la

aplicación de un sistema de control.

Investigaciones previas han identificado la profundidad decorte radial y axial mediante métodos que realizan el

proceso fuera de línea. Altintas y Yelowley [5]desarrollaron un algoritmo basado en la medición de lasfuerzas de corte, a través de un parámetro llamado razón defuerza. Kwon [6] estimó el ángulo de inmersión radial a

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través de la fuerza de corte y un factor que relaciona lafuerza en dirección del avance y perpendicular al avance, elcual se calcula previo a las mediciones. Prickett [7]desarrolló un sistema para identificar la profundidad decorte axial con el uso de sensores de ultrasonido, para

monitorizar el estado de la herramienta.

2. Metodología para la determinación delas profundidades de corte

La metodología para la determinación de las profundidades de corte radial y axial se basa en la detecciónde los puntos de entrada y salida del filo de la herramientaen la pieza en la señal de fuerza.

La profundidad de corte radial ae influye en el punto deentrada de la herramienta, ya que el arco de empañe se hacemás grande cuando la profundidad es mayor. Esto hace que

el ángulo de entrada φen medido desde el eje vertical sehaga más pequeño. En la figura 1 se recogen los ángulosdel proceso.

El ángulo de entrada es un parámetro derivado de la profundidad de corte radial según:

Por lo tanto si se conoce φen la profundidad de corte radialse podrá calcular a partir de:

[ ( )]

La profundidad de corte axial a p influye en el ángulo proyectado del filo de la herramienta. Cuando la profundidad crece el ángulo proyectado φ pr es mayor ya quela herramienta permanece más tiempo cortando en contactocon la pieza. La relación entre la profundidad de corte axialy el ángulo proyectado es:

De la ecuación (3), se tiene:

En la figura 2 se recoge la ubicación en la forma deonda de los diferentes ángulos.

Nomenclatura

ae [mm] Profundidad de corte radial f z [mm/min] Avance por filo

a p [mm] Profundidad de corte axial [rad] ngulo de la punta de la herramienta j

[rad] ngulo de entrada a pa [mm] Profundidad de corte axial actual

[rad] ngulo de salida F

x[N] Fuerza de corte en la dirección X

[rad] ngulo proyectado Fy [N] Fuerza de corte en la dirección Y

D [mm] Diámetro de la herramienta Fz [N] Fuerza de corte en la dirección Z

[rad] ngulo de hélice de la herramienta k t [N/mm] Presión específica de corte

[mm] Espesor de viruta medio tex [s] Tiempo de entrada del filo de la herramienta

N [-] Número de filos de la herramienta tex [s] Tiempo de salida del filo de la herramienta

Fig 2. Ubicación de los distintos ángulos en la onda de fuerza.

Fig 1. Esquema de la herramienta con los puntos de entrada ysalida.

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3. Comprobación del método dedeterminación de las profundidades decorte

Antes de desarrollar el sistema de identificación de ae y a p secomprueba el método mediante simulación. Para ello esnecesario disponer de un modelo de estimación de fuerzassuficientemente preciso y comprobado.

El modelo empleado se basa en una formulación de lasfuerzas que utiliza el espesor de viruta medio por sus ventajascomputacionales y su precisión [8]. El espesor medio de virutase expresa según la ecuación siguiente:

∫

Cuando el arco proyectado es mayor que el arco deempañe, es preciso considerar distintos casos según la posición que ocupa el filo en cada instante.

Durante la entrada del filo de la herramienta en la piezalo que ocurre cuando se tiene que elespesor medio es:

( )

En esta situación, la profundidad de corte va creciendoconforme el filo va entrando en la pieza, alcanzando unvalor en cada instante expresado por:

Cuando se alcanza la situación uniforme, es decir cuando se tiene:

( ) ( ( ) )

En este caso la profundidad es:

Cuando se inicia la salida del filo de la pieza, se tiene , y la expresión del espesor medio

es:

( ) ( ( ) )

Con una profundidad decreciente según va saliendo el filode la pieza:

Las fuerzas que se originan en estas condiciones en ladirección X se puede calcular mediante:

Análogamente se tendría para las direcciones Y y ZCon una presión específica de tipo potencial como:

De acuerdo con el modelo descrito, en la figura 3 se presentan los resultados obtenidos cuando se varía la profundidad de corte radial. En la columna A se tiene losresultados simulados y en la columna B los resultadosexperimentales para las mismas condiciones de corte. En

primer lugar se observa que el modelo predice conexactitud el comportamiento de la fuerza para las distintassituaciones del filo, de manera que tanto a la entrada comoa la salida se obtiene un buen ajuste.

Las fuerzas de corte máximas se incrementan conforme lohace la profundidad de corte radial. Esto es debido a que elespesor de viruta crece aunque se mantenga la profundidadde corte axial. Junto con esto se aprecia una disminución enel ángulo de entrada.

Para el caso de una profundidad de corte radial 0.5 mm,la profundidad de corte estimada es de 0.501 mm. Seobserva que la predicción de la profundidad de corte radial

puede hacerse con presición.

La variación de la profundidad de corte axial provocaun cambio en la forma de la onda de fuerza. Cuandoaumenta la profundidad de corte axial aparece una zonadonde la fuerza de corte permanece constante como seaprecia en la figura 4. Esto se produce cuando el arco deempañe es una parte del arco proyectado y el filo estácortando en las mismas condiciones pero a una altura

distinta desde el plano de trabajo.La simulación predice que el punto de salida del filo

de la pieza se retrasa conforme es mayor la profundidad.Este retraso entre las condiciones de a p de 8 mm y de 12mm es de 0.0062 s.

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Fig 4. Evolución de las fuerzas simuladas y medidas paradiferentes ap (f z=0.120 mm ae=0.5 mm n=1200 rpm D=8 mm 1filo)

Lo que significa un incremento en el ángulo final de salida( ) entre ambas condiciones es de 44.64°. Esteincremento corresponde con 3.87 mm de profundidadadicional lo que presenta una diferencia del 3%. Por lo queel modelo en este caso también permite predecirapropiadamente el valor de la profundidad de corte axial.

4. Determinación de la profundidad decorte radial y axial

La determinación de la profundidad de corte radial y axialse basa en la detección del instante en que el filo entra y

sale de la pieza. A partir de estos tiempos es posiblecalcular el ángulo de entrada y salida de la herramienta.Para esto se genera un pulso simulado que está relacionadocon un pulso análogico medido una vez por giro de laherramienta. Este pulso se genera en sincronismo con lasfuerzas de corte medidas.

El pulso análogico se obtiene mediante un sensor óptico dealta velocidad que se monta al lado del husillo principal. Lasituación de los filos de la herramienta respecto del sensores dependiente de cada herramienta y de su fijación en elsoporte portaherramienta. Por ello debe conocerse la

posición relativa entre ellos para así determinar el tiempo

inicial de entrada y salida de la herramienta. En la figura 5se muestra un esquema con los tiempos involucrados,donde ten es el tiempo de entrada del filo desde el flanco desubida del pulso, mientras que tex es el tiempo de salida.

Fig 5. Esquema de tiempos de entrada y salida del filo en la pieza.

4.1. Programa para la determinación de las

profundidades de corte

Las profundidades de corte se calcularon en unaaplicación desarrollada en LabVIEW 2012 que se divide endos partes. Primero el cálculo de la posición del pulsosimulado y luego el cálculo de las profundidades de corte.En el primero se determina la posición del pulso simulado,según la posición de la señal de fuerza. Las profundidadesde corte luego se pueden calcular simultáneamente para

cada una de las ondas de la señal de fuerza. En la figura 6se ejemplifica el procedimiento de cálculo.

Fig 3. Evolución de las fuerzas simuladas y medidas paradiferentes ae (f z=0.04 mm a p=12 mm n=1200 rpm D=8 mm 1 filo)

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4.2. Ensayos de mecanizado

Para ejemplificar claramente la capacidad de cálculoque posee la metodología expuesta se han desarrollado dostipos de ensayos de mecanizado, los cuales permitenidentificar de manera clara las variaciones que pueden

presentarse durante el mecanizado.

En el caso de la profundidad de corte radial se fabricóuna probeta que presenta inclinación en la superficie de

corte. Lo que permite generar variaciones en la profundidadde corte radial durante el mecanizado (Fig 7a).

Para la profundidad de corte axial se desarrolló una probeta con escalones, esta geometría permite quemanteniendo una profundidad de corte constante en elcentro de mecanizado, se puedan generar variaciones en la

profundidad de corte axial (Fig 7b).

Los ensayos de mecanizado se realizaron en un centrode mecanizado CNC de tres ejes DMC 1035. Para todos losensayos se utilizó aluminio AA6061 y la herramienta unafresa enteriza IZAR 4606 de 4 filos a la cual se leeliminaron 3 filos. Las fuerzas de corte se midieron con una

plataforma dinamométrica Kistler 9257BA. Las señales de

fuerza fueron adquiridas utilizando una plataforma NI PXIcontrolador PXIe 8108 y un módulo NI PXI 4472B. En lafigura 8 se muestra el montaje de los ensayos.En la tabla 1se recogen las condiciones de corte con las que sedesarrollaron los ensayos.

Antes y después de cada ensayo se realizaronmediciones de comprobación utilizando un micrómetro

digital Mitutoyo 293, para de esta manera obtener unamedida precisa y fiable de las profundidades de corte encada ensayo.

Tabla 1. Condiciones de corte.

5. Resultados experimentales

A continuación se presentan los resultados obtenidos a

partir de los ensayos de mecanizado.

Para enfatizar lo antes expuesto, a través del modelo defuerza de corte se muestra el resultado de un ensayocompleto, donde se evidencia la variación que sufre lafuerza, al presentarse variaciones en las condiciones decorte. En la figura 9 se muestra el caso de ae variable y en lafigura 10 el caso a p variable.

En el caso de la profundidad de corte radial, lacondición inicial nominal es aei=1 mm, y la condición finales aef =0.3 mm. Los valores medidos y estimados se recogenen la tabla 2, en la figura 11 se muestran los resultados

obtenidos para este ensayo.Para el caso de la profundidad de corte axial, la

condición inicial nominal para el centro de mecanizado esa pi=4 mm y la variación se presenta por la geometría de la

pieza. En la tabla 3 se detallan los valores para cadacondición. En la figura 12, se muestra el resultado de lasmediciones para la profundidad de corte axial.

Ensayo a

N d (mm) N (rpm) f z (mm) a p (mm) ae (mm)1 8 1200 0.120 Variable4-12

0.3

Ensayo ae

N d (mm) N (rpm) f z (mm) a p (mm) ae (mm)1 8 1200 0.120 8 Variable 1-

0.3

1. Mesa dinamométrica2. Foto tacómetro3. Pieza de trabajo4. Herramienta

Fig 6. Procedimiento de cálculo para las profundidades decorte.

Fig 8. Montaje de los ensayos.

Fig 7. (A) Probeta para ensayo de profundidad radial, (B) probeta para ensayo de profundidad axial.

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Tabla 2. Comparación de la profundidad de corte radial

Tabla 3. Comparación de la profundidad de corte axial

6. Discusión

Se ha mostrado que la metodología permite calcularapropiadamente la profundidad de corte radial y axial a

partir de las fuerzas de corte medidas. En el caso de la profundidad de corte axial se presentan diferencias menoresal 12%, uno de los elementos que explica las diferencias esel ángulo de salida, este corresponde a 180° por geometría,

pero experimentalmente se ha podido identificar que su

valor puede variar según las condiciones de corte, por loque es un elemento a tener en cuenta en trabajos futuros.Por otra parte la variación en la velocidad de giro delhusillo principal también es un elemento, que en menormedida, afecta la precisión de la estimación en amboscasos.

ae nominal 0.3 variable 1

ae medido 0.28 - 0.98

ae estimado 0.2875 - 0.9835

Diferencia (%) 2.6 - <1

ap nominal 4 6 8 10 12

ap medido 3.95 5.98 7.97 9.99 12.01

ap estimado 4.49 6.49 8.49 10.49 12.50

Diferencia (%) 12 7.8 6.1 4.8 3.92 Fig 9. Influencia del cambio de ae en la fuerza.

Fig 10. Influencia del cambio de a p en la fuerza.

Fig 12. Resultados experimentales para la profundidad de corteaxial.

Fig 11. Resultados experimentales para la profundidad de corteradial.

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Es factible que con la aplicación tecnológica apropiada,esta metodología pueda ser implementada en hardware loque permitiría realizar la detección en proceso. Esta mejoraharía posible su uso en sistemas de control adaptativo del

proceso de fresado de piezas de pared delgada.

De momento el procedimiento es utilizado conherramienta de un filo. Un avance en esta materia, serialograr la detección para múltiples filos, realizando lasadaptaciones apropiadas para que el sistema pueda superarla barrera de la superposición de filos.

7. Conclusiones

Se expuso una metodología que permite la estimaciónde la profundidad de corte radial y axial en un proceso defresado periférico a partir de las fuerzas de corte medidas.En el caso de la profundidad de corte radial, el sistemarealizó las estimaciones con un error menor al 3%. Para el

caso de la profundidad de corte axial los errores fueronmenores al 12%. El sistema desarrollado es capaz derealizar estimaciones de las profundidades de corte encondiciones de corte variables, detectando los cambios quese presentan en los parámetros de corte durante el proceso.

Agradecimientos

Este trabajo ha sido desarrollado en el marco del proyecto FONDECYT 11130721: Active compensation ofworkpiece deformations in milling of flexible components.Los autores también agradecen al fabricante deherramientas de corte IZAR Tools, por su colaboración eneste proyecto.

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Principios de inventiva para desarrollar la agregación devalor en sectores productivos estratégicos.

Pedro Sariego a*, Roger Zúñiga a

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María

Avenida España 1680, Valparaíso, Chile

*E-mail Autor: pedro [email protected]

Resumen

La solución de problemas a bajo costo es fundamental en el área de la técnica, permite a la industria mantener sus ventajascompetitivas y proyectarse en los mercados cada vez más complejos. Esta realidad se hace cada día más patente en un paíscomo Chile, caracterizado por un sistema productivo centrado en la exportación de “commodities”. En general, los caminos para desarrollar soluciones provienen de la mejora continua y/o de la innovación. Este último supone acceder a la inventiva para generar soluciones nuevas a los problemas técnicos algunos de los cuales tienen larga data en las empresas. La

creatividad en el ámbito de la técnica se genera en la fase de ingeniería conceptual, y supone conocimiento del estado del artede la investigación tecnológica en áreas de interés. Alternativamente, toda la experiencia mundial indica que en parteimportante del ámbito de la técnica puede accederse a ella mediante la aplicación sistemática de metodologías de inventiva ala solución de problemas, tales como TRIZ, ARIZ ò TILMAG.

En la producción de materias primas, como la que se genera en el sector minero, una parte importante de la solución de los problemas técnicos suponen grandes niveles de inversión y el uso de tecnologías de punta, sin embargo es factible que estos problemas tengan soluciones simples, generalmente un arreglo los mismos elementos de la configuración original de un problema. Para establecer este nuevo arreglo se usan metodologías de inventiva como las señaladas, que si bien pueden tenerun grado más bajo de inventiva, son de mucho menor inversión y por consiguiente resultan atractivas para una industrianecesitada de disminuir costos. En este caso se estudian problemas ya resueltos mediante una de las herramientas másconocidas de TRIZ, la Matriz de Contradicciones, la que mediante la asociación de parámetros característicos genera principios de inventiva que actúan como focos conceptuales para el desarrollo soluciones. La matriz original es de 39

parámetros por lado. De acuerdo al propio autor de TRIZ el nivel de inventiva que se logra con la matriz es “mediano, perode baja inversión”

Se observa que problemas técnicos de distinto tipo, en verdad son conceptualmente idénticos, y que por lo tanto, muchascontradicciones, parámetros y soluciones técnicas, se repiten a distinta escala. El resultado de este análisis es que es posible

definir para un determinado tipo de industria, como los procesos de la minería por ejemplo, área estratégica de nuestra

economía, que existe un conjunto de contradicciones que se repiten de manera permanente, es decir que el problema técnico puede ser distinto en magnitud física de los objetos involucrados, pero conceptualmente es el mismo. Esto da lugar a que sea posible construir una matriz más pequeña (11 parámetros) que a juicio de los autores puede mejorar e innovar de manera barata y satisfactoria en cerca del 90% de los problemas del sector minero, con la consiguiente agregación de valor que estosignifica en un área estratégica de nuestra economía.

Keywords: Inventiva, Ingenieria Conceptual, TRIZ, Parámetros característicos, contradicción técnica.

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1. Introducción

En el ámbito de la educación de la ingeniería en general y

en de la ingeniería mecánica en específico, la creatividad y

la inventiva tiene un espacio pequeño, en rigor se reduce a

contenidos determinados en asignaturas de diseño. Lo

usual que esas asignaturas den cuenta del aprendizaje de

una serie de metodologías que incluyen el AnálisisFuncional, la Matriz Morfológica, Matrices de Decisión

entre otros, aplicados a la fase de Ingeniería conceptual.

Las posteriores fases, esto es ingeniería básica e ingeniería

de detalles, tienen sus bases en la aplicación de las

diversas áreas ciencias de la ingeniería

Este trabajo da cuenta de los resultados de uso intensivo en

los últimos 10 años de una metodología de diseño nueva

en nuestro medio denominada TRIZ [5], (acrónimo que

viene a significar Teoría de Resolución Inventiva de

Problemas) que se basa en la dialéctica y básicamente que

trabaja en torno a la solución de contradicciones técnicas o

físicas. En rigor TRIZ presenta e integra una diversidadde métodos y herramientas que se utilizan dependiendo del

tipo de problema que se presente. Se ha de tener presente

que para TRIZ, un problema existe cuando se ha sido

posible dilucidar a lo menos una contradicción de sus

parámetros característicos.

Posterior al aprendizaje a nivel de cursos de pregrado una

serie de alumnos fue capaz de aplicar TRIZ en el

desarrollo trabajos de titulación de diversa índole en

distintos ámbitos de la ingeniería mecánica, generando

experiencia y conocimiento. Por lo general estas

experiencias fueron creando conocimiento de tal modo que

en este punto es posible entrar en una fase desistematización tal que permita agregar valor en sectores

estratégicos de nuestra economía en las que se

desenvuelve la ingeniería mecánica.

En esa perspectiva, para evidenciar la realidad de nuestro

país se recopiló información sobre problemas atingentes a

sectores productivos estratégicos [1], estos fueron

analizados de manera individual y luego agrupados según

similitudes técnicas. Los casos de estudio fueron extraídos

de trabajos, realizados por alumnos memoristas y

profesionales de la Universidad Técnica Federico Santa

María en sectores productivos relacionados directamente

con áreas de la ingeniería mecánica, en un plazo de 8 años

a la fecha.

Se pretende identificar: el conjunto de contradicciones,

los parámetros característicos y los principios inventivos

que solucionan las contradicciones, que se repiten de

manera sistemática en un determinado sector productivo

de manera de desarrollar un proceso de agregación de

valor en los mismos. Debido al tipo de problemas y a las

soluciones conceptuales perseguidas, estos se encasillan en

un nivel de inventiva medio [8].

2. Método de resolución de problemas

Para resolver las problemáticas en cuestión se utilizó la

teoría TRIZ, desarrollada por Genrich Altshuller un

ingeniero mecánico soviético (1926-1998). Quien a raíz

del estudio de un conjunto de patentes asociadas ainventos en distintas áreas, logró identificar las fuentes que

generaban los problemas al momento de innovar.

2.1 Conceptos BásicosDel citado estudio de patentes Altshuller clasificó a las

mismas en cinco grupos que denominó niveles de

inventiva, que se identifican en la columna a la derecha de

la siguiente figura, a cada uno de estos niveles asoció un

tipo de mejora o innovación y en el tiempo fue

desarrollando un conjunto de herramientas y

metodologías.

Fig. 1: Conceptos TRIZ y Niveles de Inventiva .[7]

Una de las metodologías de TRIZ más conocidas a nivel

mundial es el análisis de la matriz de contradicciones, que

implica 39 parámetros característicos y 40 principios

inventivos vinculados en la matriz.

El nivel de soluciones que otorga la matriz en comento es

del tipo mejora superior y eventualmente de innovación

menor que probablemente, dada la naturaleza de nuestras

actividades productivas estratégicas, esto es la producción

de materias primas, especialmente minerales cupríferos,

sean del más alto interés en nuestra realidad.

Altshuller postuló que la clave para la resolución de

problemas inventivos, consiste en la eliminación de la

contradicción que lo genera. La cual puede ser física o

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111

técnica. Para dicho proceso y en presencia de una

contradicción del tipo técnica se debe seguir los pasos del

esquema presentado en la Figura 2, y que se detallan a

continuación, a saber:

1)

Identificar el problema que genera el conflicto.2) Llevar el problema específico a uno genérico, para

lograr identificar los parámetros característicos queentran en contradicción técnica.

3)

Encontrar posibles soluciones al problemaidentificado en el punto anterior.

4) Lograr adaptar las soluciones del tipo genéricas, al problema específico identificado en el punto 1.

Problema

Genérico

Solución

Genérica

Problema

Específico

Solución

Específica

39

Parámetros

40Principios2 3

4

32

1

Fig. 2: Esquema para eliminación de contradicciones

técnicas. [4]

Es necesario mencionar que para resolver unacontradicción técnica, entran en conflicto al menos dos delos 39 parámetros característicos. Por cuanto uno de ellosmejora el otro necesariamente se ve afectado o empeora enla búsqueda de dicha optimización.

Con el fin de esclarecer la forma en que se lleva a caboéste proceso se presenta a continuación un ejemplo real,extraído de un trabajo de título [2].

2.2. Ejemplo de problema [2].

La correa transportadora de mineral se descentradebido a que éste llega con una orientación distinta ala del eje, producto de un inadecuado diseño delchute. La consecuencia directa es un desgastedisparejo de los lifters, lo que incrementa el problema.La Figura 3 ilustra la situación descrita. Se puedeobservar que entre otros el mineral es un objeto en

movimiento, los lifters constituyen objetosestacionarios.

Los parámetros que entran en contradicción técnica se presentan en la Tabla 1.

Tabla 1: Parámetros que entran en contradicción técnica[2].

Fig. 3: Situación Inicial: Efecto de la carga descentradasobre la operación de correas transportadoras [2].

Luego, con la contraposición de los parámetros y

mediante la utilización de la Matriz de

Contradicciones, se logra identificar los principios de

inventiva que pudieran generar soluciones. En algunoscasos dichos principios no generan una solución

pretendida o no contribuyen directamente a la

eliminación de lo que causa el problema. Para éste

caso en particular los principios inventivos que

pudieran generar soluciones con factibilidad técnica

se encuentran en la Tabla 2.

Tabla 2: Principios inventivos que eventualmente podrían

generar soluciones [2].

Principios inventivos

2. Extracción22. Convertir lo negativo en positivo

24. Mediador

27. Desechar (objetos baratos y de corta vida

en vez de uno caro y durable)

33. Homogeneidad

CHUTE DE

TRASPASO

POLINES

LIFTER

DESGASTADO

MINERAL

GUARDERA

DESGASTADA

PLANCHAS PORTA

GUARDERA

DESGASTADAS

CORREA

DESCENTRADA

DERRAME DE

MINERAL

Parámetro que mejora Parámetro que empeora

14. Resistencia.

16. Tiempo de acción de un

objeto estacionario.

27. Confiabilidad.

39 Capacidad/Productividad

30. Factores dañinos

actuando desde el

exterior de un objeto.

31. Factores dañinos

generados por el objeto.

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Con las posibles soluciones conceptuales

identificadas, en el caso en estudio corresponde a

cinco principios inventivos, y siguiendo el

procedimiento especificado en la Figura 2, se han de

realizar adaptaciones al problema específico. Para este

caso se presentan posibles adaptaciones de los

principios encontrados en la Tabla 3.

Tabla 3: Posibles soluciones que emergen mediante laaplicación principios inventivos [2].

Principios inventivos Posibles soluciones

2. Extracción

Lo que causa el problema es el roce

del mineral, podría separarse el

material mediante la incorporación

de alguna sustancia.

22. Convertir lo

negativo en positivo

El efecto dañino es el

comportamiento del mineral, se

podría utilizar éste para proteger

los centradores de carga del

desgaste.

24. MediadorSugiere utilizar un objetointermedio para realizar la función.

27. Desechar

(objetos baratos y de

corta vida en vez de

uno caro y durable)

Propone utilizar elementos

desechables o de sacrificio, de fácil

intercambio.

33. Homogeneidad

Los elementos de desgaste podrían

poseer un material similar al de los

centradores de carga, para facilitar

la fijación.

Finalmente y considerando las posibles soluciones al

problema indicadas en la tabla anterior, después de untrabajo de análisis se desarrolla una solución, la que se

sintetiza en el siguiente recuadro, a saber:

Solución: Reemplazar los antiguos lifters por elementos

centradores de carga capaces de contener una cierta

cantidad de mineral que los protegerá del desgaste, de esta

manera el roce se producirá mineral con mineral y el

desgaste sobre los centradores de carga se elimina. En las

zonas expuestas se deben agregar pequeños elementos de

desgaste que puedan ser reemplazados una vez que

alcancen un cierto nivel de desgaste.

El esquema de la solución para el desgaste de loscentradores se muestra en la Figura 4. En la ilustración se

puede observar que la caída del materias es la correcta,

que los desgastes se producen entre material del mismo

tipo, que corresponde al que se está procesando. Es ante

todo una solución barata y fácil de implementar, de alto

interés para las empresas que hacen uso de estos

dispositivos, en rigor el problema es recurrente en el

conjunto delas empresas mineras y otras que hacen uso

intensivo del tipo de dispositivo descrito.

Se aprecia del ejemplo aquí presentado, que la

metodología de resolución de problemas tiene sus

fundamentos en que toda persona es capaz de crear; y que

su aporte se puede recoger en grandes colección de

invenciones, que analizadas dan lugar a principios. Por

ende la propuesta de soluciones de problemas posterioresquedan sugeridos por algún principio inventivo y sus

mismas soluciones son fuente de nuevas soluciones.

Fig. 4: Esquema de solución conceptual desarrolladopor metodología TRIZ [2].

3.

Resultados obtenidos

Mediante la utilización de la Matriz de Contradicciones,

identificación de los parámetros característicos y principios de inventiva asociados, se llevó a cabo el

análisis de una colección de 21 problemas asociados a

sectores productivos de interés. El propósito fue

identificar los parámetros que entran en conflicto con

mayor frecuencia en los casos estudiados. Posteriormente

se buscó agrupar los problemas tomando en cuenta las

similitudes técnicas, con el fin de lograr definir problemas

estándar. En el Gráfico 1, que se ilustra en la próxima

página, se visualiza la reiteración de los diferentes

parámetros característicos en los problemas técnicos de

ingeniería en sectores productivos nacionales. En éste se

vislumbran que parámetros se repiten de manera

sistemática. Además, es de todo interés considerar que

para solucionar los problemas presentados en los casos de

estudio no entraron en contradicción los 39 parámetros

característicos, algunos de ellos lo hizo y otros, para el

conjunto de problemas analizados, nunca lo hizo. Además

se observaron cuáles son las tendencias de contradicciones

que generan soluciones con mayor frecuencia,

independiente del tamaño físico del problema o del marco

C H U T E D E

T R A S P A S O

C E N T R A D O R D E

C A R G A

G U A R D E R A

P L A N C H A S P O R T A G U A R D E R A

D E S G A S T A D A S

C O R R E A

A C U M U L A C I Ó N D E

M I N E R A L E N

C E N T R A D O R D E C A R G A

P L A C A S D E

D E S G A S T E

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en que se desarrolla, y que involucra repetitivamente a

algunos de los 40 principios de inventiva. Estos resultados

son presentados en el Gráfico 2. Es importante mencionar

que los principios que no ofrecen soluciones viables o que

escapan de un bajo costo de implementación quedan

marginados de dicha representación. Este análisis simple

tiene una enorme importancia económica.

Gráfico 1: Frecuencia de parámetros característicos [1].

Gráfico 2: Frecuencia de principios de inventiva [1].

4.

Análisis de los resultados

De los casos de estudio analizados se obtuvo cierta

tendencia a buscar soluciones que sean rápidas de detectar,

que posean un bajo nivel de inversión y que generen una

mejora de nivel medio. Por consiguiente se propone

agrupar los casos mediante similitudes conceptuales o

según la orientación de la solución requerida.

Como resultado se agrupan la totalidad de los trabajos

analizados en cuatro categorías, presentadas y definidas

como sigue.

1) Optimizar el mantenimiento y los tiempos muertos:

bajo este tópico se considera generar una reducción en

los tiempos de mantenimientos, disminuir la

frecuencia de los mismos y en algunos casos facilitar

esta tarea.

2)

Mejorar la vida útil de un elemento sometidos a

esfuerzos de fatiga y/o impacto: donde se considera la

adaptación de carcasas al impacto, evitar la ruptura en

ejes, disminuir el desgaste de piezas en zonas de

sacrificio, minimizar o evitar deformaciones y grietas.

3)

Lograr un correcto diseño, implementación yutilización de cintas transportadoras: dentro de este

grupo se pretende lograr un correcto centrado, evitar

sobrecargas, impedir que material se introduzca en

componentes fundamentales además de precisar

cálculos de longitud y tiempos de utilización de las

cintas.

3

2

3

1

1

3

1

2

1

1

8

4

62

2

1

11

2

1

6

1

6

2

1

4

5

1 5

Peso de un objeto movil

Peso de un objeto estacionario

Longitud del objeto movil

Longitud del objeto estacionario

Area del objeto en movimiento

Volumen del objeto en…

Volumen del objeto estacionario

Velocidad

Fuerza

Esfuerzo

Forma

Estabilidad de la composicion…

ResistenciaDuracion de una accion del…

Duracion de una accion del…

Uso energético del objeto en…

Perdida de energía

Potencia

Perdiad de materia

Perdidad de tiempo

Confiabilidad

Presicion en la manufactura

Daño externo que afecta a un…

Daño generado por el propio…

Facilidad de fabricacion

Facilidad de operación

Facilidad de reparacion

AdaptabilidadComplejidad del objeto

9

21

21

23

23

22

12

11

321

21

311

26

27

Segmentacion

Extraccion

Calidad local

Asimetria

Anidacion

Contrapeso

Accion anticipada

Acolchonado anticipado

Esfericidad

Dinamismo

Accion parcial o excesiva

Transicion a una nueva…

Vibracion mecanica

Accion periodica

Aumntar velocidad de accion…

Convertir dañino en benefico

Mediador

Autoservicio

Copiado

Remplazar sistema mecanico…

Membranas flexibles

Materiales porosos

Homogeneidad

Desechado

Transformacion de propiedades

Ambiente inerte

Materiales compuestos

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4)

Eliminación de un efecto indeseado en alguna línea de

producción: donde se contempla la eliminación de

humedad o disminución de condensación de un

proceso, evitar vibraciones mecánicas excesivas.

Se debe tener en cuenta que en presencia de determinados

problemas, sería conveniente abordarlos desde distintas

perspectivas para generar una solución más acotada.

Como se mencionó una de las premisas es generar un

ahorro tanto en la implementación; como en el tiempo de

detección de los problemas, para generar la mayor

cantidad de ventajas posibles.

Para llegar a soluciones en los casos de estudio se trabajó

con la totalidad de la Matriz de contradicciones, la que

presenta 39 parámetros característicos con los que se es

posible generar aproximadamente 1256 combinaciones.

Debido a esto demandaría un tiempo considerable llevar a

cabo la eliminación de una contradicción particular. Todo

esto detona en la adaptación o acotación de la Matriz a una

de menor tamaño, y con la que se puedan abordar los

mismos problemas relacionados a los sectores productivos

de interés en este caso, esto queda ejemplificado en la

Figura 5.

Figura 5: Esquema conceptual de reducción de la Matriz deContradiccione para problemas como los analizados.

Posteriormente se generó una propuesta de acotación de 39

a solo 11 parámetros característicos, los cuales

corresponden a los parámetros con mayor frecuencia

evidenciados en el Gráfico 1. Es necesario destacar que

mediante esta reducción se pretende abordar problemas

que entren en la categoría de estándar, descrita

anteriormente, para sectores de interés. Dicha Matriz se

presenta en la Figura 6. En ambas matrices existe un

conjunto de interrelaciones que están en blanco porque no

existe contradicción entre las variables.

Figura 6: Acotación de la Matriz de Contradicciones [1].

Se observa en la Figura 5 que al realizar la reducción en la

matriz de contradicciones de 39 parámetros por lado, se

genera una ventaja considerable si solo se toman 11.

Debido a la considerable disminución en las posibles

combinaciones, que corresponden a aproximadamente

109.

Una de las principales interrogantes es si se logrará

generar el mismo tipo de soluciones conceptuales a partir

de la matriz acotada, presentada en la Figura 6. Al realizarun análisis a las posibles combinaciones, se observó que

los principios de inventiva con mayor probabilidad de

aparición son muy similares a los que se extraen de la

matriz extendida.

5. Conclusiones.

Mediante la utilización de la teoría TRIZ, en específico la

metodología que permite resolver o eliminar

contradicciones técnicas, fue posible identificar principios

inventivos que generaron soluciones factibles para las

problemáticas planteadas. En los casos presentados seobservó una tendencia a esperar soluciones de nivel de

inventiva medio, por cuanto la aplicación de la Matriz de

Contradicciones logró satisfacer los requerimientos. En lo

medular, los casos de análisis se agruparon los problemas

según similitudes técnicas, con lo que se logró identificar

cuatro categorías de problemáticas tipo. Factor a tener en

cuenta en presencia de nuevos problemas que pudieran ser

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encasillados bajo alguno de estos tópicos. Con los

parámetros característicos que presentaron mayor

frecuencia para los casos estudiados, se generó una matriz

de menor tamaño con la que se logra encontrar soluciones

a los problemas estándar. Mediante su utilización se

obtienen principios inventivos que eliminan las

contradicciones y guían en la búsqueda de soluciones de

bajo costo y de rápida implementación. Lo anterior es

importante si se quiere buscar alternativas con “losmismos elementos” presentes en un determinado

problema, agrupando sus elementos en una configuración

diferente pero que en los hechos entrega una mejor

solución a los requerimientos del problema técnico, dando

origen a una solución barata con un nivel de inventiva

medio, que a juicio de los autores, es lo que busca hoy

sectores estratégicos de nuestra economía, tal como la

industria minera extractiva, acosada por los altos costos.

Dado que está a la vista la necesidad de la industria de

soluciones a bajo costo como así mismo la agregación de

valor que hace TRIZ, que además como se ha demostrado,

es posible acotar el conjunto de soluciones posibles dentro

de una misma herramienta, es que se propone masificar el

uso de la misma en esas industrias, con el propósito de

disminuir costos, y por consiguiente aumentar la

productividad, como alternativa a soluciones tecnológicas

que se compran llave en mano y que son de un alto costo.

6.

Bibliografía

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mejoramiento del bombeo del sistema de tratamiento deaguas en planta de filtros”, Trabajo de título Ingeniería CivilMecánica UTFSM, 2010.

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Colón de la división Teniente utilizando principios deinventiva”, Trabajo de título Ingeniería Civil Mecánica,Valparaíso, UTFSM, 2009.

[16] Rojas Alarcón, Juan., “Aplicación de metodología seissigma en área de laminación de empresa siderúrgica”,Trabajo de título Ingeniería Civil Mecánica, Valparaíso,UTFSM, 2005.

[17] Rodríguez Díaz, Marcelo., “Rediseño Línea N°2 de plantarecuperadora de polietileno en empresa de reciclaje de la Vregión”, Trabajo de título Ingeniería Mecánica Industrial,Valparaíso, UTFSM, 2006.

[18] Nikulin Chandia, Christopher., “Aplicacióncomputacional de algoritmo de soluciones de problemasustancia-campo de la metodología TRIZ”, Trabajo de títuloIngeniería Civil Mecánica y Magister en Ciencias de la

Ingeniería Mecánica, Valparaíso, UTFSM, 2009.[19] Ahumada Araya, Rafael., “Análisis del desgaste decubiertas protectoras y recubrimientos en tolvas decamiones mineros que operan a gran altura”, Trabajo detítulo Ingeniería Civil Mecánica, Valparaíso, UTFSM,2007.

[20] Ali Arcas, Felipe., “Mejora del proceso de mecanizado de barras de aluminio mediante el diseño de aditamentos”,

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116

Trabajo de título Ingeniería Mecánica Industrial, Valparaíso,UTFSM, 2006.

[21] Bodero Karelovic, Gustavo., “Aporte al diseño de correastransportadoras para pilas de lixiviación en valles”, Trabajode título Ingeniería Mecánica Industrial UTFSM, 2007.

[22] Vera Martínez, Alvaro., “Estudio de la técnica yaplicación del método TRIZ a proyecto de EnergíaUndimotriz Nanku Wave Energy”, Informe InvestigaciónAplicada I UTFSM, 2009.

Este trabajo se ha desarrollado en el marco del proyecto de

investigación UTFSM “Análisis tecnológico basado encurvas “S”, desarrollos matemáticos y estudios

prospectivos, para máquinas y equipos”

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VII – ENERGÍASRENOVABLES

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Modelado de un sistema combinado panel solar

fotovoltaico y bomba de calor

Fabián Correa, Cristian Cuevas*Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas s/n,

Casilla 160-C, Concepción, Chile


Resumen

Debido a los continuos aumentos en los precios de los combustibles fósiles y a los continuos problemas de contaminaciónambiental que se presentan durante los periodos de invierno en nuestro país, se hace necesario investigar y analizar el uso de

fuentes de energías y equipos que reduzcan el consumo de energías fósiles y biomasa en la ciudad. Un equipo que cumplecon estas características es la bomba de calor, la cual se puede combinar con paneles solares, ya sea fotovoltaicos o térmicos, para aprovechar el alto potencial solar del que dispone nuestro país. En este estudio se ha decidido modelar un sistema decolectores fotovoltaicos combinado con una bomba de calor. En este análisis se evalúa la opción de este sistema paracalentamiento de agua sanitaria y calefacción en la ciudad de Concepción. Para lo cual se definen consumos típicos de aguacaliente sanitaria y de calefacción de una vivienda de 4 personas. El consumo energético anual en calefacción y agua caliente

sanitaria es de 10555 kWh. Estos datos sirven de entrada al modelo para determinar su rendimiento estacional y emisiones deCO2 equivalentes. El análisis de la bomba de calor permite establecer un COP anual de esta de 3,1 y emisiones anuales

equivalentes de 1,23 ton de CO2. En cuanto a la utilización combinada de bomba de calor y paneles fotovoltaicos, se lograestablecer que con 12 paneles fotovoltaicos se logra cubrir la demanda durante 233 días del año, reduciendo el consumoanual desde la red eléctrica de 3409 kWh a 1571 kWh, con lo que se reducen las emisiones anuales equivalentes a 0,57 ton deCO2.

Keywords: energía solar, bomba de calor, paneles fotovoltaicos, agua caliente sanitaria, modelación, simulación

1. Introducción

Considerando los altos costos de la energía y los problemas de contaminación ambiental que tiene nuestro país, se hace necesario investigar alternativas de

calefacción domiciliaria que disminuyan tanto el uso decombustibles fósiles como de biomasa; lo cual se realiza eneste estudio realizando una simulación numérica de unsistema de bomba de calor con paneles fotovoltaicos.

De este modo, este artículo busca generar modelos y

simulaciones para la bomba de calor y los panelesfotovoltaicos, para así determinar el rendimiento de estosequipos ante distintas condiciones ambientales.

En la literatura se han propuesto diversos enfoques,tanto teóricos como experimentales, para la determinacióndel COP de una bomba de calor, ya que esta variable se ve

afectada bajo distintas condiciones de operación. Entre losteóricos, Nyers [1] propone un modelo matemático resuelto por un método de optimización indirecta para ladeterminación del COP de la bomba de calor, mientras queFardoun [2] presenta un modelo dinámico de una bomba de

calor, aire-agua, para el calentamiento de agua calientesanitaria (ACS), en el cual utiliza sub-modelos de loscomponentes básicos de la bomba de calor.

Dentro del enfoque experimental, los esfuerzos se hanconcentrado en el análisis del COP, en condiciones deoperación real. Por ejemplo Miara [3] evalúa la eficiencia

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119

en distintos sistemas de bombas de calor instalados enAlemania, esto a lo largo de un periodo de 5 años. Staffell[4] realiza un trabajo similar al caracterizar la eficiencia de bombas de calor de uso doméstico (aire y tierra comofuente de calor), con lo que pudo determinar el SCOP(Seasonal Coefficient of Performance) para 100 equiposubicados en el Reino Unido.

Para modelar los paneles fotovoltaicos Duffie [5] propone un circuito eléctrico equivalente que representa un panel fotovoltaico. Para implementar este modelo se debenidentificar 5 parámetros, basándose en tal modelo De Soto[6] logra describir la curva I-V, utilizando la informaciónentregada por los fabricantes y ecuaciones semi-empíricas,con las que logra validar sus resultados al compararlos condatos experimentales.

Lo Brano [7] propone mejoras al modelo de los cinco parámetros, con el fin de eliminar ciertas idealizaciones.Para esto se vale de un algoritmo de prueba y error, con elque resuelve las ecuaciones del circuito equivalente. Otro

aporte en este sentido es el realizado por Ospino [8] quien presenta la modelación del comportamiento de la curva I-Vy determina los cinco parámetros utilizando técnicas deinteligencia artificial, para ello desarrolla un algoritmogenético, que determina además, ciertos parámetros que noson entregados por los fabricantes.

2. Definición del problema a analizar

El trabajo desarrollado en este artículo contempla lamodelación de una bomba de calor para calentamiento deagua sanitaria y calefacción de una vivienda de 4 personasubicada en la ciudad de Concepción. El análisis contemplael uso de colectores fotovoltaicos para suministrar parte de

la energía requerida para el funcionamiento de la bomba decalor. El principio del sistema se presenta en la Figura 1.

Fig. 1. Sistema a analizar

El sistema se puede descomponer en los siguientessubsistemas:

- Consumo- Bomba de calor- Paneles fotovoltaicos

Los datos meteorológicos utilizados para modelar elsistema, como temperatura ambiente, humedad relativa yradiación solar son obtenidos a partir de la base de datos deMeteonorm.

A continuación se explicarán cada uno de los modelosrealizados para realizar el análisis propuesto en este estudio.El software utilizado para el desarrollo de estos modelos esEES [9].

2.1. Perfiles de consumo

Lo primero a definir es el consumo del sistema, que

consiste en este caso a un consumo de calefacción y de

agua caliente sanitaria. Para este análisis se considera una

vivienda habitada por 4 personas.

2.1.1 Demanda de calefacción

La demanda de calefacción se determina para mantener

la vivienda a una temperatura de 18,5ºC (Campos [10]), con

lo cual se obtiene el perfil de demanda de calor presentado

en la Figura 2.

Fig. 2. Demanda de calefacción

2.1.2 Demanda de agua caliente sanitaria

El perfil de consumo es considerado constante para cada

día del año y es generado tomando un consumo diario de 74

l por persona, para una vivienda de 4 personas propuesto

por Campos [10]. La Figura 3 muestra el consumo

generado.

Fig. 3. Demanda de agua caliente sanitaria

Bomba de calor

Radiador

Estanque ACS Paneles

fotovoltaicos

7/24/2019 COCIM 2015 UTFSM


120

1 2 3 4 5 6 7 80

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

Rp = Pr,ex,cp / Pr,su,cp [-]

s

,

v

[ -

]

v = 0,924925 - 0,0239227·Rp

s = 0,445964 + 0,00432344·(Rp - 12)^2 - 0,29305/(Rp - 1)

La potencia requerida para calentar el agua caliente

sanitaria se determina con el consumo de ACS, la

temperatura del ACS, que se fijó en 45ºC, y la temperatura

del agua de la red que se interpola de los datos de la norma

técnica de la franquicia tributaria de la Ley Nº 20.365.

red ACS w ACS ACS t t c M Q (1)

2.1.3 Demanda total

La demanda total de calor se obtiene adicionando los

perfiles de calefacción y de potencia requerida para el agua

caliente sanitaria con lo que se obtiene la demanda de calor

ilustrada en la Figura 4.

