COCIM 2015 UTFSM

UNIVERSIDAD TÉCNICA FEDERICO SANTA MARIA

ACTA COCIM 2015

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ACTAS XVI 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 Torres Franco 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, Francisco Cabrejos, 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 Sepúlveda UTA: 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. i

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 Applied Sciences, 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

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´ EN REVISTA INGENIARE TRABAJO PARA PUBLICACION

3

TRABAJOS EN EXTENSO I. Procesos Térmicos 300PT - Análisis experimental de la refrigeración de un componente electrónico 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 desérticas del pa´ıs, sobre la potencia eléctrica generada y el rendimiento de generación de una central térmica solar . S. Mar´ın, A. Sáez, M. Toledo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 II. Métodos Numéricos y Mecánica Computacional 231MC - Modelo dinámico de una transmisión de engranajes de una etapa. O. Trujillo, C. Molina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

21

253MC - Simulación numérica de un flujo agua-petróleo 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. Mecánica de Fluidos 240MF - Estudio de la estabilidad de vórtices en pel´ıculas delgadas. M. Bustos, O. Skurtys . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

41

262MF - Symmetric collisions of multiple vortex rings. R. Hernández, T. Reyes, J. C. Elicer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

47

IV. Comportamiento Mecánico 241CM - Estudio del efecto potencial de la viscoelasticidad en el flujo de relaves. A. González, N. D´ıaz, E. Báez, M. Letelier . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

54

263CM - Estudio experimental del comportamiento de un medio granular en un recipiente sometido a una vibración vertical. R. Hernández, M.J. Myrus, C. Falcón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

60

iii

V. Ingenier´ıa y Gestión del Mantenimiento 216GM - Evaluación de niveles de vibración mecánica de equipos rotatorios y sus efectos en el consumo energético y productividad. E. Estupiñan, C. Rojas, A. Vergara, J. Coñoman, C. Flores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67 224GM - Caracterización de s´ıntomas vibratorios producidos por fallas en transmisiones planetarias. J. Parra, C. Molina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

74

226GM - Desarrollo de una metodolog´ıa de medición de ruido al paso de un veh´ıculo ferroviario. ´ K. Alvarez, M. Aizpun . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81 267GM - Un procedimiento para definir estrategias para minimizar el riesgo en la gestión del mantenimiento. F. Espinosa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

87

VI. Ingenier´ıa de Métodos y Gestión de la Producción 217GP - Modelado dinámico de un sistema de compensación de las deformaciones en fresado de piezas flexibles. E. Diez, E. Leal, A. Omón, A. Vizan . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 95 232GP - Identificación en tiempo real de las condiciones de corte en operaciones de fresado periférico. E. Leal, E. Diez, C. Porma, A. Vizan . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

102

303GP - Principios de inventiva para desarrollar la agregación de valor en sectores productivos estratégicos. P. Sariego, R. Zún˜ iga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109 VII. Energ´ıas Renovables 209ER - Modelado de un sistema combinado panel solar y bomba de calor. C. Cuevas, F. Correa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

118

222ER - Desalinización por destilación multiefecto MED utilizando energ´ıa solar. R. Barraza, A. González . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

124

233ER - Modelamiento y evaluación exergoeconómica de una planta de cogeneración para la producción de electricidad y refrigeración industrial . R. Leiva, R. Escobar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130 256ER - Desalinización solar térmica en el norte de Chile por el sistema MES. R. Frederick, S. Lobos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

136

VIII. Econom´ıa Energética 258EE - Desarrollo de un inventario de emisiones de fuentes móviles terrestres en Quito, Ecuador. J. Guadalupe, M. Osses . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142 iv

287EE - Oportunidades y pilotos aplicados de eficiencia energética en packing. J. Espinoza . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

150

IX. Diseño Mecánico 220DM - Diseño y construcción de un equipo para medir la resistencia a la abrasión de pinturas anticorrosivas sobre acero estructural. F. Briones, P. Rojas, R. Vera, C. Mart´ınez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 158 X. Mecatrónica 259ME - ProGim: Parallel Robot Gimbal. R. Mendoza, P. Mayorga, Y. Lau, P. Mayorga, H. Valenzuela . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

164

´ RESUMENES DE TRABAJOS I. Procesos Térmicos 202PT - Diseño, construcción, ensayo y caracterización de un sistema de calentamiento con tecnolog´ıa Peltier. P. Escobar, A. Guzmán, D. Oyarzún, F. Sepúlveda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172 205PT - Modelado de la interacción hidráulica entre una chapa perforada y un ventilador axial para refrigeración de componentes electrónicos. A. Bengoechea, R. Antón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

173

247PT - Enfriamiento de bater´ıas de auto solar con materiales de cambio de fase l´ıquida a sólida. 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 characterization of cylindrical structures. R. Alzugaray . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

176

II. Combustión 218PT - Efectos del ´ındice de ox´ıgeno en la producción y temperatura del holl´ın en una llama de difusión laminar inversa de etileno. A. Fuentes, F. Escudero, R. Demarco, J. Consalvi, F. Liu, J.C. Elicer, C. Fernandez 178 223PT - Gasificación a pequeña escala usando residuos forestales de lenga para producción de electricidad rural en la región de Magallanes. H.Vidal, J. Alvarez, J. Otero, J. Sánchez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . v

179

291PT - Effects of oxygen index on soot production in an acetylene laminar axisymmetric difussion flame. A. Fuentes, J. Pino, F. Escudero . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

180

242PT - Oxidación parcial de petróleo pesado en un medio poroso inerte. S. Caro, M. Toledo, R. Cisternas, F. Gracia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

181

243PT - Generación de gas de s´ıntesis por oxidación parcial de carbón subbituminoso en medios porosos h´ıbridos con vapor solar. R. Urzúa, M. Toledo, N. Ripoll . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

182

244PT - Investigación experimental de la generación de gas de s´ıntesis a partir de la mezcla polietileno-madera. J. Rosas, M. Toledo, S. Caro, R. Garcia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

183

245PT - Análisis experimental del proceso de combustión de la mezcla diésel/biodiesel en fuentes fijas y móvil. F. Cereceda, M. Osses, M. Toledo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184 251PT - Ignición espontánea y burning rate de un estrato vegetal representativo de la vegetación forestal chilena. N. Hernández, A. Fuentes, K. Muñoz, F. Contreras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 185 265PT - Análisis computacional de la conversión de la energ´ıa de combustión de metano en medios porosos en energ´ıa eléctrica. V. Bubnovich, P. San Mart´ın, L. Henriquez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

186

269PT - Effect of oxygen index on the morphology of soot particles for a laminar axisymetric diffusion flame. A. Fuentes, J. Morán, 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 teórico-numérico del régimen de combustión dominante en llamas de flujos opuestos en spray. H. Olgu´ın . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

189

294PT - Estimación del coeficiente convectivo para un ensayo de ignición usando CFD. M. Garc´ıa, P. Reszka . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 190 295PT - Influencia de parámetros de diseño y operación en el rendimiento y emisiones de calefactores a leña. O. Far´ıas, C. Salgado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

191

297PT - Interacción de la producción de holl´ın y radiación de una llama de difusión axisimétrica de propano. R. Demarco, J.P. Soussi, G. Olivares, A. Fuentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192 298PT - Estudio numérico del ´ındice de ox´ıgeno en la producción de holl´ın y radiación en llamas inversas de difusión de etileno. R. Demarco, A. Antinao, K. Muñoz, J. Consalvi, F, Nmira, A. Fuentes . . . . . . . . . . . vi

193

299PT - Velocidad de propagación del frente de llama en lechos de bosque reales. W. Jahn, S. Fehrmann, J. Rivera . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

194

III. Métodos Numéricos y Mecánica Computacional 213MC - Calibración del método de elementos discretos para la fractura rocas. D. Estay . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

196

246MC - Influencia de la fractalidad del terreno Sobre la propagación de incendios forestales. A. Fuentes, M. Becerra, F. Aguayo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

197

252MC - Análisis numérico de flujo electro-osmótico en un microcanal en forma de cruz mediante el método de Lattice-Boltzmann. N. Oviedo, D. Oyarzún, A. Guzmán . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

198

260MC - Simulación numérica energéticamente consistente del contacto entre sólidos r´ıgidos y sólidos hiperelásticos. G. Far´ıas, R. Ortega . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 199 271MC - Modelación de descansos hidrodinámicos de segmentos por medio del método de elementos finitos. A. Cerda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 200 273MC - Modelación numérica de nano-biosensores usando modelos continuos. C. Cooper . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

201

282MC - Modelización numérica del desgaste en chutes de traspaso y descarga. F. Perazzo, G. Parra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

202

286MC - Aportación a la mejora en eficiencia de la simulación dinámica de arcos de fábrica. I. De Arteaga, L. Valenzuela, M. Muñoz, C. Parra, R. Goñi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

203

292MC - Modelación del proceso de embutido y el efecto de la anisotrop´ıa en la geometr´ıa final. L. Medi, J. Fernández, F. Hernández, P. Flores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 204 293MC - Mejoramiento de la transferencia de calor desde una pared caliente debido a la interacción superficie - vórtice generada por un synthetic jet incidente. L. Silva, A. Ortega . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 205 272MC - Sobre las técnicas de interacción fluido-estructura en el método de LatticeBoltzmann. C. Muñoz, A. D´ıaz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

206

IV. Mecánica de Fluidos 204MF - Validación de un código general para la simulación de flujo electroosmóticos en microcanales mediante el método de Lattice Boltzmann. E. Guerrero, D. Oyarzún, D. Chen, N. Oviedo, P. Escobar, A. Gutiérrez, A. Guzmán

vii

208

248MF - Mecánica de fluidos en flujos binarios turbulentos de metales fundidos en inyeccion de moldes. N. Moraga, C. Cayo, M. Gallardo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

209

249MF - Mecánica de fluidos con transferencia de calor y masa en deshidratación de alimentos en flujos laminares y turbulentos de aire. N. Moraga, D. Gallardo, J. D’Alencon, R. Lemus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

210

250MF - Predicción simultánea de congelación de alimentos en convección laminar y turbulenta de aire. N. Moraga, C. Zambra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

211

254MF - Flujo turbulento de aire en diseño aerodinámico de tres autos solares de carrera. N. Moraga, P. Pacheco, D. Garrido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 212 309MF - Simulación continua de flujo granular tipo Block Caving. E. Rojas, R. Soto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

213

V. Comportamiento Mecánico 206CM - Caracterización de la respuesta mecánica pasiva del miocardio de cerdo. C. Garc´ıa, E. Rivera, P. Sánchez, D. Celentano . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

215

207CM - Análisis de las tensiones residuales de arterias de ovejas gestadas en altura. C. Garc´ıa, Z. Chen, D. Poblete, E. Herrera, D. Celentano . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 216 212CM - Efecto de la temperatura de sinterización sobre las propiedades mecánicas de espumas de aleaciones Ti-Nb-Ta-Mn. S. Lascano, D. Muñoz, C. Aguilar, L. Pérez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

217

239CM - Análisis de falla en componente de sistema de tuber´ıas de transporte de polvo Codelco-Chuquicamata. H. Ochoa, R. Correa, W. Belmonte, M. Carrasco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

220

275CM - Influencia de la orientación de la fibra en las frecuencias naturales de vigas compuestas sumergidas cerca de una estructura r´ıgida de fondo. C. Villegas, C. Rodr´ıguez, P. Flores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

221

301CM - Efecto del envejecimiento por condiciones climáticas 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 simulación en Modo I de un adhesivo de metacrilato. R. Hunter, J. Molina, J. Moller, L. da Silva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

223

VI. Ingenier´ıa y Gestión del Mantenimiento 229GM - El rol de las simulaciones multibody en la homologación dinámica de veh´ıculos ferroviarios. M. Aizpun . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . viii

225

VII. Energ´ıas Renovables 215ER - Termograf´ıa infrarroja aplicada al monitoreo de condición en sistemas fotovoltaicos en la zona norte de Chile. E. Estupiña´ n, M. Caquisane, O. Canaviri, G. Canaviri, B. Acevedo . . . . . . . . . . . . . .

227

236ER - Validación de modelos de sistemas solares térmicos residenciales y estimación de su rendimiento basado en parámetros de la vivienda. J. Jerez, C. Cuevas, A. Fissore . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

228

279ER - Efecto de la suciedad en el equipo de medida de la radiación global bajo condiciones costeras de la región de Arica y Parinacota. L. Cornejo, E. Rodr´ıguez, C. Flores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 229 VIII. Econom´ıa Energética 210EE - Estudio técnico-económico del proceso de co-combustión de carbón pulverizado y gas de s´ıntesis producto de la gasificación de carbón, en una central termoeléctrica. C. Rojas, A. Sáez, J.C. Olmedo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

232

270EE - Análisis de la factibilidad técnico económico en la aplicación del proceso de carbonización hidrotermal para la biomasa cubana en zonas rurales aisladas de la red eléctrica nacional. J. Morajes, A. Ben´ıtez, Y. Masip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 234 IX. Educación en Ingenier´ıa 219EI - Importancia del manejo de materiales sólidos a granel en la industria nacional. F. Cabrejos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

236

X. Diseño Mecánico 221DM - Diseño y análisis experimental de dispositivos aerodinámicos para veh´ıculos de transporte terrestre. F. Faúndez . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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227DM - Diseño de una correa transportadora utilizando una cinta de alta tensión St 10000. L. Jauriat, S. Peñaloza, J. Canto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 239 XI. Mecatrónica 268ME - Control inalámbrico de un brazo robótico mediante la detección de la inclinación del cráneo. G. Echagüe, M. Miranda, R. Salinas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

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PALABRAS DE BIENVENIDA

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

Las Actas del COCIM 2015 presentan más de 80 trabajos en las distintas disciplinas de la especialidad, 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 de Máquinas, Comportamiento Mecánico y Educación en Ingeniería.

Esta recopilación de trabajos muestra el presente de la investigación en la disciplina de la Ingeniería Mecánica en nuestro país, y los vínculos y colaboración activa entre investigadores, industrias y entidades internacionales. La participación de estudiantes de pregrado y postgrado en los 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 enseñanza en las instituciones de educación superior, generando nuevos conocimientos y fomentando el desarrollo científico-tecnológico para Chile.

Sólo me queda agradecer a los autores de trabajos, al equipo organizador y al comité científico del COCIM 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 INGENIARE Los siguientes trabajos han sido seleccionados de entre los trabajos en extenso enviados al COCIM2015 para su publicación en una edición especial de la revista “Ingeniare. Revista Chilena de Ingeniería” para el año 2016. 201ER: Método mejorado de simulación multi-escala del viento sobre terreno complejo para proyectos eólicos 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 del método 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 de nuevas 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 fuentes móviles y su proyección Autor Principal: Sebastián Tolvett ([email protected]) Autores: S. Tolvett, P. Henríquez, M. Osses 3

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ACTAS DE TRABAJOS EN EXTENSO

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I – PROCESOS TÉRMICOS

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Análisis experimental de la refrigeración de un componente 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 la combinación 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 del chorro y el canal sobre el enfriamiento del componente electrónico calendado. Para el análisis y caracterización del proceso de refrigeración de componentes electrónicos, se ha diseñado y construido un banco de ensayos, según las recomendaciones de [1]. Este consiste en un túnel de viento donde la sección de pruebas representa el canal formado por dos placas de circuito impreso 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 posible caracterizar 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 de Reynolds del canal como son 3410, 5752 y 8880, todos dentro del rango de valores típicos usaos en la industria de la electrónica [4], y para cuatro relaciones entre el número de Reynolds del chorro y el canal igual a 0 (sin chorro), 0.5, 1.0 y 1.5. El estudio experimental permitió determinar que los mayores valores del número de Nusselt se dan sobre la cara superior del 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 la eliminación de calor en el componente. Además se estableció una correlaciones para el número de Nusselt promedio en todo el componente, mediante la cual se puede predecir el comportamiento del proceso de enfriamiento, demostrando que la configuración de flujo de chorro incidente y flujo cruzado es superior al caso convencional de refrigeración sin chorro incidente. Keywords: Electronic cooling, cross flow, impinging jet, infrared thermography. miniaturización de los componentes conlleva un gran incremento en la disipación de calor por unidad de área en los sistemas electrónicos. De ahí que la refrigeración de los componentes 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 necesario que la temperatura de estos se limite a niveles

1. Introducción En la actualidad el sector de la electrónica es una de las industrias de más rápido crecimiento. Este elevado crecimiento y desarrollo de la industria electrónica hace que la 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

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suficientemente bajos como en el caso de un microprocesador de ordenador doméstico donde este valor se sitúa cerca de los 75 oC tal y como se describe en [5]. Debido a esto, el sistema de refrigeración se convierte en una parte clave de los dispositivos electrónicos. En muchos de los sistemas electrónicos, entre los componentes que se encuentran sobre una Placa de Circuito Impreso (PCB) suelen existir algunos altamente disipativos. Cuando esto ocurre, el sistema de enfriamiento no solo tiene que retirar el calor total sino también satisfacer el requisito de temperatura máxima en los mencionados componentes. En este caso, si para remover la carga térmica solamente se emplea un único flujo forzado entre las PCBs, el caudal de aire necesario aumentará considerablemente y con este el tamaño de los ventiladores que hacen circular el aire a través del sistema. En la búsqueda de una solución viable a esta problemática se han desarrollados diversos trabajos e investigaciones entre los que destaca el estudio de la configuración del flujo de un chorro incidente sobre una superficie sólida. Entre las características principales que hacen interesante este tipo de flujo se encuentra la existencia de una zona de impacto sobre la superficie donde se produce un elevado coeficiente de transferencia de calor, como se muestra en la literatura descrita en el apartado siguiente. Por este hecho el chorro incidente se suele emplear en aquellas aplicaciones donde es necesario incrementar la transferencia de calor entre un fluido y un sólido 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 altamente disipativos 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. El objetivo de esta combinación, conocida como Impinging Jet in a Cross Flow (IJCF), es realizar una gestión térmica global del sistema electrónico mediante el flujo en el canal y emplear el chorro incidente para satisfacer los requerimientos de temperatura en aquellos componentes más disipativos. En este tipo de configuración es esperable que los caudales de aire necesarios y por tanto la potencia requerida por los ventiladores sea menor respecto a la necesaria en las configuraciones sin chorro incidente. Además la interacción entre el chorro incidente y el flujo del canal produce una serie de estructuras de flujo alrededor del componente las cuales tienen un efecto importante sobre la transferencia de calor en el componente. Entre estas estructuras se destacan las zonas de separación del flujo, recirculaciones, vórtices y zonas de reattachment (donde el flujo se vuelve a pegar a las paredes del componente). Un estudio experimental de las principales características que poseen las estructuras de flujo antes mencionadas y su efecto sobre diferentes configuraciones