Fig. 4. Demanda de calor total

2.2. Modelación de la bomba de calor

El modelo de la bomba de calor está compuesto de tressubmodelos: modelo del compresor, modelo delcondensador y modelo del evaporador. La válvula deexpansión no es modelada y se asume que esta mantiene unsobrecalentamiento constante y que la carga de refrigerantemantiene un subenfriamiento constante. El refrigeranteconsiderado en este análisis es el R407C.

2.2.1. Modelo del compresor

El compresor es modelado en forma simplificada,

tomando curvas características de la eficiencia isentrópica y

volumétrica de un compresor scroll, ambas utilizadas para

determinar la potencia eléctrica y el flujo másico delcompresor. Las curvas utilizadas se muestran en la Figura 5

con las respectivas ecuaciones utilizadas, las cuales son

ajustadas de datos de catálogo de un compresor scroll.

Además de lo anterior se necesita el volumen barrido

del compresor, el cual define su tamaño, el que en este

estudio es de 33,1 cm3. El modelo del compresor permite

determinar el flujo de refrigerante, la potencia eléctrica del

compresor y la temperatura del refrigerante en la descarga.

Fig. 5. Eficiencias isentrópica y volumétrica del compresor

2.2.2. Modelo del condensador

El condensador es modelado en tres zonas. El

condensador es un intercambiador de calor en

contracorriente, tal como se indica en la Figura 6 (Cuevas et

al. [11]).

Fig. 6. Modelo tres zonas del condensador

El calor transferido por cada una de las zonas se determina a partir de los balances de energía de cada fluido y de la ecuaciónde transferencia de calor:

cd , zi ,ex ,r cd , zi , su ,r cd , zi ,r cd , zi ,r hh M Q (2)

cd , zi , su ,wcd , zi ,ex ,wcd , zi ,wcd , zi ,w hh M Q (3)

zi ,cd , su ,w zi ,cd , su ,r zi ,cd min, zi ,cd zi ,cd t t C Q

(4)

El método de transferencia de calor utilizado es el de laeficacia, para el cual se determina el número de unidades detransferencia y el coeficiente global de transferencia de

calor como:

cd , zimin,

cd , zi

cd , ziC

AU NTU

(5)

cd , zi ,ocd , zi ,o

w

cd , zi ,icd , zi ,icd , zi Ah R

AhU A

111 (6)

Donde los coeficientes convectivos se determinan como:

Refrigerante

Agua AguaZona

subenfriada

Zona

bifásica

Zonasobrecalentada

Refrigerante

7/24/2019 COCIM 2015 UTFSM


121

n

nom

nom

M

M hh

(7)

Globalmente para los flujos de calor se tendrá que:

cd , sc ,wcd ,tp ,wcd , sh ,wcd ,w QQQQ (8)

cd , sc ,r cd ,tp ,r cd , sh ,r cd ,r QQQQ (9)

Y para las áreas de transferencia de calor:

cd , sccd ,tpcd , shcd A A A A (10)

2.2.3. Modelo del evaporador

El modelo considera al evaporador como un

intercambiador de calor que trabaja en un solo régimen:

seco o húmedo, el cual fue originalmente propuesto por

Lebrun et al. [12]. La potencia actual intercambiada por el

evaporador está dada por (Braun et al. [13]):

)Q ,Q( MAX Q wet ,coil dry ,coil ev ,a

(11)

Régimen seco. En régimen seco, el coeficiente global de

transferencia de calor es determinado considerando las

siguientes resistencias térmicas:

coil ,r coil ,mdry ,coil ,a

dry ,coil

R R R AU

1

(12)

Las resistencias térmicas se determinan de la misma

forma indicada en la sección 2.2.2.

El calor transferido en régimen seco es determinado

utilizando el método ε-NTU:

coil , su ,r coil , su ,adry ,coil min,dry ,coil dry ,coil t t C Q

(13)

Régimen húmedo. Cuando la batería trabaja en régimen

húmedo, el aire es reemplazado por un gas perfecto ficticio,

cuyas entalpías están definidas por las temperaturas de

bulbo húmedo. La resistencia térmica del lado aire está

definida por:

coil , f ,a , p

coil ,a , p

dry ,coil ,acoil , f ,a c

c R R (14)

wet ,coil ,ex ,wbcoil , su ,wb

wet ,coil ,ex ,acoil , su ,a

coil , f ,a , pt t

hhc

(15)

Y el calor transferido:

coil , su ,r coil , su ,wbwet ,coil min,wet ,coil wet ,coil t t C Q

(16)

Para determinar el estado del aire a la salida de la

batería en régimen húmedo debemos definir un

intercambiador de calor ficticio, como sugerido por la

ASHRAE [14]. Uno de los fluidos que ingresa a esteintercambiador es el aire y el otro es uno de un flujo

capacitivo infinito, el cual tiene una temperatura igual a la

temperatura promedio de pared externa de la batería, la cual

también se conoce como temperatura de contacto t c,coil,wet .

La eficiencia de contacto está definida por:

wet ,coil ,cwet ,coil NTU exp1 (17)

La entalpía y la humedad específica del aire a la salida

de la batería están definidas por las siguientes expresiones:

wet ,coil ,ccoil , su ,awet ,coil ,cwet ,coil ,ex ,acoil , su ,a hhhh (18)

wet ,coil ,ccoil , suwet ,coil ,cwet ,coil ,excoil , su W W W W (19)

Donde hc,coil,wet and W c,coil,wet corresponden a la entalpía y

la humedad específica del aire a la temperatura de la

superficie definidas en un estado de saturación.

2.2.4. Modelo de la bomba de calor

El modelo de la bomba de calor se obtiene

interconectando los modelos de los diferentes componentes

descritos anteriormente, dando como resultado el modelo

que se muestra en la Figura 7. Las principales salidas de

este modelo son el calor transferido en el condensador y la potencia del compresor.

Fig. 7. Modelo de la bomba de calor

El modelo de la bomba de calor asumirá que el agua

caliente sale a 60ºC del condensador, enviándose a esta

temperatura a los radiadores para la calefacción como

también al intercambiador de calor del estanque de

almacenamiento de agua caliente para el agua caliente

sanitaria.

Este modelo no incluye algunas pérdidas y consumos

extras que deberían incluirse en futuros modelos. Las

pérdidas no consideradas son las debido a la operación

7/24/2019 COCIM 2015 UTFSM


122

0 10 20 30 40

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0

30

60

90

120

150

180

210

240

270

Voltaje [V]

Corriente[A

]

Potencia[W]

1000 W/m2

1000 W/m2

800 W/m2

800 W/m2

600 W/m2

600 W/m2

ON/OFF del compresor, pérdidas en el estanque de

almacenamiento de agua caliente y pérdidas por

congelamiento en el evaporador. En lo que respecta a los

consumos extras, no se han considerado el consumo del

ventilador del evaporador y el consumo de la bomba de

circulación de agua caliente de calefacción.

2.3. Modelación de los paneles fotovoltaicos

El panel fotovoltaico es modelado utilizando el modelo propuesto por DeSoto, el cual se resume según el circuitoeléctrico equivalente de la Figura 8.

Fig. 8. Circuito eléctrico equivalente del colector

fotovoltaico

En este modelo la relación entre la tensión y la corriente

está dada por:

sh

s so L

R

R I V

a

R I V exp I I I

1 (20)

El modelo propuesto por DeSoto tiene 5 parámetros, los

cuales son determinados de datos de catálogo de un

colector, cuyos resultados son validados por comparación,

tal como se indica en la Figura 9.

(a) Simulados (b) Catálogo

Fig. 9. Validación del modelo del colector fotovoltaico

Los 5 parámetros del modelo son: I L corriente de luz,factor que depende de la radiación solar; I o corriente deldiodo de saturación reversa, parámetro que se ve afectado por la temperatura de la celda; R s resistencia en serie,

inherente a cada panel PV; R sh r esistencia “shunt” queinfluye en la inclinación de la curva I-V; a factor deidealidad modificado.

La simulación de los paneles fotovoltaicos es realizadaconsiderando una inclinación de 30º, y están orientadoshacia el norte.

2.4. Modelación del sistema panel fotovoltaicoy bomba de calor

El sistema fotovoltaico es en este caso utilizado paraalimentar a la bomba de calor. El objetivo de conectarlo es

simplemente para analizar la cantidad de energía que podríaeventualmente ser suministrada por este sistema a la bombade calor.

3. Resultados

3.1. Resultados de la bomba de calor

El análisis de la bomba de calor se realiza determinando

su COP, el cual se ilustra en la Figura 10.

Fig. 10. COP de la bomba de calor

Se observa que para esta aplicación el COP de la bomba

de calor varía entre 2,4 y 4,2. Se obtiene que la bomba de

calor trabaja sólo 1701 horas de las 8760 horas del año, es

decir un 19,4% del tiempo total. La bomba de calor

utilizada para este análisis satisface la demanda de calor

prácticamente todas las horas del año, excepto en tres horas

donde la demanda sobrepasa la capacidad de esta, para este

análisis se aceptará que no se logre satisfacer la demanda en

esas horas.

La Tabla 1 muestra un resumen de los resultados

obtenidos de la simulación anual.

Tabla 1. Resumen de los resultados de la simulación

Demanda

kWh

Calor BC

kWh

Consumo BC

kWh

SCOP

10555 10555 3409 3,1

De este análisis se obtiene un COP estacional de 3,1

para las condiciones simuladas.

Considerando una emisión de CO2 del sistema

interconectado central de 0,36 ton CO2/MWh, se tendrá una

emisión equivalente anual de este sistema de 1,23 ton de

CO2 por año.

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123

3.2. Análisis de los paneles fotovoltaicos

La Figura 11 presenta los resultados obtenidos de la

simulación anual de 12 paneles fotovoltaicos. Los

resultados se integran en forma diaria, para determinar la

cantidad de energía que se puede ir almacenandodiariamente para ser utilizada el día posterior. De acuerdo a

este análisis este sistema logra satisfacer la demanda de

energía eléctrica de la bomba de calor 233 días del año. De

acuerdo a este análisis el sistema requeriría de una energía

eléctrica de la red de 1571 kWh, con lo cual las emisiones

de CO2 se reducirían a 0,57 ton de CO2 por año. El

consumo eléctrico anual de la bomba de calor es de 3409

kWh y la entregada por los paneles de 4534 kWh, el

excedente se puede eventualmente utilizar en la vivienda o

enviar a la red eléctrica.

Fig. 11. Diferencia entre oferta y demanda de energía diaria

4. Conclusiones

En el estudio presentado en este artículo se realiza unanálisis anual de un sistema de calefacción y decalentamiento de agua sanitaria con bomba de calor aireagua para una vivienda de 4 personas. El consumo anual encalefacción y agua caliente sanitaria es de 10555 kWh. Parasatisfacer esta demanda de calor la bomba de calor consume3409 kWh de energía eléctrica, lo cual da un COP anual de3,1 y emisiones anuales equivalentes de 1,23 ton de CO 2.Este sistema se complementa con un arreglo de 12 panelesfotovoltaicos, el cual logra suministrar la energía requerida por la bomba de calor durante 233 días del año, reduciendo

el consumo de energía de la red eléctrica a 1571 kWh, loque genera emisiones anuales equivalentes de 0,57 ton deCO2. Anualmente los paneles fotovoltaicos logransuministrar 4534 kWh de energía eléctrica, la cual en parte puede ser ocupada por la bomba de calor, la diferencia se puede utilizar en la vivienda o enviar a la red eléctrica.

Agradecimientos

Trabajo financiado por el proyecto FONDECYT1150965.

Referencias

[1] J. M. Nyers and Á. J. Nyers, “COP of heating-coolingsystem with heat pump,” EXPRES 2011 - 3rd IEEE Int.Symp. Exploit. Renew. Energy Sources, Proc., pp. 17 – 21, 2011.

[2] F. Fardoun, O. Ibrahim, A. Zoughaib. Dynamicmodeling of an air source heat pump water heater. 10thInternational Energy Agency Heat Pump Conference2011 – HPC 2011, May 2011, Tokyo, Japan.

[3] M. Miara, D. Gunther, T. Kramer, T. Oltersdorf, and J.Wapler, “Analysis and Evaluation of Heat PumpEfficiency in Real-life Conditions”, 2011.

[4] I. Staffell, “A Review of Domestic Heat Pump

Coefficient of Performance,” Energietechnik, , 2009.[5] John A. Duffie, William A. Beckman (2013). Solar

Engineering of Thermal Processes, 4th Edition.[6] DeSoto W., Klein, S. Beckman W., 2005. Improvement

and validation of a model for photovoltaic array performance. Solar Energy 80, 78-88.

[7] V. Lo Brano, A. Orioli, G. Ciulla, and A. Di Gangi, “Animproved five-parameter model for photovoltaicmodules,” Sol. Energy Mater. Sol. Cells, vol. 94, no. 8, pp. 1358 – 1370, 2010.

[8] A. Ospino, C. Robles, A. Durán. Modelado ysimulación de un panel fotovoltaico empleando técnicasde inteligencia artificial. Energética. 2014, vol.35, n.3, pp. 225-233.

[9] S. Klein. 2014.“EES— Engineering Equation Solver, F-Chart”.

[10] Campos, P. 2015 Evaluación técnico-económico de

alternativas de generación energética in situ en

viviendas en Concepción. Informe de Memoria de

Título para optar al Título de Ingeniero Civil Mecánico.

[11] Cuevas C., Lebrun J., Lemort V., Ngendakumana Ph.

Development and validation of a condenser three zones

model. Applied Thermal Engineering 2009; 29(17-18);

p. 3542-3551.

[12] Lebrun, J., X. Ding, J.-P. Eppe, and M. Wasacz. 1990.

Cooling Coil Models to be used in Transient and/or Wet

Regimes. Theoretical Analysis and Experimental

Validation. Proceedings of SSB 1990. Liège:405-441.[13] Braun, J.E., S.A. Klein, and J. Mitchell. 1989.

Effectiveness Models for Cooling Towers and Cooling

Coils. ASHRAE Transaction 95(2):164-173.

[14] ASHRAE. 2000. 2000 ASHRAE handbook-HVAC

Systems and Equipment, Chapter 21. Atlanta: American

Society of Heating, Refrigerating and Air-Conditioning

Engineers, Inc.

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124

Desalinización por múltiples efectos MED utilizando

energía solar

R. Barraza*, A. GonzálezDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,

Valparaíso, Chile


Resumen

Este proyecto explora la desalinización a gran escala utilizando el proceso de destilación por múltiples efectos MED (por sussiglas en inglés). Un modelo computacional utilizando Engineering Equation Solver (EES) [1] que simula la tecnología

MED es propuesto, el cual puede ser utilizado como una herramienta para estudiar los diferentes parámetros que influyen enla eficiencia de una planta de desalinización. La validación del modelo numérico es presentada utilizando parámetros deoperación de una Planta instalada en Bahréin. Finalmente, la planta de desalinización es acoplada con una planta solardesarrollada en TRaNsient SYstems Simulation (TRNSYS) [2]. La planta solar está compuesta por paneles parabólicos,acumulación térmica y una caldera auxiliar a gas natural que permite mantener una producción constante de agua desalada de10.800 toneladas métricas por día en una locación cercana a Antofagasta, Chile. Se evaluó el efecto de proveer vapor

saturado en tres niveles de presión, variar el número de colectores y el tamaño del almacenamiento térmico. La energía solares capaz de proveer más del 80% de la energía térmica total requerida usando almacenamiento de energía térmica.

Keywords: desalinización, MED, destilación multiefecto, desalinización solar.

1. Introducción

En la literatura se puede encontrar un importante

número de modelos computacionales simples que permitenla predicción de parámetros globales como flujos promedios de destilado y eficiencias globales de las plantasde desalinización de múltiples efectos (MED), tales comoSayed y Silver [3], El-Nashar y Qamhiyeh [4] y Darwish et

al. [5]. Las simplificaciones más comunes son asumir un

gradiente de temperatura constante en los evaporadores, propiedades del agua salobre constantes (independientes dela presión y temperatura) y coeficientes de transferencia decalor constante en todos los efectos; consecuentemente, laoperación detallada de cada uno de los componentes de la planta de desalinización no puede ser estudiada. Algunos

modelos más detallados han sido propuestos por El-Dessouky et al. [6], Palenzuela et al. [7] y de la Calle et al.

[8]. El-Dessouky propuso en su modelo el cálculo de loscoeficientes globales de transferencia de calor en losevaporadores como función de la temperatura del efecto.Este enfoque ignora la complejidad de la transferencia decalor en el evaporador en donde los fluidos involucradosestán cambiando de fase, un flujo evapora fuera de lostubos y el otro condensa dentro de los tubos. Palenzuelautiliza la misma correlación propuesta por El-Dessouky.De la Calle por su parte define una correlación para elcoeficiente de transferencia de calor de la película queevapora en los evaporadores de manera que los resultadosdel modelo calcen con los resultados experimentales. Si bien estos modelos tienen aplicación específica para lasinstalaciones en las cuales fueron validados, no sonmodelos aplicables a otras configuraciones o plantassimilares con parámetros operacionales muy distintos de lasdesaladoras originales debido a la no universalidad de lascorrelaciones de transferencia de calor utilizadas.

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125

Teniendo en cuenta las limitaciones de los modelos de plantas MED existentes se propone la creación de unaherramienta computacional modular, validada y deaplicación general que permita estudiar en detalle distintasconfiguraciones y tamaños de desalinizadoras MED. Elmodelo se basa en los balances de masa, sal y energíaincluyendo los procesos de transferencia de calor concorrelaciones de amplio uso (universales) e incluyendo lascaídas de presión debido a fricción y por cambio de

momento relacionado al cambio de fase. La fuente de calor puede tener cualquier origen, ya sea desde combustiblesconvencionales, calor residual o termo-solar. La opcióntermo-solar es estudiada en más detalle.

2. Planta de desalinización de múltiplesefectos MED

El modelo computacional de la planta MED es

desarrollado usando el software Engineering EquationSolver (EES) [1]. El modelo computacional consiste en

una herramienta modular (Fig. 1), que permite simular una planta MED con tres efectos o más y analizar su desempeñoa través de la ganancia (GOR, Gain Output Ratio) o elconsumo específico de energía (SEC) variando el númerode efectos, la configuración de la planta, la fuente deenergía térmica (vapor, agua caliente u otro fluido),condición de la fuente térmica (temperatura y presión) y

característica del agua salobre de alimentación.El modelo básico mostrado en la Fig.1 requiere una

primera etapa en donde se suministra la fuente externa deenergía térmica, etapas intermedias que pueden variar desde1 a n-2 y una última etapa en donde el vapor generado en el

último efecto es condensado. El agua de alimentacióningresa por el último efecto y es pre-calentada encontracorriente usando el calor del vapor generado en lasetapas iniciales.

Fig. 1. Modelo MED

Una fracción del agua de alimentación se evapora en el primer efecto y este vapor es la fuente energética para el

efecto siguiente. Para mejorar la eficiencia del sistema seinstala un eyector que tiene la función de un termo-compresor.

Los módulos que componen el modelo son: evaporador, pre-calentador, cámara flash, condensador, eyector ydesobrecalentador. Las propiedades del agua salobre talescomo entalpías, calor específico y elevación del punto deebullición (BPE, boiling point elevation), las cualesdependen de la temperatura y del contenido de sal, son

calculados de acuerdo a lo publicado por Sharqawy et al.[9].

2.1. Evaporador

Fig. 2. Evaporador

El evaporador (Fig. 2) es un intercambiador de calor contubos horizontales. Fuera de los tubos, el agua salobre se destiladebido a la combinación de dos fenómenos. Primero, cuando elagua salobre se inyecta al evaporador, una fracción se evaporadebido a la expansión producto del cambio de presión. Acontinuación, el agua salobre cae sobre los tubos como película,absorbiendo el calor desde el vapor que condensa dentro de lostubos. El vapor generado en el evaporador fluye hacia el pre-calentador y posteriormente al evaporador siguiente como fuentede energía. Los balances de masa, sal y energía fuera de lostubos son presentados a continuación para cada efecto i, que puede variar de 1 a n:

, , , , ,1 0

f E b E v E v TC b E m i m i m i m i m i (1)

, , , , ,1 1 0

f E f b E b E b E b E m i S m i S i m i S i (2)

, , , ,

, , , , ,

1 1

0

E f E f E b E b E

v E v E v TC v E b b E

Q i m i h i m i h i

m i h i m i h i m i h i

(3)

El balance de energía dentro de los tubos es mostrado en ec.

(4), donde E Q i es el flujo de calor desde el vapor

condensando hacia el agua salobre evaporando.

Pre-calentador

,

+ ℎ

,

,[]

ℎ

ℎ ,[]

,,

,

,

Primer efecto Segundo efecto Tercer efecto

Pre-calentador

Cámara Flash Cámara Flash

Condensador

Primera Etapa Etapa Intermedia Ultima Etapa

Cámara Flash

Eyector

ℎ

,

De-

sobrecalentador

ℎ [1]

Evaporador

,[]

,[ − 1]

ℎ,[ − 1]

−ℎ ,[]

, − 1,−ℎ , ,[]

,[]

ℎ,[]

,[] ℎ,[]

ℎ ,[]

ℎ−ℎ , ,

,,

, − 1, ,[ − 1]

,,[]

−ℎ ,[]

−ℎ , ,,−ℎ , ,[]

ℎ−ℎ , ,

,, ,[]

,[] ℎ,[]

Sistema

7/24/2019 COCIM 2015 UTFSM


126

, , , , , E v heat E v heat in E v heat out E Q i m i h i h i

(4)

La temperatura de saturación del agua salobre es más altaque la del agua pura debido a la elevación del punto de

ebullición (BPE) que provoca el contenido de sal. Para conocerla temperatura de saturación del agua salobre (

,b E T i ) esta

diferencia es considerada. La transferencia de calor dentro delevaporador es calculada considerando cambio de fase en amboslados del evaporador (Ec. 5).

, , E E tot E avg b E Q i U i A i T i T i (5)

E U i es el coeficiente global de transferencia de calor,

,tot E A i es el área de la superficie exterior de los tubos y

avg T i es la temperatura promedio en el interior de los tubos.

E

U i está formado por la convección del vapor condensando,

la conducción en la pared del tubo, la convección del aguasalobre que cae sobre el tubo como película y la resistenciatérmica adicional que produce el agua salobre en la paredexterior del tubo. Los coeficientes de convección del vaporcondensando dentro del tubo y del agua salobre evaporando enel exterior del tubo son determinados usando la correlaciones propuestas por Dobson y Chato [10] y Parken [11],respectivamente. En el interior de los tubos, el vapor muestrauna diferencia de temperatura entre la entrada y la salida de lostubos, la cual se explica por la caída de presión durante lacondensación del vapor. Esta caída de presión se origina por elefecto conjunto de fricción y momento. La caída de presión porfricción se determina utilizando la correlación de Müller-

Steinhagen y Heck [12].

2.2. Pre-calentador

Fig. 3. Pre-calentador

El pre-calentador (Fig. 3) es un intercambiador de calor de

tubos y carcaza, en el cual el agua de alimentación ( , f Phm i )

pasa por el interior de los tubos y es pre-calentada por el vapor (

, 1v heat E

m i

) producido en el evaporador y en la cámara

flash que está en el exterior de los tubos. Una fracción del agua

de alimentación ( , f E m i ) ya pre-calentada ingresa al

evaporador de la misma etapa y la otra fracción ( , 1 f Phm i )

continúa hasta el siguiente pre-calentador. Los balances demasa y energía del agua de alimentación al interior de los tubosson mostrados en Ecs. 6 y 7.

, , ,1 0 f Ph f Ph f E m i m i m i (6)

, , , ,

, ,

1 1

0

Ph f Ph f E f Ph f E

f E f E

Q i m i h i m i h i

m i h i

(7)

Los balances de masa y energía del vapor en el exterior de lostubos son:

, , , 1 0

v E v FB v heat E m i m i m i

(8)

, , , , ,

, ,

1 1

0

Ph v heat E v heat in E v E v E

v FB v FB

Q i m i h i m i h i

m i h i

(9)

En el exterior de los tubos, el vapor ingresa como vaporsobrecalentado y alcanza la condición de saturación mientrasavanza a través del pre-calentador. El análisis delintercambiador de calor de tubos y carcaza considera estasituación, por lo que el intercambiador es dividido en unasección en que el vapor esta sobrecalentado ( sh) y otra en dondeestá condensando ( sat ). En consecuencia, el calor transferido en

el pre-calentador ( PhQ i ) está dado por la contribución de las

dos secciones:

, , Ph sh Ph sat PhQ i Q i Q i (10)

Cada sub-intercambiador de calor es calculado usando elmétodo de número de unidades de transferencia (NUT) [13]. Eldetalle del cálculo es descrito por Barraza [14]. Los coeficientesde convección para el agua salobre, vapor sobrecalentado yvapor saturado condensando son calculados a partir de lascorrelaciones desarrolladas por Gnielinski [15], Churchill yBernstein [16] y Rohsenow et al. [17].

2.3. Cámara flash

La cámara flash (Fig. 4), que posee la misma presión delevaporador (exterior de los tubos) recibe el condensado

proveniente desde el interior de los tubos del evaporador ( ,v heat E

m i

) y agua fresca desde la cámara flash anterior (

1 fwm i ). Vapor ( ,v FBm i ) es generado debido a la menor

presión de la cámara con respecto al interior de los tubos delevaporador y de la cámara flash anterior. Este vapor generado

es enviado al pre-calentador. El agua fresca ( fwm i ) continúa

a la siguiente cámara flash. En la primera etapa una fracción de

,[]

ℎ,[]

,[] ℎ,[]

[]

−ℎ ,[ + 1]

,, −ℎ , ,[ + 1]

ℎ−ℎ , , + 1

,ℎ[ − 1]

ℎ ,[]

,,

,ℎ[] ℎ ,[ + 1]

, + 1,

,[] ℎ ,[]

,,

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127

agua fresca ( ,c FB

m i ) puede ser recirculada hacia el

desobrecalentador. Los correspondientes balances de masa yenergía son:

, , ,1 0v heat E fw c FB fw v FBm i m i m i m i m i

(11)

, , ,

, , ,

1 1

0

v heat E v heat out E fw fw

c FB fw fw fw v FB v FB

m i h i m i h i

m i h i m i h i m i h i

(12)

Fig. 4. Cámara Flash

2.4. Condensador

El condensador (Fig. 5) es un intercambiador de calor detubos y carcasa que tiene tres funciones. Su principal función es

condensar el vapor producido en el último efecto ( ,v E

m n ) y

en la última cámara flash ( ,v FB

m n ). También, pre-calienta el

agua salobre de alimentación ( , f Phm n ). Además, define la

presión del sistema a través del control de la temperatura decondensación del vapor. La temperatura de condensación se

puede ajustar controlando el flujo del agua de enfriamiento (cool

m ). El balance de energía correspondiente al agua salobre de

alimentación, que fluye dentro de los tubos, es:

, , ,

, 0

C f Ph f cool f f Ph f E

cool f E

Q m n h m h m n h n

m h n

(13)

Para la parte exterior de los tubos donde el vapor condensa,los balances de masa y energía son:

, , , 0

v E v FB v C m n m n m (14)

, , , , , , 0

C v C v C v E v E v FB v FBQ m h m n h n m n h n (15)

El cálculo del intercambiador de calor se realiza de manerasimilar a la descrita para el pre-calentador.

Fig. 5. Condensador

2.5. Eyector

El eyector recibe el vapor sobrecalentado a alta presión (

steamm ) desde el generador de vapor forzando la recirculación

de una fracción del vapor ( ,v TC

m i ) producido en uno de los

evaporadores aguas abajo y después de mezclarlos dirige el

vapor ( , ,v Ej steam v TC

m m m i ) al desobrecalentador. El

eyector es simulado usando el modelo termodinámico propuesto por Aly [18].

2.6. Desobrecalentador

Fig. 6. Desobrecalentador

El desobrecalentador (Fig. 6) mezcla el vapor

sobrecalentado (,v Ej

m ) que proviene del eyector con agua fresca

suministrada desde la cámara flash ( ,c FB

m i ) del primer efecto

con el fin de suministrar vapor saturado al primer efecto como

fuente de energía térmica ( , 1

v heat E m

).

3. Validación del modelo MED

El modelo computacional descrito en este documento esvalidado con información operacional de la Planta de

desalinización MED Aluminum Bahrain (ALBA) presentada por de Vries et al. [19]. La Tabla 1 presenta los datosoperacionales de la Planta de desalinización ALBA y losresultados del modelo computacional usando la mismaconfiguración. La planta de desalinización tiene 4 unidades de4 efectos cada una y utiliza como energía térmica los caloresresiduales del proceso de calcinación. La configuración de la planta MED es presentada en Fig. 7.

[] [ − 1]

−ℎ ,[]

−ℎ , ,, −ℎ , ,[] ℎ−ℎ , ,

,[] ℎ,[]

ℎ [ − 1]

− 1 ℎ []

,[]

ℎ []

,ℎ + ℎ

,

ℎ ,[]

,,

,ℎ []

ℎ ,[]

,,

,[]

ℎ,[]

,[]

,

ℎ,

−ℎ ,[1]

[0]

ℎ−ℎ , ,1 ℎ

ℎ [1]

,

ℎ,

, ,[0]

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128

Tabla 1. Comparación modelo versus datos operacionalesde la Planta de referencia

Parámetro Modelo Referencia Error

Vapor en tubosEfecto 1 45,2 kg/s N.D.

Efecto 2 45,0 kg/s 49,4 kg/s -9%Efecto 3 14,0 kg/s 13,3 kg/s 5%Efecto 4 14,0 kg/s N.D.

T - EvaporadorEfecto 1 63,6 °C 63,0 °C 1%Efecto 2 58,6 °C N.D.Efecto 3 52,2 °C N.D.

Efecto 4 45,3 °C 48,0 °C -6%

T - Agua enfriamiento 43,6 °C 43,0 °C 1%

Flujo Agua salobre 267.0 kg/s 263.6 kg/s 1%T - Agua salobre 45,3 °C 48,0 °C -6%

Producción agua fresca 122.8 kg/s 124.4 kg/s -1%GOR 7.4 7.5 -1%SEC (kWh/m ) 96.6 95.4 1%

N.D. No disponible

Fig. 7. Planta MED ALBA

Los resultados del modelo computacional son comparablescon los datos operacionales de la Planta de referencia. La mayordesviación (-9%) es en la predicción del vapor suministrado alefecto 2. La producción de agua fresca y los parámetros deeficiencia de la planta son calculados con un error menor al 1%.

4. Planta de vapor solar

Se estudia una planta de desalinización MED, con laconfiguración presentada en la Fig. 7, la cual es conectada aun generador de vapor que obtiene su energía primariadesde un campo solar y cuando la energía solar no essuficiente utiliza como respaldo gas natural (Fig. 8). La planta se ubica en la ciudad de Antofagasta, Chile. La

ciudad combina escasez de agua fresca, población y

actividad industrial creciente. Asimismo, se encuentra en lacosta y tiene altos niveles de radiación solar.

Fig. 8. Generación de vapor solar y Planta MED

La planta de generación de vapor se ha modeladoutilizando el software TRaNsient SYstems Simulation(TRNSYS) [2] y está formada por dos circuitos de aceitetérmico (Therminol VP-1). En el circuito primario, elfluido térmico fluye desde la parte inferior del estanque de

almacenamiento hacia el campo solar formado porcolectores parabólicos, orientados a lo largo del eje norte-sur y con seguimiento en ese eje. El fluido térmico escalentado en los colectores y retorna a la parte superior delestanque de acumulación. En el circuito secundario, elaceite térmico fluye desde la parte superior del estanquehacia el generador de vapor y retorna posteriormente a lazona inferior.

Fig. 9. Fracción solar

Cuando la energía provista desde el estanque de

acumulación no es suficiente para generar el vaporrequerido, una caldera de gas natural provee la energíafaltante. El generador de vapor consiste en unintercambiador contracorriente en el cual la fuente térmicaes el aceite térmico y el resultante es el vapor que se dirigea la planta de desalinización MED. El control de la plantaes optimizado para mantener una estratificación en el

estanque de 10 °C y maximizar el uso de la energía solar.

Seawater

inlet

966.6 kg/s33°C

CONDENSER

EJECTOR

FLASH BOX

1-B

FLASH BOX

2-B

PRE-HEATER 3

FLASH BOX 3 FLASH BOX 4

Seawater

reject

577.8 kg/s43.6°C

Fresh water

122.8 kg/s

38°C

Brine

267.0 kg/s

45.3°C

Condensate

return

8.3 kg/s67°C

TE = 63.6°C

TV = 63.0°C

EJECTORPRE-HEATER 1

PH 2

FLASH BOX

1-A

FLASH BOX

2-A

Steam

16.7 kg/s

224°C, 21bar

22.5

kg/s

EVAP 1-A EVAP 2-A

EVAP 3 EVAP 4

EVAP 1-B EVAP 2-B

75.0

kg/s

NCG

75.0

kg/s

22.5

kg/s

75.0

kg/s

75.0

kg/s

14.0

kg/s

44.4

kg/s

Condensate

return

8.3 kg/s67°C

44.4

kg/s

TE = 63.6°C

TV = 63.0°C

TE = 58.6°C

TV = 58.0°C

TE = 58.6°C

TV = 58.0°C

TE = 52.2°C

TV = 51.6°C

TE = 45.3°C

TV = 44.7°C

Estanque

Campo

solar

Generador de

vapor

Caldera

auxiliar

MED

Bomba HTF

Campo solarBomba HTF

condensado

vapor

colectores

colectores

colectores

colectores

Almacenamiento

F r a c c i ó n s

o

l a r

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129

La planta se dimensionó para suministrar en formacontinua 10.800 toneladas métricas de agua fresca por día.La Fig. 9 presenta los resultados en términos de la fracciónsolar, que es la fracción de energía solar absorbida conrespecto al total de la energía requerida. Es claro, que alaumentar el volumen de almacenamiento térmico(normalizado en litros por m2 de colector) la fracción solarmejora. Este incremento es más relevante al incrementar elnúmero de colectores alcanzándose una fracción solar

mayor al 80% en el caso máximo analizado. Por último, elefecto de la presión de suministro de vapor parece sermarginal.

5. Conclusiones

Se ha desarrollado un modelo computacional modularde una planta de desalinización MED usando el softwareEES. La efectividad de este modelo ha sido probada al predecir con errores menores al 10% los datos

operacionales de una planta existente. El modelodesarrollado es una herramienta potente para el análisis deesta tecnología asociada con energía solar, como es el casoanalizado, u otra fuente de energía.

El análisis combinando con la planta de vapor solarmodelada en TRNSYS prueba la factibilidad técnica deinstalar una planta de este tipo en la ciudad de Antofagastaal aportar más del 80% de la energía requerida en lasalternativas estudiadas. También, es posible inferir que se puede alcanzar una fracción solar cercana al 100% con eladecuado número de colectores solares y almacenamientotérmico.

AgradecimientosSe agradece al Laboratorio de Energía Solar de la

Universidad Wisconsin-Madison por su infinitacolaboración, en especial a los profesores Sanford Klein yDouglas Reindl.

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130

Modelamiento y evaluación exergoeconómica de una

planta de cogeneración solar.

Roberto Leiva I.(a,b) , Rodrigo Escobar(a) aDepartamento de Ingeniería Mecánica y Metalúrgica, Pontificia Universidad Católica de Chile, Vicuña Mackenna 4860,

Santiago, CHILE.b Departamento de Mecánica – Universidad Técnica Federico Santa María, Av. Federico Santa María 6090,

Viña del Mar, CHILE.E-mails: [email protected] , [email protected] , [email protected]

Resumen

Este artículo muestra los resultados de una modelación y evaluación exergoeconómica de una planta de concentraciónsolar de potencia CSP (Concentrated Solar Power) del tipo cilindro parabólico configurada en un esquema de cogeneracióncon una planta de refrigeración de absorción de simple efecto para la producción de electricidad y refrigeración industrial.

La metodología seguida permite acoplar ecuaciones termodinámicas de balances de energía, de exergía y de masa conrelaciones económicas con el objeto de resolver sistemas energéticos complejos. La planta de cogeneración se evalúainstalada en Crucero, en el norte de Chile donde la irradiancia directa normal alcanza valores sobre los 1,000 W/m2.

Los resultados indican que la planta de cogeneración aumenta su eficiencia energética de 25.4% a 27.2%, aumenta sueficiencia exergética en la producción de electricidad de 27.8% a 28.0% , aumenta la eficiencia exergética en la producciónde refrigeración de 18.3% a 33.3%, y reduce los costos exergéticos unitarios y los costos nivelados de 0.206 a 0.173USD/kWh. Por lo tanto, la planta de cogeneración evaluada es más conveniente en terminos energeticos y económicos quelas plantas individuales no integradas.

Keywords: Cogeneración, CSP, refrigeración por absorción, exergoeconómico, energía solar.

1. Introducción

La cogeneración [1] es un proceso energético en el quea partir de una o más fuentes primarias de energia se

producen dos formas útiles de energía. El configurar una planta de cogeneración implica la integración de dostecnologias diferentes para la producción de dos productos.Una forma apropiada para realizar esta integración

tecnológica es por medio del análisis exergoeconómico[2,3]. Este análisis permite identificar la localización,magnitud y fuentes de destrucción de exergia en un sistemaenergetico; calcular los costos asociados a la destrucción deexergia; evaluar los costos asociados a la producción decada producto; realizar una optimización global y/o local

para minimizar costos totales y ahorrar energía.

Las plantas de concentración solar CSP producenelectricidad utilizando como fuente térmica la radiaciónsolar. Existen cuatro tecnologías de generación CSP [4,5],estas son: cilindro parabólico, torre solar, lineal Fresnel, ydish-Stirling. La planta CSP cilindro parabólico es latecnología más madura y de menor costo [4] dentro de lastecnologías CSP, por ello es la planta que se evalúa en estainvestigación. Por otro lado, las tecnologías derefrigeración industrial más importante son las derefrigeración por compresión de vapor y las de absorción(simple y doble efecto) [6,7]. Las plantas de refrigeración

por absorción operan a partir de una fuente de calor. Dentrode las tecnologías de absorción la de simple efecto es la que

puede operar con fuentes a temperaturas menores. Por lotanto, la planta evaluada en esta investigación está formada

por una planta de concentración solar de potencia CSP deltipo cilindro parabólico [5] y una planta de refrigeración de

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131

absorción LiBr/H2O de simple efecto [7] para la producciónde electricidad y refrigeración industrial.

La integración de plantas CSP con plantas derefrigeración por absorción ha sido estudiado previamente[6,8,9]. Sin embargo la configuración y el alcance de estainvestigación aporta con un enfoque diferente.


2.1. Objetivos y metodología

El objetivo de esta investigación es evaluarexergoeconomicamente una planta de cogeneración solar

para la producción de electricidad y refrigeración industrial.En la Figura 1 se muestra la configuración de la planta decogeneración.

Figura 1. Planta de cogeneración solar.

La metodologia seguida [2] se presenta en la Figura 2. A partir del diseño y modelamiento de cada planta se define elnivel de agregación a considerar. Este nivel de agregación

permite delimitar las fronteras de analisis dando unaestructura física y una estructura productiva. Se establecenlos modelos termodinámicos (1era y 2da ley de latermodinámica), modelos económicos (determinación decostos de inversión, operación y mantenimiento) yexergoeconómicos (determinación de costos unitarios

exergéticos y flujo de costos exergéticos), y finalmente serealizan simulaciones horarias (hora a hora en un año) pararesolver el sistema completo.

Nivel de Agregación

(Delimitación de la Planta)

Modelamiento de la planta

Configuración preliminar de la planta

Estructura física-productiva

Determinación de Recursos-Productos

Análisis Exergético

Aplicación de criterios de asignación de

costos exergéticos

Modelado termoeconómico

Resolución de matriz de costos exergéticos

Optimización

Fig. 2. Metodología seguida.

Para modelar la planta se utilizó el software IpsePro [10]apoyado con rutinas en Matlab y EES.

La planta CSP se evaluó instalada en el norte de Chile,en Crucero, latitud -22.14°, longitud -69.3°, DNI de 3,388kWh/m2/año [11].

2.2. Diseño del problema

La planta CSP [12] está formada por un campo solar yun bloque de potencia. El bloque de potencia a su vezestá constituido por un ciclo de Rankine regenerativo,

con un recalentamiento y cinco extracciones (Figura 3).La planta CSP tiene una potencia bruta de 55.5 MW.Por otro lado, la planta de refrigeración se configura conun ciclo de refrigeración por absorción de simple efecto[14] con fluido de trabajo LiBr-H2O. La planta de

refrigeración es de 5 MW térmico.La planta CSP se validó con datos de Blanco et al[12] y SAM [13], mientras que la planta de refrigeraciónse validó con datos de Herold et al. [14].

2.2.1. Punto de acoplamiento.

El desorbedor de la planta de refrigeración porabsorción requiere operar a temperaturas dentro delrango de 80 a 110 °C [7]. Debido a este rango detemperaturas, la planta de refrigeración por absorción seacopla a la planta CSP en la 4ta extracción de la turbinaLP (Figura 3) donde la temperatura es de 108.5 °C. Enla tabla 1 se muestran las presiones y temperaturas en

cada una de las extracciones de la planta CSP.

Tabla 1. Presiones y temperaturas en las turbinas.Punto P bar T °CExtracción turbina HP 33.48 2401era extracción turbina LP 13.99 352.72da extracción turbina LP 6.18 259.73era extracción turbina LP 3.04 189.24ta extracción turbina LP 1.17 108.55ta extracción turbina LP 0.37 73.9Presión final turbina LP 0.06 36.2

El tamaño del campo solar aumento en 1.94% (de294,534 m2 a 300,376 m2) al acoplar la planta derefrigeración a la planta CSP, esto con el objeto demantener la potencia eléctrica de salida.

Fig. 3. Configuración final de la planta de cogeneración.

Los principales parámetros en el punto de diseñode la planta de cogeneración se presentan en laTabla 2.

Tabla 2. Condiciones en punto de diseño planta de cogeneración.

Planta CSP

Planta de

Refrigeración

ENERGIA

SOLAR

Electricidad

Refrigeración Ind.

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132

Parámetro Valor

Campo Solar

Irradiancia solar (DNI) para SM=1.0 720 W/mTemperatura de entrada al campo solar 293 °CTemperatura de salida del campo solar 393 °CEficiencia colector solar 68%

Área apertura 300,376 mMúltiple Solar (para I=1010 W/m ) 1.4Bloque de Potencia

Potencia bruta CSP 55.5 MWTemperatura de entrada turbina HP 373 °CPresión de entrada turbina HP 101.37 barPresión de extracción turbina HP 33.48 bar1era extracción turbina LP 13.99 bar2da extracción turbina LP 6.18 bar3era extracción turbina LP 3.04 bar4ta extracción turbina LP 1.17 bar5ta extracción turbina LP 0.37 barPresión final turbina LP 0.06 bar

Eficiencia isentropica de turbina HP 85.2 %Eficiencia Isentropica de turbina LP 85.0 %Eficiencia mecanica y electrica generador ymotores electricos

98.0 %

Eficiencia isentropica bombas 70.0 %Refrigeración por Absorción

Potencia de refrigeración 5 MWTemperatura de entrada evaporador 10 °CTemperatura de salida evaporador 6 °CTemperatura de entrada enfriador (absorvedor) 25 °CTemperatura de salida enfriador (condensador) 35 °CTemperatura entrada desorbedor 108.49 °C

Para el análisis exergético las condiciones de

referencia son 25 °C, 1.013 bar y 0.5542 kg/kg defracción de masa de LiBr.