de flujo empleando un componente, con chorro y sin chorro fue presentado por [4]. En el caso de [3], los autores estudiaron detalladamente las características del campo de flujo y la transferencia de calor en un canal de flujo (flujo cruzado), los casos de un solo componente cúbico, 9 en línea, un tándem de dos y una matriz de cubos. En todos los casos la altura de los componentes fue de 15 mm y los autores determinaron la influencia en las estructuras del campo de flujo alrededor del componente. Las mediciones del campo de flujo fueron realizadas con Velocimetría de Laser Doopler (LDV) y técnicas de visualización con humo y película de aceite. En cuanto a las mediciones térmicas, estas fueron realizadas usando termopares tipo T y técnicas más avanzadas de cristal líquido y Termografía Infrarroja (IR). Los resultados mostraron las distribuciones de temperatura en las caras del componente y los mecanismos físicos que conducen a la intensificación o degradación de la transferencia de calor por convección. Además se derivaron las correlaciones del coeficiente de transferencia de calor promedio para todos los casos analizados. Para esta misma configuración de flujo que los casos anteriores descritos existen estudios experimentales cuya finalidad es el análisis de la trasferencia de calor sin describir en detalles las características del flujo alrededor del componente. El caso descrito por [8] y [9] trata de las características de la transferencia de calor local en torno a dos prismas de sección cuadrada y alturas 15 y 20 mm. Los experimentos se llevaron a cabo en un túnel de viento de baja velocidad y fueron realizados para diferentes ángulos de ataque del componente de entre 0o y 45o. Las temperaturas de la superficie alrededor del prisma y del flujo principal se midieron con termopares tipo T de 0.1 mm de diámetro. Los principales resultados obtenidos mostraron que los coeficientes de transferencia de calor promedio calculados para los ángulos de ataque 0 o 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 sobre la transferencia de calor en cada cara y de forma global de un componente cúbico. Además realizaron una comparación entre un componente colocado con ángulo de ataque 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 exceso de caudales de aire es utilizar un chorro de aire incidente sobre el componente más disipativo en conjunto con un canal de flujo (configuración de flujo IJCF), tal como se muestra en la Figura 1. El trabajo experimental presentado por [2], estudió este tipo de configuración y cabe resaltar que es uno de los pocos trabajos experimentales que existe sobre este tema. El montaje experimental consistía en cinco

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elemento de flujo laminar y un ventilador centrífugo. En el caso específico de la sección de ensayos cabe destacar que esta fue fabricada de metacrilato transparente para tener acceso óptico al interior. Además en el banco de ensayos se pueden controlar y registrar los parámetros de funcionamiento de la configuración, controlando así los experimentos, tales como caudales, potencias disipadas, temperatura del aire, temperatura del componente entre otros.

cubos en línea de igual altura (15 mm), en la cual sólo se calienta el tercero. Estos componentes se localizaron en túnel de viento de baja velocidad similar al presentado por [3] con una sección de 300x30 mm2 y una longitud de 1000 mm. A través de las técnicas experimentales de Velocimetría de Imágenes de Partículas (PIV) y IR las estructuras del campo de flujo y la distribución de temperatura superficial del componente fueron estudiadas para dos posiciones de la boquilla del chorro. La primera con el chorro centrado sobre la cara superior del componente y la segunda con un desplazamiento de 8 mm aguas arriba respecto al centro del componente. Para la última posición, el coeficiente de transferencia de calor total presentó sus máximos valores.

q"

Fig. 2. Banco de ensayos

El objeto que representa al componente electrónico es montado sobre una de las paredes de la sección de ensayos y el tubo, que produce el chorro de aire incidente, es instalado sobre la otra pared que fue diseñada específicamente para instalar el tubo, de manera tal, que este centrado sobre la cara superior del componente. La configuración analizada está compuesta por un solo componente cúbico de lado Lc=15 mm. El chorro posee un diámetro (D) de 12 mm y la longitud del tubo que produce el chorro es lo suficientemente larga como para obtener flujo completamente desarrollado en su interior. La pared que alberga el tubo del chorro incidente posee además dos ventanas de infrarrojo circulares, como se ve en la Figura 2, para permitir la transmisión de la radiación infrarroja y esta pueda ser captada por la cámara de infrarrojos. El componente está compuesto por un núcleo de cobre cubico de 12 mm de lado recubierto de una delgada capa de epoxi de 1.5 mm de espesor, escogido así a partir de los estudios realizados por [3, 11]. El valor de la conductividad térmica del epoxi esta fue determinada experimentalmente siguiendo los pasos descritos por [3] y fue de 0.233 W/m∙K con una incertidumbre de ±1.5%. El núcleo de cobre del componente es calentado mediante una resistencia de cartucho y las pérdidas de calor fueron minimizadas aislando la base y el área alrededor de la resistencia con teflón y fibra de vidrio (con conductividades térmicas de 0.18 W/m∙K y 0.036 W/m∙K respectivamente). La potencia necesaria en la resistencia es suministrada a través de un

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 la transferencia de calor en una configuración de IJCF similar a la presentada en [4]. El objetivo principal de este trabajo consiste en analizar el efecto que poseen el número de Reynolds del canal (CF-Flujo Cruzado) y la relación entre el número de Reynolds del chorro y el canal sobre el enfriamiento del componente electrónico calendado. Empleando para la caracterización de este proceso de refrigeración, 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 refrigeración IJCF fue llevada a un banco de ensayos diseñado específicamente para analizar la refrigeración de componentes electrónicos. Este consiste en un túnel de viento diseñado según los criterios de [1]. Como se observa en la Figura 2, el banco de ensayos se compone principalmente del ensamblaje de diferentes piezas tales como, el cono de entrada, honeycombs, mallas, contracción, sección de ensayo (canal), difusor, filtros,

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Varivolt y controlada mediante dos multímetros. La conductividad térmica del cobre es 385 W/m∙K la cual es mucho mayor que la el epoxi. Por lo tanto, la resistencia térmica de la capa de epoxi es mucho mayor que la del cobre, resultando despreciable el gradiente de temperatura en el núcleo de cobre. En este estudio la potencia eléctrica fue establecida en todos los casos para alcanzar una temperatura estable en el núcleo de 75 oC. Cada uno de los detalles del componente antes descritos se observan en la Figura 3.

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 se hayan experimentado 12 configuraciones porque han sido elegidas cuatro valores de relaciones de números de Reynolds (α=Rej/ReH) 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 (ReH=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. 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 ±0.2 oC de la medida. Los puntos medidos fueron la temperatura del núcleo de cobre (TCu) en dos posiciones justo a ambos lados de la resistencia, la temperatura del flujo de aire a la entrada (Tair,e) y a la salida (Tair,s) de la sección de ensayos, la temperatura ambiente (Tamb) del laboratorio y la temperatura de la pared del canal enfrente del componente calentado (Talr). En el caso de la distribución promedio de temperatura en cada cara del componente (Tsup) 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

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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flujo del canal (IJCF) mejora significativamente el proceso de refrigeración del componente. Para el caso particular de cada cara del componente el aumento del ReH 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 chorro incidente (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.

donde hconv es coeficiente de transferencia de calor promedio del componente determinado mediante la Ec. 2 y kair es la conductividad térmica del aire.

Fig. 5. Imagen infrarroja del componente.

(2) 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). (3) 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: (

)

(4)

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. ̇

̇

̇

(5)

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 ReH 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

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 ReH, usados en el rango experimentado. La correlación

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Symposium on Engineering Turbulence Modelling and Experiments - ETMM6, Sardinia, Italy, (2005) 773-791. [3] Meinders, E.R., Martinuzzi, R., & Hanjalić, K., Experimental study of the local convective heat transfer from a wall-mounted cube in turbulent channel flow, Int. J. Heat and Mass Transfer 45 (2002) 465-482. [4] Y. Masip, A. Rivas, G.S. Larraona, R. Anton, J.C. Ramos and B. Moshfegh, Experimental study of the turbulent flow around a single wall-mounted cube exposed to a cross-flow and an impinging jet, International Journal of Heat and Fluid Flow 38 (2012) 50-71. [5] Caggese, O., Gnaegi, G., Hannema, G., Terzis, A., Ott, P., Experimental and numerical investigation of a fully confined impingement round jet, International Journal of Heat and Mass Transfer 65 (2013) 873–882. [6] Brignoni, L. A. & Garimella, S. V., Experimental Optimization of Confined Air Jet Impingement on a Pin Fin Heat Sink, IEEE, Components and Packaging Technologies 22 (1999) 399–404. [7] Lee, D. H., Chung, Y. S. & Ligrani, P. M., Jet Impingement Cooling of Chips Equipped With Multiple Cylindrical Pedestal Fins, ASME Journal of Electronic Packaging 129 (2007) 221-228. [8] Igarashi, T., Local heat transfer from a square prism to an air stream, International Journal of Heat and Mass Transfer 29 (1986) 775-784. [9] Igarashi, T., Yamasaki, H., Fluid Flow and Heat transfer of two-dimensional rectangular block in the turbulent boundary layer on a plate, Proceedings, ASME/JSME Thermal Engineering Joint Conference, (1991) 341-347. [10] Nakamura, H., Igarashi, T., Tsutsui, T., Local heat transfer around a wall-mounted cube in the turbulent boundary layer, International Journal of Heat and Mass Transfer 44 (2001) 3385-3395. [11] Rundström, D., & Moshfegh, B., Investigation of heat transfer and pressure drop of an impinging jet in a cross-flow for cooling of a heated cube, Journal Heat Transfer 130 (2008) 121401-1-121401-13. [12] Carlomagno G. M., Luca L., Cardone G., Astarita, T., Heat Flux Sensors for Infrared Thermography in Convective Heat Transfer, Sensors 14 (2014) 2106521116. [13] Carlomagno G. M., Cardone G. Infrared thermography for convective heat transfer measurements, Experiments in Fluids 49 (2010) 1187–1218. [14] Moffat, R.J., Describing the uncertainties in experimental results, Experimental Thermal and Fluid Science 1 (1998) 3-17. [15] Lee, T. W. Thermal and flow measurements. FloridaUSA, 2008. [16] Saleha N., Fadela N., Abbes A., The jet-to-channel Reynolds number ratio effect on the flow around a wallmounted cube cooled simultaneously by a jet in a crossflow, Recent Advances in Applied Mathematics, Modelling and Simulation 34 (2014) 370-378.

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 ReH/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 un rango 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 potencial de 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 (ReH=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 ReH. 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).

Referencias [1] Barlow, J.B., Rae, Jr. W.H., & Pope, A., Low-speed wind tunnel testing, 3rd edition. John W. & Sons, New York-USA, 1999. [2] Tummers, M. J., Flikweert, M. A., Hanjalić, K., Rodink, R., & Moshfegh, B., Impinging jet cooling of wallmounted cubes, Proc. of ERCOFTAC International

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Influencia de la temperatura ambiente local sobre el comportamiento de una central térmica solar S. Marína,*, A. Sáezb, M. Toledoc 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, hace imposible 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 altas temperaturas ambientales. El presente trabajo, pretende determinar la influencia de la temperatura ambiente sobre la potencia eléctrica generada y el rendimiento 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 la cantidad de energía térmica a rechazar en un ciclo de generación para producir una potencia bruta de 100MWe, se dimensionará un aerocondensador a una temperatura ambiente nominal de diseño igual a 20ºC y finalmente se analizará la variación 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 ciclo agua vapor de 31,5% y una eficiencia total de la planta termosolar igual a 11,5%. Al variar la temperatura ambiente, se concluye que al disminuir la temperatura ambiente, la potencia neta generada y el rendimiento total de la planta, aumentan levemente en comparación a las condiciones nominales. En cambio al aumentar la temperatura ambiente, los factores antes mencionados decaen drásticamente, alcanzando el 60% de la capacidad nominal de diseño. Keywords: Central térmica solar, Aerocondensador, Temperatura ambiente, Potencia neta generada. cual se calienta absorbiendo energía térmica. Luego este fluido puede ser almacenado para ser usado en horas donde no existe radiación incidente, como en días nublados o en las noches. Finalmente se transfiere calor del fluido de trabajo por medio de un intercambiador de calor al agua la cual circula por el bloque de potencia donde se genera energía eléctrica. Dentro de este proceso existen pérdidas ópticas, pérdidas térmicas y calor residual en el bloque de

1. Introducción Una central térmica solar o planta termosolar, transforma la radiación solar en energía térmica para luego producir electricidad. El funcionamiento de las plantas termosolares consiste en que la radiación solar directa, es captada por un concentrador óptico, siendo concentrada sobre un receptor, por el cual circula un fluido de trabajo el

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potencia. En la figura 1, se muestra esquema de funcionamiento.

La etapa de condensación de vapor puede ser por medio de un circuito abierto o un circuito cerrado de refrigeración. De esta última, se realiza por medio de torres de refrigeración húmeda o por torres de refrigeración seca, también llamado aerocondensadores. Los aerocondensadores son intercambiadores de calor aleatados de un solo paso, que utilizan como fluido de enfriamiento el aire ambiente del medio. Para ello, el vapor es conducido por medio de grandes tubos hasta los paneles de condensación.

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 por concentradores lineales Fresnel. Las tecnologías más utilizadas hoy en día, son las dos primeras, donde la tecnología de receptor central es la que ha demostrado un mayor rendimiento total, y es justamente la que interesa conocer para el presente trabajo. Ésta, usa un conjunto de espejos planos llamados heliostatos, los cuales concentran la radiación directa hacia un receptor en el centro del campo espejos, el cual se encuentra en la cima de una torre por el cual circula el fluido de trabajo. El fluido de trabajo más usado hoy en día y que ha demostrado una mayor eficiencia son las sales fundidas, las cuales están compuestas por 40% de nitrato de potasio y 60% de nitrato de sodio, alcanzando temperaturas de hasta 590°C. Éste fluido tiene un alto punto de fusión y una alta capacidad calorífica, lo que es deseado a la hora de almacenar energía térmica para ser usada en otro momento.

Figura 3: Aerocondensador El medio refrigerante, aire, es forzado por medio de ventiladores, donde pasará a través de unos haces de tubos aleteados que componen los paneles. El aire absorbe el calor latente de la condensación de vapor y es calentado en el proceso. Por otro lado, el vapor condensado es recuperado en el propio aerocondensador y es conducido al depósito de agua condensada. Desde este depósito el agua irá a una bomba encargada de impulsarla de nuevo por el ciclo de vapor.

2. Descripción del trabajo realizado Para poder observar la variación, tanto de la potencia generada como del rendimiento de la planta termosolar, en función de la temperatura ambiente, se debe en primera instancia dimensionar un aerocondensador. Para esto es necesario conocer las características climatológicas de la zona de emplazamiento y las características generales de la planta termosolar. Una vez teniendo claro las características antes nombradas, se procede a realizar los cálculos de dimensionamiento de la central térmica solar con las condiciones nominales de diseño, para luego obtener la variación 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 la II región de Antofagasta, en pleno desierto de Atacama. Posee una alta radiación incidente, superando los 7,5 kWh/m2 en promedio por día. Además presenta una aridez

Figura 2: Tecnologías de captación solar

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extrema, con una ausencia de humedad y sequedad atmosférica. Existe una gran amplitud térmica, alcanzando valores de hasta -5°C en la noche y hasta 40 °C durante el día. Las precipitaciones son escasas, además posee una baja densidad poblacional y extensas superficies planas sin uso, ideal para la instalación de una central térmica solar. Sin embargo, la disponibilidad de agua es nula, por lo que para la condensación del vapor en el bloque de potencia, el uso de aerocondensadores es la alternativa viable. El Ministerio de Energía junto con la Cooperación Internacional Alemana (GIZ) está operando una estación de precisión de medición de la radiación solar en el Norte Grande, denominada Crucero II [1], ubicada justamente en la comuna en cuestión, la cual registra los siguientes parámetros: Irradiación global horizontal, Irradiación difusa, Irradiación normal directa y otras variables meteorológicas (temperatura, humedad, velocidad y dirección del viento). En la figura 4 se presenta una gráfica con la irradiación normal directa (potencia de la radiación incidente sobre una superficie) medida para un día típico de verano, otoño, primavera e invierno.

Figura 5: Temperatura ambiente Finalmente para obtener una temperatura nominal para el diseño del aerocondensador se tiene el siguiente histograma, presentado en la figura 6.

Figura 6: Histograma frecuencia acumulada En el gráfico anterior, se puede apreciar la frecuencia acumulada de la temperatura ambiente durante un año en rangos de 5ºC. El 55% de los datos presenta temperaturas menores a los 20ºC, y cerca del 70% del los datos posee temperaturas menores a los 25ºC. Es por esto que se decide utilizar como temperatura nominal de diseño los 20ºC. Cabe destacar que la temperatura de fabricación de los aerocondensadores es de 15ºC de temperatura ambiente.

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 bien constante y no sufre de grandes variaciones, alcanzando valores 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 de nubes 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 un día típico de verano, otoño, primavera e invierno. Se puede ver la diferencia que existe para el día de invierno en comparación al resto. En invierno la temperatura mínima alcanza valores bajo 0, sin embargo, alcanza una temperatura máxima de 25°C durante el día. Por otra parte para el día de verano, la temperatura ambiente no desciende los 13°C y alcanza valores de hasta 37°C.

2.2. Características planta termosolar. Se uso como modelo la central térmica solar en construcción en la comuna de María Elena, por la empresa Abengoa. Los datos se pueden encontrar en el SEIA presentado por la empresa [2]. La potencia generada será de 100 MWe brutos, por medio de tecnología de receptor central, utilizando 8800 heliostatos para concentrar la radiación directa, utiliza como fluido de trabajo y almacenamiento sales fundidas. Además posee una capacidad de almacenamiento térmico de 3277 MWt. Las sales alcanzarán una temperatura de 565°C máxima y saldrán del generador de vapor a una temperatura mínima de 290°C.

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

Los flujos másicos se distribuyen uniformemente por todo el aerocondensador.

2.4. Metodología. La metodología para el dimensionamiento del aerocondensador se basa en el flujo de calor que habrá que disipar en la superficie de intercambio. Para ello se utiliza el método de la diferencia de temperatura media logarítmica F-LMTD, resolviendo la siguiente ecuación [38]: (1)

Figura 7: Esquema central térmica solar Dentro del bloque de potencia, la turbina utilizada es una Turbina de vapor industrial Siemens SST-600, la que entrega una potencia máxima de 100 MWe brutos y tiene las siguientes características; presión de entrada de 140 bar, temperatura de entrada de 540°C y presión de condensación igual a 0,6 bar.

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:

2.3. Hipótesis.

Tabla 1: Parámetros de diseño del aerocondensador. Las hipótesis o consideraciones previas para los cálculos 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 de generación bruta de 100 MWe brutos en condiciones nominales.  Turbina absoluta, la presión a la entrada y a la salida de la turbina permanecerán constantes.  Cada ventilador del aerocondensador entrega siempre 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 tendrán las 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.