Para la evaluación exergoeconómica se consideraron:CAPEX de 214.12 y 3.15 MUSD, OPEX de 4.08 y 0.06MUSD/año para la planta CSP y de refrigeraciónrespectivamente. Se consideró un horizonte de 25 años yuna tasa de descuento de 10%.

En el modelo se despreciaron las variaciones deenergía cinética, energía potencial y las pérdidas decarga en las líneas.

2.3. Modelos desarrollados

La evaluación exergoeconómica implica aplicar unmodelo termodinámico donde se realizan balances demasa (Eq.1), de energía (Eq.2) y de exergía (Eq.3). Conello se determinan las propiedades termodinámicas y losflujos exergéticos en cada corriente.

∑ (1)∑ ∑ (2)

∑ ∑ ∑

(3)Posteriormente se aplica el modelo económico, el

cual consiste en cuantificar los costos de inversión decapital (Eq.4), los costos de operación y mantenimiento

(Eq.5) y la suma de los dos (Eq.6).

∑ (4)

∑

(5)

(6) Luego corresponde desarrollar el balance de costos

exergéticos (Eq.7). Con lo que se obtiene los costosexergéticos unitarios para cada corriente así como losflujos de costos exergéticos (Eq.8).

∑ ∑

(7)

() (8)Con estos resultados se calculan la razón de

destrucción de exergía (Eq.9), la diferencia relativa decostos (Eq.10) y el factor exergoeconómico (Eq.11).

(9)

( )

(10)

( )

(11)

Finalmente, para la evaluación económica se calculanlos costos nivelados de la electricidad (Eq.12) y el costonivelado de la refrigeración (Eq.13).

∑

(12)

∑ (13)

3. Resultados de la investigación

3.1. Eficiencia energética de la planta.

En la Figura 4 se presenta el diagrama Sankey de la planta de cogeneración. El factor de utilización de la planta de cogeneración es de 27.2%.

Fig. 4. Diagrama Sankey de la planta de cogeneración.

3.2. Eficiencia y destrucción de exergía.

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133

En la figura 5 se presenta el diagrama Grassmann dela planta de cogeneración. La eficiencia exergética de la

planta de cogeneración es de 27.5%.

Fig. 5. Diagrama Grassmann de la planta de cogeneración.

En la siguiente figura se presentan los rendimientosexergéticos y la destrucción de exergía en cadasubsistema analizado. La mayor destrucción de exergíase produce en el campo solar y en el bloque de potencia.

Fig.6. Rendimiento exergético y destrucción de exergía.

Los equipos donde se producen las mayores

destrucciones de exergía en la planta CSP son(Figura 7): colectores solares (42.6%), evaporador(11.3%), recalentador (4.8%) y economizador (3.7%).

Fig. 7. Rendimiento exergético de la planta de la planta CSP.

Los equipos donde se producen las mayoresdestrucciones de exergía de la planta de refrigeraciónson (Figura 8): absorbedor (0.51%), desorbedor(0.07%), condensador (0.06%), y evaporador (0.05%).

Fig. 8. Rendimiento exergetico de la planta de refrigeración

3.3. Producción mensual y diaria.

Anualmente, la planta recibe 818.4 GWh/año desdeel sol, de los cuales 562.8 GWh/año son transferidos al

bloque de potencia. La energía eléctrica bruta es de187.3 GWh/año, la energía neta de 181.9 GWh/año y larefrigeración es de 17.0 GWh/año (Figura 9).

Fig. 9. Producción de electricidad y refrigeración mensual.

Respecto a la variación de destrucción de exergíamensual, en la Figura 10 se puede observar que a mayor

producción, mayor es la destrucción de exergía. El valor promedio mensual de destrucción de exergia es de 20.5GWh/mes para la planta de cogeneración.

Fig. 10. Destrucción de exergía mensual

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Para analizar la producción en un día claro, seconsideró como tal el 21 de diciembre y como día

parcial se consideró el 19 de junio. Los resultados se presentan en las Figuras 11 y 12.

En la Figura 11 se puede apreciar cómo fluctúa la

generación de electricidad y de refrigeración. Desde las10:00 h hasta las 18:00 h se deben desenfocar colectoresen el campo solar.

Fig. 11. Producción de electricidad y refrigeración día claro

En un día parcial (Figura 12) la cantidad de energíarecolectada en los colectores solares no es suficiente

para que la planta opere a plena carga y esta debe operara cargas parciales.

Fig.12. Producción de electricidad y refrigeración día parcial.

3.4. Evaluación exergoeconómica.

Los factores exergoeconómicos son de 97.90% y98.43% para la planta CSP y la planta de refrigeraciónrespectivamente. Por otro lado, el flujo de costos dedestrucción de exergía más la tasa de costos totales sonde 8,388.9 USD/h para la planta CSP y 106.6 USD/h

para la planta de refrigeración. Estos indicadores sonimportantes al momento de decidir la estrategia a seguir para optimizar la planta.

El operar en un día claro o en un día parcial tieneefectos directos sobre los costos exergéticos unitarios ysobre el flujo de costos totales de productos tal como seaprecia en las Figuras 13 y 14.

Fig.13. Costos exergéticos unitarios USD/kWh

Fig.14. Flujo de costos exergéticos de producto USD/h

3.5. Resultados variando el múltiplo solar.

El punto de mínimo flujo de costos exergéticos de producto y mínimo LEC se da con un múltiple solar de1.3. El mínimo flujo de costo exergetico es de 8,476.3USD/h y el mínimo LEC es de 0.15 USD/kWh (Figura15) para una producción anual de 175.89 GWh/año y16.46 GWh/año de electricidad y refrigeración

respectivamente.

Fig. 15. Costos nivelados LEC y LCC USD/kWh.

Al aumentar el múltiplo solar, aumenta la producciónde electricidad y de refrigeración pero también aumentanlos costos. Por ello, el criterio para seleccionar el tamañoóptimo de la planta es donde se alcanza el mínimo LEC.

Finalmente, la planta de cogeneración aumenta sueficiencia energética de 25.4% a 27.2%, aumenta sueficiencia exergética en la producción de electricidad de

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27.8% a 28.0%, aumenta la eficiencia exergética en la producción de refrigeración de 18.3% a 33.3%

4. Conclusiones

Los logros de este trabajo son el diseño y simulación deuna planta de cogeneración solar para la producción deelectricidad y refrigeración industrial, utilizando una plantaCSP-PTC y una planta refrigeración de absorción de simpleefecto, simulada horariamente, realizando un análisisexergoeconómico.

En términos de eficiencia energética, una planta decogeneración es más eficiente que operar las plantasindividuales. La planta de cogeneración tiene un factor deutilización de 27.2%, la planta CSP 25.4% y la planta derefrigeración un COP de 0.7.

En términos de eficiencia exergética, la eficienciaexergética de la planta de cogeneración es de 27.5% la cuales mayor al de las plantas individuales.

Respecto a la destrucción de exergía, en la planta CSP esdonde se producen las mayores destrucciones de exergía.Los principales equipos en la planta CSP donde se

producen las mayores destrucciones de exergía soncolectores solares (42.6%), evaporador (11.3%),recalentador (4.8%), economizador (3.7%) y turbina LP(2.6%). La destrucción de exergía en la planta derefrigeración es marginal.

La producción en un día claro genera excedentes deenergía térmica, por medio del almacenamiento térmico deenergía se puede retornar posteriormente esta energía extraal bloque de potencia, esto permite aumentar el factor de

planta y permite operar dentro del horario punta.El configurar la planta CSP con backup permitiría

generar electricidad con el apoyo de otro combustible y estomejoraría la producción de la planta.De acuerdo a la evaluación exergoeconómica, se

recomienda optimizar la planta CSP, para ello se debereducir los costos de inversión en demerito de la eficienciade los equipos.

De acuerdo al múltiple solar, el mínimo LEC y elmínimo costo exergético de productos ocurren con unmúltiplo solar de 1.3. Por lo tanto, para el diseño debieseutilizarse este valor.

Como medidas futuras, se debe modelar la plantaincorporando almacenamiento térmico de energía y backup.Se deben aplicar herramientas de optimización, de forma deminimizar la función de costos exergoeconómicos.

AgradecimientosSe agradece a CONICYT-PCHA/Doctorado Nacional/año2013-folio21130634, y proyecto fondecyt 1130621.

Referencias

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solar parabolic trough power plants for Algerianconditions,” Energy Convers. Manag., vol. 101, pp. 450–

459, Sep. 2015.[6] Infante, C., Kim, D., Techno-economic review of solar

cooling technologies based on location-specific data,International Journal of Refrigeration, Volume 39, March2014, Pages 23-37

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production through absorption technology,” Renew.

Sustain. Energy Rev., vol. 16, no. 7, pp. 5331 – 5348, Sep.2012.

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Klein. Absorption Chillers and Heat Pumps. CRC Press,1996.

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Desalinización solar térmica en el norte de Chilepor el sistema MES

Ramón L. Frederick a,*, Sebastián Lobos Opitza a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Chile, Beauchef 851, Casilla 2777, Santiago, Chile

*E-mail: [email protected]

Resumen

Se evalúa la factibilidad de usar desalinización térmica solar de agua de mar para suministrar agua de uso domiciliario alocalidades costeras del norte de Chile, de 10000 a 15000 habitantes: Mejillones, Chañaral y Caldera. Se analiza el método dedestilación por múltiple efecto (MED), en la disposición por apilamiento (o MES). Se desarrolla un modelo térmicoimplementado en MATLAB para simulación de plantas MES. Fue validado con la planta MES de la Plataforma Solar deAlmería con diferencias menores al 5% para todos los parámetros. Del modelo se obtienen los caudales de vapor y agua en la planta, las temperaturas de los efectos y las áreas de los intercambiadores, pre-calentadores y del condensador de la plantaMES. Para los tres sitios, con capacidades de 1000 - 1700 m3/día, la temperatura en el primer efecto es de 70°C y en elúltimo de 30°C, con 14 efectos. Como la temperatura del fluido caliente es de 120ºC se usan colectores cilindro parabólicos.De abril a septiembre se requiere apoyo de energía convencional. Tanques de acumulación de agua a 95ºC, de 3200 a 5000m3 permiten operación continua de las plantas. Se estiman los costos de inversión (del orden de 7000 US$/m3 de agua

producida), y de operación y mantenimiento. En un horizonte de 20 años las plantas son económicamente factibles. Una planta de desalinización MES, energizada por combustible convencional no es factible económicamente en la región.

Keywords: Desalinización térmica solar, Sistema múltiple efecto

1. Introducción

En Chile, como en muchos países con zonas áridas, elsuministro de agua para consumo humano es una prioridadmuy alta. Los requerimientos de agua para la minería sonelevados, y desde la primera a la 4ª Región el suministro deagua para fines agrícolas enfrenta severas restricciones. Poresta razón hay un amplio campo para la implantación en el

país de procesos de desalinización de agua de mar. Siendo prohibitivas las plantas de desalinización térmicas acombustible convencional, se ha comenzado a desarrollar ladesalinización por el proceso de osmosis inversa en granescala para la minería [1], contando con variasimplementaciones ya reaalizadas. En cambio, no ha sidoexplorada la opción de usar procesos térmicos de

desalinización en pequeña escala usando la energía solarcomo fuente energética.

La posibilidad de modelar en detalle los sistemastérmicos con el fin de obtener resultados de validez objetivasobre su factibilidad técnica y económica es la motivaciónde este estudio. Se presenta un estudio de factibilidad deluso de energía solar con acumulación y fuente de respaldo para suministrar energía a una planta de desalinización porel sistema de múltiple efecto en apilamiento [2] (MES, porsus siglas en inglés).

2. Contexto del trabajo realizado

Se evalúa la factibilidad de usar desalinización térmicasolar para suministrar agua de uso domiciliario a

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localidades costeras del norte de Chile, de 10000 a 17000habitantes: Mejillones, Chañaral y Caldera. En estaslocalidades la radiación solar disponible es de 8 kWh/m2 día en verano y cerca de 4 kWh/m2 día en invierno [3]. Se plantea la opción de suministrar agua potable pordesalinización, posibilitando un uso alternativo (agrícola) para las actuales fuentes de suministro.

El método de osmosis inversa es el más usado en laactualidad para desalinizar aguas de diversos niveles desalinidad. Sin embargo, los métodos térmicos handespertado un gran interés recientemente debido a la posibilidad de usar energía solar como fuente energética,especialmente contando con la disponibilidad de colectoresavanzados como los cilindro - parabólicos. A lostradicionales métodos flash multietapa (MSF) se agreganlos métodos de múltiple efecto, principalmente en la nuevadisposición de los efectos en apilamiento vertical (MES),que minimiza las pérdidas térmicas. En un evaporador de

multiple efecto el agua se evapora (en parte pordescompresión) en una secuencia de recipientes, cada uno auna presión menor que el anterior. El vapor producido enun efecto puede usarse como fuente de calor para el efectosiguiente, lo cual se traduce en una economía de energía. Elsistema opera a presiones subatmosféricas, que disminuyenen efectos sucesivos. En cada efecto se tienen estados desaturación que posibilitan la coexistencia de las faseslíquida y vapor.

El vacío se logra por la condensación del último vapor producido. El vapor producido en el último efecto condensa por el contacto directo con agua. Para mantener el vacío,una pequeña parte del vapor, junto al gas no condensable,se elimina ya sea mediante un eyector (o bomba de chorro)a vapor, o mediante una bomba de vacío.

Se construye un modelo estacionario de una planta MES(esquematizada en la Figura 1) para llevar a cabo los balances de materia (total y de especie salina) y energía,apoyados en las propiedades de los fluidos y encorrelaciones de la literatura para los coeficientes detransferencia.

Fig. 1. Esquema general de la planta de desalinización MES

Conocidos los flujos de masa y calor es posibledimensionar los intercambiadores de calor, recipientes yequipos anexos. Esto permite a su vez evaluar el costo deactivos físicos de la planta. La planta desalinizadora solarconsta de un campo de colectores que calienta un fluidocaloportador hasta una temperatura de 120°C. Mediante unintercambiador de placas este fluido calienta el agua quesirve de fluido caliente, llevándola a 95°C para su entrada aun estanque de acumulación estratificado, desde donde seextrae a esa temperatura para servir de fuente de calor al primer efecto del evaporador. Existe además una caldera derespaldo, a petróleo o a gas natural, que permite laoperación continua de la planta en el caso de que laradiación solar presente variaciones durante el día, o en losmeses de menor disponibilidad de recurso solar.

2.1. Modelo térmico

El modelo térmico del sistema MES se basa en las

ecuaciones de balances de masa total, masa de la especie salinay de energía que entran y salen de los diferentes equipos,considerados como volúmenes de control. En el sistema deevaporadores de múltiple efecto MES se disponen los efectos enapilamiento vertical, con los efectos de mayor temperatura y presión en la parte superior. En el efecto superior se agrega elaporte energético externo, que en este caso es de calor sensible.Los efectos se numeran de arriba hacia abajo. La Figura 2 presenta un esquema simplificado de un efecto intermedio, el

efecto genérico i, que se encuentra a temperaturai

T y presión

i P . Al efecto i ingresa por la parte superior en forma de spray

un concentrado de agua de mar con flujo másico1bi

m con

fracción másica de sal 1i X proveniente del efecto i-1 anterior.

Una parte de este flujo se evapora por descompresión ( ivf m,

) y

la otra cae sobre el exterior de un haz de tubos horizontales,

evaporándose una cantidadive

m,

. Una parte de la salmuera no

es evaporada y pasa al efecto siguiente con caudalib

m,

y

salinidad1

ii

X X . Dentro de los tubos se condensa vapor

producido en el efecto anterior,1, iv

m . Como este vapor está a

la temperatura1i

T y presión1i P , ambas mayores que las

correspondientes al efecto i, se produce la transferencia de calor

hacia el flujo que cae sobre los tubos, lo que causa laevaporación parcial del caudal de concentrado salino, y lacondensación del vapor ingresado en el interior del haz de tubos.Este condensado se mezcla con los condensados de efectosanteriores, en una sucesión de mezcladores anexos a los efectos, para constituir el producto, agua desalinizada.

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El vapor que se genera en el último efecto se condensa en elexterior de un haz de tubos enfriado por agua de mar, y serecolecta como producto. Aproximadamente un 50% de estaagua de enfriamiento se devuelve al mar, mientras el otro 50%es usada como alimentación de la planta MES, e ingresa almódulo MES para ser precalentado.

Fig. 2. Esquema del efecto genérico mostrando el haz de tuboshorizontal en que ingresa el vapor generado en el efecto anterior y salecondensado, evaporando a su vez parte del flujo de salmuera. Parte delvapor que se genera alimenta el precalentador. Los flujos verticales de

salmuera entran y salen del efecto.

Las ecuaciones (1 – 3), similares a las de Kern [5],representan los balances de masa total, masa de especie salina y

energía respectivamente en el interior del efecto genérico i. Loscaudales másicos se denotan por m :

ivf iveibib mmmm ,,,1,

(1)

ibibibib X m X m

,,1,1,

(2)

iveivivf ibib pib mmmT T C m ,1,,,1,1, )(

(3)

Según la ecuación (1), el flujo de salmuera que ingresa alefecto i se divide en una parte no evaporada ,

,ibm y las partes

evaporadas sobre el haz de tubos ivem

, y por expansióninstantánea

ivf m,

. En estas ecuaciones los calores latentes

que aparecen se representan con un mismo símbolo aunque no sonestrictamente iguales ya que se evalúan en las condiciones deestado de los flujos correspondientes. Los flujos de salmuera queentran y salen se diferencian por el caudal de agua que seevapora, ya sea por descompresión flash, o por transferencia

desde el vapor del efecto anterior, al condensarse en el interiordel haz de tubos.

En el efecto i el agua de mar, cuyo caudalaa

m es un

parámetro impuesto, asciende por el interior de tubos verticales

y es precalentada por contacto con el vapor generado en elefecto i, el cual se condensa parcialmente sobre estos tubos. La parte que permanece en estado de vapor se condensará en elevaporador del siguiente efecto. En el primer efecto el agua dealimentación (agua de mar) después de pasar por todos los precalentadores es atomizada dentro del recinto y cae sobre el primer haz de tubos horizontales. Por el interior de éstos circulael fluido caliente (agua) proveniente del sistema de colectores.Las ecuaciones de los precalentadores son las siguientes:

ivciaaiaai paaaa mT T C m ,1,,, )(

(4)

ivf iveibib mmmm,,,1,

(5)

En queivc

m,

es el caudal de condensado producido en el

precalentador. En este equipo la composición no cambia, y solouna parte del vapor generado en el efecto i se condensa, por locual no se escribe un balance de masa de la especie salina. Porúltimo, las ecuaciones correspondientes al mezclador en que seunen los condensados de los efectos anteriores con el del efecto ison las siguientes:

1,1,1,,

iveivcid id mmmm (6)

11,1,1,1.1,,,,

iivciiveid id id id id id

T C mT C mT C mT C m (7)

Todas estas ecuaciones general un sistema de ecuacionesque se resuelven por recurrencia, de efecto a efecto. Lasecuaciones correspondientes al primer y último efecto se omiten por brevedad. El modelo usa además expresiones conocidas para la curva presión - temperatura en saturación, las entalpíasde líquido y vapor saturados, los calores específicos de agua yconcentrado salino, y la elevación del punto de ebullición enfunción de la temperatura y la salinidad, presentada en lasreferencias [4,7].

Los parámetros de entrada del modelo son: temperaturas del primer y último efecto y de entrada del agua de mar (70 y 30°Crespectivamente, que corresponden a presiones de 0,32 a 0,043 bar), fracción másica del agua de mar, caudal del agua dealimentación, numero de efectos, entalpía de la fuente caliente, yflujo requerido de agua desalinizada.

Se determinan los siguientes variables dependientes en cadauno de los efectos: presiones y temperaturas, caudales de vapor

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y de concentrado salino, flujo real de producto, y áreas de losdiferentes intercambiadores, entre otros parámetros. Loscoeficientes globales de transferencia están entre 1500 y 3000W/m2 K para los intercambiadores de cada efecto, en que aambos lados hay procesos de cambio de fase, y del orden de1000 W/m2 K para los precalentadores, en cuyo interior existeconvección monofásica [4,6]. Con los caudales, temperaturas y presiones se puede determinar la carga térmica de cada equipo para proceder a su dimensionamiento en base a los coeficientesglobales de transferencia especificados.

Los balances de masa y energía para dimensionar loscomponentes externos al sistema MES (intercambiador de calor,estanque de almacenamiento, etc.) son simples y no seconsignan aquí. Para garantizar una operación continua en elciclo diario se recurre a un estanque de acumulación. Seconsidera un promedio de 12 horas de sol entre octubre y marzoy de 10 entre abril y septiembre.

Para el suministro de energía se observó que el uso decolectores solares planos era insuficiente. Se toma como base loscolectores cilindro-parabólicos capaces de suministrar fluidocaliente con temperatura nominal de 120°C, fabricados pordiversas empresas.

3. Resultados

3.1. Resultados de operación del modelo

El modelo fue programado en Matlab, y validado porcomparación con datos reales de la plataforma solar deAlmería, de 72 m3/día [5]. Para validar el modelo se corrió

éste con los datos de entrada de Almería, obteniendo una buena concordancia: 0,78% de diferencia en el caudal deagua producido y 5,4% en el parámetro de desempeñoGOR. Cabe notar que la planta de Almería es de una escalamucho menor que las consideradas.

Las plantas evaluadas para Caldera y Chañaral tienencapacidades de producción de 1690 y 1482 m3/díarespectivamente. Se muestra en mayor detalle el caso de la planta más pequeña (Mejillones). La meta de producción eneste caso es de 1000 m3/día. Se adopta un número deefectos de 14, en base al ejemplo de Almería. El modelo predice en este caso que el vapor producido en el exteriorde los tubos del intercambiador de cada efecto es del ordende 0,7 kg/s, con un leve decrecimiento desde los efectossuperiores a los inferiores. El vapor producido pordescompresión es menor, del orden de 0,16 a 0,1 kg/s encada efecto. En tanto, el caudal de concentrado salino quesale de los diferentes efectos disminuye con el número deéstos pasando de 30 a 20 kg/s del primer al último efecto,con un aumento de salinidad de 35000 a 56730 ppm.

Los precalentadores tienen un área de 61 m2 cada uno, ylos intercambiadores (de evaporación – condensación) decada efecto tienen áreas de 310 m2. El área del condensadorfinal es de 150 m2. El volumen del estanque deacumulación es de 3150 m3. El intercambiador de placasque conecta el campo de colectores con el estanque deacumulación tiene un área de 220 m2, mientras que el áreanecesaria del campo de colectores es de 12960 m2,considerando que la eficiencia de estos es de 63% para unatemperatura de colección de 120°C.

Un parámetro usual para evaluar el desempeño desistemas de evaporación de múltiple efecto es el “GainedOutput R atio”, GOR, que es una medida adimensional de lacantidad de producto producido para una entrada de calordado. Inicialmente este parámetro medía el número de kilosde vapor producido por kilo de vapor gastado en un sistemade múltiple efecto, pero esta definición debe ser modificadaen el caso de sistemas energizados por calor sensible. En un

sistema de un efecto este parámetro es idealmente de 1, yluego crece linealmente con el número de efectos, hasta unnúmero de 5 o 6, para crecer después más lentamente. En elcaso de 14 efectos GOR alcanza un valor de 9, lo cual esaceptable.

3.2. Evaluación económica

Para obtener los costos de los equipos nos basamos principalmente en la referencia [8]. Los costos de inversiónde la planta de Mejillones se desglosan en de la siguientemanera: Planta MES propiamente tal 20%, acumulación3%, campo solar e intercambiador 32% y otros ítems

misceláneos como piping, ingeniería civil, caldera derespaldo, terrenos, cercos, construcciones, etc. 45%.Prácticamente todos los equipos, bombas y piping debenser de acero inoxidable, a excepción de los relacionadoscon el campo solar en que el fluido caloportador es unaceite térmico. Estos costos se resumen en la tabla 1.

Tabla 1: Costos de Inversión, US$

Mejillones 7.265.000 Caldera 11.535.000

Chañaral 10.000.000

Estos costos escalan con un exponente 0,85 en relacióna la capacidad, el cual es algo superior al exponente usualde 6/10, pero similar al de 0,83 reportado en (9) para plantas MSF de mucha mayor capacidad, desde 10000hasta 500000 m3/día). El costo físico por unidad de producto es menor para la mayor de las plantas. Es posibleque los costos de planta hayan aumentadosignificativamente por las alzas del dólar posteriores a esteestudio.

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En los costos de operación y mantenimiento seconsideran: energía consumida por las bombas, el inhibidorde incrustaciones, petróleo usado por la caldera de respaldo,y el personal. Los costos de operación totalizados seresumen en la Tabla 2:

Tabla 2: Costos de Operación, US$/año

Mejillones 424.000

Caldera 720.000Chañaral 689.000

La evaluación económica considera una tasa de retorno del10%, un horizonte de 20 años, depreciación lineal a 20años, y costos de los insumos eléctrico y petróleoconstantes. El precio del agua en las localidadesconsideradas se considera variable entre 4,23 y 4,75US$/m3. Al analizar la sensibilidad del VAN al precio delagua se aprecian valores positivos desde el precio actual delagua, los que aumentan con aumentos eventuales del

precio, con TIR superiores al 15%. Sin embargo, lafactibilidad no sería positiva frente a eventualesreducciones del precio del agua bajo su valor actual. Debeseñalarse que el análisis no considera los costos de potabilización, sin embargo estos podrían ser asumidos porlos actuales proveedores con instalaciones existentes, dadoque utilizan aguas salinas y les aplican procesos de osmosisinversa para adaptarlas al consumo humano, los cualesrequieren potabilización. Es posible que los métodostérmicos con energía renovable, que requieren una altainversión en equipos, sean poco competitivos frente a laosmosis inversa, que parece ser el método de desalinizaciónde agua de mar más conveniente en la actualidad [10].

4. Conclusiones

Se demuestra la factibilidad técnico – económica dedesalinizar agua de mar usando el proceso MES paraabastecer de agua potable pequeñas o medianas poblacionesen localidades costeras del norte de Chile. La factibilidad esfuertemente dependiente de un precio del agua, y por lotanto es imperativo visualizar posibles reducciones en elcosto de inversión para estas plantas. Uno de los ítems másgravitantes en el costo es el campo de colectores, en quecon el desarrollo de soluciones tecnológicas más eficientes puede lograrse una reducción significativa en el costo deeste ítem. Es necesario evaluar la competitividad de este proceso con el de osmosis inversa al nivel de las pequeñascapacidades de producción consideradas.

Referencias

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[2] Sebastián Lobos Opitz, Evaluación de factibilidad de

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[5] Kern, DQ, Process heat Transfer, Wiley, 1950.[6] H.J. Joo, H.Y. Kwak, Performance evaluation of multi

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VIII – ECONOMÍAENERGÉTICA

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Inventario de emisiones de fuentes móviles terrestres en

Quito, Ecuador

Jorge Luis Guadalupe Almeidaa,*

, Mauricio Osses Alvaradob

a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,Valparaíso, Chile

b Departamento de Ingeniería Mecánica Campus San Joaquín, Universidad Técnica Federico Santa María, Santiago, Chile


Resumen

Varias ciudades de América del Sur han manifestado creciente interés en reducir las emisiones de gases contaminantes ymaterial particulado (PM) provocados por la actividad vehicular, mediante la valoración del impacto de diversas medidas enel sector transporte como: modernización y mejoras en la tecnología automotriz, entre otras[1]. El presente artículo describela determinación del parque y actividad vehicular y la evaluación de emisiones de gases contaminantes y PM mediante eldesarrollo de un inventario de emisiones de fuentes móviles terrestres en Quito, Ecuador[2].La metodología utilizada corresponde al International Vehicle Emissions Model (IVE)[3]. La primera etapa, cuantifica elcomportamiento dinámico de la flota vehicular mediante la selección de sectores socioeconómicos representativos de laciudad, conteos vehiculares, determinación de patrones de conducción y encuestas tecnológicas y de encendido – apagado delmotor[3,4]. En la segunda etapa, se analizan varios escenarios adecuados al área de estudio y la sensibilidad de variables

importantes en la determinación del inventario de emisiones de fuentes móviles[5].Los principales resultados obtenidos fueron: velocidades de circulación, antigüedad y recorrido anual en la ciudad devehículos de pasajeros (VP). El inventario desarrollado, arrojó que las categorías VP, buses y camiones participanactivamente en las emisiones de contaminantes como: CO, COV, NOX, PM.Los resultados hallados permiten verificar la aplicabilidad de la metodología IVE (actividad vehicular), para la ciudad deQuito, generando así datos necesarios para determinar emisiones individuales por contaminante y tipo de vehículo, sentandolas bases para actualizar el inventario de emisiones de fuentes móviles terrestres.

Keywords: metodología, inventario, emisiones contaminantes, IVE.

1. Introducción

Varios países han desarrollado sofisticados modelos conel propósito de predecir las emisiones contaminantes

producidas por vehículos. Estos modelos son complejos yhan evolucionado con el paso de los años, junto con loscambios tecnológicos en la industria automotriz y elcrecimiento de la actividad vehicular. Además, su uso esespecífico para los lugares donde fueron desarrollados, porlo tanto, al ser aplicados fuera del área de dominio los

resultados son de exactitud cuestionable [6]. Reconociendoal transporte como uno de los principales responsables de lacontaminación del medio ambiente, muchas naciones en

desarrollo han comenzado a usar versiones modificadas demodelos de emisión de USA y Europa, para predecir susemisiones vehiculares, con información local pococonfiable o inexistente y resultados debatibles.

Por lo expuesto anteriormente, el Centro para laInvestigación y Tecnología Ambiental (CE – CERT) de laEscuela de Ingeniería de la Universidad de California enRiverside (UCR) y el Centro de Investigación de Sistemas

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Sustentables Internacionales (ISSRC), con elfinanciamiento de la Agencia de Protección delMedioambiente de USA (EPA), desarrollan el ModeloInternacional de Emisiones Vehiculares (IVE) que tienecomo propósito estimar las emisiones de vehículosmotorizados principalmente en países en vías de desarrollo.El modelo predice contaminantes atmosféricos locales,gases responsables del efecto invernadero y tóxicos [3].

Quito, capital de Ecuador, en el afán de estimar susemisiones contaminantes, a inicios de los años 80’s instalóuna red de monitoreo atmosférica auspiciada por laOrganización Panamericana de la Salud. En los 90’s, secrea la Dirección Metropolitana de Medio Ambiente que enel año 2003 abre los Centros de Revisión y ControlVehicular y junto con la CORPAIRE (2004) empiezan afiscalizar y llevar adelante el proceso de revisión técnicavehicular en el Distrito Metropolitano de Quito, generandoasí una base de datos sobre emisiones y calidad de aire en laciudad [7]. Esta información sirve para publicar el primer

inventario de emisiones atmosféricas para la ciudad deQuito 2006 (con datos de 2003). El software MOBILE 6.2fue utilizado para el cálculo de emisiones que

principalmente se enfocaron en: óxidos de nitrógeno(NOx), material particulado (PM10 y PM2.5), monóxido decarbono (CO), dióxido de azufre (SO2), dióxido de carbono(CO2) y metano (CH4) [8]. Desde el 2006, cada 2 años,hasta la actualidad, la ciudad genera el “Inventario de

Emisiones de Gases de Efecto Invernadero del Distrito

Metropolitano de Quito (GEI-DMQ)”, siendo el último publicado en el 2011. Este, considera: CO2, CH4, N2O, CO, NOX y COVNM (compuestos volátiles no metálicos); yutiliza la “Guía para los Inventarios de Emisiones de GEI

del IPCC (Panel Intergubernamental del CambioClimático), revisada en 1996” para estimar las emisiones y

preparar inventarios. Dentro de las cinco categorías que laguía considera está el sector energía y a este se le anexa eltransporte donde se calculan las emisiones anualesmediante la multiplicación del consumo aparente decombustible (gasolina y diésel) en la localidad por un factorde emisión y por uno de corrección (de acuerdo alcontaminante calculado), dando como resultado la cantidadde contaminante que emite todo el sector, sin distinción decategorías vehiculares [9]. Este antecedente hace necesariala aplicación de un método nuevo para desarrollar uninventario de emisiones de fuentes móviles que permitaidentificar las categorías vehiculares de la localidad y su

aporte con el inventario de emisiones mediante lametodología – modelo IVE . La metodología usada por IVEes tipo Bottom – Up, ya que recolecta datos de vehículosmediante una campaña de medición in situ, misma quecaracteriza el parque y actividad vehicular de la localidad.Posteriormente, se aplica IVE como herramientacomputacional que calcula emisiones contaminantes con el

uso de la Potencia Específica Vehicular (VSP) y el Stress(Esfuerzo) del motor del auto.

Aplicando todo lo que engloba IVE, los principalesresultados obtenidos fueron: velocidades de circulación,antigüedad y recorrido anual en la ciudad de vehículos de

pasajeros (VP). El inventario desarrollado, arrojó que lascategorías VP, buses y camiones participan activamente enlas emisiones de contaminantes como: CO, COV, NOX,PM.

Por último, cabe mencionar que IVE ha sido aplicado endistintas ciudades: Almaty (Kkazakhstan), Lima (Perú), LosÁngeles (USA). Ciudad de México (México), entre otras[10]. Además, los resultados hallados permiten verificar laaplicabilidad de IVE, también para la ciudad de Quito,generando así datos necesarios para determinar emisionesindividuales por contaminante y tipo de vehículo, sentandolas bases para actualizar el inventario de emisiones defuentes móviles terrestres.


La rápida urbanización de diferentes centros urbanos hadado como resultado el incremento de las emisionescontaminantes del aire, cuyas fuentes principales son latransportación, producción de energía y actividadesindustriales, concentradas en áreas densamente pobladas.

Este trabajo tiene como objetivo principal el desarrollode un inventario de emisiones contaminantes de fuentesmóviles terrestres en Quito – Ecuador, aplicando una nuevametodología, el Modelo Internacional de Emisiones IVE.

2.1. Metodología

El modelo Internacional para el cálculo de EmisionesVehiculares, además de ser una herramienta computacional,engloba toda una metodología tipo Bottom – Up que consiste enreunir diferentes sistemas que conformarán un todo [11]. Lafórmula general para estimar emisiones vehiculares (Ec. 1)consiste en estimar un nivel de actividad para ciertas categoríasvehiculares (NAk ) y asociar a cada categoría un nivel de emisión

promedio o factor de emisión (FEik ), el cual a su vez puede sermultiplicado por un factor de corrección (FCik ) [12].

[ ]∑ (1)

De la ecuación anterior se nota la importancia de determinarla actividad vehicular que influye de manera relevante en losniveles de emisión emitidos, por lo que se hace necesario sabercómo está compuesta la flota vehicular local (tecnología ydinámica de conducción). Además, se puede intuir que lasvariables velocidad, aceleración y desaceleración, se veninfluenciadas por factores como el tipo de calle y pendiente,

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consumo de combustible y en consecuencia, un aumento deemisiones vehiculares.

Los modelos mayormente utilizados para estimar emisionesse basan en la velocidad media, dejando de lado otras variablesque influyen en las emisiones [13]. IVE, incluye variables deconducción como la velocidad instantánea, aceleraciones,

pendientes en ruta y el estado del motor segundos antes delinstante de medición mediante un concepto llamado PotenciaEspecífica del Motor o VSP [14].

La ecuación 2 muestra la base del proceso de predicción deemisiones del modelo IVE que comienza con una tasa deemisión base (B) y una serie de factores de corrección (K – temperatura, altitud, etc.) que son aplicados para estimar lacantidad de contaminación de la variedad de vehículos de lalocalidad [5].

() () () (2)

Para estimar las emisiones en un área, es necesario tener

información sobre los patrones de conducción y condicionesespecíficas ambientales de la localidad. La primera definicióntiene que ver con la cantidad y duración de las paradas que seefectúan, la velocidad y aceleración promedio que se dan en unciclo de conducción. Los ciclos de conducción estiman lasemisiones de contaminantes ya que representan las condicionesde circulación reales de los vehículos. Es así que el concepto develocidad media (v) y aceleración (a) pasará a formar parte de laPotencia Específica Vehicular como muestra la ecuación 3 [15].

((())) (3)

La VSP se define como la energía requerida para operar elvehículo por unidad de peso en unidades de Kilowatt – Tonelada. El modelo permite obtener un valor de VSP en cadasegundo del trayecto, para luego poder relacionar las emisionesde gases contaminantes a cada grado de exigencia (demanda de

potencia) sobre el motor o “bin de potencia”. Así un nivel deemisión es asignado a una potencia específica del motor [15].

2.2. Descripción de la Campaña de Medición y

Procesamiento de la Información

La campaña de medición se llevó a cabo en Quito del 11 demarzo de 2015 al 09 de abril del mismo año con la participaciónaproximada de 8 personas durante el período de mediciones.Los sectores elegidos para hacerlas, fueron: Norte, Parroquia

Gonzáles Suárez (zona A alto ingreso económico), Centro,Parroquia Iñaquito (zona B comercial y financiera) y Sur,Parroquia El Pintado (zona C medio – bajo ingreso económico).

La parte inferior de la figura 1, muestra las actividadesrealizadas para la recolección de información en la ciudad.

Las filmaciones realizadas fueron sometidas a conteos,clasificando de esta forma a los distintos autos por categoríasvehiculares (ver Tabla 1.).

Las encuesta de tecnología vehicular y ON – OFF del motorfueron tabuladas, estableciendo con las primeras la antigüedaddel parque vehicular, combustibles usados, cilindraje del motor,entre otros; y con las segundas el tiempo entre encendidos delmotor durante el día.

Fig. 1. Diagrama de flujo que representa el procesamiento de la

información recopilada en la campaña de medición.

En vehículos de pasajeros, autos particulares y comerciales ymotocicletas, fue instalado un GPS que llevaba instalado un

procesador interno el cual recopilaba varios valores: posición,altitud, presión, velocidad, entre otros; segundo a segundo. Aldepurar los datos que estos arrojaban, se logró conocer losPatrones de Conducción [4].


3.1. Resultados de la Campaña de ActividadVehicular

Las categorías vehiculares presentes en la ciudad se presentan en la tabla 1.

Tabla 1. Categorías vehiculares de la ciudadCategoría Composición NomenclaturaVehículos de

pasajerosAutos de uso particular

pertenecientes a los sectores A,B y C.

VPA

Vehículoscomerciales

Autos usados en actividadescomerciales (ej. Camionetas)

VCO

Taxis Autos de transporte público TAX

Buses Diferentes tamaños de busesincluidos articulados.

BUS

Camiones Diferentes tamaños decamiones.

CAM

Motocicletas Vehículos con motor de dosruedas

MOT

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Se filmaron 2 días en cada sector elegido con lo cual selogró conseguir la Composición Dinámica de la FlotaVehicular de la ciudad. En los sectores A y C, los flujos deautos son similares en todas las horas del día por ser zonasresidenciales. En cambio, el sector comercial – financieroB, presenta horas punta de circulación en la mañana (08:00horas) y tarde (17:00 a 18:00 horas), que dan inicio y fin alas actividades laborales, respectivamente. Punto a resaltaren esta parte de la ciudad es que la cantidad de taxis casi semantiene constante, por lo tanto se debe prestar atención almomento de realizar el inventario de emisiones anual [16].

Alrededor de 600 encuestas fueron realizadas solo avehículos particulares mismas que permitieron hallar la Distribución de la Tecnología Vehicular. Los valoresimportantes conseguidos fueron: la gasolina es elcombustible más usado (85.40%) y crece la tendencia enuso de autos híbridos (2.85%). Se estimó la edad media delos vehículos de pasajeros en 6.45 años, promedio que semantiene similar a los de la región latinoamericana como se

indica en la figura 2 [17].

Fig. 2. Edad promedio de los vehículos de pasajeros en la ciudadde Quito. Comparación con otras ciudades.

Además, el recorrido anual de un VP tiene una media en16500 km, similar a otras ciudades que se han sometido aestudios similares tal como se indica en la figura 3 [18].

Fig. 3. Comparación de kilómetros recorridos durante los primeros10 años entre algunas ciudades de Latinoamérica.

Durante una semana perteneciente al períodoconsiderado se obtuvieron un total de 50 encuestas válidascon las que se obtuvo la Distribución de Paridas en Frío.Se obtuvo que el número promedio que se enciende un VP

por día es de 5 veces que al compararlo con otras ciudadescomo Santiago de Chile (11 veces/día) y Buenos Aires (9veces/día) es bajo, según estudios previos [21]. Las horasdonde la gente más enciende su vehículo está entre las12:00 y 15:00 horas (intervalo máx. 2 hr – partidas encaliente). La mayor fracción de encendidas en frío (mayor a6 horas) se dan por la mañana (06:00 – 07:00 horas) y porla tarde (17:00 – 19:00 hpras), como se esperaba, ya queeste es el comportamiento típico de una ciudad principal.

Al descargar, depurar y analizar los datos conseguidoscon los GPS’s se obtuvieron los Patrones de Conducciónde las distintas categorías vehiculares. Los máximos flujosvehiculares se presentaron en el sector B, donde lavelocidad promedio de circulación fue de 15 km/hr y elmayor VSP se concentró en el BIN 12, es decir el vehículo

permanece detenido o velocidades muy bajasconstantemente [16].

3.2. Resultados del Inventario de Emisiones defuentes móviles para Quito según modelo IVE

El inventario de emisiones contaminantes y su permanente actualización permite conocer el tipo decontaminante, su fuente generadora e impactos sobre lacalidad del aire para así tomar medidas adecuadas yeficaces para su reducción.

Previa presentación de resultados finales del inventariode emisiones para Quito, se resume el proceso mediante el

cual fueron obtenidos. El modelo IVE, necesita dosarchivos de entrada: FleetFile (FF) y LocationFile (LF), para así dar un Factor de Emisión (FE) en frío y en ruta deun contaminante asociado a una categoría vehicular. Lasuma de ambos da el FE de la categoría. En el primerarchivo, se ingresan valores porcentuales de cada una de lastecnologías vehiculares que forman una categoría vehicular(Encuestas de Tecnología Vehicular VP). En las categoríasrestantes, ciertos valores fueron consultados [19] y otrosasumidos con la ayuda de un experto (PhD. M. Osses). Elsegundo archivo, LF, a más de utilizar ciertascaracterísticas de la ciudad (°T, humedad, combustible,otras), necesita conocer el porcentaje de tiempo entreencendidos de los autos (encuestas ON – OFF), así como

también los BINS de potencia de las categorías vehicularesque son el producto final de la depuración de valoresconseguidos con el GPS.

Luego de conseguir los primeros valores del FE de lascategorías vehiculares, se decide ajustar los archivos deentrada para IVE a la realidad de la ciudad.

Sobre el FF, no se hicieron mayores cambios. Para elcaso de LF, fueron mejorados varios escenarios,

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destacándose: 1) los BINS de potencia de los buses pequeños y medianos (BPM) iguales a buses grandesarticulados (BGA), ya que los BINS de estos últimos eranmucho mayores a los BPM. A la categoría BGA perteneceel Trolebús que usa un motor eléctrico, caracterizado porgran fuerza de arranque (BIN 12), que se traduce en alto FEsin ser cierto. Los BINS de camiones grandes (CAG)iguales a los de medianos (CAM). Se tomó esta decisión yaque los datos de la primera categoría vehicular eran másreales.

Por último, los tiempos entre encendidos del motor paraVP fueron llenados en base a encuestas ON – OFF,mientras que para las categorías restantes fueron asumidosen base a recomendaciones de un experto (PhD. M. Osses)y literatura especializada [20]. De esta forma el modelo es

perfectamente aplicable a la ciudad de Quito.

Tabla 2. Factores de emisión individuales de contaminantes(FE) asociado a cada categoría vehicular en [gr/km].