Revisando un catalogo de ventiladores axiales verticales de la empresa Shuang Yang Fan CO, se escoge el modelo DTF(R)-2800-14, necesitando 60 de éstos [9], con las características que se muestran en la tabla 3. Tabla 2: Características ventilador. Diametro Exterior Temperatura Entrada Temperatura Salida Flujo másico aire

3,5 20 42,7 447,17

m °C °C m3/hr

3.1. Análisis de resultados. Ya se tienen los valores nominales del diseño de la central térmica solar, por lo que a continuación se procede a variar la temperatura ambiente cada 5ºC. De la tabla 3, de la potencia neta generada, se puede ver que 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 disipar los 182,4 MWt en el aerocondensador. Es por esta razón que el consumo de éste disminuye y aumenta la potencia neta 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 60 ventiladores del aerocondensador, éste no es capaz de disipar los 182,4 MWt de calor nominal, por lo que se procede a disminuir el flujo másico de vapor, disminuyendo así el calor a disipar y la potencia bruta entregada por la turbina.

condensar todo el flujo másico de vapor nominal que circula por el ciclo de generación, por lo que se debe disminuir la cantidad de vapor circulante, disminuyendo la potencia generada por la turbina y también el calor generado 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.

T amb [°C] -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40

Tabla 3: Potencia neta generada. Máx Potencia T amb térmica a disipar [°C] [MWt] -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40

257,40 242,17 227,08 212,12 197,22 182,40 164,40 142,45 117,93 93,09

M vapor [kg/s]

Cantidad Ventiladores [-]

Potencia bruta generada [MWe]

Potencia neta generada [MWe]

97,58 97,58 97,58 97,58 97,58 97,58 87,96 76,21 63,09 49,80

35 39 44 50 55 60 60 60 60 60

100 100 100 100 100 100 90,14 78,10 64,66 51,04

95,68 95,31 94,84 94,29 93,82 93,36 83,60 71,69 58,39 44,92

Potencia generador vapor [MWt] 296,51 296,51 296,51 296,51 296,51 296,51 267,26 231,58 191,71 151,34

Potencia neta Rendimiento generada Bloque [MWe] Potencia 95,68 95,31 94,84 94,29 93,82 93,36 83,60 71,69 58,39 44,92

32,27% 32,14% 31,99% 31,80% 31,64% 31,48% 31,28% 30,96% 30,46% 29,68%

Se concluye de la tabla 3 que para temperaturas por debajo 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 de diseño, potencia térmica generada por el generador de vapor 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 generar la potencia justa necesaria para las condiciones del aerocondensador. Gráficamente el rendimiento neto del ciclo de potencia en función de la temperatura es el siguiente:

Gráficamente la potencia eléctrica neta generada en función de la temperatura ambiente es:

Figura 8: Gráfico Potencia neta vs Temperatura Se aprecia del gráfico una gran caída de la potencia eléctrica neta generada a medida que aumenta la temperatura ambiente sobre los 20°C, esto se atribuye, como se mencionó antes, que a pesar que el aerocondensador estará trabajando a toda potencia, con todos los ventiladores funcionando, no será capaz de

Figura 9: Gráfico Rendimiento Ciclo agua-vapor vs Temperatura

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Se puede observar de la figura 9, una leve disminución del rendimiento en el ciclo de potencia a medida que aumenta la temperatura ambiente sobre los 20°C. La razón por la que el rendimiento del ciclo agua-vapor no disminuye 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 flujo másico de vapor disminuye en todo el bloque de potencia, en comparación al caso de diseño. Finalmente el rendimiento total de la planta para las distintas temperaturas ambientales es:

éste rendimiento es posible gracias a los tanques de almacenamientos, ya que estas temperaturas ambientales se alcanzan normalmente cuando la radiación directa es nula o muy baja, es decir, en las primeras horas del día. Por otro lado, el rendimiento total de la planta disminuye hasta un 5,53% para una temperatura ambiente de 40°C. Como se vio anteriormente, la temperatura durante un día varía considerablemente. Es por esto que a continuación se presenta una gráfica donde se aprecia, para un día de invierno y verano, como varía la potencia neta generada a lo largo del día en función de la temperatura ambiente. Cabe destacar que el siguiente gráfico, considera que la planta termosolar presenta almacenamiento solar, esto implica que la generación de energía no se ve alterada en la noche, pese a que no exista radiación solar incidente ya que la energía térmica necesaria será gracias a las sales fundidas almacenadas durante el día en el tanque de sales calientes, las cuales tienen una independencia de 10,5 horas para las condiciones nominales de diseño. En la figura 11, se presenta la gráfica donde se aprecia, para un día de invierno y verano, como varía la potencia eléctrica neta generada a lo largo del día.

Tabla 5: Rendimiento total. T amb [°C]

Potencia neta generada [kWe]

-5 0 5 10 15 20 25 30 35 40

95,68 95,31 94,84 94,29 93,82 93,36 83,60 71,69 58,39 44,92

Potencia Rendimiento Receptor total Central [MWt] 811,65 811,65 811,65 811,65 811,65 811,65 811,65 811,65 811,65 811,65

11,79% 11,74% 11,69% 11,62% 11,56% 11,50% 10,30% 8,83% 7,19% 5,53%

Como se explico en las consideraciones previas o hipótesis, la generación de vapor será óptima. Las sales que circulan por el intercambiador de calor del generador de vapor se encuentran a una temperatura constante de 565°C, ya que la planta en cuestión presenta tanques de almacenamiento solar, por lo que entrega de energía térmica será la necesaria para que la turbina trabaje a la máxima 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

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

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La línea negra representa la condición nominal de diseño del aerocondensador, es decir, a 20°C. Se puede ver con líneas azules, un día representativo para la estación de invierno, mientras que con líneas rojas, un día representativo para la estación de verano. La disminución de la potencia eléctrica generada al variar la temperatura ambiente es bastante importante. Por una parte, para el día de invierno, cuando la temperatura ambiente alcanza los 27°C, la potencia neta generada disminuye hasta los 80 MWe aproximadamente. Esto significa que la planta termosolar estará trabajando al 80% para lo que fue construida. Mientras que durante 13,5 horas la potencia generada es levemente mayor o igual para lo que fue diseñada. Cuando la temperatura alcanza los -2°C, el aerocondensador solo necesita de 36 ventiladores para disipar el calor proveniente del vapor de agua, lo que se traduce a una disminución de los consumos, aumentando a la 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 potencia generada alcanza apenas 56 MWe aproximadamente. Esto se debe principalmente que a pesar que se encuentran en funcionamiento los 60 ventiladores del aerocondensador, esto no es suficiente para disipar todo el calor del vapor, ya que la temperatura de ingreso del aerocondensador aumentó considerablemente. Como se ha explicado antes, la alternativa que queda para condensar el vapor a líquido, es disminuir el flujo másico de vapor, lo que implica una disminución de la potencia generada por la turbina como el calor generado por el intercambiador de calor de generación de vapor. Se puede apreciar también que un aumento de tan solo 1° sobre los 30°C, hace que la potencia eléctrica generada decaiga rápidamente. Además, gracias a que se asume que durante la noche la generación de vapor seguirá siendo la necesaria para el óptimo funcionamiento de la turbina por los tanques de almacenamientos, la potencia neta generada es mayor o igual a las condiciones nominales de diseño. Sin embargo, en caso de no tener almacenamiento de sales fundidas, la generación de potencia generada durante la noche sería igual a 0, siendo aun peor el rendimiento total de la planta.

que el aerocondensador no alcanza a evacuar la potencia térmica nominal a dispar, afectando a la generación de energía eléctrica, 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 de generación y la eficiencia total, para una planta termosolar ubicada en zonas desérticas del país, son altamente sensible a un cambio de la temperatura ambiente. Es por esto último que a la hora de diseñar y construir una central térmica solar, se debe considerar la relevancia del impacto económico. Por un lado, se podría dimensionar y diseñar el aerocondensador de forma tal que mantenga la capacidad de condensación requerida por las condiciones nominales, es decir, diseñar el aerocondensador a la máxima temperatura ambiente, asumiendo una mayor inversión inicial pero asegurando el 100% de la potencia eléctrica generada a lo largo del día y además teniendo ventiladores suficientes para realizar el proceso de mantención en forma segura, ya que la mayor 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 quedo demostrado en este trabajo, y así aumentar la capacidad de almacenamiento de energía térmica solar, aprovechando el exceso de energía térmica generada durante el día e inyectándola a la red en horas donde el precio de la energía sea mayor, es decir, optimizando el proceso de generación. Por último se podría estudiar una alternativa para aumentar la eficiencia del ciclo de generación, aprovechando las bajas temperaturas nocturnas existentes por medio de algún tipo de almacenamiento de frío. Para luego este ser usado durante el día, cuando la temperatura ambiente aumente en demasía.

Referencias [1] Estación Crucero II, Energía solar - Ministerio de Energía, 2012. Recuperado de: http://antiguo.minenergia.cl/minwww/opencms/03_Energias/O tros_Niveles/renovables_noconvencionales/Tipos_Energia/ene rgia_solar.html [2] Estudio de Impacto ambiental, SEIA, 2013. Recuperado de:http://seia.sea.gob.cl/expediente/expedientesEvaluacion.php ?modo=ficha&id_expediente=7573338 [3] CENGEL, Yunus A. Y GHAJAR Afshin J. Transferencia de calor y masa, fundamentos y aplicaciones, 4° edición. USA. [4] SERTH, Robert W. Process heat transfer: principles and applications, 1°edición. USA. [5] SHAMES, Irving H. Mecánica de Fluidos, 3° edición, 1995. [6] FERNÁNDEZ DÍEZ, Pedro. Procesos termosolares en baja, media y alta temperatura. Departamento de Ingeniería Eléctrica y Energética, Universidad de Cantabria. 2009. [7] J. P. Holman. “Transferencia de calor”. Décima edición, México, 1999. [8] Guía técnica de la energía solar termoeléctrica. FENERCOM (Fundación de la Energía de la Comunidad de Madrid). Madrid, 2012. [9] Ventiladores axiales verticales. Recuperado de: http://www.zj-syfj.com/en/products1-8.asp

4. Conclusiones Para temperaturas inferiores a la nominal de diseño, la potencia eléctrica generada y la eficiencia total de la planta termosolar, aumentan un 2,5% en comparación a las condiciones nominales. Esto se debe principalmente al menor consumo eléctrico del aerocondensador al necesitar una menor cantidad de ventiladores funcionando para condensar el flujo másico 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 la capacidad nominal de diseño. Esto se debe principalmente a

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II – MÉTODOS NUMÉRICOS Y MECÁNICA COMPUTACIONAL

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Modelo dinámico de una transmisión de engranajes de una etapa O. Trujillo*, C. Molina Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 219, Concepción, Chile *E-mail Autor: [email protected]

Resumen En el presente trabajo se implementa un modelo dinámico de un reductor de engranajes rectos de una etapa con el objetivo de analizar el comportamiento vibratorio en torsión de éste bajo condiciones normales de funcionamiento – se analizan dos casos: velocidad constante y velocidad variable – y frente a la aparición de algunos tipos de fallas comunes. Ésto último se logra a partir del planteamiento de las ecuaciones del movimiento del sistema, las cuales son resueltas numéricamente. El sistema de ecuaciones es del tipo no lineal – ya que la rigidez en el proceso de engrane es variable en función de la posición angular – pero para cada instante de tiempo puede ser considerado un sistema lineal si se conoce la rigidez equivalente del proceso de engrane. Para la resolución numérica se utiliza el método de Newmark. Con tal de minimizar la posible aparición de ciertas inconsistencias en la respuesta del sistema, la rigidez de engrane – parámetro fundamental 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 la literatura 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. engrane en un engranaje normal y en el caso de diente astillado usando el método de elementos finitos, y analizaron las características vibratorias del sistema basados en un modelo de 26 grados de libertad de una transmisión de dos etapas. Chen y Shao [5] obtuvieron la función de rigidez para un engranaje normal y bajo la presencia de un diente agrietado, respectivamente, usando el método de elementos finitos y el método mejorado de la energía potencial. Ma y Chen [6] estudiaron el mecanismo dinámico no lineal de las fallas por grieta a partir de un modelo de 2 grados de libertad torsionales, verificando experimentalmente los resultados teóricos. Zhang y Cai [7], estudiaron métodos de cálculo para determinar las frecuencias de muestreo recomendadas para las señales de aceleración, 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 modelo desarrollado fue usado para simular el sistema de engranajes estudiado, y determinar así, desde una perspectiva de detección de fallas, si es necesario

1. Introducción El análisis del comportamiento dinámico y de los mecanismos de falla es fundamental para el diagnóstico de fallas en transmisiones de engranajes. El estudio de estos mecanismos permite obtener relaciones entre los parámetros del sistema y las señales de falla, lo cual puede ser realizado mediante un gran número de experimentos o a través de análisis teórico. Esto último es llevado a cabo mediante simulaciones basadas en modelos matemáticos, y representa una gran ventaja en cuanto a tiempo y recursos invertidos frente al análisis experimental. Diversos investigadores han realizado una gran cantidad de trabajo para estudiar diferentes modelos dinámicos de sistemas de engranajes [1,2]. Tian [3] detalló el método de la energía potencial para el cálculo de la frecuencia de engrane y lo aplicó a un modelo de 8 grados de libertad. La influencia de la rigidez de engrane en la señal de aceleración para un diente astillado, agrietado y roto fue estudiada mediante éste modelo. Jia y Howard [4] calcularon la rigidez de

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considerar el efecto de la asimetría del engranaje para el sistema estudiado. Entre los estudios de investigación antes mencionados, han sido presentados diferentes modelos dinámicos para distintos sistemas de engranajes, todos ellos enfocados en la adquisición de características vibratorias de sistemas con presencia de varios tipos de fallas, lo cual provee un soporte técnico para el diagnóstico acertado de éstas. Sin embargo, no existe estudio que examine la influencia de imponer una frecuencia de engrane constante para el cálculo de la función de engrane, lo cual tendrá un impacto importante en la parte transiente de la respuesta y en señales simuladas con velocidad variable. En el presente estudio, se ha desarrollado un modelo en donde se utiliza la función de rigidez directamente dependiente del ángulo de rotación. Los efectos de ambos enfoques son analizados mediante simulaciones, y son estudiados dos casos de falla basados en el enfoque propuesto.

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

2.2. Ecuaciones del movimiento El modelo dinámico propuesto, para un reductor de engranajes rectos de una etapa, se ilustra en la Figura 2.

2. Modelación dinámica Un parámetro fundamental en la modelación de transmisiones de engranajes, es la función de rigidez de engrane. Ésta es dependiente del ángulo de rotación, y por lo tanto variable en el tiempo, y es una de las fuentes de excitación más importantes. Debido a esto, es fundamental especificar claramente para qué condiciones de velocidad y carga es factible de aplicar cada modelo, debido a que en general, modelos en que la función de rigidez se obtiene en función del tiempo, sólo son aplicables para casos con velocidad media constante.

Fig. 2. Esquema del modelo dinámico. El sistema de ecuaciones de movimiento está conformado por las Ec. (1) y (2), en donde representa la rigidez equivalente total en el proceso de engrane, y el amortiguamiento del sistema. ̈

̇

(1)

̈

̇

(2)

2.1. Rigidez de engrane La función de rigidez de engrane se obtiene a partir de los valores de rigidez equivalentes máximos y mínimos para un par de dientes que engranan. Si se conocen estos valores, es posible ajustarles una curva, ya que se sabe que la curva de rigidez de un par de dientes que engranan en función del ángulo de rotación se aproxima a una parábola [9], tal como se ilustra en la Figura 1. La rigidez total se obtiene de la suma de tales curvas.

En las ecuaciones anteriores, representa el error de transmisión, definido como “la desviación de la posición angular del engranaje de salida (para una posición angular dada del engranaje de entrada), respecto de la posición que éste ocuparía si los engranajes fueran geométricamente perfectos e infini amen e rígidos” [ 0, , ], y se obtiene como el desplazamiento a lo largo de la línea de acción a partir de la Ec. (3), donde y son las posiciones angulares del piñón y la rueda respectivamente, y y sus radios de base. (3) En forma matricial, las ecuaciones del movimiento quedan representadas por la Ec. (4), en donde [ ], [ ] y [ ] representan a las matrices de inercia, amortiguamiento y rigidez del sistema respectivamente, y están dadas por las Ec. (5) a (7). [ ]{ ̈ } [ ]{ ̇ } [ ]{ } { } (4)

Fig. 1. Rigidez de engrane equivalente para un par de dientes. Las dos principales razones por las cuales la rigidez de engrane es variable en función del ángulo de rotación, son

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[] [

0 0

]

Entre los tipos de runout más comunes, se encuentra la excentricidad, pérdida de la forma circular del engranaje y error de paso acumulado. Estos defectos generan una modulación en la función de rigidez de engrane, la cual sólo se encuentra presente cuando se transmite carga, y contribuye al error de transmisión estático bajo carga. Para incluir el efecto de estas fallas, se propone modificar las ecuaciones del movimiento, obteniendo así las Ec. 8 y 9:

(5)

[ ]

[

]

(6)

[ ]

[

]

(7)

̈ El amortiguamiento posee poco efecto sobre la respuesta del sistema cuando se está alejado de zonas resonantes, por lo que la exactitud de esta magnitud no es fundamental en el análisis. El valor del amortiguamiento no debe sobrepasar el amortiguamiento crítico del sistema, con tal de que se puedan apreciar las vibraciones características de una transmisión de engranajes. Para este estudio, se considera un amortiguamiento constante proporcional al valor medio de la rigidez de engrane, determinado según ̅ , donde es la constante de escala con unidades de segundos, y su valor ha sido seleccionado para esta simulación como 0, 0- [s .

̈

(̇

ė g )

(

g)

(

e g)

(8)

(̇

ė g )

(

g)

(

e g)

(9)

Donde g corresponde a la modulación generada sobre la rigidez de engrane, y e g es el error de transmisión geométrico. g se obtiene a partir de la Ec. 10, donde ̅ y ̅ son las amplitudes de la modulación de g para el piñón y 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

2.3. Falla localizada en un diente

̅ sin

̅ sin

(10)

La inclusión de este efecto en las ecuaciones del movimiento genera un sistema de ecuaciones del tipo no lineal, lo cual en cierta medida dificulta su resolución. Con tal de simplificar la resolución del sistema al incluir este modo de falla, las modulaciones se determinan en función de la posición angular del engranaje calculada en el paso anterior, al igual que el valor de la rigidez de engrane para cada paso de tiempo. Esta consideración permite linealizar el problema, permitiendo utilizar los métodos tradicionales para resolución de sistemas de ecuaciones lineales. En el presente estudio sólo serán considerados los efectos de la pérdida de la geometría circular en el engranaje piñón, para lo cual deben tomarse en cuenta los efectos del error de paso acumulado y la consecuente modulación de la función de rigidez (en el caso en que se transmite carga). Sin embargo, a pesar de que ambos efectos están relacionados entre sí, se considerará una modulación arbitraria en amplitud para la función de rigidez debido a que no se cuenta con un modelo que permita determinar la modulación generada en ésta frente a la presencia de un cierto valor de error de paso acumulado.