Categoría Vehicular yCombustible Usado Factor de Emisión (gr / Km)

CO VOC NOx PM

Diésel

Bus Articulado 6.09 1.49 12.17 3.51

Bus Pequeño yMediano

4.76 1.03 7.91 1.36

Camión Grande 3.20 0.64 5.90 4.17

Camión Mediano 5.26 1.29 7.93 2.25

Camión Pequeño 3.44 0.86 5.22 1.66

Gasolina

Motocicletas 44.49 12.90 2.61 0.32

Taxi 53.46 3.62 1.19 0.02

Veh. Comercial 26.66 1.76 1.58 0.28

Veh. Sector A 48.12 3.56 1.37 0.07Veh. Sector B 38.95 3.07 1.40 0.08

Veh. Sector C 60.00 4.45 1.98 0.11

En primer lugar se presentan los factores de emisiónindividuales que intentan relacionar la cantidad de uncontaminante emitido a la atmósfera y la actividad asociadacon este factor [21]. La Tabla 2., permite apreciar los FE deun contaminante asociado a una categoría vehicular. LosVP poseen los factores de emisión más altos para el CO yVOC, ya que son contaminantes típicos de la gasolina. EL

NOX y PM, producidos en motores a diésel, hacen que eltransporte pesado posea altos FE de estos contaminantes.

Las emisiones totales diarias (frío y ruta) se consiguenmediante la multiplicación de FE por el VKT. Este últimoes el producto entre el número de autos de una categoríavehicular y la distancia recorrida diaria por un elemento dela categoría en kilómetros. Este trayecto, varía con cadahora del día (filmaciones vehiculares) y en cada hora sedebe asumir un porcentaje de VKT para FE frío y FE enruta.

La figura 4 muestra que los niveles de CO son producidos mayormente por partidas en frío durante lashoras de la mañana (06:00 a 08:00 horas) y noche (18:00 a20:00 horas), es decir la distribución de las partidas en fríoen la ciudad se concentra en dichas horas. Mientras que lasemisiones en caliente alcanzan sus puntos máximos a las09:00 horas y 16:00 horas, tiempo de inicio y fin deactividades laborales.

Fig. 4. Evolución diaria de CO, Quito – 2015.

Fig. 5. Evolución diaria de VOC, Quito – 2015.

La figura 5 muestra la evolución diaria de VOC. Elanálisis para este es análogo al de CO, ya que amboscontaminantes tienen como principal fuente de producciónautos a gasolina y las figuras son similares.

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Fig. 6. Evolución diaria de NOx, Quito – 2015.

En la figura 6, se observan valores máximos de NOx enruta durante las 09:00, 12:00, 14:00 y 17:00 horas,destacándose los ocurridos en horas de la mañana. Estasemisiones, son característicos de los vehículos quefuncionan a diésel, entonces a tempranas horas del díaexiste un considerable flujo de buses y camiones en laciudad. Las partidas en frío de este contaminante, tienenuna fluctuación mínima durante todo el día. El material

particulado (PM) tiene el mismo comportamiento que losóxidos nitrosos, por lo que no se considera pertinenteanalizarlo a profundidad.

El resumen de las emisiones totales diarias se indica enla tabla 3. La categoría VPA aporta con alrededor de 70%de CO, 65% de VOC y 30% de NOx, del total de laemisiones contaminantes de la ciudad. Este resultado eraesperado ya que representan más del 80% del parquevehicular y utilizan gasolina como principal combustible.

Tabla 3. Emisiones totales de diversos contaminantes provenientes de fuentes móviles en Quito [Ton/día].

Km/día CO VOC NOx PM

DiéselBUS 2616350 12.61 2.74 21.17 3.78

CAM 5786850 25.51 5.95 40.93 17.46

Gasolina

MOT 730620 32.50 9.43 1.90 0.23

TAX 3177800 169.88 11.51 3.79 0.06

VCO 1405950 28.83 1.90 1.71 0.30

VPA 15749550 809.69 60.76 26.22 1.41

Total 29467120 1079.02 92.29 95.72 23.25

Resultados críticos fueron presentados por buses ycamiones. Estas son responsables del 66% de NOx y másdel 90% de PM, siendo tan solo el 12% del total devehículos de la ciudad. Estudios reportados indican unarelación directa entre el contenido de azufre en el diésel ylas emisiones de PM10, lo que demuestra la importancia deseguir mejorando la calidad de diésel en Quito y resto del

país [22].Otro resultado interesante, es el que presenta la

categoría taxis que siendo el 3.5% del parque vehicular,aportan con el 15% de CO y 12.5% de VOC.

Finalmente, se extienden los resultados diarios aanuales, comparándolos con años anteriores conseguidoscon diferente metodología, para la localidad bajo estudio,

como muestra la Tabla 4.La figura 7, indica cómo evoluciona la producción de

los distintos contaminantes a lo largo de los años. La barrade color amarillo, enseña los valores conseguidos con lainvestigación, que tienden siempre a crecer y más que enaños anteriores. Este resultado es de esperarse, ya que elcálculo propuesto, toma en cuenta factores que afectandirectamente la circulación de un vehículo dentro de la

ciudad, como son aceleración, velocidad, arranque delmotor, entre otros; y no solo se limita al consumo decombustible en la localidad. Esta conclusión es una pruebamás que el modelo es perfectamente aplicable a la ciudad ysus resultados solo están subordinados al cuidado con losque sean tomados los datos de entrada.

Tabla 4. Emisiones anuales de diversos contaminantes defuentes móviles Quito, varios años [Ton/día].

Año CO2 CO VOC NOx PMMobile6.2 [8]

2003 1’797 615 91 931 12 802 17 344 2647

IPCCGEI [9]

2007 2’088 000 155 359 29 276 20 116 -

IPCCGEI [9]

2011 2’469 000 194 900 36 700 23 500 -

IVEModel

2015 3’631970 355 000 30 363 31 492 7650

Fig. 7. Evoluciones anuales de distintos contaminantes para la ciudad deQuito obtenidos con varias metodologías en diferentes años.

4. Conclusiones

El modelo Internacional para el cálculo de EmisionesVehiculares (IVE), además de ser una herramientacomputacional, engloba toda una metodología tipo Bottom – Up que relaciona las emisiones vehiculares con los grados deexigencia del motor mediante la potencia específica vehicular y

puede ser aplicado en distintas zonas del mundo.Para Quito, en el sector financiero se tiene presencia

importante de transporte público entre las 07:00 y 20:00 horas.

Esto además se ve reflejado en la velocidad promedio decirculación de los VPA, 15 km/h, que indica gran congestión enlas horas punta del día.

Los factores de emisión individuales intentan relacionarla cantidad de un contaminante emitido a la atmósfera y laactividad asociada con este factor. Los VPA al usargasolina como combustible tienen los factores de emisiónmás altos, tanto para CO y VCO. Los factores de emisión

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de Nox y PM, son altos en los vehículos que utilizan diéselcomo combustible, para el caso de Quito, son todos lostransportes pesados y algunos VPA.

Para CO y VOC, las partidas en frío muestran valoresimportantes en horas punta de la mañana y tarde,movimiento típico de una ciudad, horas de entrada y salidade actividades laborales. El Nox, tiene mayormente

producción cuando los autos están en plenofuncionamiento, es decir durante su actuación en ruta. Estose debe a que dicho contaminante se produce a altastemperaturas en motores diésel.

La categoría VPA aporta con alrededor de 70% de CO,65% de VOC y 30% de NOx, del total de la emisionescontaminantes de la ciudad. Este resultado era esperado yaque representan más del 80% del parque vehicular yutilizan gasolina como principal combustible. Esteresultado era esperado ya que representan más del 80% de

parque vehicular y utilizan gasolina como principalcombustible. Las categorías vehiculares que presentaron

resultados críticos, con respecto a las emisiones totales dela ciudad, fueron los buses y camiones. Estas sonresponsables del 66% de Nox y más del 90% de PM, siendotan solo el 12% del total de vehículos. Otro resultadointeresante es el que presenta la categoría taxis. Este mediode transporte aporta con al menos 15% de CO y 12.5% deVOC, siendo solo el 3.5% del parque vehicular.

La evolución en la producción de los distintoscontaminantes a lo largo de los años se da por elcrecimiento acelerado de la urbe. Los valores conseguidoscon la investigación tienden siempre a crecer y más que enaños anteriores. Este resultado es esperado, ya que elcálculo propuesto, toma en cuenta factores que afectandirectamente la circulación de un vehículo dentro de la

ciudad (aceleración, velocidad, otros) y no solo se limita alconsumo de combustible en la localidad, como lo hacenactualmente en Quito. Esto prueba que el modelo es

perfectamente aplicable a la ciudad y sus resultados soloestán subordinados al cuidado con los que sean tomados losdatos de entrada.

Agradecimientos

Al profesor Mauricio Osses, por su guía constante en eltema., Eco. Patricia Hernández (CDE – EP) y EstebanGuadalupe por su ayuda con este proyecto.

Referencias

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http://www.epa.gov/ttnchie1/ap42/

http://www.epa.gov/ttnchie1/ap42/

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Oportunidades y pilotos aplicados de eficiencia energéticaen packing

Jaime Espinoza Sa a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,

Valparaíso, Chile


Resumen

Se resumen las auditorías energéticas llevadas a cabo en 10 packing frutícolas de la VI región y la posterior identificación deoportunidades de uso eficiente de energía. Se seleccionan y llevan a cabo de 3 pilotos representativos de uso eficiente de

energía: recuperación de energía en hornos de secado de manzanas, recuperación de energía en compresores de refrigeracióny operación eficiente en túneles de pre-frío. Todos con alta replicabilidad por sus índices energéticos y parámetroseconómicos logrados

Keywords: Eficiencia energética en plantas procesamiento frutas.

1. Introducción

El presente trabajo se enmarca en el proyecto“Incorporación de tecnologías innovadoras para aumentarla competitividad en instalaciones de embalaje y frio paramanzanas y cerezas de exportación en la región deO’Higgins a través de eficiencia energética y energíasrenovables”, llevado a cabo por la Fundación de Desarrollo

Frutícola, FDF, que contó con el financiamiento delGobierno R egional de O’Higgins – FIC 2013 y ejecutadaen parte por el Centro de innovación Energética, CIE deesta Universidad.

La industria frutícola nacional realiza uno de los

mayores aportes a los índices de exportación del país ytambién a su economía, según cifras de ASOEX del año2008 relacionado sobre la “Estrategia sectorial y benchmarking energético para la industria exportadora defruta”. En él se encuestaron 325 packing y frigoríficosdesde la región de Atacama a Bío – Bío, concluyéndose que

la energía eléctrica es la principal fuente energética paraestas instalaciones, siendo el 80% del consumo eléctrico

asignable a frigoríficos y pre-fríos. El resto del consumo

eléctrico corresponde a maquinarias, iluminación de packing y oficinas respectivamente.

En este contexto la aplicación de la EficienciaEnergética (EE) y las Energías Renovables (ER) pueden serlas protagonistas en lograr un aumento de la competitividaden este tipo de instalaciones.

La identificación de oportunidades de eficienciaenergética consideró igualmente las oportunidades deinnovación en equipos y procesos, asociados a unareducción en los costos operacionales elevando su nivel decompetitividad. Luego de una evaluación primaria a lasáreas de interés, se realizó un monitoreo de las variablesoperacionales, a objeto de obtener información precisa paraefectuar las innovaciones pertinentes. Esto deriva en la preparación de proyectos de ingeniería para reemplazo deequipos obsoletos, cambios en la gestión de operación,implementación de nuevos sistemas de control,capacitación del personal de operación sobre nuevas ymejores prácticas operacionales, entre otros.

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Este trabajo centró su actividad en la reducción delconsumo de energía tanto eléctrica como térmica, y surelación con la disminución en los costos de producciónconsiderando su replicabilidad a nivel regional y nacional

En los packings, frigoríficos y plantas de proceso seencuentra una variedad de sistemas de refrigeración yenfriamiento que pueden, por este concepto, llegar aconsumir el 80% de la energía eléctrica de la instalación.

Optimizar esta proporción representa una real oportunidadde conservación de energía.

La elaboración de indicadores energéticos relacionadoscon el embalaje de fruta y frío en la VI Región, posibilitaque la industria del packing pueda evaluar su potencial paraser más competitiva mediante el uso de la EficienciaEnergética y Energías Renovables.

De ahí que los objetivos de este estudio son:

1.-Determinar la línea base de consumo para los equipos

de frío y cadena de empaque de manzanas y cerezas de 10 plantas de embalaje y frío, analizando las variables queinfluyen en su comportamiento energético, distinguiendoentre cargas de origen eléctrico y térmico.

2.-Determinar del balance de energía de la planta usos ycostos de energía eléctrica y térmica en equipos y cámarasde equipos de frío, pre-frío y cadena de empaque.

3.-Generar indicadores de desempeño tanto productivoscomo energéticos en cada planta evaluada, tal que le permita comparar de manera efectiva sus condiciones defuncionamiento actuales año a año y con plantas similares

4.-Definir un plan de acción con medidas de eficienciaenergética y cambios tecnológicos aplicables a lasinstalaciones, ordenadas por nivel de inversión y periodosde retorno de la inversión.

2. Análisis de consumo y gasto energético

Primeramente se identificaron y cuantificaron las áreasa intervenir a través de un monitoreo de las variablesoperacionales, para obtener información precisa que

permitan validar los potenciales cambios o innovaciones

pertinentes. Lo anterior facilitará a la presentación de proyectos específicos para el reemplazo de equiposobsoletos, cambios operacionales, implementación denuevos sistemas de control, capacitación al personal deoperación sobre nuevas y mejores prácticas operacionales,entre otras.

El consumo energético de las plantas se basa en 2 tiposde energía: la electricidad y el calor; el último a través delgas licuado de petróleo (GLP). Se analizan ambos insumos por separado para cuantificar su importancia, ahorrosenergéticos y alternativas de consumo.

La tarifa AT 4.3 en media tensión resulta ser, para elnivel de consumo de cliente regulado bajo los 2 MW de potencia contratada, la más conveniente y de hecho todas

las plantas están trabajando con Tarifa AT4.3

El consumo de energía eléctrica se distribuye deacuerdo al periodo de producción, en este caso de laindustria frutícola y se concentra principalmente denoviembre a abril. Se adjunta Figura 1, ejemplo de una delas plantas evaluadas

Fig. 1. Distribución consumo electricidad

En periodo de invierno, cuando entra en vigencia la

aplicación de la tarifa eléctrica estacional, que considera el

cobro de tarifas en horas punta, la mayor parte de las plantas detiene su producción, bajando su consumoeléctrico al mínimo o utilizando un grupo electrógeno

El mayor consumo eléctrico en una planta tipo estáasociado al proceso de refrigeración (Compresores,condensadores, evaporadores, etc.). Esto se visualiza en laTabla 1

Tabla 1 Potencia por Sector en %

Sector Porcentaje por sector

Compresores 43.8%

Túneles 16.2%

Cámaras 13.8%Packing total 12.0%

Bombas agua 4,2%

Condensadores y otros 5.6%

Otros 3.6%

Luminaria periférica 0.8%

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Si se suman las cuatro primeras líneas de consumo enuna de las plantas evaluadas, resulta más del 80% del totalde la planta; es decir, son los principales puntos dondeconcentrar el ahorro de energía, propuestas de mejoras y/oalternativas de energías.

Si se analiza en particular la situación del consumo enlos compresores, es claramente el mayor consumo deenergía de la planta, donde se deberían evaluar mejoras de

equipos, tecnología y control. La Figura 2 indica elconsumo de los compresores v/s consumo total de la planta

Fig. 2. Consumo de compresores en % total planta

Por otro lado las potencias y consumos típicos en

cámaras y túneles para una planta tipo se grafica en laFigura 3. En este caso la planta contaba con un total 38cámaras, 25 de mantención y de atmosfera controlada, 11túneles de pre frio y 2 de congelamiento.

Figura 3 Consumo energía % en cámaras y túneles

Los túneles de pre-frío representan un 1/3 del totalconsumido en esta área, de ahí que sea un especial foco deanálisis del comportamiento porque toda reducción en lostiempos de enfriamiento tendrá directa relación en un

ahorro en energía (menor tiempo de operación decompresores y ventiladores)

Por otro lado el consumo de gas de las plantas seconcentra en 3 sectores

• Abastecimiento de grúas horquillas.• Calentamiento del agua de duchas.• Consumo de caldera del packing utilizada para

calentar agua de procesos (lavado de las manzanas y aguade limpieza de los equipos). Igualmente se utiliza en losquemadores de los hornos, cuya función es calentar el aireen un intercambiador para secar la cera aplicada a la fruta(el rango de temperatura del aire varía entre 30 [°C] y 45[°C]).

La Figura 4 representa el consumo de gas anual de una planta.

Figura 4 Distribución del consumo anual de LPG

Los meses de mayor consumo de LPG se encuentran enel período entre enero y junio, que corresponde a lastemporadas de las frutas que se exportan mayoritariamente

en el rubro y en la zona (y los meses con mayor aportesolar).

Los volúmenes de agua caliente en baños y procesos enalgunas plantas son relevantes y en otras muy bajos y porello se pueden estimar montos reducidos de ahorro, aunquecon aporte solar se pueda llevar a un ahorro cercano al

100% del consumo energético en esta área.

2.1. Análisis energético de componentesprincipales

En una de las plantas evaluadas se realizaron

mediciones en compresores de pistón 1, 2 y 3 y de tornillo4, 5 y 6, considerando mediciones a lecturas instantáneas decorriente y capacidad o carga, teniendo como dato el voltajede alimentación de 380 [V] al motor.

En la Figura 5 se puede apreciar ineficiencias en los

compresores al cambiar su capacidad de utilización, siendorecomendable un control centralizado de distribución decargas.

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Figura 4 Consumo compresores pistón según carga

Como ejemplo de análisis se puede visualizar elcomportamiento del compresor 3. A plena carga consume

lo mismo que al 75%.

Por otro lado el comportamiento de los compresores detornillos es lineal creciente, desde de un 15 a un 100%. Coneste comportamiento se llega a la conclusión de que es más

eficiente utilizar este compresor para cargas mayores oiguales al 60% aproximadamente, ya que el consumo acargas menores no se justifica.

En los dos tipos de compresores es recomendableutilizar partidores suaves, para evitar alto amperaje de partida (esfuerzos mecánicos y mayor lectura consumo)

Analizada la influencia de las condiciones ambientales,se presenta el análisis del comportamiento (carga y potencia) del compresor más activo a lo largo del día, paraevaluar la influencia de la condición ambiental(temperatura) en la sala de máquinas.

Figura 5 Efecto ambiental en la operación de compresores

Se puede inferir que para una determinada carga del

compresor, el consumo tiende a aumentar conformetranscurre el día, por lo que se recomienda una mejora en laventilación de la sala o en la eliminación de la radiacióndirecta del sol en la SADEMA, variables muy relacionadasen la reducción del consumo eléctrico.

Si se analiza el funcionamiento de los túneles de pre-fríodebe mencionarse que éstos se utilizan para bajarrápidamente a 0°C la temperatura de la fruta, la cual tienedistintos rangos dependiendo de la variedad, embalaje ytiempos de despacho. Existen diferentes tipos de túneles(californiano, vertical doble, individual), siendorecomendable un estudio global, específico y de extensiónsobre las variables que determinan los tiempos requeridos para alcanzar el 0°C. Entre ellos se pueden mencionar eltipo fruta, tipo de embalaje, rendimiento en trasferencia decalor (tipo de túnel), existencia o no de antecámara,distribución de los flujos de aire, entre otras variables.

Los tipos más utilizados en las plantas son el del tipocaliforniano, individual y doble.

Tabla 2 Funcionamiento y descripción de los tipos de túneles

Tipo Descripción Observación

Californiano

Los pallets se agrupan en dos

filas, dejando un espacio libreen el medio, para luego cubrirtoda la parte superior y frontalde las cajas con una gran carpa,lo que hace que el aire de losventiladores deba pasar por losagujeros de los costados paraluego ir por la escotilla delmedio que se deja abierta ysubiendo al evaporador.

La cara externenfría mucho que la internaende hay quereordenar los

pallets paraenfriar la caraopuesta.Usualmente pfruta embalad

Individual

Aquí hay varias secciones a loscostados en las que se alojan 3

bins en cada una. Las carpas

ahora son por cada sección ycon una rejilla que lleva el aireal evaporador.

Se usageneralmentefruta de proce

bins que no esllenos. La frut

también se dereordenar para

poder enfriarambas caras dmanera unifor

Doble o brasileño

Se ordenan bins en dos filasseparadas por una columna conun espacio libre sobre el cualestán los evaporadores.

Los ventiladoinvierten elsentido de gir

por lo que no necesarioreordenar los

No tienen puesólo carpas pasellar. Son losmenos eficien

A continuación se realiza el análisis con la especieManzana Royal Gala, sin bolsa y los túneles en operaciónson el 2, 3 (túneles individuales), 5 (vertical doble) y 6(californiano). Todos a carga completa

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Figura 6 Registro de la temperatura de pulpa de manzana enfunción del tiempo, para diversos túneles de pre frío

De lo cual se desprende:

- El túnel 5 (vertical doble) es el más lento. Operamediante el cambio del sentido de giro de los ventiladores,sin cambio en la posición de pallets y sin ingreso de grúas.

- El túnel 2 (individual) enfría de mejor manera,luego el 3 (individual) y el 6, mientras que el 5 es el másineficiente (4 horas más)

- Se puede concluir que el orden de eficacia y conello de eficiencia según tipo de túnel es: 1, 2 y 3(individuales), 6 (californiano) y 5 (vertical doble).

- El 40 % extra de tiempo requerido por el túnelvertical doble para lograr su objetivo, con relación a losotros, radica fundamentalmente en el tipo de inversión quese realiza. La inversión del sentido de giro de losventiladores no es efectiva. Por lo anterior es preferibleevaluar la inversión manualmente (grúas horquillas) o conescotilla en vez del cambio de giro, considerando que sedispone de una antecámara enfriada. Si no se dispone deello debiera evaluarse basado en mediciones de tipo deembalaje y tiempo.

- La inversión con grúas horquillas no escomplicada, requiere menos de 30 minutos y con personalcapacitado es perfectamente factible realizar la tarea.

2.2. Identificación y determinación deindicadores energéticos específicos de la planta

Se pueden determinar 3 indicadores energéticos para

evaluar el desempeño de plantas y poder así compararse

diferentes temporadas así como también con otras empresas

similares.

Indicador de consumo específico de electricidad portonelada procesada: relaciona los kWh de energía

consumidos y las toneladas de fruta procesada en la

temporada.

Indicador del consumo específico de gas portonelada procesada: relaciona los galones de gas licuado

equivalentes con las toneladas de fruta procesada en la

temporada.

Indicador del consumo específico de agua portonelada procesada: relaciona los metros cúbicos de agua

utilizada versus las toneladas de fruta procesada.

Tabla 3 Indices energéticos de plantas

PLANTA kWh/ton LtsLPG/ton m3 agua/tonGrande 1 149,0 1,2 -

Gande 2 97,5 0,9 1,7

Grande 3 131,0 1,2 -

Mediana 1 138,8 2,8 -Mediana 2 107,2 0,9 -

Mediana 3 105,2 1,1 3,1

Pequeña 1 213,4 0,6 2,9

Pequeña 2 25,0 0,4 -

Pequeña 3 80,0 0,5 -

2.2. Descripción, análisis técnico-económico ypriorización de medidas identificadas

De acuerdo al análisis energético a 10 plantas se

recomiendan diversas estrategias orientadas un uso

eficiente de la energía, todas ellas priorizadas al impacto enel % de ahorro, al nivel de inversión y a su periodo de

recuperación de misma

Una clasificación de oportunidades nos lleva al estudio

de las siguientes variables del proceso:

Recambio de Compresores: como su consumo

representa casi el 50% del consumo total de la planta, las

propuestas son:

• Compresores más eficientes.

• Compresores con mayor elasticidad de trabajo.

Eficiencia energética: Este punto está asociado a

buenas prácticas de operación, combinar la educación con

sistemas de control, pudiendo considerar lo siguiente:

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Control centralizado: Un control centralizado permite

operar de manera más eficiente el sistema de refrigeración,

considerando los siguientes puntos:

• Controlar partida de compresores.

• Control de ventiladores, tanto en evaporadores ycondensadores.

• Control de deshielos.

• Control de demanda en horas punta.

• Control de curva de consumo.

• Control de peak de partidas.

Partidores Suaves: Los partidores suaves (SS) cumplen

con disminuir el peak de partida en todos de los

compresores o en los compresores de conexión más

frecuente, que en el arranque pueden llegar a 3 veces la

potencia nominal de éste, lo que implica un mayor

consumo, riesgo de sobreconsumo y mayor costo en las

cuentas eléctricas. Cono las empresas eléctricas facturan

por promedios cada 15 min, tiempo en el cual un compresoren uso podría presentar 4 o 5 peak de partida.

Agua Caliente con energía solar: Las calderas son el

equipo que más consume LPG, por lo que en este caso el

tema se centra en ahorrar gas utilizando la energía solar

abundante de la zona. Como en la calderas no se requieren

100 [°C] que es su capacidad normal, sino que sólo se

utiliza en un rango de 50 [°C] a 60 [°C], esto es

perfectamente factible de alcanzar por medio de

calentadores solares.

Calentamiento de agua utilizando sistema de

refrigeración (Intercambiadores): utilización de unsistema de calentamiento de agua utilizando la descarga del

sistema de refrigeración (circuito entre los compresores y

condensadores), lo que permite bajar la temperatura de

condensación y además calentar agua, llevando ésta a

valores de 40ºC. Esta agua se precalienta para usos en

sistemas de lavado de manzanas, duchas, casino y con ello

se ahorra LPG.

Iluminación perimetral: utilización de energía solar

fotovoltaica en reemplazo de consumos eléctricos

convencionales

• Energía Solar para iluminación perimetral: Los

proyectores de área de 400 [W] pueden ser reemplazados

por proyectores LED de 50 [W], los de 250 [W] y 80 [W],

pueden ser reemplazados por LED de 30 [W] y los postes

de 400 [W], por kits de postes solares con focos LED de 30

[W]

Hornos de secado: es factible lograr ahorro en el

consumo de LPG, en estos hornos de secado de la cera

aplicada a las manzanas, por medio de un aprovechamiento

de la energía de gases de combustión a través de un tubo

concéntrico de bajada para precalentar el aire entrante, ya

que la temperatura a alcanzar es de aproximadamente 40[°C] en promedio, fácil de obtener mediante este cambio

.

3. Priorización de medidas identificadas

Control centralizado de compresores

Tabla 4 Evaluación control centralizado compresores

Partidores suaves

Tabla 5 Evaluación opción partidores suaves

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Calentamiento de agua con intercambiador de calor degases del compresor

Tabla 6 Evaluación recuperación calor de compresores

Agua caliente solar

Tabla 7 Evaluación agua caliente solar de proceso

4. Conclusiones

Las oportunidades de uso eficiente de energía resultantesdel presente estudio realizado a 10 plantas de la VI regiónson aplicables a gran parte de las plantas del sector, por susimilitud de infraestructura, productos procesados yestacionalidad lo que asegura un resultado final deimportante impacto en los costos y en la mejora de sucompetitividad

Se destaca la necesidad de automatizar la operación de

compresores mediante software específicos existentes, laincorporación de partidores suaves y mejoras en lascondiciones ambientales de la sala de máquina, previo a unanálisis validado de reemplazo de equipos

La identificación de oportunidades de operación eficientede túneles de pre-frío, según producto, embalaje, separaciónentre pallet y tipo de túnel, que sigue siendo todo un desafío para identificar las variables relevantes y que permitatransferir las buenas prácticas a todo el sector.

Si bien la utilización de la energía solar para calentar elagua de procesos o duchas puede no ser relevante enalgunas plantas como ahorro de LPG, es una inversión decorto periodo de recuperación. Esta inversión puede seracompañada de una recuperación del calor de descarga decompresores

Los reemplazos en la iluminación de la planta y perimetral son aplicables en su totalidad ya sea vía LED o postes fotovoltaicos.

Se insiste finalmente en la necesidad de capacitación al personal en la importancia del uso eficiente de la energía, por las oportunidades de lograr pequeños ahorros pero que

en la gran suma son valiosos desde reducir las fugas de airefrio, mejorar la ventilación de sala compresores, hastaidentificar pérdidas en aislación, puertas, cortinas, entreotras.

Referencias

[1] Fundación Desarrollo Frutícola (FDF).“Incorporación de tecnologías innovadoras paraaumentar la competitividad en instalaciones de embalajey frio para manzanas y cerezas de exportación en laregión de O’Higgins a través de eficiencia energética yenergías renovables”, que contó con el financiamientodel Gobierno Regional de O’Higgins – FIC 2013[2]

J.Espinoza Informe Ejecutivo Final. ProyectoFDF-CIE Centro Innovación Energética, CIE UTFSM,Valparaíso,2013[3]

J.Espinoza et al “Informes de AuditoríasEnergéticas” FDF-CIE. Valparaiso,2013

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IX – DISEÑO MECÁNICO

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Diseño y construcción de equipos para medir la resistenciaa la abrasión de pinturas anticorrosivas aplicadas sobre

acero estructuralF. Brionesa,*, P. Rojasb, R. Verac, C. Martínezb

a Departamento de Metalurgia y Materiales, Facultad de Ingeniería, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España

1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile b

Escuela de Diseño, Universidad Adolfo Ibáñez, Diagonal Las Torres 2640, Santiago, Chilec Instituto de Química, Facultad de Ciencias, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Av. Universidad 330, Casilla

4059, Curauma, Valparaíso, Chile


ResumenEl presente trabajo tiene como principal objetivo describir los detalles del diseño, construcción y puesta en marcha de unequipo para medir la resistencia a la abrasión de pinturas anticorrosivas aplicadas sobre probetas de acero estructural,

tomando como referencia la norma ASTM G 65. La necesidad de contar con este equipo surge del proyecto Innova-CORFO13BPC3-19083 “Protocolo para la selección de esquemas de pinturas empleados en la protección contra la corrosiónatmosférica del acero”, donde, por instrucción del equipo de investigación, se requería de una máquina capaz de cumplir conla norma y la forma de las probetas que se emplearían para el proyecto. De este modo, algunos parámetros fueron tomadosdirectamente de la norma G65 mientras que otros tuvieron que ser desarrollados en el laboratorio. Una vez establecidos los

parámetros, la máquina fue modelada a través del software SolidsWords, obteniendo las dimensiones, adaptaciones para las probetas y otros elementos necesarios para su perfecto alineamiento. Después de la etapa de diseño y durante la construccióndel equipo, se fabricaron diferentes elementos mediante torneado de los ejes, corte y unión de perfiles, también se realizó lafabricación de chaveta y su chavetero, fresado y torneado de la rueda vulcanizada, etc., todas estas operaciones basadas en loscálculos, selección y consideraciones de diseño.Una vez construido el equipo, se evaluó su funcionamiento mediante la puesta en marcha, donde primero se verificó elcumplimiento de los parámetros establecidos en las distintas normas ASTM, ya sea el flujo laminar y constante de arena, lavelocidad angular del disco, sujeción de probeta alineada con el disco etc. y posteriormente se desarrollaron evaluaciones de

distintos esquemas de pinturas sin exposición, determinando los tiempos de ensayo y finalmente se evaluaron las probetasque fueron expuestas a la corrosión atmosférica en distintos puntos del país.

Keywords: Diseño de máquinas, desgaste por abrasión, pinturas anticorrosivas

1. IntroducciónLa corrosión atmosférica ha sido ampliamente estudiada

y una de sus principales complicaciones, tratándose de sus

efectos, es que no puede generalizarse en términos de daños

ni en términos de ocurrencia, por lo cual el proyecto

Innova-CORFO [1] evalúa los distintos esquemas de

pinturas utilizados como protección contra la corrosión quese emplean en nuestro país, en los diferentes puntos

determinados como los más severos en términos de

corrosividad atmosférica.

Por otro lado, el desgaste se encuentra en diferentes

áreas y que este fenómeno se puede producir cualquier

entorno o ambiente con la presencia de partículas abrasivas,

siendo un costoso y grave problema a nivel industrial.

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En aplicaciones industriales se presentan comúnmente 4tipos de desgaste: adhesivo, por corrosión, abrasivo y porimpacto. El mecanismo más común por el cual ocurre eldesgaste en pinturas anticorrosivas, son los mecanismos deabrasión y por impacto [2].

En el tipo de desgaste por abrasión, las máquinasutilizan como medio de desgaste, lijas, arena (sílice ycarburo de silicio), agentes metálicos endurecidos(granallado), u otro agente o elemento abrasivo más duro y

resistente al que se requiere ensayar para comparar laresistencia al desgaste con otro material.

La norma ASTM G65 describe los procedimientos delaboratorio para determinar la resistencia de los materialesmetálicos a abrasión por medio del ensayo de la rueda dearena/caucho seco forzada contra la probeta de ensayo en presencia de una suspensión abrasiva [3].

Existen diferentes configuraciones de equipos para las pruebas como se muestra en la figura 1 para recubrimientossobre acero.

Fig. 1. Esquemas de las Máquinas de abrasión por desgaste

Para la protección de estructuras, existen muchos tipos de pinturas anticorrosivas, fácilmente disponibles. Debido a lasvariadas alternativas de procesamiento que incluyen númerode capas, espesores, técnicas de aplicación, secado, etc., estas protecciones fundamentalmente tienen propiedades tales como permeabilidad, dureza, adhesividad, desgaste, produciendo la pérdida de espesor que disminuye la función principal de proteger el acero para no provocar el contacto con el medioexterior (corrosión). Pueden ser difíciles las mediciones yalgunos no estar disponibles, en contraste las mediciones dedesgaste pueden proporcionar datos fiables y significativos.

En este estudio se realizan pruebas de desgaste con arenade sílice en específico de duna, basándonos en la normaASTM G65, los resultados se materializarán a través del

diseño y construcción de esta máquina.


El objetivo de este trabajo fue el diseño, fabricación y

puesta en marcha de una máquina de desgaste, a través delas normas ASTM G65.

En esta máquina se realizan pruebas con placas de aceroestructural 1020, pintadas con diferentes pinturasanticorrosivas expuestas en diferentes ambientes a lo largodel país por un período máximo de 3 años, con lo cual seestudiará cómo afecta la corrosión atmosférica en eldesgaste, determinando los cambios de la resistencia a laabrasión de los distintos esquemas de pinturas, medianteobservación y comparación, por tiempo y lugar deexposición.

Lo que se espera que en los ensayos de abrasión amayores tiempos de ensayos su pérdida de desgaste seamayor en todas los esquemas de pinturas, y lo otro que amedida que pasa el tiempo de exposición de estas probetasel deterioro por estas en el ambiente pierdan su resistenciaal desgaste y poder cuantificar esta propiedad entreesquemas.

2.1. Diseño de la Máquina

Este trabajó comenzó con la revisión de la normaASTM G65, en ella se hacen las siguientes consideraciones

con respecto a este equipo: el agente abrasivo es arena

limpia y seca, con un flujo de 350 g/min que circula por la

probeta a ensayar y una rueda vulcanizada con clorobutil de

dureza entre 60 a 75 shore, como elemento que ejerce

presión, con una velocidad de 200 rpm (± 10 rpm). Las

probetas que deben ser evaluadas poseen forma de

paralelepípedo, de lados 100 x 100 mm, con espesores de

pinturas variables entre 180 a 380 µm.

Para el diseño de esta máquina se seleccionó un Motor

eléctrico trifásico de 1500 rpm y una potencia de 1 hp, este

motor se conectó a un reductor de un rendimiento del 88%

(sin fin-corona), su reducción de velocidad fue de 7,5:1.En el diseño de las dimensiones y masa necesarias para

el disco de SAE 1045 con recubrimiento, se realizaron

cálculos del torque necesario para sacar del reposo al disco,

cuando se inicien los ensayos de abrasión. En este sentido,

se considera que uno de los puntos críticos del equipo es

sacarlo de la inercia y comprobar si el motor eléctrico es el

adecuado para realizar dicha acción.

La tobera que permitirá el flujo laminar solicitado fue

hecha de acero inoxidable, material resistente a la corrosión

y con buena resistencia al desgaste. Esta tobera está

conectada a una tolva de arena que dará un flujo másico de

350 g/min.

En el diseño se determinó que existía un problema con

la sujeción de la probeta debido a que la geometría de esta

no concordaba con lo establecido en la norma G65, razón

por la cual, se optó por colocar un sistema de technyl que

permitiera mover la probeta de acuerdo a los

requerimientos.

Con estos parámetros se modeló el equipo a través del

software SolidsWords, obteniendo sus dimensiones,

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adaptaciones para las probetas y los otros elementos para su

perfecto alineamiento.

Fig. 2. a) Vista equipo de abrasión y b) Vista superiorSolidWorks.

2.2 Construcción de la estructura del equipoASTM G 65.

En la construcción, se fabricaron diferentes elementos

mediante torneado de los ejes, corte y unión de perfiles,

fabricación de chaveta y su chavetero, fresado y torneado

de la rueda vulcanizada, etc., basados en los cálculos,

selección y consideraciones de diseño, descritos

anteriormente.

La primera etapa fue la construcción de la estructura

que soporta los elementos que componen este equipo, es

decir, 4 perfiles soldados a dos bandejas, siendo en cierta

forma, el esqueleto del equipo de abrasión.

El disco o rueda vulcanizado la cual ejerce la fuerza de

contacto con la probeta, se construyó a partir de una

plancha de acero comercial cortada con soplete, torneada alas dimensiones finales de diámetro exterior 204 mm,

espesor 30 mm y diámetro interior 194 mm.En esta etapa de construcción se implantó un nuevo tipo

de sujeción que no se encuentra en la norma, debido a queel tipo de probeta no es la que dicta la norma. Por lo tanto,otorgando solución al problema de la geometría de las probetas pintadas a ensayar, en la Figura 3 se muestra el brazo y la sujeción pintada lista para montar en el eje quesirve de pivote en el buje.

Fig. 3. a) Sujecion de la Probeta y b) Brazo de Pivote

El montaje de las partes fue realizado posteriormente a

la fabricación y compra de los elementos que componen

este equipo. Los resultados se muestran en la Figura 4,

donde se aprecia la máquina completa, lista para la puesta

en marcha.

Fig. 4. Máquina con todos sus elementos mediante distintasvistas a) Lado frontal, b) lado lateral, c) diagonal y d) superior

2.4. Ensayos experimentalesLa generación del desgaste abrasivo a las probetas

pintadas, dependerá del tamaño de la partícula abrasiva que

se utilizará en estas pruebas, en este caso, corresponde a

arena de duna lavada, secada y tamizada según la norma

ASTM E11 [4].

Los pasos a seguir en la determinacion de la resistencia

a la abrasión de las distintas probetas son los siguientes:

1.

Determinación de masa inicial y espesor de cada probeta.

2.

Las mediciones iniciales de espesores, se hicieron en 3 puntos, ubicados en la parte central de cada probeta.

3.

Los intervalos de tiempo corresponden a 30, 60 y 90 s,estableciendo nuevamente la masa y espesor,eliminando previamente los restos de arena.

a b

a

b

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3.1. Puesta en marcha equipo ASTM G 65.

Una vez que el equipo se puso en funcionamiento, secomprobó que la velocidad de rotación correspondiera a loque dicta la norma, (200 ± 10) rpm. Esta inspección serealizó mediante un tacómetro a la rueda vulcanizadaotorgando una velocidad de rotación registrada correspondea 197,5 rpm, valor que se encuentra dentro del rango quedicta la norma.

Los factores a evaluar en la zona de la sujeción de la probeta fueron: la perpendicularidad de la probeta con larueda y el contacto de placa – rueda, el cual debe producirseen el centro de la placa. La primera prueba de la máquina serealizó con una probeta de acero sobre la que se aplicó pintura al látex. En la Figura 5 se muestra el antes ydespués de la prueba de abrasión.

Fig. 5. Probetas ensayadas en la puesta en marcha

3.2. Ensayos Probetas Pintadas y Expuestas

A continuación se presentan los resultados de las probetas pintadas y expuestas a los largo del país. En la fig.6 se presentan las huellas dejadas en las probetas sin y con12 meses de exposición en los distintos tiempos de ensayos(0, 30, 60 y 90 s).

La ecuación 1 se utiliza para cuantificar el porcentaje de pérdida de espesor en función del tiempo de ensayo, esdecir, se realiza la diferencia entre el espesor inicial de cada probeta (Ei) y los espesores obtenidos a t=30, 60 y 90 s deensayo (Et).

% pérdida de espesor =( (E i – Et)/ Ei)* 100 (1)

Ei = Espesor inicial sin desgaste.Et = Espesor medido después de t segundos.

Fig. 6. Huella de desgaste a diferentes tiempos de ensayo en probetas sin exposición y con 12 meses de exposición.

En la tabla 1 se resume la pérdida de espesores de lasmuestras sin exposición (iniciales), las cuales se utilizancomo patrón para determinar la influencia del medio en laresistencia a la abrasión de las probetas pintadas con 12meses de exposición.

Tabla 1. Pérdida de espesores en las probetas sin exposición(iniciales).

Esquemas*Pérdida de Espesores a diferentes tiempos

30 s 60 s 90 s

C3 10,3 28,4 39,2

C4A 6,2 24,0 35,7

C4B 13,6 34,1 37,5

C5MA 29,5 42,3 49,2

C5MB 3,4 11,8 18,9

C5IA 10,6 18,5 27,6

C5IB 28,1 32,2 45,3*Esquemas corresponde a diferentes tipos de pinturas según la ISO 9223[5].

En la figura 7 se muestran las gráficas de las estaciones

con menor resistencia a la abrasión. En estas gráficas seobserva que dependiendo del esquema de pintura utilizadoy ubicación de exposición será el comportamiento a laresistencia a la abrasión. También, se aprecia que a medidaque el tiempo de ensayo incrementa de los 30 a 90 s, ladiferencia de espesor va aumentando, lo que se traduce enla disminución en la resistencia a la abrasión.

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Fig. 7. Diferencias de espesor en probetas expuestas a 12 meses en laestación de Arica, Tocopilla, Huasco, Quintero, Concón y Coronel.

4. Conclusiones

Mediante el trabajo realizado, las principales conclusionesfueron las siguientes:• La norma G65, pese a contener información muy

relevante para el diseño del equipo, por sí sola no aportatoda la información necesaria para el diseño.• Los equipos como el diseñado y fabricado en este trabajo, pueden ser adaptados, a partir de una norma, a losrequerimientos de cada proyecto de investigación, lo que eneste caso fue necesario por la forma de las muestras.• La puesta en marcha del equipo reveló precaucionesexperimentales no previstas, lo que condujo a un protocolode operación.• Las muestras analizadas con el equipo, muestran unatendencia que ha sido comprobada por números ensayos,validando los equipos y la metodología.• Según los resultados, las condiciones atmosféricas siafectan la resistencia a la abrasión de las pinturas.

• De las estaciones medidas, las de Concón y Huascofueron las estaciones donde se detectó la menor resistenciaa la abrasión de las pinturas después de 12 meses deexposición.

Agradecimientos

Los autores agradecen al Proyecto Innova CORFO13BPC3-19083 por su financiamiento y al equipo deinvestigadores del mismo por el apoyo al desarrollo de esteequipo.

Referencias

[1]

Innova-CORFO “Protocolo para la selección deesquemas de pinturas empleados en la protección contrala corrosión atmosférica del acero”, 13BPC3-19083

[2] M. Dumovic, Repair and Maintenance Procedures forHeavy Machinery Components. 50th WTIA AnnualConference held in Sidney, Australia (2002).

[3]

ASTM G65, Standard Test Method for MeasuringAbrasion Using the Dry Sand/Rubber Wheel Apparatus.

[4] ASTM E11, Standard Specification for Wire Cloth andSieves for Testing Purposes.