Si la falla corresponde a una fisura en la raíz del diente o desprendimiento de material en éste, se producirá una pérdida de rigidez en el engrane. La rigidez del diente dañado disminuye, es decir, la parábola correspondiente a la rigidez del diente en cuestión, posee menor amplitud que para un diente sano. Para incluir esta falla en el modelo, se multiplica 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 y Baccar [13], en el cual se aplica una reducción de un 10% de la amplitud máxima de la rigidez de un diente; con esto se tiene que la función multiplicadora de la rigidez es de 0,95 cuando dos pares de dientes están en contacto, y 0,90 para un par de dientes en contacto, generando la función mostrada en la Figura 3.

3. Resultados 3.1. Simulación sin fallas El sistema de ecuaciones fue resuelto mediante el método de Newmark. Éste posee buena precisión, y además puede asegurarse su convergencia incondicional seleccionando los parámetros adecuados. Con esto, para problemas de tipo stiff su estabilidad pasa a ser

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

2.4. Runout

23

independiente del paso de tiempo seleccionado. Para la simulación numérica, se tomaron los parámetros para la transmisión utilizados por Letelier [9], los cuales se resumen en la Tabla 1. La Tabla 2 presenta los parámetros numéricos 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 Valor Paso de tiempo [ ] Tiempo de simulación [ ] Valor máximo del módulo del residuo, Con tal de asegurar que exista rotación en el sistema, y garantizar la convergencia de éste con tal de que se llegue a un estado vibratorio estacionario, el torque de salida se define 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 cual representa físicamente un amortiguamiento viscoso rotacional, y se selecciona igual a 0,0 [ m s⁄rad . |

|

Fig. 4. Rigidez de engrane para fg

0

constante.

(11)

Al imponer una frecuencia de engrane constante cuando la velocidad de rotación es variable (como ocurre en la parte transiente de la respuesta), se genera una incompatibilidad entre la posición angular del engranaje y la rigidez utilizada, tal como se observa en la Figura 4, en donde el periodo de engrane medido como una sección angular del piñón es variable, lo cual físicamente equivale a tener dientes ubicados con paso distinto en el mismo engranaje. Este problema se elimina al obtener la rigidez de engrane para cada paso de tiempo en función de la posición angular del engranaje, tal como se muestra en la Figura 5. En la Figura 6 se muestra la velocidad de rotación del engranaje de entrada o piñón en el estado estacionario. Al aplicar la FFT a esta señal se obtiene el gráfico de la Figura 7, donde se muestra la componente a fg y sus armónicos, con fg la frecuencia de engrane. En el espectro de la Figura 7 se observa que mientras menor es el paso de tiempo, menores son los errores numéricos en la respuesta.

Fig. 5. Rigidez de engrane para

24

g

constante.

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

Fig. 8. Forma de onda y espectro del error de transmisión al simular 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 no es perfectamente circular), se obtiene lo mostrado en la Figura 9, considerando la modulación descrita en la sección 2.5 para la función de rigidez y la modulación debido al error de paso acumulado presente producto de la pérdida de la geometría. La amplitud seleccionada para la modulación de la función de rigidez, es de un 10% de la amplitud de ésta. Superpuesto en la Figura 9 se muestra la respuesta obtenida para el caso en que sólo se consideró la modulación debida al error de paso acumulado, sin modulación de la función de rigidez. Se observa que para el caso en que además se considera una modulación de , la modulación en la forma de onda de la velocidad de rotación del piñón tiene amplitud mayor que si sólo se considera el efecto 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, las cuales no son distinguibles al considerar sólo la modulación por error de paso acumulado del piñón e 0- [m . Las bandas laterales a observables en los espectros se deben sólo a errores numéricos en la respuesta. Bajo la hipótesis de que para modelar correctamente una falla distribuida en el engranaje debe considerarse tanto el efecto de la modulación geométrica como la modulación de la función de rigidez, puede inferirse que si no se considera esta última, para obtener una respuesta similar

Fig. 7. Espectro en frecuencia de en función de la frecuencia relativa f⁄fg .

3.2. Simulación con fallas Al simular la presencia de una falla localizada en un diente del piñón, se observa la presencia de impactos en la forma de onda del error de transmisión, los cuales ocurren con una periodicidad igual al inverso de la frecuencia de rotación de éste, como se observa en la Figura 8. Consecuentemente, en el espectro se observan bandas laterales separadas a f alrededor de los múltiplos de la frecuencia de engrane, y armónicos de f visibles claramente en el espectro del error de transmisión. Este comportamiento es coincidente con la literatura técnica, en donde se indica que una falla localizada generará un gran número de bandas laterales de baja amplitud y nivel casi uniforme en el espectro [14].

25

bajo un mismo nivel de falla se requiere considerar un valor de error de paso acumulado mayor. Esto influirá en la exactitud del modelo, sobre todo en estudios en que se evalúa la capacidad de un algoritmo particular para detectar el nivel de una falla de este tipo a partir de un modelo matemático de la transmisión.

Agradecimientos Al Departamento de Ingeniería Mecánica de la Universidad de Concepción, y especialmente al profesor Cristián Molina.

Referencias [1] H.N. Özgüven, D.R. Houser, Mathematical models used in gear dynamics – a review, J. Sound Vib. 121 (1988) 383-411. [2] W. Bartelmus, Mathematical modelling and computer simulations as an aid to gearbox diagnostics, Mech. Syst. Signal Process. 15 (2001) 855-871. [3] X.H. Tian, Dynamic simulation for system response of gearbox including localized gear faults, M.S. thesis, Department of Mechanical Engineering, University of Alberta, Alberta, Canada, 2004. [4] S. Jia, I. Howard, Comparison of localized spalling and crack damage from dynamic modelling of spur gear vibration, Mech. Syst. Signal Process. 20 (2006) 332349. [5] Z. Chen, Y. Chao, Dynamic simulation of spur gear with tooth root crack propagating along tooth width and crack depth, Eng. Fail. Anal. 18 (2011) 2149-2164. [6] R. Ma, Y.Chen, Nonlinear dynamic research on gear system with cracked failure, Chinese Journal of Mechanical Engineering 31 (2011) 570-573. [7] F. Zang, L. Cai, F. Wang, L. Gao, L. Cui, Z. Liu, Study on calculation methods for sampling frequency of acceleration signals in gear systems, Advances in Mechanical Engineering 5 (2013) 1-13. [8] O. Mohammed, M. Rantatalo, J. Aidampää, Dynamic modelling of a one-stage spur gear system and vibration based tooth crack detection analysis, Mech. Syst. Signal Process. 54-55 (2015) 293-305. [9] F.A. Letelier, Análisis vibratorio teórico experimental de engranajes, Tesis de Magíster, Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Concepción, 2004. [10] J.D. Smith, Gear Noise and Vibration, Second Edition, Marcel Dekker, 2003. [11] AGMA standard, ANSI/AGMA 2015-1-A01, Accuracy classification system: Tangential measurements for cylindrical gears, American Gear Manufacturers Association, Alexandria, Virginia, 2002. [12] D.B. Welbourn, Fundamental knowledge of gear noise – A survey, Noise and Vibration of Engines and Transmission, I Mech E, Cranfield, UK, 1979, pp 9-14. [13] F. Chaari, W. Baccar, M.S. Addes and M. Haddar, Effect of spalling or tooth breakage on gearmesh stiffness and dynamic response of a one-stage spur gear transmission, J. Mech. A/Solids, 27 (2008) 691-705. [14] R.B. Randall, A new method of modeling gear faults, Journal of Mechanical Design 104 (1982) 259-267.

Fig. 9. Respuesta temporal y espectro de con error de paso acumulado del piñón e 0- [m y modulación de con amplitud 0, {ma ( )-min( )}.

4. Conclusiones A partir del desarrollo del presente trabajo se deduce que para analizar un estado transiente o de velocidad y/o carga 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 angular instantánea y error de transmisión, y permitiría realizar análisis bajo condiciones de velocidad y/o carga variable. Asimismo, se infiere que es altamente recomendable modelar las fallas en función de las posiciones angulares de los engranajes, evitando así inconsistencias que podrían surgir al modelar con frecuencia de engrane constante.

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Simulación numérica de un flujo agua-petróleo en un inyector de turbina de gas Thiers 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, se estudio la influencia y distribución del campo de temperatura al interior del inyector sobre la emulsión agua-petróleo en el inyector. Se concluye sobre la estabilidad de la mezcla y su posible impacto sobre la combustión de esta. En primera instancia se introducirá la modelación matemática que caracteriza el problema de estudio, luego se revisara la discretización utilizada tanto de las ecuaciones como del dominio. Posteriormente se presentan las pruebas realizadas para finalmente concluir sobre sus resultados. Keywords: Multifásico, Volume of Fluid. Large-Eddy Simulation, producto de ondas de presión [4,5] ocasionando fallas de nivel estructural en los inyectores.