[5] ISO 9223, “Corrosión de los metales y aleaciones.Corrosividad de atmósferas. Clasificación,determinación y estimación”.

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X – MECATRÓNICA

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ProGim: Parallel Robot Gimbal

Pedro Mayorga, Harold-Rodrigo Valenzuela-Coloma, Yi-sheng Lau-Cortes, yRicardo-Franco Mendoza-Garcia*

Escuela Universitaria de Ingeniería Mecánica, Universidad de Tarapacá,Campus Saucache, 18 de Septiembre 2222, 1010069 Arica, Chile


Resumen

Los estabilizadores de imagen móvil, o Gimbals, son dispositivos que corrigen la orientación de cámaras en frente amovimientos imprevistos de drones, y que presentan dos parámetros cruciales para su desempeño: capacidad de carga y

precisión de posicionamiento. No obstante, su implementación más común consiste en 2 o 3 motores en configuracióncinemática (CC) serie, lo cual genera un efecto negativo en la capacidad de carga, ya que los motores deben soportar el pesode motores subsecuentes en la cadena, y un efecto negativo en la precisión, ya que el error final de posicionamiento es laadición de los errores de posicionamiento de cada uno de los motores. Este trabajo busca implementar un Gimbal utilizandouna CC paralela, lo que supone mejores prestaciones que la CC serie debido a dos características: la capacidad de carga es laadición de las capacidades individuales de los motores, y el error final de posicionamiento es el promedio de los errores decada motor. Para reorientar Gimbals se necesitan 2 o 3 grados de libertad (DoFs) rotacionales, por lo que se ha seleccionadouna CC esférica que provee 2 o 3-DoFs rotacionales. Se está trabajando en dos robots, uno de 2-DoFs y otro de 3-DoFs,utilizando impresoras 3D, cortadoras láser, motores DC de bajo costo, e integrando todo esto con un sensor de orientaciónMPU-6050 y una tarjeta Arduino; lo que resultará en un dispositivo económico con prestaciones comparables a alternativascomerciales.

Keywords: Robot Paralelo, Estabilizador, Fotografía Aérea.

1. Introducción

Los estabilizadores de imagen, o Gimbals, sondispositivos electromecánicos que corrigen activamente laorientación de cámaras de fotografía/video, en frente amovimientos imprevistos de cuadrópteros u otros mediosde transporte; y que presentan dos parámetros cruciales

para su buen desempeño: capacidad de carga y precisión de posicionamiento. No obstante esto, su implementación máscomún consiste en dos o tres motores conectados enconfiguración cinemática (CC) serie (ver Fig. 1), lo cualgenera un efecto negativo en la capacidad de carga, ya quelos motores deben soportar el peso de motoressubsecuentes en la cadena, y un efecto negativo en la

precisión, ya que el error final de posicionamiento resulta

de la adición de los errores de posicionamiento de cada unode los motores que conforman la cadena [1].

Para solventar estos efectos, los desarrolladores deGimbals de última generación utilizan motores DC sinescobillas (BLDC) modificados con bobinadosespecialmente diseñados para privilegiar la generación deun alto torque por sobre una alta velocidad. En general, los

BLDC no requieren mantención y presentan mejorescaracterísticas de torque y velocidad que sus contrapartesDC de iguales dimensiones [2], pero los que presentan este

bobinado tampoco requieren cajas reductoras para obtenerel torque necesario para levantar cámaras, lo que reduce eltamaño y peso final del dispositivo, y aumenta – por ende –

su capacidad de carga. Al no poseer caja reductora, estatecnología también reduce el error final de posicionamiento

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debido a que no introduce “juego” de engranajes en las

articulaciones. Sin embargo, la adición de estos motoresimpacta fuertemente en el costo de los Gimbals, ya que sonactuadores relativamente nuevos en el mercado.

Fig. 1: Dispositivo Gimbal de 3-DoF operado manualmente, conuna configuración cinemática serie que utiliza tres motores BLDC. Nótese que el primer motor, el más cercano a la mano, soporta el peso de la cámara y de los dos motores subsecuentes. By Mayank

chachra (Own work) CC BY-SA 4.0, via Wikimedia Commons

Por lo mismo, se propone otra alternativa para solventarlos inconvenientes antes mencionados. Este trabajo seenfoca en la búsqueda de un diseño de Gimbals que utiliceuna CC paralela (ver Fig. 2) en vez de la CC serie, lo quesupondría una mejora en la capacidad de carga que seríaahora la adición de las capacidades individuales de losmotores en la cadena y en el error final de posicionamientoque sería ahora el promedio de los errores de éstos [3].

Este re-diseño significaría además una potencial reducciónen el precio de estos dispositivos, los cuales podrían utilizaractuadores de menor costo, e.g., motores DC conengranajes, y aún así lograr prestaciones similares a lasalternativas comerciales actuales.

En una CC paralela, los enlaces cinemáticos, tambiénllamados piernas, convergen a un punto en común conocidocomo base [1]; el cual se muestra en el extremo inferior delrobot paralelo de la Fig. 2. El número de piernas – y laforma en la que éstas se actúan – determina el número y eltipo (i.e, rotacional o prismático) de grados de libertad(DoF) de los movimientos de los objetos adjuntos a la basedel robot (e.g., una cámara). Para reorientar cámaras, losGimbals necesitan 2-DoF o 3-DoF rotacionales. Con 2-DoFse logra estabilizar cualquier variación en los ejes roll y pitch del dispositivo de transporte (ver Fig. 3), y con 3-DoFse adiciona la posibilidad de estabilizar variaciones en el eje yaw [4].

Fig. 2: Robot paralelo de 3-DoF prismáticos cuyas piernasconvergen a una base en común en el extremo inferior del robot.

By Humanrobo (Own work) CC BY-SA 3.0, via WikimediaCommons

Una familia de CC paralelas basadas en la utilización de paralelogramos planares y piernas no-idénticas ha sido propuesta por Liu et al . en [5]. Aunque estas CC presentanexcelentes rangos de movimientos rotacionales y seacompañan de su análisis de cinemática inversa, lassugerencias de diseño disponen sólo de 1-DoF rotacional.La Plataforma Stewart [6], por otra parte, provee 3-DoFrotacionales y 3-DoF prismáticos pero a expensas de laincorporación de 6 motores, lo que adiciona peso y costosinnecesarios a un dispositivo que sólo requiere rotaciones.Finalmente, las CC esféricas propuestas por Gosselin et al. en [7,8] allá por los años 90’s, cuando los drones no eran

populares, proveen los 2-DoF o 3-DoF rotacionales que serequieren. Aunque aún no se han explorado estas CC enestabilización de imagen móvil, sí se han utilizado ensistemas de visión robótica [9].

Fig. 3: Ejes roll, pitch y yaw de dispositivos de transporte querotan a medida que se desplazan. By NASA [Public domain], via

Wikimedia Commons

Actualmente, se está trabajando en dos robots, uno de 2-DoF y otro de 3-DoF, utilizando impresoras 3D, cortadorasláser, motores DC de bajo costo, e integrando todo esto conun sensor de orientación MPU-6050 y una tarjeta Arduino;lo que resultará en un dispositivo económico con

prestaciones comparables a alternativas comerciales.

http://creativecommons.org/licenses/by-sa/4.0

http://commons.wikimedia.org/











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2.1. Diseño

Durante el diseño, diferentes componentes electrónicos y de

programación han sido considerados. Dentro de loscomponentes electrónicos se incluyen motores DC,sensores y controladores y por parte de los componentes de

programación se incluyen microcontroladores conmicroprocesadores.

2.1.1. Componentes Electrónicos

a) Sensor MPU6050: El MPU-6050 combina ungiroscopio de 3-ejes y un acelerómetro de 3-ejes en el mismo chip. Asimismo, incorporaun procesador movimiento capaz de procesarcomplejos movimientos en 6 ejes. Secomunica a través de la interfaz I2C y poseesu propia librería de uso.

b) A4973sb-t (Puente H): El ControladorA4973sb-t es un circuito electrónico que

permite a un motor DC girar en ambossentidos. Aparte este controlador tieneintegrado un freno el cual puede bloquear elgiro de las ruedas.

c) Motor DC: Los motores DC de 12 volts brindan un excelente torque mediante sureducción de engranajes interna. Produce un

poco ruido y tiene un bajo costo.

a) Sensor MPU6050,cortesía de SparkFunElectronics.

b) A4973sb-t, cortesía deAllegro MicroSystems,LLC.

c) Motor DC de 12 volts.

Fig. 4 a) sensor utilizado para la obtención de los ángulosde la cámara, b) Controlador Puente H utilizado para elcambio en la dirección de giro de los motores DC, c)Motores DC seleccionados para el Gimbal.

Tabla 1. Sensor MPU6050No Ítem Valor1. Sensor MPU60502. Voltaje de Entrada 2.3 – 3.4 v3. Voltaje de Entrada (Limite) -0.5 - 6 v4. Sensibilidad 131 LSB / dps5. Comunicación I2C 6 Pins6. Rango de Temperatura -40ºC a 105ºC

Tabla 2. Puente HNo Ítem Valor

1. Circuito Electrónico A4973sb-t2. Voltaje de Entrada 50V3. Corriente -1.5 a 1.5 A4. Voltaje Entrada Lógica 3 a 5.5 V5. Control de Corriente PWM

Tabla 3. Motor DC No Ítem Valor1. Voltaje de Entrada 6 – 12v2. Corriente nominal 40mA3. Velocidad nominal 23 – 46 RPM

2.1.2.

Componentes de Programación

a) Arduino UNO: La tarjeta de control ArduinoUNO provee el procesamiento de lainformación entregada desde los sensores ymediante su programación, entrega la respuestahacia los controladores Puente H.

a) Arduino UNO, cortesía de www.arduino.cc

Fig. 5 a) Microcontrolador utilizado para el procesamiento de datos recibidos por el sensor.

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Tabla 4. Arduino UNO. No Ítem Valor1. Microcontrolador ATmega328P2. Voltaje de Operación 5 v3. Voltaje de Entrada (Recomendada) 7-12 v

4. Voltaje de Entrada (Limite) 6-20 v5. Digital I/O Pins 146. Memoria Flash 32KB7. Velocidad de Reloj 16MHz

2.1.3. Diseño CAD

Mediante la utilización de un software CAD, se hadiseñado un sistema capaz de orientarse de formaautomática al ángulo previamente definido.

Fig. 6. Gimbal 2 DoFs con una cámara GoPro simulado

a) Rotación en el eje Y b) Rotación en el eje X

Fig. 7. Grados de libertad simulados

2.1.4. Control PID

Algoritmo de control Proporcional-Integrativo-Derivativo(PID), es un método muy utilizado en procesos continuosen industrias, debido a su simplicidad y alcance. Estecontrol minimiza el error generado a la salida de un proceso

obtenido, ajustando la entrada del mismo y logrando así unresultado más estable.

Fig. 8. Diagrama de bloques de un controlador PID

Este control será aplicado a nuestro sistema para controlarcada motor en forma independiente, mediante la

programación del microcontrolador utilizado.

Acción Proporcional: Disminuye el error en estadoestacionario y acelera el proceso inicial, pero la oscilaciónde la señal obtenida aumenta si la constante proporcionalKp incrementa demasiado.Acción Integral: Elimina errores estacionarios provocados

por la acción proporcional pero incrementa el número deoscilaciones.Acción Derivativa: estabiliza rápidamente el efecto de laacción proporcional reduciendo las oscilaciones yanticipándolas para un mejor control de perturbacióndespués.

Para estimar valores de las constantes utilizadas Kp Ti y Td,

existe un método que nos ayuda a aproximar a valoresadecuados.

Método de Ziegler-Nichols para bucle cerrado:

Aplicando solo el control P, se incrementa Kp desde 0 a unvalor crítico Kc hasta que se generen oscilacionessostenidas en su salida. Sino, la ganancia critica Kc y el

período P correspondiente se determinanexperimentalmente. Ziegler-Nichols sugirieren que paradeterminar los valores de los parámetros Kp, Ti y Td, seutilice la siguiente tabla:

Tabla 5. Parametros Ziegler-Nichols.No Ítem Kp Ti Td1. Control P 0,5*Kc - -2. Control PI 0,45*Kc (1/1,2)*P -3. Control PID 0,6*Kc 0,5*P 0,125*P

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2.2. Implementación

2.2.1. Pseudo-código

I. Se definen los parámetros del cada controlador

PID (Kp, Ki, Kd, error anterior, integralacumulada e intervalo de tiempo).

II. Se declaran los pines del arduino que se van autilizar para el control de los motores y lectura delsensor.

III. Se inicializa la comunicación con el sensorMPU6050.

IV. Se entra en el "void loop" de arduino.V. Se realiza la lectura del sensor obteniendo los

datos de inclinación del eje X e Y.VI. Se comprueba si ha transcurrido el intervalo de

tiempo para ejecutar el control PIDVII. Al cumplirse el intervalo se calcula la componente

proporcional, integral y derivativa se multiplicacada una con su constante correspondiente

VIII. Se limita el valor integral a 255 por arriba y a -255 por abajo.

IX. Se suman los resultados P, I, D.X. Se actualiza el error pasado y la integral

acumulada.XI. Se traduce los valores obtenidos de la suma de P,

I, D de entre -255 a 255 a una salida PWM y a ladirección de giro del motor.

XII. Se reinicia el loop.

2.2.2. Piezas Diseñadas

El material usado para la construccion del Gimbal ha sidoABSplus. Este material se ha utilizado para la construccionde las Piezas en 3D, puesto que las piezas que conforman elGimbal tienen – algunas de ellas- formas complejas.

Fig. 9. Gimbal de 2 DoFs con cámara GoPro Impresa yEnsamblada.

a) Rotación en el eje Y b) Rotación en el eje X

Fig. 10. Experimentación de los grados de libertad

2.2.3. Control PID

Aplicando el método de Z-N mencionado, se obtienen quecon Kp= 25 se alcanza un valor crítico donde el sistema se

vuelve oscilatorio, con un período de P=0,33s, entonces sedeterminan los siguientes valores para las constantes:

Tabla 6. Resultado mediante el metodo Ziegler- Nichols.No Ítem Kp Ti Td1. Control PI 11,25 0,275 -

2. Control PID 15 0,165 0,04125

Con estos valores, no bastó para obtener un controlcompleto, por lo que se aplican las reglas heurísticas deajuste.Paso 1: Acción Proporcional

Tiempo integral (TI), a su máximo valor. Tiempo derivativo (TD), a su mínimo valor. Empezando con ganancia baja se va aumentando

hasta obtener las características de respuestadeseadas.

Paso 2: Acción integral Reducir el TI hasta anular el error en estado

estacionario, aunque la oscilación sea excesiva. Disminuir ligeramente la ganancia. Repetir hasta obtener las características de

respuesta deseadas.Paso 3: Acción Derivativa

Mantener ganancia y tiempo integral obtenidos

anteriormente. Aumentar el TD hasta obtener características

similares pero con la respuesta más rápida. Aumentar ligeramente la ganancia si fuera

necesario.

Siguiendo el Método Heurístico se obtuvieron lossiguientes gráficos:

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Fig. 11. Respuesta al escalón con controlador P

Fig. 12. Respuesta al escalón con controlador PI

Fig. 13. Respuesta al escalón con controlador PID


El peso de la estructura del Gimbal paralelo es de 320gramos en comparación a un Gimbal serial para una

GoPro3 que pesa aproximadamente 200g (Hot CNC FPVBGC 2 Axis Brushless Gimbal w/Controller fr GoPro 3Camera DJI Black).El Gimbal paralelo de dos grados de libertad tienelimitaciones de giro en el eje x entre -35 y 80 grados y en eleje y entre -50 y 70 grados debido a bloqueos físicos de laestructura.

4. Conclusiones

La utilización de motores DC no sólo significa menor precio de los actuadores, sino que también de loscontroladores.

No se logró obtener una respuesta del gimbal que cumpla elobjetivo de eliminar vibraciones o perturbaciones en elmovimiento de una forma rápida, debido a que los métodos desintonización PID no fueron adecuados al sistema.

Se aprecia que el controlador PID para cada eje posee parámetros de sintonización diferentes debido a la morfologíade cada eje. A diferencia de los robots paralelosconvencionales de posición que utilizan el mismo PID paracontrolar cada uno de sus brazos, y lograr una posicióndeterminada.

Se puede hacer una relación con los robots esféricos ycartesianos. Ya que estos no necesitan una cinemática inversa

para lograr el movimiento de orientación en el caso delesféricos y de posicionamiento en el caso de los cartesianos.

Referencias

[1] J. P. Merlet, Parallel robots (Vol. 128). Springer Science& Business Media, Second Edition, Springer

Netherlands, 2006.[2] P. Yedamale, Brushless DC (BLDC) motor

fundamentals, Microchip Technology Inc (2003): 20.[3] Gosselin, C., & Angeles, J. (1989). The optimum

kinematic design of a spherical three-degree-of-freedom parallel manipulator. Journal of Mechanical Design,111(2), 202-207.

[4] J.J. Craig, Introduction to robotics: mechanics andcontrol . Vol. 3. Upper Saddle River: Pearson Prentice

Hall, 2005.[5] Liu, X. J., Wang, J., & Pritschow, G. (2005). A newfamily of spatial 3-DoF fully-parallel manipulators withhigh rotational capability. Mechanism and MachineTheory, 40(4), 475-494.

[6] Dymarek, A., Dzitkowski, T., Herbuś, K., Kost, G., &Ociepka, P. (2014, February). Geometric analysis ofmotions exercised by the Stewart platform. In Advanced Materials Research (Vol. 837, pp. 351-356).

[7] Gosselin, C. M., & Hamel, J. F. (1994, May). The agileeye: a high-performance three-degree-of-freedomcamera-orienting device. In Robotics and Automation,1994. Proceedings, 1994 IEEE InternationalConference on (pp. 781-786). IEEE.

[8]

Gosselin, C. M., & St-Pierre, É. (1997). Developmentand experimentation of a fast 3-DOF camera-orientingdevice. The International Journal of Robotics Research ,16 (5), 619-630.

[9] Li, H., Luo, J., Huang, C., Huang, Q., & Xie, S. (2015).Design and Control of 3-DoF Spherical ParallelMechanism Robot Eyes Inspired by the BinocularVestibule-ocular Reflex. Journal of Intelligent & Robotic Systems, 78(3-4), 425-441.

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ACTAS DERESÚMENES DE TRABAJOS

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I – PROCESOS TÉRMICOS

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Diseño, construcción, ensayo y caracterización de unsistema de calentamiento con tecnología Peltier

Paulina Escobara, Diego Oyarzúna, Francisco Sepúlvedaa y Amador M. Guzmánb

a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Santiago de Chile, Avenida Libertador Bernardo O'Higgins nº 3363.Estación Central. Santiago. Chile.

b Departamento de Ingeniería de Mecánica y Metalúrgica, Pontificia Universidad Católica de Chile, Avda. Vicuña Mackenna4860, Macul - Santiago - Chile

[email protected]

Resumen

Mantener la temperatura controlada es relevante en muchos sistemas de ingeniería y biológicos. Aplicación de interés biotecnológicos requieren por ejemplo de mantener y controlar la temperatura de un fluido en fase líquida en un rangoespecífico para favorecer el crecimiento de cultivos biológicos en procesos tales como ingeniería de proteínas ymetagenómica. Para lograr este propósito se diseñó, construyó y caracterizó un sistema electro-térmico basado en un móduloPeltier capaz de estabilizar la temperatura superficial de un fluido multifásico, dentro de un rango de temperaturasdeterminado por las características del proceso biológico. El suministro de energía térmica se realiza mediante un móduloPeltier. Debido al carácter termoeléctrico y semiconductor de los elementos constitutivos de módulo, se transforma un flujode electrones (intensidad de corriente) en un flujo de calor desde una región de baja temperatura a uno de alta. Se creó unsistema de calentamiento y control de temperatura con la capacidad de ser portable y funcionar autónomamente. Se decidió

utilizar un sistema de control en base a Arduino y termocuplas para registrar la temperatura del contenedor y sensoresfotosensibles para determinar la temperatura superficial. Simulaciones computacionales realizadas con un software comercialson llevadas a cabo para predecir el comportamiento general del sistema y encontrar parámetros de funcionamientoexperimentales adecuados. Se presentan las curvas características de operación bajo distintos consumos eléctricos en funciónde la temperatura superficial, velocidad de estabilización para distintos parámetros PID, y respuesta de la temperatura almodificar las propiedades termofísicas del fluido. Los resultados obtenidos son ajustados a los rangos operacionales propiosdel fenómeno biológico involucrado.

Keywords: PID, temperatura controlada, Peltier.

Referencias

[1] HEUBERGER, M.; VANICEK, J.; ZÄCH, M. The

extended surface forces apparatus. II. Precision temperaturecontrol. Review of Scientific Instruments, 2001, vol. 72, no9, p. 3556-3560.

[2] QIU, Xianbo; YUAN, Jingqi. Temperature control forPCR thermocyclers based on Peltier-effect thermoelectric.En Engineering in Medicine and Biology Society, 2005.

IEEE-EMBS 2005. 27th Annual International Conferenceof the. IEEE, 2006. p. 7509-7512.

[3] DEVILBISS, Roger S.; QUISENBERRY, Tony M.;POWELL JR, Harry C. Power control circuit for improved

power application and temperature control of low voltagethermoelectric devices. U.S. Patent No 5,682,748, 4 Nov.1997.

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Modelado de la interacción hidráulica entre una chapaperforada y un ventilador axial para refrigeración de

componentes electrónicos

A. Bengoecheaa,*, R. Antónb a Escuela de Ingeniería Mecánica, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Los Carrera 01567, Quilpué, Chile

b Departamento de Ingeniería Mecánica, Tecnun, Universidad de Navarra, Paseo de Manuel Lardizabal 13, 20018 SanSebastián, España


Resumen

Los dispositivos electrónicos han tenido un gran avance en las últimas décadas a nivel tecnológico como en la disminución detamaño. Sin embargo estos han generado un gran crecimiento del calor generado por los componentes del dispositivo y quede algún modo debe ser disipado para evitar un fallo térmico. La refrigeración forzada por aire mediante el uso de unventilador axial es una técnica comúnmente utilizada para este fin. La problemática que presenta esta técnica surge alfuncionar el ventilador axial en unas condiciones muy distintas a las de diseño en las cuales el fabricante establece su curvacaracterística (sin obstáculos aguas arriba y aguas abajo del ventilador). El ventilador suele ir acompañado de una chapa

perforada cuyo principal objetivo es reducir interferencias electromagnéticas. Tal y como se demuestra en [1, 2, 3], este tipode obstáculos suponen una degradación de la curva característica del ventilador. Por ello el punto de funcionamiento delsistema (intersección entre curva característica del ventilador y curva de impedancia hidráulica del sistema) tendrá un caudalde diseño inferior al cual el diseñador térmico determina mediante la curva del ventilador dada por el fabricante. Debido aeste hecho, una práctica habitual a la hora de realizar un diseño térmico es sobredimensionar el ventilador aplicando uncoeficiente de seguridad al caudal de diseño. Sin embargo esto implica un mayor consumo por parte del ventilador. Elobjetivo que persigue este trabajo es un modelo lineal para aproximar la curva característica del conjunto chapa-ventilador, demodo que mediante su uso se pueda evitar el sobredimensionar el ventilador en un diseño térmico. El modelo se basa en

predecir mediante unas correlaciones presentadas en [1] la reducción que sufren los puntos de máximo caudal volumétrico yde máxima presión estática de la curva de un ventilador en presencia de un obstáculo. Para validar los resultados obtenidosmediante este modelado, se han realizado unas mediciones experimentales en un túnel de viento y se han comparado losresultados obtenidos experimentalmente con aquellos obtenidos mediante el modelado lineal. El ajuste entre ambas curvas

permite concluir que modelar la curva característica del conjunto chapa-ventilador del modo expuesto es una buena opción ala hora de realizar un diseño térmico.

Keywords: Refrigeración, curva característica, ventilador axial, diseño térmico.

Referencias[1]

R. Antón, A. Bengoechea, A. Rivas, J. C. Ramos, G.S.Larraona, Performance of Axial Fans in CloseProximity to the Electromagnetic CompatibilityScreens, Journal of Electronic Packaging 134 (2012).

[2] R. Grimes, M. Davies, J. Punch, T. Dalton, R. Cole,Modelling Electronic Cooling Axial Fan Flows, Journal

of Electronic Packaging, Transactions of the ASME 123(2002) 112-119.

[3] S.C. Lin, C.A. Chou, Blockage effect of axial-flow fansapplied on heat sink assembly, Applied ThermalEngineering 24 (2004) 2375-2389.

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Enfriamiento de baterías de auto solar con materialesde cambio de fase líquida a sólida

Nelson Moraga, Ricardo Araya

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La SerenaBenavente 980, La Serena, Email: [email protected]

Resumen

El rendimiento de las baterías de acumulación de energía de autos solares disminuye dramáticamente si su temperaturasupera los 40°C. En este trabajo se presentan resultados del diseño de sistemas de enfriamiento de baterías de litio de unauto solar de carrera que utilizan materiales de cambio de fase líquida a sólida para lograr el enfriamiento requerido. Elanálisis se efectúa para dos sistemas, uno que emplea n-octadecano y otro que usa tres capas de diferentes materiales decambio de fase: ácido cáprico, eicosano y carbonato sódico decahidratado. La modelación incluye procesos trasientes biy tridimensionales que permiten caracterizar en forma conjugada la difusión transitoria con generación interna del calorgenerado en las baterías y la transferencia de calor por convección natural y conducción en los materiales de cambio defase. La simulación computacional se efectúa empleando el método de volúmenes finitos, implementado en el

programa ANSYS-Fluent. Los resultados térmicos se describen mediante la variación en el tiempo de la distribución detemperatura en las baterías y en el material de cambio de fase, mientras que los resultados de mecánica de fluidosincluyen la variación transitoria de las distribuciones de las líneas de corriente y velocidad en el material de cambio defase líquida a sólida. La eficiencia de cada sistema de enfriamiento investigado se comparó con la variación transientede la distribución de temperatura del sistema base de baterías sin material de cambio de fase.

Agradecimientos: de los autores por el apoyo recibido de MINEDUC en el proyecto PMI sobre Eficiencia Energéticay Sustentabilidad Ambiental de la Universidad de La Serena (2015-2017) y al proyecto FONDECYT 11140074.



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SSOP® (Steam System Optimization Program)Increasing the Efficiency, Reliability &Profitability, & Reducing Carbon

Emissions for industrial Plants

TLV Co. Ltd.

TLV Co. Ltd, 881Nagasuna, Noguchi, Kakogawa, Hyogo 675-811, Japan*E-mail Contacto : [email protected]

Resume

Historically, steam systems have provided the most effective source of readily conveyable energy to industrial processapplications, and there is NO Similar Low Cost substitute that can replace steam. Without steam, industrial productionwould be dramatically curtailed, and the low cost manufactured products that are made from steam’s heat or power -generation assistance would not exist. Without steam, or quality of life, economies and society in general would suffer [1].

Every industrial plant faces different challenges (“Pains”) to maintain safe, reliable, and efficient operation. TLV's long-term experience serving a wide variety of industries has shown that many of these problems can be linked to the steamsystem [1].

SSOP® is a step based program developed to prevent or mitigate such typical "pains" oriented to Optimize the SteamSystem through Visualization and Implementation of Best Practices:

Best Practice Steam Trap Management (BPSTM®) – Condensate discharge and condensate recovery Consulting & Engineering Service (CES) – Steam usage efficiency, waste heat recovery, energy balance

simulation

As of September 2014, from the 72 major oil refineries and petrochemical plants in Japan about half (36 plants) havealready implemented SSOP® either throughout the entire plant or in stages.Also TLV have been very successful to implement these activities in General Industry (i.e. Corrugating, Tire, Edible Oil,etc) where steam is used in a general basis.

As a result from these activities, for the Japanese domestic industries, a 202 t/h steam loss reduction has been achieved(number only for measured data). Approximately 3.7 bil. JPY/y ($37 MUSD/y), and CO2 emissions are reduced byapproximately 253,000 t/y (average steam costs: 2,000 JPY/t ($20 USD/t), 24 h/d, 365 d/y, continuous operation).Additionally we have successfully mitigated “Water Hammer” & “Heating Efficiency Problems” in all these plants.

Keywords: Steam System, Efficient Use of Steam, Energy Saving, Reliable Operation

References

[1] James Risko, TLV Corporation, “Why Bad ThingsHappen to Good Steam Equipment”, ChemicalEngineering Magazine Issued March 2015

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The order decomposition method for structure-bornesource characterization of cylindrical structures

R. A. AlzugarayDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Frontera,

Calle Candelaria s/n, Campus Andrés Bello, Temuco 4811230, ChileE-mail Autor: [email protected]

Resumen

The analysis and prediction of structure-borne sound applied to low-noise design requires to consider the physical processthat goes from generation, transmission, propagation to radiation [1]. Based in the knowledge that the vibration transmissionshould be expressed in terms of the active power [2], the force and velocity fields are sought as relevant quantities involvedin the understanding of the physical problem.The order decomposition [3, 4], by means of the spatial Fourier decomposition, allows to gain more physical insight bydividing a complex source into several single theoretical sources. This compact representation makes possible to determinethe order that governs the vibratory behaviour of the structure.The aim of the present contribution is to extend in one more dimension the original order decomposition formulation, inorder to analyse the response of a cylindrical structure with circumferential and axial interdependence. The theoretical basisand experimental results are shown for the special case of a vertical drainage pipe conveying two-phase flow.

Keywords: structure-borne sound, source characterization, order decomposition, cylindrical structure

Referencias

[1] L. Cremer, M. Heckl, B.A.T. Petersson. Structure-Borne Sound, Springer Verlag, Berlin, 3rd edition,2005.

[2] B.A.T. Petersson, B.M. Gibbs, Towards a structure- borne sound source characterization. Applied Acoustics,61:325 – 343, 2000.

[3] H.A. Bonhoff & B.A.T. Petersson. The influence ofcross-order terms in interface mobilities for structure-

borne sound source characterization: Plate-likestructures. Journal of Sound and Vibration, 311:473 – 484, 2008.[4] H.A. Bonhoff & B.A.T. Petersson. The influence

of cross-order terms in interface mobilities for structure- borne sound source characterization: Force-orderdistribution. Journal of Sound and Vibration, 322:241 – 254, 2009.

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II – COMBUSTIÓN

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Efectos del índice de oxígeno en la producción ytemperatura del hollín en una llama de difusión laminar

inversa de etileno

F. Escuderoa,b, A. Fuentesa,*, R. Demarcoa, J.-L. Consalvic, F. Liud, J.C. Elicer-Cortésb, C. Fernandez-Pelloe

a Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Valparaíso, Chile. b Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Chile, Av. Beauchef 850, Santiago, Chile.

c Aix-Marseille Université, IUSTI/ UMR CNRS 7343, 5 rue E. Fermi, 13453 Marseille Cedex 13, France.d Black Carbon Metrology, Measurement Science and Standards, National Research Council of Canada, 1200 Montreal Road,

Ottawa, Ontario, Canada K1A 0R6.e Department of Mechanical Engineering, University of California, Berkeley, CA 94720, USA.


ResumenUn estudio experimental fue realizado para investigar los efectos del índice de oxígeno (OI) en una llama de difusión laminarinversa de etileno (IDF). El OI, definido como la fracción molar de oxígeno en el oxidante, se varió desde 21% hasta 37% ysu influencia se midió en términos de la altura de llama, fracción en volumen de hollín, temperatura del hollín y fracciónradiativa. La altura de la llama a la estequiometría fue medida por emisión espontánea de radicales CH* [1] y se encontró quedisminuye a medida que se aumenta el OI, de manera similar a llamar normales de etileno [2]. En contraste, la alturaluminosa de la llama se incrementa con el OI porque el hollín puede seguir formándose y creciendo más allá de la zona dereacción. Los perfiles radiales de fracción en volumen de hollín y temperatura del hollín fueron evaluados mediante la técnicade Absorción/Emisión Modulada (MAE) [3]. Las intensidades en una línea de visión, integradas a lo largo del camino óptico,fueron capturadas por una cámara ECCD a dos longitudes de onda y luego invertidas utilizando técnicas de deconvolución

[4] y regularización [5] para obtener perfiles radiales de fracción en volumen de hollín y temperatura. Al aumentar el OI seincrementa la fracción en volumen de hollín debido a mayores temperaturas y tasas de formación del hollín. Tanto lascantidades de hollín locales e integradas se incrementan con el OI. La fracción radiativa de la IDF estudiada se incrementacon el OI de una manera similar a la fracción en volumen de hollín integrada.

Keywords: Llama de difusión laminar inversa, índice de oxígeno, fracción en volumen de hollín, temperatura del hollín,fracción radiativa.

Referencias

[1] B.C. Ko, K.-H. Cheong, J.-Y. Nam, Fire detection basedon vision sensor and support vector machines, FireSafety Journal 44 (2009) 322-329.

[2]

A. Fuentes, R. Henríquez, F. Nmira, F. Liu, J.-L.Consalvi, Experimental and numerical study of theeffects of oxygen index on the radiation characteristicsof laminar coflow diffusion flames, Combustion andFlame 160 (2013) 786-795.

[3] T.P. Jenkins, R.K. Hanson, Soot pyrometry usingmodulated absorption/emission, Combustion and Flame126 (2001) 1669-1679.

[4] C.J. Dasch, One-dimensional tomography: acomparison of Abel, onion-peeling and filtered

backprojection methods, Applied Optics 31 (1992)1146-1152.

[5] K.J. Daun, K.A. Thomson, F. Liu, G.J. Smallwood,Deconvolution of axisymmetric flame properties usingTikhonov regularization, Applied Optics 45 (2006)4638-4646.

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Gasificación a pequeña escala usando residuos forestalesde lenga para producción de electricidad rural en la región

de Magallanes

J. Alvareza, H. Vidala,* , J. Oterob , J. Sánchezb

a Centro de Estudio de los Recursos Energéticos, Universidad de Magallanes, Av. Bulnes 01855, Casilla 113-D,Punta Arenas, Chile

b Centro de Investigaciones Energéticas, Medioambientales y Tecnológicas, CIEMAT,Madrid, España


Resumen

Chile exhibe una fuerte dependencia de combustibles fósiles importados para uso industrial y generación eléctrica. Ademásde lo anterior, en áreas de baja densidad poblacional y de difícil acceso debido a condiciones geográficas, no eseconómicamente viable extender la red eléctrica nacional a toda la población. En este escenario, es posible usar la biomasa

proveniente de residuos de la industria forestal para alimentar sistemas de generación eléctrica a pequeña escala encomunidades rurales aisladas de la red eléctrica.Por otro lado, la gasificación de biomasa para producir gas combustible ha estado recibiendo una creciente atención en lasúltimas décadas y se ha convertido en una de las opciones tecnológicas renovables más prometedoras en muchos países parasuministro de energía térmica y eléctrica [1].Este artículo presenta los resultados de un estudio experimental que permitió la gasificación de residuos generados en laindustria maderera de la región de Magallanes. Nothofagus Pumilio, conocida como madera de LENGA es usada como

biomasa en el presente estudio alimentando a un gasificador de pequeña escala tipo downdraft de lecho fijo, 10 kW, modeloImbert [2], el cual es montado e instrumentado en el laboratorio del Centro de Estudio de los Recursos Energéticos (CERE)en la Universidad de Magallanes, según [3]. El gasificador es usado para convertir astillas de madera en un gas de bajadensidad energética que es combustionado en un motor de encendido por chispa acoplado a un generador eléctrico.El objetivo de este estudio es explorar la calidad del gas producido y el rendimiento de la gasificación. También sonestudiados, la composición del gas pobre, el poder calorífico y la tasa de producción de gas. Un analizador de gases es usado

para medir en forma continua una muestra del gas de síntesis proveniente del reactor del gasificador. La composición mediadel gas de síntesis para condiciones normales de operación del gasificador con astillas de madera de Lenga y una carga de 3kW resulta ser: 21.1% H2, 24.5% CO, 12.3% CO2, 2.65% CH4 y un 39% N2, con un poder calorífico inferior (PCI) de 6.3MJ/Nm3. Los resultados preliminares son alentadores y constituyen el primer paso hacia una aplicación exitosa de estatecnología en las comunidades aisladas del sur de Chile.

Keywords: Energía renovable, Gasificación, Biomasa, Downdraft, electricidad rural

Referencias

[1] McKendry P., Review paper: Energy productionfrom biomass(part3):gasification technologies.Bioresource Technology 83, 2002, 55 – 63.

[2]

GEK wiki homepage. Retrieved 3.3.2014, fromhttp://wiki.gekgasifier.com/w/page/6123718/FrontPage.

[3] Janajreh I., Al Shrah M., Numerical andexperimental investigation of downdraftgasification of wood chips. Energy Conversionand Management 65, 2013, 783-792.

http://wiki.gekgasifier.com/w/page/6123718/FrontPage




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Effects of oxygen index on soot production in an acetylenelaminar axisymmetric difussion flame.

J. Pinoa, F. Escuderob, A. Fuentesa,*

a Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

An experimental study was carried out to study the effects of Oxygen Index (OI) on soot production for a laminar coflowdiffusion flame with acetylene under the smoke point conditions. The OI is defined in this study as the mole fraction ofoxygen in the oxidizer flow and modified in this work from 17% to 39%. The line-of-sight attenuation (LOSA) technique [1]at different heights above the burner (HAB) was used in order to obtain the attenuated beam generated at 670 nm andcaptured by an ECCD camera. The radial soot profiles were then calculated from projected data using a Deconvolution and aThikonov regularization method in order to obtain radial profiles of soot volume fraction (f soot) [2]. Also, the local radiativeheat flux released by the flame was obtained by a Schimth-Boelter radiometer mounted in a linear motor [3] The geometry ofthe flame was also measured [4] by means of CH* spontaneous emissions. By increasing the OI the flame height isconsistently reduced and the reaction becomes well defined. The Roper’s theory was employed and used to normalize the

flame geometry for different conditions. The OI also has a direct effect on the soot formation/oxidation processes increasingmonotonically the local soot volume fraction and the integrated radial soot production. These increase were expected becausethe local temperature of the flame is enhanced by the OI and directly influence the soot formation processes. Finally, theradiative heat flux released by the flame increased with the OI and was correlated with the peak of integrate soot volumefraction along the flame axis.

Keywords: Oxygen Index, Soot Volume Fraction, Flame Height, Laminar Diffusion Flame, Radiative Heat Flux

Referencias

[1] Thomson, K. A., Johnson, M. R., Snelling, D. R., &Smallwood, G. J. (2008). Diffuse-light two-dimensionalline-of-sight attenuation for soot concentrationmeasurements. Applied optics, 47 (5), 694-703.

[2] Daun, K.J., Thomson, K.A., Liu, F., Smallwood, G.J.,“Deconvolution of axisymmetric flame properties using

Tikhonov regularization”, Appl. Opt. 45: 4638 (2006).

[3] Fuentes, A., Legros G., El-Rabii, H., Vantelon, J.-P.,Joulain, P., Torero, J. L., “Laserinduced incandescencecalibration in a three-dimensional laminar diffusion flame”, Exp. Fluids 43: 939-948 (2007).

[4] Ko, B.C., Cheong, K.-H., Nam, J.-Y., “Fire detection based on vision sensor and support vector machines”, Fire

Saf. J. 44: 322-329 (2009).

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Oxidación parcial de petróleo pesado en un medio porosoinerte

S. Caroa, R. Cisternasa, M.Toledoa*, F. Graciab

aDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Valparaíso, Chile bDepartamento de Ingeniería Química y Biotecnología, Facultad de Ciencias Físicas y Matemáticas, Universidad de Chile,

Beauchef 850, Santiago, Chile*E-mail Autor: [email protected]

ResumenLa generación de hidrógeno (H2) y gas de síntesis (H2 y CO) se obtiene de hidrocarburos livianos principalmente, siendo elgas natural el combustible más utilizado de todos. El proceso de oxidación parcial en un medio poroso es de interés ya que

permite producir gas de síntesis (H2 y CO) de manera eficiente [1-2]. Este trabajo estudia la oxidación parcial de petróleo pesado en un medio poroso de manera experimental y numérica. El estudio experimental se realiza con mezclas ricas de FuelOil N°6 en un reactor de 140 mm de diámetro, 700 mm de largo, con la mitad rellena con esferas de alúmina de diámetro 5,6mm. Se obtienen regímenes de combustión estables con una relación de equivalencia y velocidad de filtración [cm/s]; donde se obtiene un 9,98% de H2 y 15,85% de CO en los productos, y temperaturas cercanas a los 1100°C.Para el estudio numérico se considera n-C12H26 como sustituto del petróleo pesado y se asume que se encuentra en estadogaseoso al interactuar con el medio poroso. Se utiliza un modelo de combustión en medios porosos unidimensional ytransiente que consiste en ecuaciones de equilibrio de energía y conservación de masa, discretizado en diferencia finita yresuelto utilizando el algoritmo de la matriz tridiagonal en un código FORTRAN 90. En la simulación se obtienen

temperaturas del orden de los 1100°C y 6,3% de H2 y 4,6% de CO en los productos para . En conclusión se confirmela generación de gas de síntesis desde un hidrocarburo pesado utilizando la tecnología de combustión en medios porososinertes.

Keywords: Oxidación parcial, medios porosos, petróleo pesado, gas de síntesis

Referencias

[1] Kennedy L, Bingue J, Saveliev A, Fridman A, Foutko S. Chemical structures of methane – air filtration combustion wavesfor fuel-lean and fuel-rich conditions, Proceedings of the Combustion Institute, 28, (2000) 1431-1438.

[2] Toledo M, Bubnovich V, Saveliev A, Kennedy L. Hydrogen production in ultrarich combustion of hydrocarbon fuels in porous media”, International Journal of Hydrogen Energy, 34 (2009) 1818-1827.

Los autores agradecen el financiamiento otorgado por el Proyecto FONDECYT 1121188..

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Generación de gas de síntesis por oxidación parcial decarbón sub-bituminoso en medios porosos híbridos con

vapor solar

N. Ripolla, R. Urzúaa, M. Toledoa,* a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,

Valparaíso, Chile*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

La creciente demanda energética, el agotamiento de los recursos fósiles y las crecientes exigencias medioambientales [1]exigen nuevas alternativas o mejoras sustanciales en el uso de la energía. El proceso de gasificar carbón permite tanto ampliarsu espectro de utilización como mejorar su eficiencia de quemado. Sin embargo, existe una brecha técnico-económica entre lacombustión directa y la gasificación. Brecha, que la tecnología en medios porosos híbridos (MPH) ha reducido [2-4].El presente trabajo presenta un estudio experimental de la combustión de carbón sub-bituminoso nacional en un reactor demedios porosos híbrido bajo condiciones de oxidación parcial a partir de mezclas de aire/vapor con aportes de energía solar.El procedimiento experimental utilizado es el presentado en [2], modificado para considerar el efecto del aporte solar en laestabilidad del sistema. Las variables consideradas son la cantidad de vapor de agua, aire y porcentaje volumétrico de carbón.Se analizan la composición de los gases productos de combustión, perfiles de temperaturas y velocidad de frente de llama.Los resultados demuestran que: es factible implementar energía solar en el proceso de gasificación; el carbón nacional (sub-

bituminoso) puede ser gasificado utilizando la tecnología de medios porosos híbridos; y finalmente, la producción de gas desíntesis se maximiza al operar con mezclas H2O/O2 de 3.8, velocidad de filtración de 52,9 cm/s, y fracciones de 50% en

volumen de carbón en el MPH. Keywords: Gasificación, Medios porosos híbridos, Carbón, Energía solar

Referencias[1] International Energy Agency (IEA), “Energy and Climate Change,” Paris, France, 2015. [2] M. Toledo Torres, K. Araus Sarmiento, and D. Vasconcelo Araya, “Syngas production from coal in presence of steam

using filtration combustion,” Hydrog. Energy - Challenges Perspect., pp. 1 – 6, 2015.[3] S. Caro, D. Torres, and M. Toledo, “Syngas production f rom residual biomass of forestry and cereal plantations using

hybrid filtration combustion,” Int. J. Hydrogen Energy, vol. 40, no. 6, pp. 2568 – 2577, 2015.[4] K. Araus, F. Reyes, and M. Toledo, “Syngas production from wood pellet using filtration combustio n of lean natural gas –

air mixtures,” Int. J. Hydrogen Energy, vol. 39, no. 15, pp. 7819 – 7825, May 2014.

Los autores agradecen el financiamiento otorgado por el Proyecto FONDAP “Solar Energy Research Center (SERC-Chile)”.

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Investigación experimental de la generación de gas desíntesis a partir de la mezcla polietileno-madera

J. Rosasa, S. Caroa, R. Garciaa, M. Toledoa,*



Resumen

El polietileno representa cerca del 60% en peso de los residuos sólidos urbanos y la biomasa (madera) es uno de los recursosenergéticos con mayor potencialidad en Chile. En el presente trabajo se investiga experimentalmente la combustión filtradade la premezcla gas natural-aire [1] en un reactor poroso (85% porosidad) y su utilización para la generación de gas desíntesis a partir de la mezcla de polietileno de alta densidad (HPDE) y pellets de madera (eucalipto) [2,3], en un nuevo diseñoy configuración de reactor. Se registran las temperaturas, velocidades y productos de la reacción utilizando mezclas de

polietileno/madera desde 100/0 hasta 40/60 (%/% en volumen), para una relación de equivalencia (Φ) igual a 0,8 y un caudalde premezcla de 20 l/min. La línea base de la combustión filtrada registra una temperatura de 856° C y una velocidad delfrente de combustión de -0,017 cm/s. Para las mezclas polietileno-madera, la mayor temperatura (867° C) se presenta para elensayo con 100% HDPE, mientras que la velocidad más alta (-0,02 cm/s) se registra para el ensayo con 60/40. La máximageneración de hidrógeno-H2 (10,73%) y monóxido de carbono-CO (12,55%) se obtiene para el ensayo con 100% HDPE. Lamáximo emisión de NOx se registra para la mezcla 40/60, con un valor de 77,6 ppmvol. Un incremento en el porcentaje demadera en la mezcla produce: una disminución de la temperatura de reacción; un aumento de la velocidad del frente decombustión; y un aumento en la generación de CO2. En conclusión el nuevo diseño de reactor permite la obtención de gas desíntesis a partir de polietileno y madera.

Keywords: Gas de síntesis, Combustión filtrada, Polietileno, Madera, Gasificación.

Referencias

[1] Kennedy L.A, Saveliev V, Bingue J.P. Filtrationcombustion of methane wave in air for oxygen-enrichedand oxygen-depleted environments. Proceedings of theCombustion Institute, Volume 29, 2002/pp. 835 – 841.

[2] Ahmed I.I., Nipattummakul N., Gupta A.K.Characteristics of syngas from co-gasification of

polyethylene and woodchips. The CombustionLaboratory, University of Maryland, Department of

Mechanical Engineering, College Park, USA, 2010.

[3] Kumabe K, Hanaoka T, Fujimoto S, Minowa T,Sakanishi K. Co-gasification of woody biomass andcoal with air and steam. National Institute of AdvancedIndustrial Science and Technologhy. Hiroshima, Japan.2006.

Los autores agradecen el financiamiento otorgado por el

Proyecto FONDECYT 1121188.

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Análisis experimental del proceso de combustión dela mezcla diésel/biodiesel en fuentes fijas y móvil

F. Cerecedaa,b,*, M. Ossesa,c, M. Toledoa,c a Centro de Tecnologías Ambientales (CETAM), Laboratorio de Química Ambiental (LQA), Universidad Técnica Federico

Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile b Departamento de Química, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile

b Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,Valparaíso, Chile


Resumen

La diversificación de la matriz energética nacional mediante la incorporación de biocombustibles se define con la publicaciónen el Diario Oficial del la norma DS Nº 11/2008, que aprueba definiciones y especificaciones de calidad para la producción,importación, transporte, almacenamiento, distribución y comercialización de bioetanol y biodiesel [1]. Para propiciar estaincorporación se han financiado proyectos que buscan tanto la producción de biocombustibles desde distintas materias primascomo su análisis en procesos de combustión. En este contexto el Proyecto FONDEF D09 I 1070 [2] presenta resultados

preliminares del uso de mezclas de diesel/biodiesel en fuentes fijas (cámara de combustión-escala laboratorio y hornoisotérmico-escala piloto industrial) y móvil (vehículo diésel de manera off-road en freno dinamométrico). Se realizan los

balances energéticos y las mediciones de emisiones gaseosas y de material particulado generadas en procesos de combustiónutilizando mezclas diésel/biodiesel en cada una de las fuentes mencionadas. Los resultados experimentales muestran que parala cámara de combustión y mezclas B2, B5 y B20 se obtienen emisiones de CO2, CO, SO2 y NOX similares a la línea base de

petróleo diésel y bajo la normativa respectiva, sin embargo en el caso del material particulado la emisión de PM2,5 está sobre

lo permitido por la normativa. Para el horno isotérmico se presenta un buen comportamiento con mezclas hasta B20, sinembargo para utilizar B100 se requiere modificar el sistema de inyección (precalentamiento de biodiesel) y sus resultadosindican que contaminantes como CO y material particulado MP2,5 y MP10 superan las emisiones de la línea base de petróleodiésel. Finalmente los resultados del vehículo de manera off-road muestran una buena performance hasta la mezcla B20 perocon un aumento en las emisiones de NOX y disminuciones en los THC y MP2,5 respecto de la línea base con petróleo diésel.En conclusión, en base a los resultados experimentales preliminares para fuentes fijas y móvil se muestran beneficios hastautilizar una mezcla de B20, mayor a la definida en la norma DS Nº 11/2008 que señala entre B2 y B5.

Keywords: Combustión, Diesel, Biodiesel, Vehículo, Horno.

Referencias

[1]

Norma DS Nº 11/2008, Ministerio de Economía,Fomento y Reconstrucción.[2] Proyecto FONDEF D09 I 1070, Análisis y generación

de base de datos de potencial energético y emisionescontaminantes de biocombustibles de interés nacional.

Los autores agradecen el financiamiento otorgado porel Proyecto FONDEF D09 I 1070.

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Ignición espontánea y burning rate de un estrato vegetalrepresentativo de la vegetación forestal chilena.

N. Hernándeza*, A. Fuentesa, K. Muñoza , F. Contrerasa

a Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

Se estudió experimental y teóricamente el comportamiento de la ignición espontánea de un estrato de vegetación forestalrepresentativo de la vegetación chilena, provocada por flujo radiativo controlado [1]. En el experimento se utilizaroncalentadores cilíndricos de diferentes diámetros que representan partículas incandescentes idealizadas. El objetivo escomprender el proceso de encendido por “Fire Brands” que ocurre normalmente en los procesos de propagación de incendios

forestales [2]. Una primera etapa de caracterización, mediante un radiómetro tipo Schimth-Bouleter, permitió establecerdistintos flujos de calor superficial liberados por los calentadores [3]. Se utilizó como estrato de vegetación forestal Pino deltipo Radiata, común en la zona de Valparaíso, Chile. La caracterización de la vegetación fue llevada a cabo siguiendo lasrecomendaciones de Tihay et al. [4] para un combustible completamente seco, donde se controló principalmente la porosidaddel estrato. El proceso de quemado, una vez ocurrida la ignición, fue estudiado mediante la pérdida de masa vegetal con una

balanza apropiada, de resolución 0,001 [mg] [5]. Estos datos permitieron también validar el tiempo de encendido. Por otrolado, termocuplas dispuestas al interior del estrato permitieron medir la penetración del flujo de calor en la vegetación. Conlos datos obtenidos fue posible analizar el tiempo hasta la ignición para distintos flujos de calor radiativos incidentes sobre elestrato vegetal y conformar con esto una posible teoría que explica este fenómeno [3], configurando una herramientaimportante desde el punto de vista de la seguridad contra incendios forestales. El proceso de “burning rate” fue estudiado

siguiendo la tasa de pérdida de masa de la vegetación para diferentes porosidades. Los resultados fueron contrastados a

estudios realizados en otras configuraciones y con otros tipos de combustibles vegetales, mostrando comportamientosequivalentes [5].

Keywords: brands, ignition, radiation, wildland fuel, burning rate

Referencias

[1] A.C. Fernandez-Pello, in: G. Cox (Ed.), CombustionFundamentals of Fire, Academic Press, San Diego,1995.

[2] S. L. Manzello, T. G. Cleary, J. R. Shields, A.Maranghides, W. Mell, J. C. Yang, Experimentalinvestigation of firebrands: Generation and ignition of

fuel beds, Fire Safety Journal 43 (2008) 226 – 233.[3]

P. Mindykowski, A. Fuentes, J. Consalvi, B. Porterie,Piloted ignition of wildland fuels, Fire Safety Journal 46(1-2) (2011) 34 – 40.

[4] V. Tihay, A. Simeoni, P.A. Santoni, L. Rossi, J.P. Garo,J.P. Vantelon, Experimental study of laminar flamesobtained by the homogenization of three forest fuels,Int. Journal of Thermal Sciences 48 (2009) 488 – 501.

A. Fuentes & J.L. Consalvi, Experimental Studyof the Burning Rate of Small-Scale Forest FuelLayers, Int. Journal of Thermal Sciences 74(2013) p. 119--125.

http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1290072913001373








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Análisis computacional de la conversión de la energía decombustión de metano en medios porosos en energía

eléctrica

V. Bubnovich, P. San Martín, Luis HenriquezUniversidad de Santiago de Chile, Av. B. O´Higgins 3363, Santiago, Chile


Resumen

El presente trabajo tiene como objetivo estudiar computacionalmente la combustión de mezclas póbres del gas de metano conaire en un quemador de medio poroso cilíndrico anular. Mientras el cilindro externo del quemador se encuentra aislado, elcilindro interno es recubierto por un conjunto de elementos termoeléctricos y enfriado por un fluido refrigerante (agua). Lacombustión de mezclas pobres metano/aire se realiza en el espacio cilíndrico anular entre ambos cilindros. Como resultado, elconjunto de elementos se encuentra en una situación donde el lado expuesto al enfriamiento se mantiane a una temperatura

baja (Tc) y el lado en contacto con el medio poroso es llevado por el proceso de combustión a una temperatura alta (Th). Silos procesos de combustión y de efriamiento se ajustan entre sí de tal forma que la temperatura media de los elementos y elgradiente de temperatura alcanzado por ambos lados de los mismos tienen valores recomendados por el fabricante de loselementos, entonces con el rendimiento máximo se puede convertir directamente la energía de combustión en la energíaeléctrica. Para lograr el objetivo propuesto, en el trabajo se desarrolla un modelo matemático bidimencional el que esimplementado en el ambiente de COMSOL 4.3a. En la primera etapa, se analizan las propiedades de ondas de combustión enfunción de la relación de equivalencia combustible-aire, la velocidad de filtración del gas, las pérdidas del calor desde el

cilindro interno del quemador hacia un fluido refrigerante, y la magnitud del radio del cilindro interno. Como resultado, se buscan las situaciones que permiten la generación de ondas de combustión que se desplazan a velocidades del orden de 0.1mm/s, y con valores mas bajos posibles de la relación de equivalencia combustible-aire. En base a los resultados obtenidos,se optimiza un quemador de medio poroso anular para su utilización como fuente de energía térmica en la generación de laenergía eléctrica mediante elementos termoeléctricos [1]. Particularmete, se encontró que con la velocidad de filtración delgas de 0.7 m/s, el radio del cilindro interno de 0.02m y del cilindro externo de 0.05m, el coeficiente de pérdidas convectivasde 1500W/m2/K y la relación de equivalencia combustible-aire de 0.363 el módulo de elementos termoeléctricos acopladocon el cilindro interno de 0.5m de largo generaba 20W de potencia eléctrica, alcanzando una eficiencia global del sistema de5.64%.

Keywords: combustión, medios porosos, energía, simulación computacional, elementos termoeléctricos.

Agradecimientos. El autor agradece el apoyo recibido de CONICYT a través del proyecto FONDECYT 1131156 y de

Academia Politecnica Aeronáutica de Chile, APA.

Referencias

[1] Valeri I. Bubnovich, Manuel F. Maiza and Luis A.Henríquez-Vargas, Analysis of Thermal Energy

Conversion into Electric Power inside a Porous MediaBurner, Theoretical Foundation of ChemicalEngineering, Vol. 46, No. 6, pp. 666 – 111, 2012.

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Effect of oxygen index on the morphology of soot particlesfor a laminar axisymetric diffusion flame

J. Morána , J. Cuevasa, F. Escuderoa & F. Liub, A. Fuentesa,*

a Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile b Black Carbon Metrology, Measurement Science and Standards, National Research Council, Ottawa, Canada K1A 0R6

*E-mail Author: [email protected]

Abstract

The study of the morphology of soot is very important for human health [1, 2] and environment damage [3,4]. The aim of this

work is to study, experimentally, the effect caused by the variation of the Oxygen Index ( OI ) in the morphology of the soot particles generated in a laminar coflow axisymmetric diffusion flame with Ethylene. Thermophoretic sampling (TS)technique [5] was performed in order to collect soot particles at different heights above the burner (HAB). The TS wasapplied always in the center streamline of the flame modifying the fuel type and OI conditions. Subsequent TransmissionElectron Microscopy (TEM) was performed in order to obtain images of soot particles (agglomerates) and, then an imagetreatment was carried out in Matlab to obtain morphological parameters of soot particles. Two methods were employed inorder to characterize the soot particles mainly the fractal dimension (D f ) of soot agglomerates [6], the first is based onempirical relationships [7] and the second is based on the relative optical density method [8]. Both methods were comparedin this work using theoretical soot agglomerates. The parameters obtained from the image treatment were the number ofmonomers (N), radius of gyration (R g), primary particle diameter (d p) and others to finally Df was derived. The resultsobtained confirmed the conclusions of other previous investigations showing that D f varies monotonically with the HAB[7,9]. On the other hand, for constant values of HAB (14, 15, 25 and 27 mm), the curves of Df exhibit a similar behavior withthe OI. The range of Df varies from 1.4 to 1.9 and a maximum value for OI of 25% was obtained. Other morphological

properties of soot as well as N, R gand d

p exhibits considerable variation.

Keywords: Soot Particles, TEM, Oxygen Index, Fractal Dimension, Laminar Diffusion Flame

References

[1] Brown DM, Wilson MR, MacNee W, Stone V,Donaldson K. Size-dependent proinflammatory effectsof ultrafine polystyrene particles: a role for surface areaand oxidative stress in the enhanced activity ofultrafines. Toxicol Appl Pharm 2001;175:191-9.

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T, DeAngelo BJ, et al. Bounding the role of blackcarbon in the climate system: a scientific assessment. JGeophys Res D: Atmos 2013;118:5380-552.

[4] Hansen J, Nazarenko L. Soot climate forcing via snowand ice albedos. Proc Natl Acad Sci USA2004;101:423.

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[9] Köylü ÜÖ, McEnally CS, Rosner DE, Pfefferle LD.Simultaneus measurements of soot volume fraction and

particle size/microstructure in flames using athermophoretic sampling technique. 1997;110:494-507.

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Influence of jet velocity on the confinement of a diffusionflame inside tunnels

S. Ficaa, G. Severinob,*, J.C. Elicer-Cortésa , A. Fuentesb

a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Chile, Beauchef 851, Santiago, Chile b Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile


Abstract

In this work the influence of the velocity of two double stream – twin jets air curtains on the behavior of a diffusion flameinside a tunnel is experimentally studied, in order to determine their effectiveness as a confinement cell [1,2]. Theexperiments were performed on a 1:34 scale tunnel and ethylene was used as fuel [3]. The spatial distribution of thermalradiation and flame height were measured for a set of 20 jet velocities. A reduction in both parameters for higher velocities isobserved. This behavior can be attributed to a declining oxygen supply in the confinement cell, leading to lower combustionefficiencies [4] and thus verifying the effectiveness of air curtains in confining heat from the flame.

Keywords: air curtains, jet velocity, diffusion flame, thermal radiation, flame height.

References

[4] F. Felis, M. Pavageau, J.C. Elicer-Cortes, T.Dassonville. Simultaneous measurements oftemperature and velocity fluctuations in a double stream- twin jet air curtain for heat confinement in case oftunnel fire. Int. Comm. Heat Mass Transfer 37 (2010)1191-1196.

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J. Rivera, M. Pavageau, J.C. Elicer-Cortes. Turbulentheat and mass transfer through air curtains devices forthe confinement of heat inside tunnels. Int. Comm. HeatMass Transfer 38 (2011) 688-695.

[6] G. Severino, J.C. Elicer-Cortés, A. Fuentes.Characterization of a diffusion flame inside a scaletunnel using double stream-twin jet air curtains. Fire

Safety Journal 62 (2013) 264 – 271.[7] M. Yuan, B. Chen, C. Li, J. Zhang y S. Lu. Analysis of

the combustion efficiencies and heat release rates of pool fires in ceiling vented compartments. ProcediaEngineering 62 (2013) 275-282.

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Estudio teórico-numérico del régimen de combustióndominante en llamas de flujos opuestos en spray

H. Olguín* Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,

Valparaíso, Chile*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

La consideración de mecanismos de reacción detallados en las simulaciones numéricas de cualquier proceso de combustiónes un requerimiento para la apropiada predicción de la producción de contaminantes. Desafortunadamente, estos mecanismos

pueden contener cientos de especies y miles de reacciones, lo cual hace imposible su inclusión directa en la simulación dellamas turbulenta, puesto que el costo computacional crece dramáticamente. Los métodos de flamelet representan una manera

prometedora de incluir química detallada en la simulación de procesos de combustión a un bajo costo computacional.Diferentes modelos de flamelet existen para diferentes regímenes de combustión (llamas de premezcla, de difusión, de

premezcla gaseosa parcial, etc.). Estos modelos han sido aplicados con éxito en la simulación de llamas turbulentascorrespondientes a los regímenes de combustión para los que han sido diseñados. Desafortunadamente, las llamas en spray

pueden presentar todos estos regímenes de combustión simultáneamente y actualmente no existe ningún método de flameletadecuado para este tipo de situaciones multi-régimen. Dado que los métodos de flamelet actualmente disponibles funcionanapropiadamente en su régimen de combustión respectivo, parece una buena estrategia usar combinaciones de estos para lacaracterización de la naturaleza multi-régimen de las llamas en spray. En el presente trabajo, se propone un índice de llamaque se puede utilizar para la determinación del régimen de combustión dominante a nivel local y para la posterior

combinación de modelos de flamelets. Adicionalmente, llamas laminar de flujos opuestos en spray son simuladasconsiderando distintos niveles de prevaporización del combustible líquido y el índice de llama presentado es utilizado paraevaluar el régimen de combustión dominante en las estructuras obtenidas. Los resultados muestran que la evaporación tiendea generar una mezcla no homogénea que favorecen la generación de un régimen de combustión difusivo. Sin embargo,cuando grandes cantidades de combustible prevaporizado son inyectadas en la configuración, régimenes de combustión

premezclados son importantes, lo cual demuestra la necesidad de desarrollar métodos de flamelet apropiados para lacaracterización de llamas multi-régimen.

Keywords: Métodos de flamelet, llamas en spray, configuración de flujos opuestos, combustión turbulenta, regímenes decombustión

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Estimación del coeficiente convectivo para un ensayode ignición usando CFD

M. Gomez Araujoa,*, P. Reszkaa a Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. Santa María 6400, Vitacura, Santiago, Chile


Resumen

La correcta predicción del comportamiento en incendios de materiales requiere de una adecuada estimación de sus propiedades termofísicas. En aplicaciones de incendios de compartimientos o forestales, típicamente los combustiblesinvolucrados están compuestos de distintos materiales, por lo que se requiere estimar propiedades globales de los materiales.Los calorímetros de incendio (fire calorimeters) se han desarrollado para medir parámetros relevantes como pérdida de masa,evolución de productos de combustión, tasa de liberación de calor, o tiempos de ignición [1-2], los que combinados con unamodelación matemática de los procesos de calentamiento, ignición y propagación de llama en la probeta permiten estimardichas propiedades. Para realizar estas modelaciones correctamente y a la vez obtener estimaciones precisas de las

propiedades de los materiales, se requiere una caracterización de las condiciones de borde térmicas de la probeta.

Este trabajo está enfocado en la determinación del coeficiente convectivo en la superficie de un sólido homogéneo calentadomediante un flujo incidente radiativo. Para ello, se realizaron simulaciones con dos códigos CFD (Simulation CFD [3], deAutodesk y OpenFOAM [4]) de la capa límite hidrodinámica y la capa limite térmica en la cara expuesta de la probeta. Seobtuvieron valores del coeficiente convectivo promedio en la superficie de la probeta para distintos flujos incidentes de calor.En esta primera etapa, sólo se presentan resultados para una probeta en inclinación vertical. Se comparó el desempeño de dostipos de modelos de turbulencia, LES y RANS. Los resultados numéricos fueron comparados y validados por medio demediciones hechas en el calorímetro SCALA que está siendo desarrollado en la UTFSM y con resultados publicados en laliteratura [5-9].Keywords: Coeficiente de transferencia de calor convectivo, Dinámica de fluidos computacional, Transferencia de calor,Calorimetro SCALA, Convección forzada.

Referencias[1] ASTM Standars: E906/E906M Test method for heatvisible smoke release rates for materials and products usinga thermopile method.[2] ASTM Standars: E1354 Test method for heat andvisible smoke release rates for materials and products using

an oxygen consumption calorimeter.[3] Autodesk Simulation CFD 2013, Help Guide.[4] OpenFOAM 2.4.0 User Guide, 2015.[5] A. Neale, D. Derome, B. Blocken, J. Carmeliet,, CFDcalculation of convective heat transfer coefficient andvalidation – Part I: Laminar flow, Annex 41 – Kyoto, April3 to 5, 2006.

[6] A. Neale, D. Derome, B. Blocken, J. Carmeliet, CFDcalculation of convective heat transfer coefficient andvalidation – Part 2: Turbulent flow, Annex 41 – Kyoto,April 3 to 5, 2006.[7] J. Liu, J. Srebric, N. Yu, Numerical simulation ofconvective heat transfer coefficients at the external surfacesof building arrays immersed in a turbulent boundary layer,Internarional Journal of Heat and Mass Transfer 61 (2013)

209-225.[8] J. Quintieri, A theoretical basis for flammability

properties, Fire and Materials 30 (2006) 175-214.[9] J. Quintieri, A simplified theory for generalizing resultsfrom a radiant panel rate of flame spread apparatus, Firenad Materials 5 (1981) 52-60.



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Influencia de parámetros de diseño y operación en elrendimiento y emisiones de calefactores a leña

O. Faríasa,*, C. Salgadob a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 219, Concepción, Chile

b Laboratorio de Ensayo de Calefactores a Biomasa, CERYLAB Ltda., Pedro Aguirre Cerda 548, San Pedro de la Paz, Chile


Resumen

A partir de octubre 2014 los calefactores a leña comercializados en Chile han debido someterse a exhaustivos análisis para sucertificación de tipo, en Laboratorios autorizados por la SEC [1], a fin de cumplir exigencias de emisiones de material

particulado, eficiencia energética y requisitos de seguridad. En este contexto, se presenta una compilación de diferentesanálisis realizados en el Laboratorio de CERYLAB Ltda., con el propósito de mostrar los últimos desarrollos tecnológicos anivel nacional en el área de calefacción a leña, así como la influencia de parámetros de diseño y operación en las emisionescontaminantes y rendimiento térmico de los calefactores.Al comparar los modelos de calefactores a leña antiguos, conocidos como “doble cámara”, con las tecnologías certificadas

comercializadas actualmente por fabricantes nacionales, no se observan diferencias significativas en su apariencia exterior. No obstante, los resultados muestran que los calefactores certificados del tipo doble cámara, de potencia nominal inferior a12 kW, pueden alcanzar niveles de emisión de material particulado inferiores a los 3,5 g/h, exigidos por la normativa actual

para estos niveles de potencia, en contraste con los calefactores antiguos cuyos niveles oscilaban entre 4 y 30 g/h [2,3].Las principales modificaciones introducidas en el diseño de los calefactores convencionales, se generan principalmente en lacámara de combustión e incluyen los siguientes aspectos: distribución del aire primario y secundario, combinaciones devermiculita y ladrillos refractarios, reemplazo del tradicional templador metálico con ingreso de aire secundario por una placade vermiculita plana. Por otra parte, se han incorporado al mercado nacional nuevos modelos basados en la tecnología dellama invertida que combina una cámara superior para pirolisis de la leña con una inferior donde se produce la combustióndel gas generado en la parte superior. En estos equipos se registran los menores índices de material particulado, con valoresinferiores a 1,5 g/h e incluso no superando los niveles exigidos por la norma al operar con leña húmeda.Por otra parte, el Ministerio de Energía ha establecido las bases para el etiquetado de eficiencia energética en calefactores aleña [4]. El rendimiento de los calefactores certificados oscila normalmente entre 70 y 85%, siendo los equipos de llamainvertida los que alcanzan los mejores resultados. Este parámetro se ve influenciado por la temperatura de salida de los gases,el tiempo de residencia de los gases de combustión en el equipo, la inercia térmica asociada a los materiales de loscalefactores, la utilización de filtros catalíticos y tecnología de control de la tasa de quemado desarrollada por el autor.

Keywords: calefactores, leña, material particulado, eficiencia energética, seguridad.

Referencias[1] Ministerio del Medio Ambiente, “Norma de Emisión de

Material Particulado, para los Artefactos quecombustionen o puedan combustionar Leña yderivados de la Madera”, Santiago, 2012.

[2] O. Farías, J. Jiménez, L. Neira, Análisis comparativo deuna estufa a leña de doble cámara con una estufa a

pellets, XIV Congreso Chileno de Ingeniería Mecánica,Universidad de La Frontera, Pucón, 2010.[3] O. Farías, Desarrollo de Calefactores a Leña para

adaptarse a la nueva Legislación Energética yAmbiental en Chile, XI Congreso Iberoamericano deIngeniería Mecánica, La Plata, Argentina, 2013.

[4] Ministerio de Energía, RE47 Establece etiqueta deconsumo energético de calefactores a leña, 2014.

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Interacción de la producción de hollín y radiación de unallama de difusión axisimétrica de propano

J.P. Soussia, G. Olivaresa, A. Fuentesa, R. Demarcoa,* a Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile


Resumen

El presente trabajo consiste en un estudio numérico con el objetivo de analizar la interacción entre la producción de hollín yla radiación térmica generada por una llama de difusión axisimétrica alimentada con propano. El proceso de combustión seconsidera con aire a condiciones ambientales normales, i.e. una concentración de oxígeno del 21% y 1 atmósfera de presión.Este tipo de llama fundamental se utiliza como una forma de comprender los diferentes mecanismos involucrados en el

proceso de combustión, para luego poder ser extrapolados a condiciones industriales. A la vez, este tipo de llama se utilizacomo medio de comparación y calibración de modelos numéricos que intentan predecir la producción de componentes

principales asociados a la recuperación de energía del proceso de combustión, en términos de radiación térmica, y deelementos contaminantes que pueden ser liberados de la llama al ambiente. En este estudio se comparan las prediccionesnuméricas con resultados experimentales disponibles en la literatura [1]. Los resultados muestran que la interacción entre elhollín presente en la zona de combustión está directamente relacionado con la radiación emitida por la llama, ya que el hollínes el principal emisor de radiación térmica, siendo la emisión producida por los gases de combustión menor en términosgenerales. Por lo mismo la correcta estimación de la producción de hollín es fundamental para poder optimizar el proceso derecuperación de energía. El modelo de producción de hollín utilizado [2,3] predice correctamente el comportamiento generalobservado, en términos de la magnitud y ubicación de los peak de fracción en volumen de hollín local y de forma integrada

radialmente. La altura de llama, así como la energía emitida por la llama predicha de forma numérica son consistentes con losvalores experimentales comparados.

Keywords: Llama de difusión, combustión de propano, simulación llama axisimétrica, radiación térmica, modelo de producción de hollín.

Referencias

[1] R. Henríquez, R. Demarco, J. L. Consalvi, F. Liu, A.Fuentes, The oxygen index on soot production in

propane diffusion flames, Combustion Science andTechnology 186 (2014) 504 – 517.

[2]

R. Demarco, F. Nmira, J.L. Consalvi, Influence ofthermal radiation on soot production in laminar

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Estudio numérico del índice de oxígeno en la producciónde hollín y radiación en llamas inversas de difusión de

etileno

R. Demarcoa,*, A. Antinaoa, K. Muñoz-Feuchta, J.L. Consalvib, F, Nmirac, A. Fuentesa

a Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile b Aix-Marseille Université, IUSTI/UMR CNRS 7343, 5 rue Enrico Fermi, 13453 Marseille, Cedex 13 Francia

c EDF R&D, 6 quai Watier, 78400 Chatou, Francia

*E-mail Autor: [email protected] estudio numérico fue realizado con el objetivo de observar el efecto de variar la concentración de oxígeno de la corrientede oxidante, denominado Índice de Oxígeno (OI) [1], en la producción de hollín y en la radiación emitida por la llama parallamas de difusión inversas (IDF). Diez llamas axisimétricas en configuración inversa fueron simuladas, variando su OI delflujo oxidante desde 17% hasta 35%. Todas las llamas fueron alimentadas con etileno puro, el cual se mantuvo a un flujovolumétrico constante para todos los casos. El flujo oxidante también se mantuvo constante, pero la concentración de oxígenofue variada para cada caso. Las simulaciones se compararon con datos experimentales [2]. Se estudiaron la altura de la llama,la fracción de volumen de hollín, fracción de volumen de hollín integrado radialmente, temperatura y fracción radiante (XR ).Comparaciones fueron realizadas con la intensión de evaluar las capacidades de un código numérico relativamente rápido,

basado en el modelo Steady Laminar Flamelet (SLF) [3], un modelo de producción de hollín semi-empírico de dosecuaciones basado en la concentración de acetileno y benceno [4] y el modelo radiativo Full-Spectrum Correlated-k (FSCK)[5]. Un aumento del OI genera llamas más cortas, presentando temperaturas mayores y produciendo un aumento en la

producción de hollín y en la energía irradiada. Los resultados muestran que las simulaciones predicen correctamente elcomportamiento observado experimentalmente al cambiar el OI. Las alturas de llama fueron bien predichas en todos loscasos. La teoría de Roper puede ser adaptada para estimar la altura de llama en condiciones de IDF. Simulaciones entérminos de fracción en volumen de hollín, fracción en volumen de hollín integrada y fracción irradiada presentan un buenacuerdo con los datos experimentales hasta un OI de 25%. Para valores mayores, una creciente sobrepredicción fueobservada.Keywords: Llama inversa de difusión, Índice de oxígeno, Combustión de etileno, modelo de producción de hollínsemiempírico, modelo de radiación.

Referencias

[1] A. Fuentes, R. Henríquez, F. Nmira, F. Liu, J.L.Consalvi, Experimental and numerical study of theeffects of the oxygen index on the radiationcharacteristics of laminar coflow diffusion flames,Combustion and Flame 160 (2013) 786 – 795

[2] F. Escudero, Estudio de los efectos del índice deoxígeno sobre las propiedades de una llama dedifusión laminar inversa, Tesis de Magister,Universidad de Chile (2014).

[3] N. Peters, Laminar diffusion flamelet models in non- premixed turbulent combustion, Progress in Energyand Combustion Science 10 (1984) 319 – 339

[4] P. Lindstedt, Simplified soot nucleation and surfacegrowth steps for non-premixed flames, H. Bockhorn

(editor), Soot Formation in Combustion, SpringerBerlin Heidelberg, vol. 59 of Springer Series inChemical Physics, pp. (1994) 417 – 441.

[5] M. Modest, H. Zhang, The full-spectrum correlated-k distribution for thermal radiation from moleculargas-particulate mixtures, Journal of Heat Transfer124 (2001) 30 – 38.

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Velocidad de propagación del frente de llama en lechos debosque reales

W. Jahna,*, S. Fehrmanna , J. Riveraa a Departamento de Ingeniería Mecánica y Metalúrgica, Pontificia Universidad Católica de Chile, Avda. Vicuña Mackenna

4860, Macul, Santiago*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

Los incendios forestales son un problema de interés general en Chile, y es necesario entender el comportamiento de ignicióny de propagación del frente de llamas para poder buscar soluciones que minimicen el daño causado. Tradicionalmente elcomportamiento de los lechos de bosque es estudiado a partir de experimentos en laboratorio, donde las muestras sonartificialmente construidas, sin respetar el orden relativo que naturalmente presentan estos lechos [1,2]. Si bien el flujo de airea través del lecho poroso ha sido identificado como un parámetro fundamental para estimar la flamabilidad [3], poca atenciónse ha prestado a las perturbaciones del flujo que podrían surgir de la reconstrucción artificial de lechos para laexperimentación. En un reciente estudio se ha mostrado que los lechos naturales de bosques de pino radiata presentan unaimportante diferencia de permeabilidad entre la dirección vertical y la dirección horizontal, producto de la acumulación dehojas de pino en forma de capas paralelas [4]. En el presente estudio se estudia la velocidad de propagación del frente dellamas en lechos de bosque reales, comparando los valores obtenidos experimentalmente con simulaciones computacionales.Se muestra que la velocidad de propagación difiere significativamente de la velocidad de propagación en lechos artificiales.

Keywords: incendios forestales, lechos de bosque, flamabilidad

Referencias [1] Bartoli, P., Simeoni, a., Biteau, H., Torero, J. L., &

Santoni, P. a. (2011). Determination of the main parameters influencing forest fuel combustiondynamics. Fire Safety Journal , 46 (1-2), 27 – 33.doi:10.1016/j.firesaf.2010.05.002

[2] Jervis, F. X., & Rein, G. (2015). Experimental studyon the burning behaviour of pinus halepensis needlesusing small-scale fire calorimetry of live, aged anddead samples. Fire and Materials.doi:10.1002/fam.2293

[3] Santoni, P. A., Bartoli, P., Simeoni, A., & Torero, J. L.(2014). Bulk and particle properties of pine needle fuel

beds – influence on combustion, (2008), 1076 – 1086.doi:10.1071/WF13079

[4] S. Fehrmann, W. Jahn, J. Rivera, Study on radiata pineforest litter sampling and its incidence on combustion,Msc thesis (2015), Pontificia Universidad Católica deChile.

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III – MÉTODOS NUMÉRICOSY MECÁNICA

COMPUTACIONAL

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Calibración del método de elementos discretos para lafractura rocas

D. Estaya,

a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,

Valparaíso, Chile


Resumen

El método de los elementos discretos (MED)es una herramienta de simulación numérica originalmente propuesta para la

descripción de flujos granularesa través de un número finito de partículas que desarrollan fuerzas de interacción cuandoentran en contacto. La formulación tradicional ha sido extendida para la simulación de fractura de materiales frágiles, si bienha sido realizado bajo diferentes enfoques, el más utilizado consiste en la unión de estas partículas a través de enlaces. Estoselementos de unión poseen flexibilidad y resistencia a la fractura para representar la capacidad de deformación y ruptura deuna roca.El comportamiento mecánico de una roca se rige por la formación y propagación de grietas en ella, estos procesos seencuentran explícitamente representados en el modelo a través de la ruptura de enlaces. El éxito para caracterizarcorrectamente el comportamiento macroscópico de las rocas requiere la correcta calibración de las micropropiedades de loselementos de unión.Establecer la influencia de las micro en las macropropiedades de la roca es una tarea compleja que muchos autores hanabordado desde distintos puntos de vista[1-6], incluyendo el uso de patrones regulares de partículas i.e. estructuras FCC yHCP, análisis dimensional y métodos probabilísticos. Las metodologías presentadas a al fecha dan un punto de partida que permite una primera estimación del valor de las micropropiedades, luego del cual es necesario iterar para afinar los valores.Este trabajo presenta una nueva metodología matricial que toma en cuenta la distribución de tamaño de partículas y enlaces

existentes en el modelo DEM para obtener las micropropiedades y caracterizar el comportamiento de los materiales frágiles.Los resultados de la calibración pueden ser obtenidos de forma rápida y confiable.

Keywords: Método de los elementos discretos, Fractura de rocas, Calibración, Ensayo de compresión uniaxial

Referencias

[1] C.J. Coetzee, D.N.J. Els, and G.F. Dymond. Discreteelement parameter calibration and the modelling ofdragline bucket filling. Journal of Terramechanics,47(1):33 – 44, 2010.

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rock deformation and fracture. Rock Mechanics andRock Engineering, 40(2):193 – 211, 2007. [3] Jean-Patrick Plassiard, Noura Belheine, and Frédéric-

Victor Donzé. A spherical discrete element model:calibration procedure and incremental response.Granular Matter, 11(5):293 – 306, 2009.

[4] Yuannian Wang and Fulvio Tonon. Calibration of adiscrete element model for intact rock up to its peakstrength. International Journal for Numerical andAnalytical Methods in Geomechanics, 34(5):447 – 469,2010.

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Influencia de la fractalidad del terreno sobre lapropagación de incendios forestales

M. Becerraa, A. Fuentesa,*, F. Aguayob

a Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile b School of Mathematical Sciences, University of Nottingham, University Park, Nottingham, NG7 2RD, UK


Resumen

En este trabajo se presenta el desarrollo de un nuevo modelo continuo de propagación de incendios forestales, basado en una

aproximación llamada red de mundo pequeño local ponderada [1]. Este nuevo enfoque fue diseñado de manera que permitasimular patrones de incendios en ecosistemas heterogéneos reales. En una primera etapa se simplifica el problema, en el cualla propagación del incendio forestal se simula en una red cuadrada, donde cada celda representa una porción de área del bosque [2]. El modelo de propagación es fácilmente extensible a una configuración de vegetación completamente arbitraria[3] y con condiciones de viento diversas. La interacción entre cada sitio es modelada principalmente por la radiación, dondese implementó una zona de absorción local para cada sitio y una zona de influencia más allá de los vecinos cercanos [4].Mientras que la ignición de cada sitio es controlada principalmente por un flujo de radiación crítico y la autodegradación es

controlada mediante un procedimiento de ponderación de vida media. En una primera etapa se presenta una validación localde un sitio, en términos de ignición y “burning rate”. Además, se presenta una validación con una interacción de cuatro sitio sen un terreno plano. Finalmente, la capacidad del modelo es puesta a prueba mediante el análisis de la influencia de ladimensión fractal de un terreno generado teóricamente [5]. En particular, se centra la atención en el estudio de la percolaciónque pueda producirse en el bosque [6], y en la influencia que tiene la superficie en la cual se desarrolla el incendio. Diferentesresultados se presentan, los que permiten entender la influencia de distintas superficies fractales en la tasa de propagación del

incendio forestal, superficie quemada y tiempo característico del incendio.

Keywords: Incendio forestal, Red de Mundo Pequeño, Percolación, Superficie Fractal.

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Análisis numérico de flujo electro-osmótico en unmicrocanal en forma de cruz mediante el método deLattice-Boltzmann.

Nicolás Oviedo, a, Diego Oyarzúna, Amador Guzmánb a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Santiago de Chile, Avenida Libertador Bernardo O'Higgins nº 3363.

Estación Central. Santiago. Chile. b Departamento de Ingeniería de Mecánica y Metalúrgica, Pontificia Universidad Católica de Chile, Avda. Vicuña Mackenna

4860, Macul - Santiago - Chile

[email protected]

ResumenLas aplicaciones de microfluidos están dentro de los más grandes desafíos del siglo, incluyendo suministro de medicamentos,

detección de virus, bacterias y contaminantes [1]. Una de las potenciales aplicaciones son dispositivos lab-on-a-chip. Para

mejorar estos procesos se utilizan los flujos electrocinéticos (EKF) [2], dentro de los que se encuentran la isotacoforesis (ITP)

y flujo electro-osmótico (EOF). Este último fenómeno físico se crea gracias a la interacción entre la doble capa eléctrica

(EDL); formada por la interacción de una solución electrolítica y una superficie dieléctrica; con un campo eléctrico. Mejorar

el entendimiento de este problema, proporcionará herramientas para facilitar el control del flujo, generando mezclado y

separación en forma controlada. El método de Lattice-Boltzmann (LBM) [3] permite caracterizar satisfactoriamente el EOF,

para ello se generó un código computacional versátil en FORTRAN con la capacidad de simular cualquier geometría. Los

resultados numéricos fueron contrastados experimentalmente con microcanales comerciales en forma de cruz. De los

resultados obtenidos, se analizaron factores adimensionales logrando determinar una relación funcional entre los parámetros

físico-geométricos con respectos a los flujos másicos por cada ramificación del microcanal, de los cuales son prometedores

para una caracterización y predicción del fenómeno EOF estudiado.

Keywords: microfluido, electro-osmótico, microcanal, Lattice-Boltzmann.

Referencias

[1]

NGUYEN, Nam-Trung and WERELEY, Steven.Fundamentals and applications of microfluidics, 2ded. Boston: Artech House, 2006.E.C. Lee, C.Y. Nian,Y.S. Tarng, Design of a materials processingtechnologies, Archives of Materials Science andEngineering 28 (2007) 48 – 56.

[2]

Jonathan D. Posner and Juan G. Santiago. Convectiveinstability of electrokinetic flows in a cross-shapedmicrochannel. J. Fluid Mech. (2006), vol. 555, pp. 1-42.

[3]

LI, Baoming and KWOK, Daniel Y. A latticeBoltzmann model for electrokinetic microchannelflow of electrolyte solution in the presence ofexternal forces with the Poisson – Boltzmannequation. International Journal of Heat and MassTransfer, Vol. 46, April 2003.

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199

Simulación numérica energéticamente consistente delcontacto entre sólidos rígidos y sólidos hiperelásticos

G. Faríasa,*, R. Ortegaa,a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Santiago de Chile, Av. Bdo. O'Higgins 3363, Santiago, Chile.

*E-mail Autor: [email protected], [email protected]

Resumen

Este trabajo presenta una metodología, tanto teórica como numérica, para el análisis del contacto entre sólidos rígidos ydeformables, basado en el comportamiento consistente de la energía total del sistema sujeto a restricciones. Esta técnica presenta un excelente comportamiento en términos de aproximación y robustez [1,2,3]. Para el desarrollo de la fuerza de

contacto entre sólidos rígidos y deformables se consideran dos componentes, una normal y otra tangencial. El modelo decontacto incluye amortiguamiento viscoso (no lineal) y fricción a través del modelo de Coulomb. El amortiguamiento y lafricción se formulan de manera coherente con el esquema de integración, asegurando la disipación incondicional. Lacondición geométrica del contacto se impone por medio de una ecuación de restricción. Dicha restricción, que define elcontacto, se formula a partir de la ecuación de superficie que describe la geometría del sólido rígido, facilitando la deteccióndel contacto y proporcionando una ecuación continua y diferenciable para el desarrollo del modelo matemático. Los sólidosdeformables son modelados con materiales hiperelásticos y los sólidos rígidos se parametrizan usando coordenadascartesianas, facilitando la implementación numérica del sistema multicuerpo flexible. Por otro lado, los modelos de contactoimplementados permiten simular el impacto e interacción entre sólidos rígidos y deformables de manera eficiente y estable.Por último, se presentan algunos experimentos numéricos que muestran las ventajas del método de integración y laformulación adoptada con respecto a otras técnicas.

Keywords: Contacto, Dinámica, Multicuerpos, Consistente, Hiperlástico.

Referencias

[1]

Simo, J. C., & Tarnow, N. 1992. The discrete energy-momentum method. Conserving algorithms fornonlinear elastodynamics. ZAMP, Zeitschrift fürAngewandte Mathematik und Physik, 43(5), 757 – 792.

[2] O. Gonzalez, Mechanical systems subject to holonomicconstraints: Differential-algebraic formulations andconservative integration, Physica D: NonlinearPhenomena, 132(1 – 2), 165 – 174, 1999.

[3]

J.C. García, R.A. Ortega, A Conservative AugmentedLagrangian Algorithm for the Dynamics of Constrained

Mechanical Systems, Mechanics Based Desing ofStructures and Machines, 34(4), 449 – 468, 2006.

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200

Modelación de descansos hidrodinámicos de segmentospor medio del método de elementos finitos

Alejandro Cerda Varelaa,*

a Escuela de Ingeniería Mecánica, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso

Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile


Resumen

La modelación de descansos hidrodinámicos es de vital importancia para la predicción del comportamiento dinámico de

máquinas críticas de la industria de generación de energía, especialmente en aplicaciones caracterizadas por altas velocidadesde giro y altas potencias transmitidas. Para este tipo de aplicaciones, los descansos hidrodinámicos de segmentos (tilting pad journal bearing) son ampliamente utilizados, dadas sus favorables características relativas a la estabilidad del rotor montadosobre ellos.Este trabajo presenta un modelo teórico para la predicción del comportamiento estático, térmico y dinámico de un descansohidrodinámico de segmentos. Las ecuaciones gobernantes incluyen los efectos hidrodinámicos (generación de presión en la película lubricante), térmicos (generación y transporte de calor en la película lubricante, y su disipación hacia los segmentosy eje) y elásticos (deformaciones bajo carga y expansión térmica de los segmentos). Dichas ecuaciones son resueltas en formaacoplada, por medio del método de los elementos finitos. Su implementación numérica es realizada en el lenguaje de programación FORTRAN 95, empleándose únicamente herramientas de análisis numérico de acceso libre. El programa asíimplementado permite caracterizar la posición de equilibrio del sistema, así como obtener los coeficientes dinámicosequivalentes de rigidez y amortiguamiento del descanso.Una vez presentado el modelo teórico y su implementación numérica, su validez es verificada mediante la comparación desus resultados con datos experimentales disponibles en la literatura. Dicha comparación entrega buenos resultados desde el

punto de vista estático, térmico y dinámico. Así, se obtiene una herramienta de simulación de descansos hidrodinámicos desegmentos completamente implementada y validada, lista para ser empleada en estudios de dinámica del rotor.

Keywords: Tribología – Dinámica del Rotor – Descansos Hidrodinámicos – Modelación – Elementos Finitos

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201

Modelación numérica de nano-biosensores usando modeloscontinuos

Christopher D. Cooper

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V,

Valparaíso, Chile


Resumen

El gran avance de la nanotecnología en el último tiempo ha traído consigo un importante desarrollo en la detección de biomoléculas usando biosensores de escala nanométrica, que prometen ser capaces de detectar biomoléculas individualmente.Estos sensores consisten en una capa de moléculas ligando adsorbido a un transductor, que da una señal cuando una moléculaobjetivo se une a un ligando. El desarrollo de los biosensores de escala nanométrica han sido guiados por experimentos, en unesquema de prueba y error, lo que lo ha hecho un proceso muy caro en términos de tiempo y dinero.

Este trabajo presenta un modelo numérico basado en la electrostática de un dieléctrico continuo para el estudio de ligandoscerca de la superficie del transductor. Este modelo está implementado en el software PyGBe [1], que resuelve la ecuación dePoisson-Boltzmann con el método de elementos de contorno acelerado con un algoritmo multipolo, y corre en tarjetasgráficas (GPUs). Usando PyGBe, investigamos las condiciones para que el ligando se absorba con la mejor orientación posible a la superficie del sensor, ya que es necesario que las moléculas objetivos tengan acceso a las zonas del ligando conlas que tiene afinidad para unirse. Esto es de vital importancia, pues la sensibilidad del sensor puede crecer hasta en dosordenes de magnitud si se es cuidadoso con la orientación del ligando [2].

Presentaremos resultados que demuestran que un modelo continuo funciona bien a pesar de que nos encontramos en escalasnanométricas. Además, mostraremos estudios de la orientación de anticuerpos, que son ampliamente usados como ligandos,cerca de superficies cargadas, y simulaciones con nanoanticuerpos, que recientemente han demostrado ser buenasalternativas.

Keywords: electrostática, nanobiosensores, Poisson-Boltzmann, método de elementos de contorno

Referencias

1.

C. D. Cooper, J. P. Bardhan, L. A. Barba. Comput.Phys. Commun. 185, 3 (2014) 720-729

2.

A. K. Trilling, J. Beekwilder, H. Zuilhof. Analyst. 138(2013) p. 1619

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202

Modelización numérica del desgaste en chutes de traspasoy descarga

G. Parraa, F. Perazzoa,b,*


Valparaíso, Chile b Aula UTFSM-CIMNE, Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España

1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile

*E-mail [email protected]

Resumen

En los sistemas de transporte de materiales sólidos a granel, los chutes de traspaso entre correas transportadoras y dealimentación o descarga en equipos de proceso, son los elementos más expuestos a fallar por desgaste. Considerando lafunción que estos equipos cumplen, es adecuado considerar en su etapa de diseño una solución apropiada para lascondiciones de operación, en términos tanto de capacidad y flujo como también de resistencia al desgaste . Dada la diversidadde variables presentes durante su funcionamiento, satisfacer estos requisitos a menudo no es una tarea fácil. En el presentetrabajo se presentan los elementos principales para establecer un método de diseño de chutes que considere tanto los aspectosde flujo como los de desgaste, utilizando recursos de modelización numérica disponibles en la actualidad. Primero, se revisanlos criterios empíricos y semi-empíricos de diseño de chutes, a partir de los cuales se puede proponer una solución preliminar,o geometría básica, para determinadas condiciones de operación [1,2]. En segundo lugar, se establece una caracterización delos principales tipos y modelos de desgaste, con énfasis en los que mejor explican el deterioro de los chutes [3-5]. Se analizael marco teórico necesario para comprender tanto el fenómeno físico, como el fundamento de los métodos numéricos paracuantificar y predecir el desgaste. Posteriormente se utiliza el software de código libre LIGGGHTS, basado en el método de

elementos discretos, para simular el flujo del material particulado como también estimar el desgaste en un caso de un chutede alimentación de un molino SAG en la minería del cobre. Se elabora un modelo computacional del chute, el cual se validasegún la evidencia del caso real, y a partir de ese modelo se desarrollan propuestas de modificación tendientes a resolver el problema del desgaste acelerado presente. Los resultados que se obtienen demuestran que el uso de una herramienta numéricade modelización del desgaste es útil para evaluar propuestas de diseño, y en general, simular la operación de sistemas yequipos de manejo de materiales sólidos a granel, donde el daño por desgaste sea un factor importante a considerar [6].

Keywords: Desgaste, chutes de traspaso, método de elementos discretos, minería de cobre

Referencias

[1] D. Stuart-Dick, T.A. Royal, Design principles forchutes to handle bulk solids, Bulk Solids Handling 12

(1992) 447 – 450.[2]

F. Cabrejos, M. Jofré, Diseño y operación de chutes detraspaso entre correas, Revista Minería Global, (2014)12 – 21.

[3]

J. F. Archard, Contact and rubbing of flat surfaces,Journal of Applied Physics, 24 (1953) 981 – 988.

[4]

I. FINNIE, Erosion of surfaces by solid particles, Wear,3 (1960) 87 – 103.

[5] American Society for Testing Materials (ASTMInternational). Standard Terminology Relating to Wear

and Erosion, G40 – 13. West Conshohocken,Philadelphia, 2013.[6]

G. Parra, Modelamiento computacional de flujosgranulares y desgaste en chutes de traspaso y descarga:validación de un diseño existente utilizando el códigoLIGGGHTS, UTFSM, Departamento de IngenieríaMecánica, Memoria para optar al título profesional deIngeniero Civil Mecánico, 2015.

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203

Aportación a la mejora en eficiencia de la simulacióndinámica de arcos de fábrica

L. Valenzuelaa, M. Muñoza, C. Parra-Chamorroa, R. Goñib, I. de Arteagaa,*

a Escuela Ingeniería Mecánica, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Avda. Los Carrera 01567. Quilpué. Chile b Department of Construction, Facilities and Structures. School of Architecture, University of Navarra, 31080 Pamplona,

Spain

Resumen

Desde la aparición del método de los elementos finitos en 1943, y su posterior aplicación a las estructuras de fábrica, se handesarrollado distintos modelos. Desde macromodelos donde las estructuras se simplifican al máximo, hasta micromodelosdetallados donde se modelan las distintas partes que componen la estructura, y la interacción entre las mismas. Los modelosrealizados para la simulación de arcos y muros de fábrica mediante el software comercial de elementos finitos ABAQUS,conllevan un gran costo computacional. Dentro estos modelos, el más preciso es el micromodelo detallado. De todas lasformas de modelar un arco o un muro de fábrica, el micromodelado, es sin duda la forma que posee un mayor costocomputacional frente a otras formas de modelar, y es el elevado costo computacional. De todas las formas de modelar un arcoo un muro de fábrica, el micromodelado, es sin duda la forma que posee un mayor costo computacional.

El presente artículo, busca realizar un aporte para la reducción del costo computacional en el micromodelado de arcos defábrica. Para ello se realiza una descripción de los principales factores que afectan al costo computacional en base a la bibliografía existente, y se propone el uso de determinadas técnicas que reducen el mismo. El análisis de sensibilidad de lasmejoras propuestas se validan mediante el micromodelado de dos arcos de fábrica con distinta forma de colapso.

Keywords: ABAQUS, Micromodelado, Mampostería, Arco de fábrica, Análisis dinámico

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204

Modelación del proceso de embutido y el efecto de laanisotropía en la geometría final

J. Fernándeza,*, F. Hernándeza, L. Media,* y P. Floresa

+ Departamento de Ingeniería Mecánica - Universidad de Concepción

Edmundo Larenas 219 - Concepción – CHILE

e-mail : [email protected], [email protected]* Departamento de Ingeniería Mecánica - Universidad del Bío Bío

Av. Collao 1202 - Concepción - CHILE

e-mail : [email protected], [email protected], [email protected], [email protected]

Resumen

El presente trabajo consiste en la modelación del proceso de embutido para dos tipos de materiales, uno isotrópico y otro

anisotrópico, comparando en cada caso la fuerza aplicada durante el proceso hasta obtener la forma final de la pieza. El

material anisotrópico utilizado para la simulación corresponde al acero laminado DC06 el cual se caracteriza mecánicamente

para obtener los coeficientes de Lankford a 0°, 45° y 90° [1]. La obtención de la fuerza se realiza mediante un modelo

axisimétrico con elementos cuadrilaterales y la definición de contacto entre los elementos (punzón-chapa-matriz). Para el

estudio de la forma final se modela en 3D sólo un cuarto de embutido debido a la simetría del proceso. Los casos antes

mencionados se estudian con y sin endurecimiento, y además con y sin fricción. Finalmente, los resultados son comparados

con el modelo analítico obtenido de textos de conformado de materiales [2].

Keywords: Embutido, coeficientes de Lankford, Anisotropía, Elementos finitos.

Referencias

[1]

P. Flores, F. Bonnet, A. Habraken, Plane Strain Test forMetal Sheet Characterization, Key EngineeringMaterials 344 (2007) 135-142

[2] W.F. Hosford, R. M. Caddell, Metal Forming:Mechanics and Metallurgy, Cambridge, 2007.

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205

Mejoramiento de la transferencia de calor desde unapared caliente debido a la interacción superficie-vórticegenerada por un synthetic jet incidente

Luis Silva-Llancaa* y Alfonso Ortegab a Departamento de Ingenieria Mecanica, Universidad de La Serena, Benavente 980, La Serena, Chile

b Laboratory for Advanced Thermal and Fluid Systems, Villanova University, 800 Lancaster Avenue, Villanova, PA, USA


Resumen

Una geometría idealizada fue creada para investigar la mecánica de fluidos y transferencia de calor de un jet oscilatorio que

fuese independiente de la forma en que es creado. Este tipo de jets, llamados Synthetic Jets, han sido utilizados para

enfriamiento incidiéndolos sobre superficies que generan calor [1 – 5]. Debido a su naturaleza oscilatoria, los Synthetic Jets

generan un tren de vórtices que vuelan hacia la pared. Esta interacción vórtice-superficie es clave para entender los

mecanismos fundamentales en la transferencia de calor por convección generados por este tipo de flujos. Las ecuaciones de

Navier-Stokes transientes y la ecuación de convección-difusión fueron resueltas mediante el software comercial ANSYS

FLUENTTM. Las simulaciones fueron validadas experimentalmente, donde el flujo oscilatorio se generó por medio de un

parlante tipo sub-woofer conectado a un canal convergente, cuyo flujo de aire se direccionó perpendicular a una pared

caliente. El método Q-criterion [6], el cual define vórtices como regiones conectadas de fluido cuyo segundo invariante del

tensor de velocidades es positivo, fue utilizado para la identificación de vórtices. Cuando el vórtice primario se mueve en

dirección paralela a la superficie, provoca la aparición de un vórtice secundario con rotación opuesta, el cual es

principalmente responsable por el mejoramiento en la transferencia de calor en la región donde el flujo se torna paralelo a l a

pared. Bajo ciertas condiciones ocurre fusión de vórtices, llevando a la degradación en la transferencia de calor debido a que

se reduce la cantidad de vórtices secundarios interactuando con la superficie caliente. Al entender, cuantificar y predecir los

mecanismos que generan este fenómeno de fusión, se pueden encontrar condiciones óptimas de operación. En la práctica, y

dado un número de Reynolds fijo, un Synthetic Jet debiese ser operado a la mayor frecuencia posible, siempre y cuando seevite la fusión.

Keywords: Convección de calor, Synthetic jets, Dinámica de vórtices, CFD

AgradecimientosLos autores agradecen al programa “CONICYT PAI/ Concurso Nacional Apoyo al Retorno de Investigadores/as desde el

Extranjero, Convocatoria 2014 Folio 82140056”.

Referencias [4] M. Arik, Local heat transfer coefficients of a high

frequency synthetic jet during impingement coolingover flat surfaces, Heat Transfer Engineering 29 (2008)763 – 773.

[5]

M. B. Gillespie,W. Z. Black, C. Rinehart, A. Glezer,Local convective heat transfer from a constant heat fluxflat plate cooled by synthetic air jets, Journal of HeatTransfer 128 (2006) 990 – 1000.

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[8]

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[9]

J. C. R. Hunt, A. A. Wray, P. Moin, Eddies, streams,and convergence zones in turbulent flows, 1988Summer Program (SEE N89-24538 18-34), 193 – 208

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206

Sobre los técnicas de interacción fluido-estructura en elmétodo de Lattice-Boltzmann

C. Muñoza,*, A. Díazb

a Departamento de Mecánica, Universidad Tecnológica Metropolitana, Av. José Pedro Alessandri 1242, Santiago, Chile b Departamento de Ingeniería Industrial, Universidad Diego Portales, Av. Ejército 441, Santiago, Chile


Resumen

En la actualidad, el método de Lattice-Bolztmann (LBM) ha tenido rápidos desarrollos en su implementación de modelos que

capturan los fenómenos como la turbulencia, flujos multifásicos, partículas en suspensión, etc. [1]. También ha cobradoatención la aceleración de los tiempos de cálculo mediante uso de tarjetas gráficas (GPU) [2], en donde la naturaleza delmétodo es ampliamente explotada. Esto lo ha llevado a ser considerado como un método alternativo para la dinámica defluidos computacional (CFD). En este trabajo nos centraremos en las técnicas para representar la interacción fluido-estructura presente en problemas aerodinámicos. El método de frontera sumergida (Immersed Boundary Methods , IBM) es uno de losmás utilizados en los paquetes convencionales de CFD, en donde se utilizan dos tipos de mallas acopladas, una cartesiana para el fluido, y otra lagrangeana para el cuerpo sólido [3]. Se mostrará el desarrollo de un código de LBM escrito en

FORTRAN, donde la malla de lattices se obtiene de un mallado de elementos finitos cuadráticos obtenido de un softwarecomercial (GiD) [4]. La implementación de un modelo LBM-IBM [5] nos permitirá analizar flujos externos en cuerpos tantofijos como móviles, cuya validación será mediante resultados comparativos presentes en la literatura. Se recogen en estetrabajo los resultados preliminares obtenidos del estudio.

Keywords: Método de Lattice-Bolztmann, Dinámica de Fluidos Computacional, Interacción Fluido-Estructura, ImmersedBoundary Methods, Flujos Externos.

Referencias[10] C.K. Aidun, J.R. Clausen, Lattice-Boltzmann

method for complex flows, Annual Review of FluidMechanics 42 (2010) 439-472.

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[12] R. Mittal, G. Iacarino, Immersed BoundaryMethods, Annual Review of Fluid Mechanics 37(2005) 239-261.

[13] GiD Reference Manual. The personal pre and postprocessor, R. Ribó, M.A. de Riera Passenau, E.Escolano, J. Suit, A. Colls, (2010) CIMNE.

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J. Favier, A. Revell, A. Pinelli, A LatticeBoltzmann – Immersed Boundary method to simulatethe fluid interaction with moving and slender flexibleobjects, Journal of Computational Physics 261 (2014)145-161.

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208

Validación de un código general para la simulación deflujo electroosmóticos en microcanales mediante el método

de Lattice Boltzmann.

Esteban Guerreroa, Diego Oyarzúna, Daming Chena, Nicolás Oviedoa, Paulina Escobara, Amador Guzmánb

a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Santiago de Chile, Avenida Libertador Bernardo O'Higgins nº 3363.

Estación Central. Santiago. Chile. b Departamento de Ingeniería de Mecánica y Metalúrgica, Pontificia Universidad Católica de Chile, Avda. Vicuña Mackenna

4860, Macul - Santiago - Chile

[email protected]

Resumen.

Las aplicaciones de micro fluidos están dentro de los más grandes desafíos del siglo, incluyendo suministro de

medicamentos, detección de virus, bacterias y contaminantes [1]. Existen distintas estrategias numéricas para caracterizar este

fenómeno físico, el método de Boltzmann (LBM) [2] presenta ventajas significativas frente a métodos clásicos como

método de la diferencia finita (FDM), método de elementos finitos (FEM), método volumen finito (VFM), entre otros,

principalmente porque la solución en el paso temporal no requiere de técnicas iterativas para su convergencia, sino, cada paso

en el tiempo brinda de forma inmediata la solución transitoria. En este trabajo se presenta un código desarrollado en

FORTRAN, con la capacidad de simular cualquier configuración geométrica, donde ya se han verificado varias condiciones

de contorno, tanto para el problema hidrodinámico, como para el electrostático. Se validó el código con las soluciones

analíticas clásicas presentes en la literatura. Se estudió la estabilidad y efecto de la condición de contorno “ ”

en el problema . De los resultados analizados se determinaron los parámetros necesarios (tiempos derelajación: y ), óptimos que minimizan tanto el error como costo computacional. La validación de estos resultados da un

sustento sólido para su uso en la caracterización del problema físico asociado.

Keywords: Método de Lattice Boltzmann, Flujo electroosmóticos, Micro canal, Parámetros temporales adimensional.

Referencias[1]

NGUYEN, Nam-Trung and WERELEY, Steven.Fundamentals and applications of microfluidics, 2d ed.Boston: Artech House, 2006.E.C. Lee, C.Y. Nian, Y.S.Tarng, Design of a materials processing technologies,Archives of Materials Science and Engineering 28(2007) 48 – 56.

[2]

LI, Baoming and KWOK, Daniel Y. A latticeBoltzmann model for electrokinetic microchannelflow of electrolyte solution in the presence ofexternal forces with the Poisson – Boltzmannequation. International Journal of Heat and MassTransfer, Vol. 46, April 2003.

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209

Mecanica de fluidos en flujos binarios turbulentos demetales fundidos en inyeccion de moldes

Nelson Moraga, Cristián Cayo, Marcelo GallardoDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Serena

Benavente 980, La Serena, Email: [email protected]

Resumen

Este trabajo presenta resultados de la modelación matemática y de la simulación computacional que describen la mecánica de

fluidos transiente tridimensional del flujo turbulento de un metal fundido durante su inyección en un molde. El análisis

considera que el movimiento se produce por gravedad, a través de un ducto vertical en el que se vierte aluminio fundido, y la

inyección al molde se efectúa por una puerta de entrada ubicada al centro de la cara inferior. Un modelo de flujo binario se

emplea para describir el desplazamiento del aire por el metal fundido durante el proceso de inyección, junto con el método de

volumen de fluido, VOF, para la determinación de la posición instantánea del frente móvil del metal fundido. El modelo κ -ϵ

estándar se utiliza para caracterizar el flujo turbulento del metal fundido en su avance por el sistema de inyección y durante el

llenado del molde. La solución del modelo matemático transiente, formado por las ecuaciones de continuidad, de Navier-

Stokes, de energía cinética turbulenta, de rapidez de disipación de la energía cinética turbulenta y de la fracción de fluido en

fase líquida se resuelve con el método de volúmenes finitos, mediante el programa ANSYS-Fluent. La validación de los

resultados se efectúa empleando información experimental disponible en la literatura. Efectos del número de puertas de

inyección, ubicación de las puertas de inyección y del número de Reynolds en el tiempo de llenado, en la posición del frente

de inyección y de la variación temporal de la mecánica de fluidos en el metal fundido se describen en el trabajo.

Agradecimientos: de los autores por apoyo recibido en proyecto FONDECYT 11140074.



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Mecánica de fluidos con transferencia de calor y masa porconvección mixta en aire y secado de alimentos porosos

N. Moragaa,*, D. Gallardo, J. D’Alencon, R. Lemus

b a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Serena, Benavente 980, La Serena, Chile

b Departamento de Ingeniería en Alimentos, Universidad de La Serena, Benavente 980, La Serena, Chile


Resumen

El uso de energía solar en el secado de alimentos es una práctica muy antigua, que se ha puesto nuevamente en vigencia,

debido a consideraciones energéticas, ambientales y económicas [1, 2, 3]. El objetivo de este trabajo es describir la evolución

de la mecánica de fluidos, transferencia de calor y de masa por convección mixta en el aire en el interior de un secador solar

junto con la difusión de calor y masa transiente en el interior de alimentos sólidos. Los procesos físicos consideran alimentos

en granos u hojas caracterizados con un modelo poroso generalizado de Darcy-Brikman-Forchheimer que permite describir

los flujos convectivos de fluidos, calor y masa a través de estos alimentos apilados en el interior de un secador. El modelo

conjugado transiente de convección mixta y difusión de calor y masa se resuelve en base al método de volúmenes finitos, con

un programa propio, que fue modificado para la descripción de secado de alimentos porosos conjugado con convección

transiente de calor y masa en aire. Los casos investigados incluyen el secado de granos de uva [4] y de hojas de stevia, por

convección mixta laminar de aire, que ha sido precalentado y deshumidificado en un acumulador de energía solar. Aspectos

físicos como la variación de la relación de aspecto del conjunto de granos de alimento, junto con la evolución de la

temperatura y humedad del aire externo se incluyen en la modelación matemática y en las simulaciones computacionales [5].

El estudio considera dos formas geométricas en la zona final del secador solar y se emplea para investigar el efecto de las

condiciones ambientales en Tanta-Egipto y en Vicuña-Chile, en el proceso de secado de granos de uvas. Los resultados de las

simulaciones computacionales de mecánica de fluidos en el aire describen la variación en el tiempo de las líneas de corriente

y de las zonas de recirculación. Los resultados de transferencia de calor y masa se reportan en términos de la variación en eltiempo de las distribuciones de temperatura y contenido de agua en el alimento y en el aire. La validación parcial de los

resultados obtenidos con el modelo poroso para el secado de granos de uva se efectúa comparando la variación en el tiempo

de secado del contenido de agua en el alimento con valores experimentales reportados en la literatura [4].

Keywords: Modelación matemática, simulación computacional, alimentos porosos, CFD, fenómenos de transporte.

Agradecimientos: de los autores por el apoyo recibido de CONICYT-Chile en el proyecto FONDECYT 1130558.

Referencias

[1]

V. Sharma, A. Colangelo, G. Spagna, Experimentalinvestigation of different solar dryers suitable for fruit

and vegetables drying, Renewable Energy 6 (1995)413-424.

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211

Predicción de congelación de alimentos mediante estudiostransientes con convección laminar y turbulenta de aire

N. Moragaa,*, C. Zambrab a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Serena, Benavente 980, La Serena, Chile b Centro de Estudios de Alimentos Procesados, Universidad de Talca, San Miguel 3245, Talca, Chile


Resumen

La congelación es una práctica muy empleada en la conservación de alimentos [1-3]. El objetivo del trabajo es caracterizar la

mecánica de fluidos y la transferencia convectiva de calor en el aire usado en el enfriamiento y la conducción de calor con

cambio de fase del agua contenida en alimentos cárneos durante su congelación. Los estudios transientes incluyen la

congelación de un cubo de carne de vacuno por convección natural laminar 3D en aire en el interior de un freezer de un

refrigerador doméstico y la congelación 2D de un trozo de salmón en un túnel de congelación por convección mixta en flujo

turbulento de aire. Las ecuaciones de continuidad, momento lineal y energía en el aire y la de difusión transiente de calor con

cambio de fase del agua líquida a hielo en el alimento se emplean en ambos casos. En el túnel de congelación se agrega el

modelo de energía cinética turbulenta k y de disipación de la energía cinética turbulenta ϵ para caracterizar la convección

mixta en el aire que provoca el enfriamiento. La solución se obtiene empleando el método de volúmenes finitos mediante la

programación de las ecuaciones discretizadas en mallas estructuradas no uniformes, con un esquema secuencial implícito

iterativo, un método línea a línea y sub-relajación sucesiva de las variables dependientes. Los resultados obtenidos

caracterizan la evolución en el tiempo de la mecánica de fluidos y convección en aire alrededor de los alimentos y la

variación transitoria de temperatura en el aire y al interior de alimentos durante su enfriamiento y congelación. Los resultados

obtenidos para el caso 3D se comparan con los de modelos previos más sencillos 2D [4]. Se concluye que los resultados de

congelación en flujo turbulento con Re = 5,000 describen con mejor precisión los resultados experimentales que cuando se

supone flujo laminar [5]. Los resultados obtenidos son de interés para el diseño de los equipos de congelación, permitenanalizar el efecto de los parámetros en la congelación de alimentos sólidos, pueden ser utilizados en la reducción de costos y

consumos de energía y empleados para lograr aumentos de productividad y mejorar la calidad de los alimentos procesados.

Keywords: Modelación conjugada, CFD, transferencia de calor, cambio de fase, flujo turbulento.

Agradecimientos de los autores por el apoyo recibido de CONICYT-Chile en el proyecto FONDECYT 1140074.

Referencias

[1] R. H. Devireddy, P. H. Leo, J. S. Lowengrub, J. C.

Bischof, Measurement and numerical analysis of

freezing in solutions enclose in a small container,

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[2]

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[3] Z. Huan, S. He, Y. Ma, Numerical simulation and

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Food Engineering 60 (2003) 267-273.

[4]

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[5]

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Flujo turbulento de aire en diseño aerodinamico de tresautos solares de carrera

Pablo Pacheco, Daniel Garrido, Nelson MoragaDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Serena

Benavente 980, La Serena, Email: [email protected]

Resumen

Este trabajo describe el rol de la mecánica de fluidos generada por el flujo turbulento de aire en el diseño aerodinámico de

autos de carrera que emplean energía solar. El estudio incluye el desarrollo de tres autos solares: IK1, IK2 e IK3, que se

fabricaron y competieron con destacados desempeños en carreras de autos solares latinoamericanas y en una carrera mundial

en los últimos 4 años. Los autos IK1 e IK2 son de tres ruedas y el piloto está en la parte central del auto, en cambio el IK3 es

un auto de cuatro ruedas con el piloto a un costado. En particular este artículo describe el uso de dos modelos matemáticos

diferentes, que incluyeron dos modelos de turbulencia: k-ϵ , para IK1 e IK2 y el modelo RANS Transition Shear Stress

Transport para IK3, junto con el uso de mallas no-estructuradas del orden de cien mil a un millón de nodos (IK1 e IK2) y

polihédricas con 45 millones de nodos para la simulación del auto IK3. Las ecuaciones básicas correspondientes a los dos

modelos de turbulencia se resolvieron empleando el método de volúmenes finitos ANSYS-Fluent en las versiones 14.5 (IK1,

IK2) y 16.0 (IK3). El análisis efectuado incluye la determinación de las líneas de corriente y vectores de velocidad, la

distribución de presión, de energía cinética turbulenta y disipación de energía cinética turbulenta, junto con los coeficientes

de sustentación y de fricción. Las simulaciones computacionales permitieron reducir el área frontal en un 3% y el coeficiente

de arrastre en 13%, entre el modelo mejorado IK2 y el IK1, y luego, una disminución de 22% del área frontal y de un 43% en

el coeficiente de arrastre entre el auto IK2 y el IK3.

Agradecimientos: de los autores por el apoyo recibido del proyecto MINEDUC-PMI Universidad de La Serena en Eficiencia

Energética y Sustentabilidad Ambiental (2015-2017) y al proyecto FONDECYT 1140074.



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Simulación continua de flujo granular tipo Block CavingE. Rojas*,a,b, R. Soto b

a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Antofagasta, Av. Universidad de Antofagasa s/n, Antofagasta, Chile b Departamento de Física, FCFM, Universidad de Chile, Beauchef 850, Santiago, Chile


Resumen

El método de extracción de mineral denominado Block Caving es usado ampliamente en minería subterránea y consiste

básicamente en fragmentar las rocas en el interior de una montaña o una veta de mineral cualquiera, para luego extraer el

material por gravedad. Un importante requerimiento de carácter económico para este tipo de extracción es maximizar la

cantidad de material extraído. Modelos físicos desarrollados por [1] y [2] sugieren que un flujo homogéneo en la columna de

material proporciona un máximo volumen total de extracción de material. Esta homogenización se puede lograr si la distancia

entre los puntos de extracción contiguos es tal que los volúmenes movilizados de material se traslapan en una pequeña

proporción [1]. Más aun, [2] y [3] establecen un criterio dependiente del ancho del volumen movilizado para determinar, de

manera aproximada, la distancia óptima entre puntos de extracción.

Basados en la reología propuesta para medios granulares en [4,5,6] se desarrolló un modelo continuo basado en las

ecuaciones 2D de conservación de momentum, con el objetivo de captar de forma aproximada la forma de la zona de

extracción aislada (IEZ), definida por la parte del medio granular donde los tiempos de residencia no divergen.

Se compararon las curvas de nivel de la zona de extracción aislada del modelo, con las obtenidas mediante mediciones

experimentales [7]. El principal resultado para la simulación continua de este sistema corresponde a que el modelo logra

captar aproximadamente la forma de la zona de extracción aislada. Además, los valores de las masas de extracción

representadas en el diagrama IEZ son del mismo orden de magnitud para el modelo y el caso experimental. Otro resultado

importante es que el modelo continuo también capta el ángulo de falla a la salida del sistema con un 6% de error, lo que no es

captado por los modelos tipo difusivos donde la zona de extracción está dada por un elipsoide [8].

Keywords: Medios granulares, simulación medios continuos, Block Caving.

Referencias

[1] Kvapil, R 1964, Gravity flow of granular materials inhoppers and bins, International Journal of RockMechanics and Mining Science, vol. 1, pp. 35-41.

[2] Marano, G 1980, The interaction between adjacent draw points in free flowing materials and it application tomining, Chamber of Mines Journal, vol. 22, pp. 25-32.

[3] Heslop, TG and Laubscher, D 1981, Draw control incaving operations on Southern African chrysotileasbestos mines, in Design and operation of caving andsublevel stoping mines, ed. D Stewart, Society ofMining Engineers – AIME, New York, pp.755-774.

[4] GDR MiDi, Eur. Phys. J. E, 14 (2004) 341.[5]

Jop, P., Forterre, Y., & Pouliquen, O. (2006). Aconstitutive law for dense granular flows. Nature,441(7094), 727-730.

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[7]

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[8]

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V – COMPORTAMIENTOMECÁNICO

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Caracterización de la respuesta mecánica pasiva delmiocardio de cerdo

E. Riveraa, P. Sáncheza, C. García-Herreraa, D. Celentanob

aDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Santiago de Chile, Av. Bdo. O’Higgins 3363, Santiago, Chile bDepartamento de Ingeniería Mecánica y Metalúrgica - Pontificia Universidad Católica de Chile Av. Vicuña Mackenna 4860

Santiago, Chile

E-mail: [email protected]

ResumenEste trabajo propone una metodología para modelar computacionalmente la respuesta mecánica del tejido del miocardio de

cerdo. Su importancia radica en la necesidad de contar con un modelamiento que permita describir y predecir fielmente el

comportamiento pasivo de este material y sus cambios mecánicos asociados a factores de riesgo de salud cardiovascular,

considerando que las enfermedades cardiovasculares son la principal causa de muerte en todo el mundo.

La caracterización mecánica del miocardio es un tema de creciente interés [1,2,3,4], debido a que la respuesta mecánica de

estos materiales presenta una serie de dificultades y desafíos tales como una marcada anisotropía, efectos viscosos, tensiones

residuales y daño mecánico. Además varios autores han demostrado [5] que la respuesta mecánica del miocardio de cerdo

permite observar fenómenos que también ocurren en el ser humano.

El objetivo del presente trabajo es realizar un análisis numérico y experimental del comportamiento mecánico pasivo del

miocardio. Para ello se realizan ensayos de tracción uniaxial a probetas extraidas de las diferentes direcciones de fibras y

capas de fibras que componen al miocardio para así contar con las direcciones más representativas que permiten caracterizar

el tejido [4].

Se adoptan dos modelos constitutivos adecuados a la respuesta observada en los experimentos. Los modelos hiperelásticos

utilizados corresponden a los modelos de Holzapfel-Ogden [1] y Doyle [2]. Dichos modelos consideran la presencia de fibras

en el tejido a través de la incorporación de invariantes adecuados del tensor de Cauchy-Green.Se obtienen los parámetros de los modelos por medio un método de mínimos cuadrados no lineales, estos parámetros son

calculados considerando que la deformación es homogénea durante todo el ensayo. Se ha demostrado experimentalmente que

la deformación de estos tejidos no es homogénea y por ello se vueleve a reajustar iterativamente los parámetros del material

utilizando el método de los elementos finitos. Finalmente se analiza la estabilidad de los parámetros obtenidos y se comparan

con resultados publicados ya en la literarura especializada.Agradecimientos: Los autores agradecen al proyecto Dicyt 051415GH, al proyecto FONDECYT 115119 y al financiamientode Postgrado: CONICYT-PCHA/Doctorado Nacional/2014-21140988, por el soporte brindado en este trabajo.Keywords: Miocardio, Modelos Hiperelásticos, Comportamiento MecánicoReferencias

[1]

G.A. Holzapfel, R.W. Ogden. Constitutive modellingof passive myocardium: a structurally basedframework for material characterization. PhilosophicalTransactions of the Royal Society A: Mathematical,

Physical and Engineering Sciences, 2009. 3445-3475 p. 367 v.

[2] M.G. Doyle, S. Tavoularis, Y. Bourgault, Adaptationof a rabbit myocardium material model for use in acanine left ventricle simulation study, Journal ofBiomechanical Engineering 132(4), 041006, 2010.

[3]

S. Dokos, B.Smaill, A. Young, I. LeGrice. Shear properties of passive ventricular myocardium.

American Journal of Physiology-Heart andCirculatory Physiology, 2002. H2650-H2659

[4] P. S. Bascuñán, Análisis de la respuesta mecánica pasiva del miocardio. Tutor: García Herrera. C. Tesis

de Magister. Universidad de Santiago de Chile.Santiago. Chile. 2014.

[5] C. Cuellas-Ramón, A. Pérez, C. Pérez-Martínez, A.Diego-Nieto, J. Gonzalo-Orden, F. Fernandez-Vasquez. Investigación traslacional en isquemia,infarto de miocardio y reperfusión. Rev Esp CardiolSupl. 2013;13(E):57-6.




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Análisis de las tensiones residuales de arterias de ovejasgestadas en altura

Zhuoming Chen Linaa, Daniel Poblete P.a, Emilio A. Herrerab, Aníbal J. Llanosb, Diego Celentanoc,Claudio García-Herreraa

aDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Santiago de Chile, Av. Bdo. O’Higgins 3363, Santiago, Chile

bPrograma de Fisiopatología, ICBM, Facultad de Medicina - Universidad de Chile Av. Salvador 486 Santiago, Chile

cDepartamento de Ingeniería Mecánica y Metalúrgica - Pontificia Universidad Católica de Chile Av. Vicuña Mackenna 4860

Santiago, Chile

E-mail: [email protected]

Resumen Muchas personas de nuestro país viven o trabajan en condiciones de altura por sobre los 3500 metros sobre el nivel del mar.

Estas condicones hacen que el sistema cardiovascular sufra adaptaciones fisiológicas para su funcionamiento en condiciones

hipóxicas [1] , como por ejemplo, un remodelamiento de las arterias producto del aumento de la densidad sanguinea y

presión intravascular. Para aminorar estos efectos se están desarrollando medicamentos para reducir las consecuencias

negativas en la función vascular de las arterias.

El objetivo del presente trabajo es cuantificar los efectos de dos fármacos específicos (Cinaciguat y ANP) sobre las tensiones

residuales que se presentan en las arterias aorta, carótida y femoral. El estudio se realiza en ovejas recién nacidas con 15

días de vida, cuyas madres pertenecen a generaciones de ovinos adaptadas a condiciones hipóxicas, en la zona de Putre (3600

m).Los sujetos de estudios se dividieron en tres grupos: a) grupo de control (sin tratamiento farmacológico) b) grupo con

tratamiento de cinaciguat, c) grupo con tratamiento de ANP. Los tratamientos se adminsitraron diariamente por 7 dias, luego

de lo cual los animales se eutanisaron y se obtuvieron las muestras arteriales (Aprobación bioetica CBA 694. Facultal de

Medicina, Universidad de Chile).

Para cuantificar las tensiones residuales se usó el ensayo de apertura de anillo [2], el cual consiste en abrir un anillo de arteriainmerso en suero fisiológico a temperatura controlada de 37°C. Como resultado, se obtiene un ángulo de apertura que se

relaciona directamente con los niveles de esfuerzos residuales presentes en el vaso [2]. Para completar el estudio se evaluó el

comportamiento mecánico de los tejidos a través de ensayos de tracción [3], en este caso se han tomado anillos de arterias las

cuales son estirados hasta su rotura. De este ensayo se obtiene la curva esfuerzo-alargamiento que permite ajustar los

parámetros de material con un modelo constitutivo para materiales hiperelásticos. Utilizando el método de elementos finitos,

se modeló numéricamente el cierre del anillo y con ello se obtienen las tensiones residuales presentes en cada vaso.

Finalmente de los resultados obtenidos se compararon y se analizaron los efectos de estos dos fármacos en cada uno de los

vasos en estudio. Los resultados indican que los medicamentos afectan fuertemente los esfuerzos residuales así como la

elasticidad del vaso. Agradecimientos: Proyecto Dicyt 051415GH; FONDECYT 1151119 y 1140647.Keywords: Biomecánica, Hiperelásticidad, Comportamiento mecánico de biomateriales

Referencias

[1]

Emilio A. Herrera. High-altitude chronic hipoxiaduring gestation and after birth modifiescardiovascular respones in newborm. Regul InegrCamp Physiol. Vol 292(6):R2234-40 (2007)

[2]

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[3] D. Cañas-Quezada, R. Manríquez, C. García-

Herrera, E. Herrera, D. Celentano. Ensayo detracción en un anillo de arteria. Jornadas deMecánica Computacional 2014. Vol 12 204-212(2014)





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Efecto de la temperatura de sinterización sobre laspropiedades mecánicas de espumas de aleaciones Ti-Nb-

Ta-Mn

D. Muñoza, S. Lascanoa, *, C. Aguilarb, L. Péreza


Valparaíso, Chile b

Departamento de Ingeniería Metalúrgica y Materiales, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla110-V, Valparaíso, Chile


Resumen

La cantidad de personas en edad sobre los sesenta años ha ido en aumento, a su vez la tasa de natalidad ha ido dismiuyendo,

convirtiendo así a varios países en poblaciones envejecidas. Además, según la Organización de las Naciones Unidas, la

expectativa de vida al nacer ha ido aumentando con el tiempo. Con respecto a América Latina, Chile es líder en longevidad,

alcanzando una edad de 83 años. Esta situación ha provocado que cada día sean más las personas que sufren trastornos

musculo-esqueléticos, entre los cuales el deterioro óseo provocado por la artrosis es la causa más habitual de las prótesis de

cadera en Chile [1]. En busca de mejorar la calidad de vida de las personas, últimamente se ha puesto mayor interés en el

desarrollo de implantes biomédicos y sus exigencias. El implante biomédico debe cumplir diferentes características; en

cuanto a sus propiedades mecánicas, deben ser similares a las del hueso. También, debe ser resistente a la corrosión y aldesgaste. Otra caracerística, es que el implante debe ser capaz de establecer una conexión directa y estable con el hueso, esto

es llamado osteointegración satisfactoria. La vida útil del implante también es un aspecto a considerar, el periodo de servicio

de los implantes es de 10 a 15 años, por lo que se busca poder alargar este periodo, adecuándose a las necesidades del

paciente. Por último, el implante debe ser un biomaterial. Dentro de los biomateriales, existen según su estructura molecular,

los polímeros, cerámicos y metálicos, estos últimos, han mostrado tener una excelente resistencia mecánica y tenacidad [2]. A

su vez, entre estos biomateriales metálicos, las aleaciones de Titanio son considerados como la mejor opción en materiales de

implantes para aplicaciones ortopédicas y dentales por sus bajos módulos de elasticidad, los cuales fluctúan entre 55 Gpa y

110 Gpa, su excelente relación resistencia-peso, dureza y superior biocompatibilidad y resistencia a la corrosión [3-5]. Aun

así, a pesar de todas las características favorables mencionadas, presentan algunas limitaciones, tales como falta de

osteointegración, inadecuadas propiedades mecánicas y su elevado módulo de Young en comparación al tejido óseo (3 – 20

GPa) que es la causa principal del fenómeno de apantallamiento de tensiones, o también conocido como “stress shielding [4].

Otra desventaja es que los implantes son importados, situación que encarece su obtención.

Los avances han estado enfocados a encontrar materiales no tóxicos y con propiedades mecánicas similares a las del hueso y

que sean económicamente asequibles. Así, los intentos por solucionar la diferencia entre los módulos de elasticidad, ha

llevado a crear aleaciones de estructuras porosas de Titanio, obtenidas mediante la técnica de espaciadores, lo cual conlleva a

reducir el módulo de Young de la aleación sin comprometer la resistencia mecánica requerida [6]. Además, el cambio de

composición química de una aleación conocida como Ti-Nb-Ta-Zr, donde el Zr es reemplazado por el Mn, el cual es menos

costoso. De este último compuesto no existen estudios en implantes biomédicos, sin embargo se sabe que puede tener efectos

beneficiosos para el organismo además de aportar favorables propiedades mecánicas [7, 8]. Con respecto a la microestructura

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de la espuma de aleación Ti-Nb-Ta-Mn, el tamaño de poro en la espuma final debe ser el óptimo para promover la

osteointegración. Se han reportado espumas metálicas con rango de tamaño de poro desde 200 μm hasta 400 μm con éxito en

el crecimiento de tejido en presencia del implante [9-11].

Para el presente trabajo se establecen los siguientes objetivos; el objetivo general de este trabajo es evaluar el efecto del

contenido del Manganeso y de la temperatura de sinterización sobre las propiedades mecánicas de espumas de aleaciones Ti- Nb-Ta-Mn empleadas en implantes biomédicos. Asimismo, los objetivos específicos son: sintetizar espumas de aleación de

Ti-35Nb-29Ta-Mn mediante pulvimetalurgia empleando la técnica de espaciadores y sinterización convencional, evaluar la

influencia de los parámetros de procesamiento sobre las características físicas, microestructurales y las propiedades

mecánicas de la espuma con 50 % de espaciador y finalmente, contrastar los resultados obtenidos con aquellos publicados en

otras investigaciones.

A través de pulvimetalurgia convencional y la técnica “Space-holders”, se obtienen compactos porosos de la aleación Ti -Nb-

Ta-Mn. Para ello, se han utilizado polvos de Titanio comercialmente puro, Niobio, Tantalio y Manganeso en estado de

recepción para formar la aleación de Titanio, en cantidades de 34% de Nb, 29% de Ta y variando el contenido de Mn en 2%,

4% y 6% en peso, debido a que no se conoce el efecto del contenido de Manganeso en la aleación. Asimismo, para generar

una porosidad mayor que la que podría obtenerse por métodos convencionales, se ha empleado Bicarbonato de Amonio como

material espaciador, en cantidad de 50% en volumen. Inicialmente, los polvos metálicos y el material espaciador han sido

caracterizados mediante SEM (Microscopía de barrido electrónico). En general, se observó que la morfología de los polvos es

irregular y de tamaño no homogéneo. En primer lugar, los polvos se mezclan durante 40 minutos, promoviendo lahomogeneización y se compactan de forma uniaxial. La presión de compactación se ha determinado a partir de la curva de

compresibilidad de las mezclas de Ti-Nb-Ta-Mn y espaciador, eligiendo una presión de compactación de 400 MPa, que

permite un compacto con buena integridad, haciendo fácil su manejo en los siguientes procesos. Luego, el retiro del

Bicarbonato de Amonio se realiza en un horno a 200°C durante 2 horas, procurando su retiro completo, debido a que

cualquier residuo de éste puede provocar un efecto perjudicial en el cuerpo humano [4]. La sinterización de los compactos se

realiza en alto vacío a 1200°C y 1300°C durante dos horas. Finalmente, se han caracterizado los compactos a través del

método de Arquímedes, obteniendo la densidad, y la porosidad total e interconectada. Mediante el análisis de imagen, se

establecieron los distintos parámetros morfológicos de los poros y difracción de rayos X. Igualmente, se ha valorado el efecto

de estas variables mencionadas en las propiedades mecánicas y el módulo elástico, obtenidos mediante el ensayo de

compresión uniaxial.

Los resultados muestran que la porosidad obtenida fue cercana al 70% para el ensayo de Arquímedes y para el análisis de

imagen fue menor, lo que demuestra que la porosidad de los compactos no es homogénea. La morfología de los poros, revela

que la mayoría de ellos tiene un diámetro promedio entre 0 y 100 micras, sin embargo, existen poros de gran tamaño, los

cuales fueron formados debido a la naturaleza cohesiva del Bicarbonato de Amonio que tiende a aglomerar sus partículas

[11,12], llegando a obtener poros de 400 μm y 700 μm. La porosidad y el tamaño de poros responde a la estructura de un

hueso esponjoso [13]. El análisis estadístico del tamaño de poro, revela la necesidad de tamizar el espaciador para controlar la

homogeneidad de la porosidad obtenida [12]. A partir de los difractogramas de rayos X, se comprobó la formación de

solución sólida de la aleación, sin embargo, ésta es mayor para las muestras sinterizadas a 1300°C. Además, tanto el aumento

de porosidad total como el contenido de Mn, disminuyen la resistencia a la fluencia en compresión. A su vez, la temperatura

de sinterización influye directamente sobre la morfología de los poros y la resistencia mecánica. Cabe destacar, que la

cantidad de espaciador utilizado (50% v/v) está por debajo de la porosidad obtenida (70%), lo cual indica la falta de

densificación durante el proceso de sinterización. En cuanto a los resultados de las propiedades mecánicas, el módulo de

Young tiende a disminuir con la porosidad, alcanzando valores de 10 GPa, similares al hueso trabecular. Por su parte, la

resistencia a la fluencia en compresión alcanza valores entre los 25 MPa y 100 MPa, muy por debajo a la resistencia del

hueso cortical, pero nuevamente semejante a la del hueso trabecular.

Keywords: Ti-based alloys, metallic foams, compression test.

Referencias

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personas de 65 años y más con Artrosis de Cadera

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materials transactions A, vol. 33, pp. 477-486,

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220

Análisis de falla en componente de sistema de tuberías detransporte de polvo Codelco-Chuquicamata

Herman Ochoa M(a), (b), Rodrigo Correa(a), (c), Waldo Belmonte(a) y Marco Carrasco(a), (b)

a Centro de Ingeniería y Tecnología de los materiales, Universidad de Antofagasta, Av. Universidad de Antofagasta, Chile. b Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Antofagasta, Av. Universidad de Antofagasta, Chile.

c, CODELCO Chuquicamata FURE, Región de Antofagasta, Chile.

*E-mail Autor: [email protected], [email protected]

Resumen

La investigación realizada consiste en analizar una falla en una unión vitaulica de la red de tubería de transporte de polvo quevan desde los Vasos presurizados hasta CT2 (Convertidor teniente) en las instalaciones de Codelco Norte Chuquicamata-fundiciones, este sistema fallo después de un año de funcionamiento. El sistema de tubería transporta una cantidad de polvode 14 Ton/pulsada, usando 300 m3 de aire a una presión de 3 (Kg/cm2). El objetivo de la investigación fue determinar lacausa específica de la falla en los sistemas de transporte de polvo. Como parte de la metodología utilizada para resolver elcaso se realizó la recepción de muestras a las cuales se aplicó un análisis químico, análisis de dureza, análisis metalográfico,ensayo de tracción y memoria de cálculo (bajo el aspecto de trasporte neumático de sólidos). El análisis químico reveló queel acero de la tubería es un SAE 1020. La dureza corresponde a 126,7 HB (que es una resistencia al desgaste muy baja parala exposición del sistema). Mediante el análisis metalográfico del material se pudo comprobar que este, no presentabadefectos. Las propiedades mecánicas resultaron ser de 26,3 y 43,3 (Kg/mm 2) para la tensión de fluencia y tensión máxima,respectivamente. A través de la memoria de cálculo se pudo establecer que dada una razón de masas entre sólido y aire de

10,2 la mezcla se encuentra en una fase diluida a una velocidad de 27,6 (m/s), lo cual da lugar a un comportamiento erosivoque se concentra en los accesorios, generando el desgaste excesivo y ocasionando la falla. El análisis de los resultados permitió determinar que la falla fue consecuencia de una erosión intermitente y agre siva, debido a una relación de masa de polvo/aire no correcta. Como parte de los resultados se generan recomendaciones para el solicitante de la investigación

Keywords: Análisis de fallas, Transporte neumático de sólidos, fase diluida, Metalografía, Desgaste por erosión.

Referencias

[1]

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[2]

P. Wypych, “Pneumatic conveying of bulk solids”

1989.[3]

G.E. Klinzing,F. Rizk,R. Marcus,L.S. Leung“Pneumatic Conveying of Solids: A theoretical and practical approach” 3rd edition, 2011.

[4]

Amit Suhane, Vijay K. Agarwal, “Effect of BendGeometry on Erosion and Product Degradation inPneumatic Conveying Pipeline Systems” pp. 129-136,2012.

[5]

David Mills, “Pneumatic Conveying Design Guide”2nd edition 2004.

[6]

"Metallographic and Materialographic Specimen

Preparation, Light Microscopy, Image Analysis andHardness Testing", Kay Geels in collaboration withStruers A/S, ASTM International 2006.

[7]

Metallography and Microstructures, Vol. 9, ASMHandbook, ASM International, Materials Park, OH,2005.

[8]

Metallography: Principles and Practice, G.F. VanderVoort, ASM International, Materials Park, OH, 1999.

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221

Influencia de la orientación de la fibra en las frecuenciasnaturales de vigas compuestas sumergidas cerca de una

estructura rígida de fondo.

C. Villegasa,*, C. G. Rodríguezb, P. Floresb a Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad del Bío Bío, Av. Collao 1202, Concepción, CHILE

b Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 219, Concepción - CHILE


Resumen

Cuando una estructura rígida se encuentra cerca de un cuerpo sumergido (isotrópico u ortotrópico), las frecuencias naturalesde dicho cuerpo disminuyen en función de su proximidad [1], además de cambiar por el efecto de la orientación de sus propiedades mecánicas, en el caso de un material ortotrópico [2]. Dado este escenario, se analizó el efecto de una superficierígida sobre una viga epóxica reforzada con fibra de vidrio unidireccional, que se encuentra sumergida a una cierta distanciadel fondo, para diversas orientaciones de la fibra. Se parametrizó la distancia entre el fondo rígido y la viga, para determinarexperimentalmente las tres primeras frecuencias naturales en flexión, mediante su vibración libre, y calcular la razón entre lasfrecuencias en aire y agua para cada modo de vibrar. Los resultados experimentales se compararon con un código deelementos finitos comercial (SAMCEF), concluyendo que la disminución de las frecuencias naturales en función de ladistancia entre la viga y el fondo es exponencial, es independiente del ángulo de la fibra y puede ser predicha con un 4% deerror promedio.

Keywords: viga compuesta, viga en voladizo sumergida, interacción fluido-estructura, vibración libre, frecuencias naturales.

Referencias [1]

C.G. Rodriguez, P. Flores, F.G. Pierart, L.R.Contzen, E. Egusquiza, Capability of structural – acoustical FSI numerical model to predict naturalfrequencies of submerged structures with nearbyrigid surfaces, Computers & Fluids 64 (2012)117 – 126.

[2]

Matthew R. Kramer, Zhanke Liu, Yin L. Young,Free vibration of cantilevered composite plates inair and in water, Composite Structures 95 (2013)254 – 263.

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Efecto del envejecimiento por condiciones climáticas enuniones adhesivas simples que utilizan adherentes de

material compuestoR. Hunter1, E. Leal 1, J. Moller1, L. da Silva2

1Departamento de Ingeniería Mecánica – Facultad de Ingeniería y Ciencias - Universidad de La Frontera

Francisco Salazar 01145 - Temuco – CHILE2Departamento de Engenharia Mecanica e Gestao Industrial, Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto, Rua Dr.

Roberto Frias, 4200-465 Porto, Portugale-mail : [email protected]

Resumen

El presente artículo muestra los resultados del análisis experimental de uniones adhesivas simples que emplean un adhesivo

de metacrilato y adherentes de FRP (Fibra de vidrio Reforzada con Polímeros), sometidas a un proceso de envejecimiento

natural de tres meses.

Los adherentes empleados han sido fabricados mediante laminado por infusión al vacío cuya configuración es 901,01, 901, con

un espesor total de 3 mm. Las especificaciones dimensionales de la unión adhesiva simple se mantienen constantes para todas

las probetas ensayadas, manteniendo 25 mm de traslape y un espesor de la zona adhesiva de 1,2 mm. Por otro lado, el sistema

adhesivo empleado es del tipo metacrilato de dos componentes (ITW Plexus, MA310, USA).El envejecimiento de las uniones adhesivas se ha realizado bajo condiciones ambientales normales, con una duración total de

tres meses, los cuales abarcaron 6 semanas de verano y 6 semanas de otoño en la zona sur de Chile. Una vez realizado el

envejecimiento, se ha realizado el ensayo de tensión de acuerdo al estándar ASTM D1002-01, en una máquina Instron 3369,

bajo condiciones de temperatura y humedad de laboratorio.

Los resultados permiten identificar que las uniones adhesivas simples envejecidas tienen un esfuerzo de corte promedio de

9.7 MPa; mientras que las uniones adhesivas simples sin envejecimiento tienen un esfuerzo de corte promedio de 11,4 MPa.

Esto denota una pérdida de resistencia en la unión adhesiva de aproximadamente el 15%, considerando una degradación

ambiental bajo condiciones normales.



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Desarrollo de un modelo cohesivo de zona para lasimulación en Modo I de un adhesivo de metacrilato

Renato Hunter1, Jaime Molina1, Juan Moller1, Lucas da Silva2

1Departamento de Ingeniería Mecánica - Universidad de La Frontera

Francisco Salazar 1145 - Temuco – CHILE2Departamento de Engenharia Mecanica e Gestao Industrial, Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto, Rua Dr.

Roberto Frias,

4200-465 Porto, Portugal

e-mail : [email protected], [email protected]

Resumen

El presente artículo se enfoca en el desarrollo de un modelo cohesivo de zona (Cohesive Zone Model, CZM) orientado a

simular la fractura en Modo I de un adhesivo bi-componente (Metacrilato). Este modelo ha sido implementado en ABAQUS

para predecir el comportamiento de la grieta en el adhesivo mediante CZM. Para el desarrollo de este, se ha considerado un

modelo de daño basado en la Ley de Tracción-Separación del material. Adicionalmente, se han considerado un conjunto de

ensayos DCB (Double Cantilever Beam) para caracterizar el adhesivo según dicha ley, obteniendo experimentalmente los

parámetros necesarios para el modelo.

Se utilizaron adherentes de acero SAE-1045 de sección 12 mm x 12 mm x 120 mm, tratados superficialmente para evitar la

falla adhesiva de la unión y garantizar una propagación estable de la grieta. Posteriormente, las probetas fueron ensayadas en

una máquina de ensayos universales INSTRON Modelo 3369 a 20°C y a una velocidad de 1 mm/min, logrando obtener los

datos de fuerza y desplazamiento.

Para la reducción de datos del ensayo DCB, y con el objeto de obtener la energía crítica de fractura, se ha empleado el

método CBBM (Compliance Based Beam Method), necesario para obtener la energía crítica liberada GIC, cuyo valor es un

parámetro fundamental para el modelo de zona cohesiva. Los resultados muestran una adecuada correlación entre la

simulación numérica y los datos experimentales.

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VI – INGENIERÍA DEMÉTODOS Y GESTIÓN DE

LA PRODUCCIÓN

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El rol de las simulaciones multibody en la homologacióndinámica de vehículos ferroviarios

M. Aizpuna*

a Escuela de Ingeniería Mecánica, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Av. Los Carrera 01567, Quilpué, Chile*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

Los vehículos ferroviarios son sistemas mecánicos de una alta complejidad y que engloban un gran número de elementos

móviles. Además, estos vehículos deben circular con un alto grado de seguridad, debido a las fatales consecuencias queacarrean los descarrilamientos o choques. Por este motivo, el proceso de homologación dinámico [1], en el cual se certificamediante una gran cantidad de ensayos estáticos y dinámicos que el vehículo es apto para circular en una determinada vía,debe asegurar un nivel de seguridad óptimo. Este procedimiento es muy extenso y costoso, dado que la certificación implicafabricar un prototipo del vehículo y realizar una batería de ensayos.Por otra parte, desde hace unos años se han desarrollado algoritmos de simulación de vehículos ferroviarios, generalmente

basados en formulaciones matemáticas multibody (multicuerpo) [2]. Estos algoritmos, han pasado de ser instrumentos deinvestigación de problemáticas concretas del ferrocarril, a ser una herramienta básica en el diseño y fabricación de vehículosferroviarios [3], dando lugar a softwares comerciales como SIMPACK o VAMPIRE [4].El objetivo de este artículo es mostrar cómo las simulaciones dinámicas ferroviarias pueden ser una herramienta importante

para simplificar el proceso de homologación de un vehículo, sustituyendo algunos de los ensayos experimentales en vía porsimulaciones por computador, lo cual podría llegar a disminuir el costo y el tiempo de homologación en gran medida ymanteniendo el mismo nivel de seguridad original.El artículo muestra el proceso de homologación habitual de un vehículo y cómo es posible simular los ensayosexperimentales estáticos y dinámicos en vía, desarrollando una estrategia combinada de simulaciones y ensayos.En concreto, se realizan simulaciones de descarrilamiento con el objetivo de comprobar la capacidad de circulación de unvehículo por una curva con un cierto defecto. Esta simulación es importante para el proceso de homologación físico, ya quese logra comprobar, antes de que el vehículo se ensaye en vía, que esa circulación va a ser segura. Además, se simulan unaserie de curvas para comprobar las características dinámicas de un vehículo, en función de diferentes excitaciones de vía. Losresultados muestran cómo la calidad de la vía influye significativamente en la seguridad contra el descarrilamiento, así comotambién en el confort y fatiga del vehículo.Por último, se dan unas pautas generales sobre la validación de los modelos multibody con el objetivo de poder tener laseguridad de que las simulaciones son una representación lo suficientemente adecuada de la realidad física.Keywords: vehículos ferroviarios, dinámica ferroviaria, simulaciones dinámicas, multibody.

Referencias[1]

CEN, EN 14363:2005. Railway applications – testing

for the acceptance of running characteristics of railwayvehicles – testing of running behavior and stationarytests.

[2] A.A. Shabana, J.R. Sany, A survey of rail vehicle tracksimulations and flexible multibody dynamics, NonlinearDynamics 26 (2001) 179-210.

[3] C. Weidemann, State-of-the-Art railway vehicle designwith multi-body simulation, Journal of Mechanical

Systems for Transportation and Logistics 3 (2010) 12-

26.[4]

P. Shackleton, S. Iwnicki, Comparison of wheel-railconctact codes for railway vehicle simulation: anintroduction to the Manchester Contact Benchmark andinitial results, Vehicle System Dynamics 46 (2008) 129-149.

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VII – ENERGÍASRENOVABLES

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Termografía infrarroja aplicada al monitoreo de condición

en sistemas fotovoltaicos en la zona norte de ChileE. Estupinan a,*, M. Caquisanea, O. Canaviria, G. Canaviria, B. Acevedob

a Escuela Universitaría de Ingeniería Mecánica, Universidad de Tarapacá. b Escuela universitaria de ingeniería Eléctrica-Electrónica, Universidad de Tarapacá.

Av. 18 Septiembre 2222, Casilla 6-D, Arica, Chile*E-mail: [email protected]

Resumen

Al observar la curva del consumo energético en Chile, se desprende que la demanda energética es creciente con respecto al paso de los años, la cual se cubre principalmente con fuentes energéticas no renovables, como lo son el carbón conaproximadamente 20%, petróleo 13% y gas natural 29% [1,2]. Considerando lo anterior, más la necesidad y tendenciacreciente en el mundo de utilizar fuentes energéticas renovables para la producción de electricidad, el uso de sistemasfotovoltaicos se hace cada vez una mejor alternativa en Chile. Esto sumado a que los precios de generación con energía solarhan dejado de ser una barrera, teniendo en cuenta que los costos de los proyectos solares fotovoltaicos en los últimos tresaños han descendido hasta en un 50% en el mundo. En este contexto, una forma de ver el crecimiento del uso de la energíafotovoltaica en Chile, es que en el año 2013 se comenzó con solo 11 MW de capacidad instalada. Sin embargo, actualmenteexiste una gran cantidad de proyectos aprobados superando los 3 GW de potencia neta [3], considerando solamente la zonanorte del país. Dicha zona se caracteriza por poseer un elevado potencial de radiación solar, siendo muy favorable para eluso de la energía solar. No obstante, existen condiciones ambientales que pueden afectar la eficiencia de dichos sistemas,como por ejemplo temperaturas altas, polvo, viento, humedad y altura, principalmente.En este contexto, el presente trabajo estudia los alcances de la termografía infrarroja para el monitoreo de condición ydetección de fallos en sistemas fotovoltaicos, así como también, para evaluación de efectos medioambientales en dichossistemas. Existen casos a nivel mundial en donde ya se ha prospectado el uso de tecnologías predictivas para la detección de

fallos, principalmente en plantas de energías limpias de gran tamaño [4,5]. No obstante, el uso de tecnologías predictivas,como lo es la termografía infrarroja, en plantas fotovoltaicas en Chile, es aun escasa. Como casos de estudio se presentanresultados alcanzados con plantas solares ubicadas en la XV Región. Al final de la investigación se espera poder contar con

procedimientos y recomendaciones para el uso adecuado de la termografía infrarroja aplicada a sistemas solares.

Keywords: Termografía infrarroja, Sistemas fotovoltaicos, Sistemas termosolares, Mantenimiento predictivo.

Referencias

[1] Del Campo, S. Estrategia Nacional de Energía 2012 – 2030, Energía para el futuro. Gobierno de Chile, (2012).Disponible en:http://www.cifes.gob.cl/archivos/sextoencuentro/m2/Sergio%20D

el%20Campo%20Presentacion_EncuentroERNC%202012.pdf

[2] Bunster J. Política energética para un Chiledesarrollado, Ministerio de energía, Gobierno de Chile,(2012). Disponible en:http://www.senado.cl/prontus_senado/site/artic/20121217/asocfile/20121217174333/presentacion_ministro_de_energia.pdf

[3] CNE, Comisión Nacional de Energía, Gobierno deChile. Obras de generación y transmisión en construcción,(2015). Disponible en: www.cne.cl/images/RES%20132.pdf

[4] Denio, H. Aerial solar thermography and conditionmonitoring of photovoltaic systems, Photovoltaic

Specialists Conference (PVSC), IEEE, Austin, USA (2012).[5] Acciani, G., Simione, G.B., and Vergura, S.Thermographic analysis of photovoltaic panels,International Conference on Renewable Energies andPower Quality (ICREPQ’10), Spain, (2010)

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Validación de modelos de sistemas solares térmicosresidenciales y estimación de su rendimiento basado en

parámetros de la vivienda

Juan Jerez a*, Adelqui Fissore a, Cristian Cuevas a a Departamento de Ingeniería Mecánica, Facultad de Ingeniería, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 219,

Concepción, Chile*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

El siguiente estudio forma parte de un proyecto mayor que busca determinar el potencial de radiación solar a nivel urbano,dentro del cual se contempla el análisis de tecnologías de conversión de energía solar a energía térmica o eléctrica. Paraevaluar dicho potencial se requiere conocer el rendimiento anual o estacional de estos equipos. Esto da origen al siguienteanálisis, el cual consta de tres partes: caracterización experimental, modelado y simulación. Los sistemas a analizar son un

panel solar térmico plano y un panel híbrido (PV-T), ambos de circulación forzada con un circuito primario con agua- propilenglicol y un estanque de almacenamiento.

Ambos sistemas se instrumentan con termocuplas, un piranómetro y el flujo de consumo se mide por peso. En estacaracterización, se hacen ensayos diarios en condiciones ambientales y por separado para los colectores y los estanques dealmacenamiento.

Posteriormente, ambos sistemas son modelados para correlacionar sus eficiencias con parámetros de la vivienda; tales comosuperficie, número de habitantes y perfil de consumo. Se usa como caso de estudio una vivienda ubicada en la ciudad deConcepción. Para modelar los componentes de los sistemas solares térmicos se utilizan modelos del software TRNSYS [1]validados a través de los ensayos antes mencionados.

Los modelos teóricos concuerdan con los resultados experimentales; el error en la eficiencia de los colectores es de 3% enensayos diarios, cuyo valor es aceptable. Por otro lado, la eficiencia térmica del sistema con colector PV-T es cerca de 30%,lo cual es un 20% menor a la eficiencia del otro sistema. Ya que la eficiencia eléctrica del colector PV-T es cerca de 11%; elcolector de placa plana tiene un mejor desempeño general en las condiciones de estudio.A partir de los modelos ya validados se pueden realizar simulaciones anuales correspondientes para determinar elrendimiento horario y estacional de estos dos sistemas. Si bien este no es el objetivo de este artículo, es importante saber queeste es el producto final que se busca de este análisis, para estimar los rendimientos que se utilizarán como entradas en elcontexto de la energía solar a nivel urbano.

Keywords: Energía Solar; Sistema Solar Térmico; PV-T; ACS

Referencias

[1] Klein, S.A. et al, TRNSYS 17: A Transient SystemSimulation Program, Solar Energy Laboratory,University of Wisconsin, Madison, USA, 2010

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Efecto de la Suciedad en el Equipo de Medida de laRadiación Global bajo Condiciones Costeras de la Región

de Arica y Parinacota

L. Cornejoa,b*, E. Rodríguezb, C. Floresc

aLaboratorio de Investigaciones Medioambientales de Zonas Áridas, LIMZA, Escuela Universitaria de Ingeniería Mecánica,Universidad de Tarapacá, Arica, Chile

a,b

Centro de Investigaciones del Hombre en el Desierto, CIHDE, Arica, ChilecEscuela Universitaria de Ingeniería Mecánica, EUDIM, Universidad de Tarapacá, Arica, Chile*E-mail Autor: [email protected]

Resumen

La región de Arica y Parinacota se encuentra ubicada en el extremo norte de Chile, en pleno Desierto de Atacama. Zona quese caracteriza por su escasez de precipitaciones y su alta cantidad de días de sol al año destacándola como una región que

posee un gran potencial energético solar. El Centro de Investigaciones del Hombre del Desierto, CIHDE, mediante el proyecto FIC P105 con recursos asignados por el Fondo de Innovación para la Competitividad del Gobierno Regional,instaló 3 estaciones radiométricas ubicadas a distintas alturas: Campus Velásquez de la Universidad de Tarapacá a 9 metrossobre el nivel del mar, Minera Quiborax a 2000 metros sobre el nivel del mar y Las Rejas a 4000 metros sobre el nivel delmar, con el objetivo de caracterizar el recurso solar de la región.

En la ejecución de este trabajo se utilizó la estación de monitoreo instalada en el Campus Velásquez, situada en la zonacostera, específicamente en Avenida General Velásquez 1775, de la ciudad de Arica; latitud 18,47,03° Sur, longitud70,31,16° Oeste.La problemática a estudiar fue el efecto de la suciedad (polvo) sobre el piranómetro de la Estación Radiométrica mediantedos “fases”, la primera denominada “Fase Limpia”, por que el propósito fue realizar una adecuada limpieza a cada uno de losinstrumentos que componen la estación obteniéndose una base de datos fidedignos para posteriormente proponer un modelomatemático. La toma de datos transcurrió durante el período del 1 al 8 de junio del 2014.Ejecutada esta tarea, se comenzó la segunda fase de medición, la cual consideró una base de datos denominada “Fase Sucia”,

que se llamó así a consecuencia que de igual forma que en el período anterior, se realizaba una adecuada limpieza a todos losinstrumentos de la estación, a excepción del piranómetro que mide la radiación global. De esta manera, se logró una medidareal de comparación entre los instrumentos que miden la radiación global y la de los instrumentos que miden la radiacióndifusa y directa normal. La toma de datos en este período fue entre los días 12 de junio al 26 de junio del 2014.El modelo matemático propuesto se sustenta en utilizar las radiaciones globales medidas y calculadas, para así realizar lo quese denomina una “Curva de Calibración”. Esta curva contiene los datos obtenidos entre las 6:30 de la mañana (hora delamanecer) y las 17:20 de la tarde (hora del ocaso) durante todo el proceso de medición de la “Fase Limpia” obteniéndose laecuación más precisa que pueda representar a los datos. Esto se logra teniendo como referencia el Coeficiente deDeterminación (), el Error Cuadrático Medio (RMSE) y el Sesgo Estadístico (MBE).La hora de cada registro de la estación es el dato que corresponde a UTC-5 (UTC el Tiempo Universal Coordinado), el cuales el principio estándar de tiempo por el cual el mundo regula los relojes. Las zonas horarias del mundo se expresan comodesviaciones positivas o negativas de UTC, tomando como referencia el meridiano cero Greenwich. Se consideró la hora de

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medición UTC-5 debido a que Chile tiene cambios de horario en verano e invierno, y para hacer una toma de datos sinconfusiones se considera un horario predeterminado fijo, sin cambios durante el año.El intervalo de periodicidad de la toma de datos corresponde a un valor medido cada 1 segundo, que se registra una media delos valores cada 10 minutos. El Data Logger a su vez registra el valor máximo y mínimo en el período de los 10 minutosanteriores al dato registrado. Para efecto de este trabajo, se toman las medias registradas cada 10 minutos obviando los

valores máximos y mínimos almacenados.Durante la campaña de medición denominada “Fase Sucia” los equipos de medición son exactamente los mismos que durantela “Fase Limpia” pero con la diferencia que no se limpia el piranómetro de radiación global. En consecuencia el valor medido

por este piranómetro se vé alterado por la suciedad que se acumula sobre él, pero el valor de la radiación global calculada semantiene confiable debido a la adecuada mantención realizada al piranómetro de radiación difusa y al pirheliómetro.De no tener un segundo piranómetro que estuviera midiendo la radiación global, se desarrolló este modelo matemáticoutilizando el piranómetro que mide la radiación difusa y el pirheliómetro de radiación directa normal. El modelo matemáticoaquí descrito presenta algunas diferencias cuando se producen aumentos bruscos de la radiación, haciendo que en algunosmomentos del día la radiación que se obtiene por el modelo sea menor a la que está leyendo el piranómetro. Esto se puedecorroborar fácilmente de forma gráfica para los primeros 5 días de la “Fase Sucia”. A contar del día 21 de junio en adelante lacurva de la irradiancia global medida teórica se hace mayor que la irradiancia global medida durante la mayor parte del día.La diferencia calculada entre la irradiancia global medida y calculada se hace cada vez mayor a medida que transcurren losdías, esto debido al efecto de la suciedad acumulándose sobre el visor del piranómetro.Se hace hincapié que este trabajo de investigación representa un caso particular y no pretende predecir lo que ocurrirá en

períodos mayores de tiempo. Para un trabajo más acabado, el tiempo de estudio debería ser mayor pero sin olvidar que elefecto de la suciedad es muy variable debido a las diferentes fuentes de contaminación. Cada una de estas fuentes puedevariar su cantidad de deposición de material particulado sedimentable a lo largo de cada mes y cada año, por lo que este tipode trabajos siempre va a referirse a casos particulares.

Keywords: Suciedad, Irradiancia horizontal global, piranómetro

Referencias

[1] D. Feuermann, A. Zemel, 1993, Dust-induceddegradation of pyranometer sensitivity, Solar Energy Vol.50, No. 6, pp. 483-486.[2] D. Faiman, D. Feuermann, A. Zemel, 1992, Accurate

field calibration of pyranometers, Solar Energy Vol. 49, No6, pp. 489-492.[3] Lorenzo Eduardo. Volumen II: Radiación Solar yDispositivos Fotovoltaicos. Universidad Politécnica deMadrid – España. Primera Edición, diciembre, 2006.[4] Iqbal Muhammad. An Introduction to Solar Radiation.Department of Mechanical Engineering. The University ofBritish Columbia, Vancouver, British Columbia, Canada.1983.

[5] Duffie John, Beckman Williams. Solar Engineering ofThermal Processes. University

of Wisconsin – Madison. Second Edition, 1991.

[6] Organización Meteorológica Mundial. Guía deInstrumentos y Métodos de Observación Meteorológicos.OMM N°8. Ginebra, Suiza. Sexta Edición, 1996.[7] M.C. Kotti, A.A. Argiriou, A. Kazantzidis, Estimationof direct normal irradiance from measured global andcorrected diffuse horizontal irradiance, Energy (2014), Vol.70, pp. 382-392.

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VIII – ECONOMÍAENERGÉTICA

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Environmental Research Corporation, 1159-1169,1986.

[5] K.-T. Wu, H.T. Lee, C.I. Juch, H.P. Wan, H.S.Shim, B.R. Adams, S.L. Chen, Study of syngas co-firing and reburning in a coal fired boiler, Fuel 83,

Octubre 2004.

[6] Comisión Nacional de Energía, Informe Técnico

Definitivo Abril 2015, Fijación de Precios de Nudo de Corto Plazo SIC, Gobierno de Chile,Abril 2015.

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Análisis de la factibilidad técnico económico en laaplicación del proceso de Carbonización Hidrotermal para

la biomasa cubana en zonas rurales aisladas de la redeléctrica nacional.

J. Moralesa,*, A. Beníteza, Y. Masipb a Facultad de Ingeniería Mecánica, Centro de Estudios de Tecnologías Energéticas Renovables, Instituto Superior Politécnico

José Antonio Echeverría, Calle 114 entre Rotonda y Ciclovia, # 1901, La Habana, Cuba b Escuela de Ingeniería Mecánica, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Av. Los Carrera 01567, Quilpué, Chile


Resumen

El objetivo principal de la investigación se basa en analizar si es económicamente factible la utilización del proceso deCarbonización Hidrotermal (HTC) para la producción de energía en zonas rurales aisladas de Cuba. Para el análisis del

proceso se tuvo en cuenta una planta HTC encargada de producir el biocarbón a partir de biomasa húmeda. Este se utilizarácomo combustible en una planta combinada de energía y calor, para suplir la demanda de las viviendas y de la propia plantaHTC. Para la realización del mismo se analizó y describió la tecnología HTC teniendo en cuenta sus parámetros principales yse mostraron los distintos tipos de reactores atendiendo características productivas.Se analizaron dos casos de estudio en la provincia de Guantánamo, Cuba, uno para 25 viviendas y otro para 100, en ambos

casos, para la evaluación del proyecto, se utilizaron los indicadores económicos Valor Actual Neto, Tasa Interna de Retorno yPeríodo de Recuperación. El resultado final fue que para que el proyecto fuera económicamente factible las 25 viviendasdeberían estar alejados al menos 3 km del Sistema Energético Nacional (SEN) y el caso de estudio, una distancia superior alos 20 km.

Keywords: Hydrothermal carbonization, biomass, rural zones.

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IX – EDUCACIÓN ENINGENIERÍA

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Importancia del Manejo de Materiales Sólidos a Granelen la Industria Nacional

Francisco Cabrejos Marína,*



Resumen

El manejo de materiales sólidos a granel es, por lejos, la mayor actividad industrial en el mundo. De acuerdo a la BritishMaterials Handling Board, en 2013 más de 16.000.000.000 de toneladas de materiales comunes se manejaron, transportaron yalmacenaron a granel, generalmente varias veces. A nivel nacional, la minería es la principal actividad económica del país y

produjo aproximadamente 5,8 millones de toneladas de cobre fino el año 2013, lo cual representa poco más del 50% del totalde las exportaciones nacionales. Para producir 5,8 millones de toneladas de cobre fino se deben explotar, manejar, cargar,transportar, almacenar, chancar, clasificar, moler y procesar más de 2 millones de toneladas de mineral diariamente, y esto noincluye los ripios y minerales de baja ley transportados a botaderos.

Además de la producción de cátodos y concentrado de cobre, Chile produce y maneja otras materias primas y minerales, talescomo metales preciosos (oro y plata), hierro, molibdeno, litio, fertilizantes, sal, carbón, cemento, cal, yeso, cenizas, etc.Claramente, el manejo de materiales sólidos a granel es de vital importancia en la industria nacional.

La Universidad Técnica Federico Santa María es la única universidad en Chile que tiene un ramo de pregrado dedicado a estamateria, y dispone desde el año 2003 de un Centro de Investigación para el Transporte de Materiales (CITRAM) que apoya ladocencia, investigación y desarrollo tecnológico en el área del manejo y transporte de materiales sólidos a granel. A la fecha,más de 50 alumnos han realizado sus respectivos trabajos de titulación en este laboratorio, en temas experimentales y/omodelaciones de sistemas de transporte neumático, segregación en silos y stockpiles, tipos de flujo en tolvas, flujo dedescarga y presión en silos, desgaste abrasivo y chutes de traspaso.

Keywords: Manejo de Materiales - Graneles – Particulado - CITRAM

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X – DISEÑO MECÁNICO

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Diseño y análisis experimental de dispositivosaerodinámicos para vehículos de transporte terrestre.

Ing. Freddy Faúndez Campodonicoa,*

aAcademia de Ciencias Aeronáuticas, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. Santa María 6400, Vitacura,Santiago, Chile

*E-mail Autor: [email protected] / [email protected]

Resumen

El objetivo del presente trabajo es el diseño y la evaluación experimental de un primer prototipo nacional de dispositivoaerodinámico para el ahorro de combustible en vehículos de transporte de carga caminero.El estudio comenzó con la creación de tres diseños conceptuales de dispositivos aerodinámicos, analizados mediantesimulaciones fluidodinámicas CFD [1], con las cuales se obtuvo los campos de velocidades en las cercanías del dispositivo,evaluando además el efecto que éste genera tanto en el comportamiento global del flujo de aire en torno al vehículo detransporte al que está adosado, como en el desprendimiento de la capa límite en las zonas de generación de turbulencias [2, 3 ,4]. Los cálculos resultantes en CFD fueron posteriormente validados de manera experimental a través de ensayos a escalareducida en un túnel de viento subsónico [6,7] perteneciente a la Fuerza Aérea de Chile, y luego evaluados a escalaintermedia en un vehículo de transporte terrestre a escala, denominado GRV, construido especialmente para realizarexperimentos aerodinámicos en camiones; el GRV fue dotado de variados instrumentos, tales como sensores de presiónestática, sonda de Pitot, acelerómetros, GPS, cámaras de video y otros equipos, con los que se registró fenómenosaerodinámicos en torno al vehículo, con y sin el dispositivo aerodinámico instalado.

De acuerdo a los efectos observados durante los ensayos experimentales a escala reducida e intermedia, se perfeccionó lageometría del prototipo inicial, resultando un diseño final que fue construido a escala real, e instalado y probado en uncamión en carretera. Los resultados obtenidos con este prototipo final fueron consistentes con los datos conseguidos en lasdiferentes etapas experimentales anteriores, según los procedimientos implementados [8].El presente trabajo ha establecido una metodología sin precedentes en el desarrollo del primer equipo aerodinámico paravehículos de transporte carretero construido en el país.

Keywords: CFD, aerodinámica, túnel de viento, coeficiente de arrastre, capa límite.

Referencias

[5] J.D. Anderson, Computational Fluid Dynamics. New

York, McGraw Hill, 1995.[6] I.H. Shames, Mecánica de Fluidos, tercera edición.Santa Fé, McGraw-Hill Iberoamericana, 1995.

[7] J.D. Anderson, Fundamentals of Aerodynamics, secondedition. New York, McGraw Hill, 1984.

[8] B. Thwaites, Incompressible Aerodynamics. New York,Dover Publications, 1960.

[9] H. Schlichting, Teoría de la Capa Límite, quintaedición. Bilbao, Ediciones Ulmo, 1972.

[10] W.H. Rae, A. Pope, Low-Speed Wind Tunnel Testing,

second edition. Canadá, John Wiley & Sons, 1984.[11] H.L. Dryden, M. Kuethe, Effect of Turbulence in WindTunnel Measurements. National Advisory Committeefor Aeronautics, NACA Report 342, 1940.

[12] H. Gutiérrez, R Salazar, Análisis y Diseño deExperimentos, segunda edición. Santa Fé, McGraw-HillIberoamericana, 2008.

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Diseño de una correa transportadora utilizando una cintade alta tensión St 10000

L. Jauriata,*, S. Peñalozaa, J. Cantoc a Proyecto Mina Chuquicamata Subterránea, Vicepresidencia de Proyectos, Av. El Bosque Norte 500 Piso 5, Las Condes,

Santiago, Chilec Gerencia de Ingeniería y Constructibilidad, Vicepresidencia de Proyectos, Alameda 1449 SDT2 Piso 9, Santiago centro,

Santiago, Chile


Resumen

Este trabajo describe el proceso de diseño de las correas principales asociadas al Sistema de Manejo de Materiales delProyecto Mina Chuquicamata Subterránea. Presentando los aspectos técnicos relevantes para la definición de los equipos y lageneración del Layout general. Se analizan los aspectos de diseño fundamentales de las correas subterráneas, memorias decálculo, factores de seguridad, chutes de traspaso, arreglo de motores, polines, sistema tensor, sistema de enfriamiento ymanejo del polvo en el sector de las transferencias. Para el dimensionamiento y selección de la cinta se utilizan los factoresde seguridad indicados en la norma DIN [1], dando como resultado el requerimiento de una cinta St10000, además deestimar los porcentajes de llenado de la correa [2], potencia necesaria para el sistema motriz tipo Gearless utilizado y el nivelde tensiones que se produce en el sector de la polea de cabeza, considerando un tonelaje de diseño de 11000 tph [3, 4, 5].

Keywords: Diseño, Cinta, Tensiones, Gearless, chutes.

Referencias

[13] DIN 22101:2011-12, Continuous conveyors – Beltconveyors for loose bulk materials – Basis forcalculation and dimensioning (2011).

[14] CEMA, Conveyor Equipment ManufacturersAssociation, Belt Conveyors for Bulk Materials, sixthedition (2007).

[15] S. S. Vanamane, P.A. Mane, and K. H. Inamder,

Design and its Verification of Belt Conveyor System

Used for Mould Using Belt Comp Software. Int. Journalof Applied Research in Mechanical Engineering. Vol.1(2011) 48-52.

[16] K. N. Anath, and V. Rakesh, Design and SelectingProper Conveyor Belt. Int. Journal of AdvancedTechnology. Vol. 4 (2013) 43-49.

[17] Phoenix Conveyor Belt Systems, Design Fundamentals

Hamburg (2004).

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XI – MECATRÓNICA

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Control Inalámbrico de un Brazo Robótico Mediante laDetección de la Inclinación del Cráneo

Guillermo Echagüea,*, Michael Mirandab, Renato Salinasc

aDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Santiago de Chile, Av. Libertador Bernardo O`Higgins 3363, Casilla9170022, Santiago, Chile

bDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Santiago de Chile, Av. Libertador Bernardo O`Higgins 3363, Casilla9170022, Santiago, Chile

cDepartamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Santiago de Chile, Av. Libertador Bernardo O`Higgins 3363, Casilla9170022, Santiago, Chile


Resumen

El objetivo principal de este trabajo es el desarrollo de un controlador cinemático robusto que permita manipular a distanciaun robot antropomórfico. El robot es de dimensiones fijas, posee 5 GDL todos rotacionales, accionado por motores decorriente continua y un grupo de encoders para determinar su posición espacial [1]. Para la construcción del controlcinemático, se utiliza la cinemática directa e inversa del robot la cual es comparada con el modelo cinemático propuesto porBenbelkacem [2]. Por un lado, la cinemática directa se obtiene por medio del modelo de Denavit-Hartenberg [3] y por otrolado, la cinemática inversa, se obtiene a través de un analisis geométrico, teniendo como clave el desacoplo cinemático de suelemento terminal [4] para disminuir la complejidad del problema.El accionamiento del robot es controlado por medio de las inclinaciones de la zona frontal del cráneo de un individuo, lascuales son determinadas por medio de reconocimiento de patrones relacionados con la combinación de variables, recibidas enun computador remoto vía inalámbrica, desde el acelerómetro. La inclinación detectada define una posición espacial deseada

para el robot. Los parámetros del control cinemático para mover el robot a la posición deseada son calculados a partir de lacinemática directa e inversa, implementadas vía hardware y software respectivamente, logrando así un control en lazocerrado, preciso y con corrección de errores, es decir, un control con robustez. Lo que finalmente es enlazado a un modelo derealidad virtual del robot [5, 6], con el objetivo de monitorear remotamente el sistema.

Keywords: Mecatrónica, Robótica, Realidad Virtual, Control Automático, Comunicación Inalámbrica,

Referencias

[18]

Mitsubishi Industrial micro-robot system Model RV-M1. Manual usuario robot.

[19] Y. Benbelkacem, Explicit kinematic model of theMitsubishi RV-M1 robot arm. Proceedings of IEEE.(2012) 404-409.

[20] Denavit, J.; Hartenberg, R. "A kinematic notation forlower-pair mechanisms based on matrices". TransASME J. Appl. Mech 23. (1955) 215 – 221.

[21]

B. Siciliano, L. Sciavicco, L.Villani, G. Oriolo,Robotics modelling, planning and control. Springer,London (2009) 39-100.

[22] D. H. Stolfi Rosso, S. Gálvez. Mundos virtuales 3D conVRML97. Universidad de Málaga, Málaga 3-18

Khaled, N. Virtual Reality and Animation for MatLab® andSimulink ® User. Springer, London (2012) 1-139.

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