1. Introducción Las altas temperaturas producidas durante la combustión del petroleo diésel favorecen la producción de óxidos de nitrógeno en los gases de escape [1]. Para reducir la contaminación producto de esta emisión se inyecta agua junto con el combustible con el fin de reducir la temperatura de la combustión. La combustión de esta mezcla es responsable de la generación de termo pulsaciones[2] e inestabilidades de la combustión [3]

2. MODELACIÓN MATEMÁTICA 2.1. Conservación de Masa y Momentum Las ecuaciones que gobiernan el movimiento de un fluido newtoniano incompresible son las ley de conservación de masa (1) y la ecuación de Navier-Stokes (2) [6,7].

27

composición de cada celda determinada por las funciones de fracción volumétricas. ( ) ( ) ∑ (6) La ecuación de conservación de momentum (2) es modificada para incluir los efectos de la tensión superficial. La tensión superficial en la interfaz genera un gradiente de presión adicional que se traduce en una fuerza que se evalúa por unidad de volumen utilizando el modelo “Continuum Surface Force” (CSF) [10,12]. ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ( ) ) (7)

(1) (

)

(2)

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

2.2. Conservación de energía

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

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 la transformación de energía cinética en energía interna producto de los esfuerzos viscosos. La energía interna del fluido evolucionará entonces según una ecuación de transporte simple para un escalar pasivo [6,7] de la forma. (

(

)

)

(

)

( )

(

‖

( )

‖

)

(8)

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

(3)

2.5. Modelación de la turbulencia donde corresponde a la densidad, el calor especifico, T la temperatura, la difusividad térmica y Pr el numero de Prandtl.

Para la modelación de la turbulencia se utiliza el método Large Eddy Simulation LES debido a la importancia de captar el efecto producido por los vórtices sobre el proceso de mezclado de las fases y la difusión tanto de cantidad de movimiento como de energía al interior del fluido. Este enfoque resuelve directamente los movimientos turbulentos tridimensionales no estacionarios mientras que los efectos de las pequeñas escalas son modelados [13]. Al realizar la operación de filtrado sobre la ecuación de conservación de momentum (2) se obtiene:

2.3. Aproximación de Boussinesq La aproximación de Boussinesq permite agregar a un fluido incompresible el efecto de las fuerzas de flotación producto del efecto de la temperatura sobre la densidad. El efecto de la expansión volumétrica del fluido producto de la variación de la temperatura puede ser aproximado como una función lineal del coeficiente de expansión volumétrica β mediante la siguiente ecuación [8] (

)

(

)

(

(

)) (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 esfuerzo residual como dicha diferencia [13] (10) La energia cinetica residual (11) y el tensor anisotropico de esfuerzo residual esta definido por [13] (12)

(4)

corresponde a la densidad del fluido a temperatura . ( ) es reemplazada en la ecuación (2) en el Esta densidad termino correspondiente a la fuerza de cuerpo ⃗

2.4. Método de Volúmenes de Fluido VOF La modelación del flujo multifásicos se realiza mediante el enfoque 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 α sobre el dominio de estudio. La fracción volumétrica α determina que porcentaje de volumen esta siendo ocupado por cada fluido en cada uno de los volúmenes de control. A las ecuaciones original planteadas por Hirt y Nichols [9] se le agrega un termino adicional de compresión de la interfaz [10,11]. ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ∑ ∑ ( ) (5) El método VOF considera que todo el dominio de estudio esta ocupado por un único fluido equivalente [9,12], el cual varia sus propiedades termodinámicas θ en función de la

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) es necesario un modelo para el tensor de esfuerzo residual anisotrópico . En el presente trabajo se utiliza el modelo “One Equation Eddy” [14], el cual modela el tensor de esfuerzo residual como una variación lineal del tensor tasa de deformación filtrado 28

(15)

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

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

)

(

)

3. Problema de estudio 3.1. Discretización del Dominio

| |

El dominio del estudio corresponde a un inyector de una turbina a gas el cual está compuesto por dos tuberías coaxiales, la interna por la que circula el combustible y la externa por donde circula el agua. Ambas inyectan a una cámara de mezclado para su posterior liberación a la cámara de combustión de la turbina como se observa en la figura 1. La discretización del dominio se realiza utilizando una malla estructurada por bloques usando el programa GMSH debido a su versatilidad y facilidad para la manipulación en el estructurado de la malla. Un corte axial se aprecia en la figura 2.

(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 las regiones cercanas a las paredes se utilizó la corrección de Van Driest para el cálculo de la viscocidad turbulenta de sub-malla[13,14] √

(

(

)

)

(21)

donde y+ es la distancia adimensional a la pared medida en largos de escala viscosa, A+ es una constante con un valor igual a 26 y las constantes Ce y Ck tienen un valor de 1,048 y 0,094 respectivamente [13,14].

2.6. Discretización de las ecuaciones La discretización de las ecuaciones se realiza mediante el método de volúmenes finitos, utilizando las opciones disponibles en el código OpenFOAM[16].  Esquema gauss lineal para todos los términos gradientes  Esquema Van-Leer para los términos divergentes de las ecuaciones (3) y (20).  Esquema gauss lineal para los términos divergentes de la ecuación (5)  Esquema Crank-Nicolson para la integración temporal La implementación del programa OpenFOAM se realiza tomando como punto de partida el solver “MultiphaseInterFoam” el cual es utilizado para resolver flujos incompresibles multifásicos de “n” fases utilizando 29

Las condiciones iniciales para la simulación se resumen en la tabla 5

3.2. Parámetros físicos, condiciones de contorno y condición inicial Los parámetros físicos utilizados en las simulaciones se resumen en las tablas 1 y 2.

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

4. Presentación Resultados

y

Discusión

de

Los resultados para los campos de temperatura, velocidad y fracciones volumétricas (aire, agua, petroleo) de las distintas 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 menos abrupto cuando se incrementan los flujos de petróleo y agua. Se puede apreciar además un descenso en el valor de la temperatura máxima al interior de la mezcla. Las temperaturas máximas alcanzadas en cada simulación son 416 [K], 377 [K] y 393 [K] respectivamente. Del análisis de los campos de velocidades para el caso de control se puede apreciar dos grandes zonas de recirculación ubicadas axisimetricamentee en la cámara de mezcla. Al incrementar los valores de los caudales en ambos casos se observó una disminución tanto en el tamaño de los vórtices de recirculación como en la magnitud de la velocidad máxima al interior de estos. Los valores máximos registrados para la velocidad dentro de 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 una disminución del porcentaje de aire residual en la cámara de mezcla a medida que se incrementan los caudales de petróleo y agua. En un principio el inyector se encuentra completamente lleno de aire, siendo este mismo el que queda atrapado en los vórtices.

Las condiciones de contorno para las distintas ecuaciones a resolver se resumen en la tabla 3 Para los flujos se realizaron simulaciones variando el número de Reynolds . Como largo característico se utilizó el diámetro de la tubería de petroleo para el cálculo de Re petroleo y el ancho de la separación de la tubería de agua para el cálculo de Re agua. Como velocidad se utilizó la velocidad media de la tubería. Los distintos régimen simulados se resumen en la tabla 4.

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

30

31

responsable de la generación de ondas pulsátiles de presión causantes del deterioro estructural del inyector. El código utilizado en el presente trabajo no incorpora un modelo para este fenómeno y se implementara en futuras modelaciones.

5. Conclusiones Se puede concluir que la presencia de los vórtices tienen una gran influencia en el comportamiento de la temperatura al interior de la cámara de mezcla, siendo favorable para la correcta operación de la turbina aquellos regímenes de petroleo y agua que disminuyan la intensidad de estos. La composición de estos vórtices presenta entre un 20 % a 30 % de aire, son responsables además de evitar que 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 inyección del agua, causando que ingrese petroleo por esta tubería, el cual podría causar incrementos en la linea de presión del agua y problemas de funcionamiento en las bombas que alimentan el sistema. Dado los niveles de temperaturas alcanzados dentro de la cámara de mezcla, se espera que ocurra evaporación de las gotas de agua dispersas en el petroleo, fenómeno

Referencias [1] T. Poinsot and D. Veynante: “Theorical and Numerical Combustion” , R. T. Edwards. Philadelphia, (2005). [2] T. Poinsot, A. Trouve, D. Veynante, S. Candel and E. Eposito: “Vortex Driven Acoustically Coupled Combustion Inestabilities”, Journal of Fluid Mechanics, Vol 177, pp 265–292, (1987). [3] S. Candel: “Combustion Inestabilities Coupled by Pressure Waves and their Active Control”, 24th Symposium (iternational) on Combustion,Combustion Inst., Pittsburgh, PA, pp 1277–1296. 32

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Simplified CFD-FEM calculation methodology for large horizontal wind turbines Rafael Diez*, Cristian Cuevas Departament 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 the Finite Element Method (FEM) to CFD. The results are validated through a direct contrast with state-of-the-art literature. The analysis includes several key quantities in the rotor such as the net torque, fluid-structure interactions (FSI), ply composite stresses, buckling security margins and blade tip displacements. A structural optimization was also performed. The results show acceptable error margins for a moderate-sized model and critical zones which are similar to those found in larger simulations. 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 a critical ply [1,2]. The net torque has a -10% error margin compared to the torque calculated in [2], which is caused by a slight underprediction 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. buckling and resonance may also limit the design optimization 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 horizontal wind 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 to the disproportions caused by their thin boundary layers and their sharp features. Large rotors have thin boundary layers, since their tip speeds reach over 80 m/s. FEM techniques have been applied successfully in CFD to obtain good results modeling large HAWT rotors, as it can be seen in the literature [2,7]. While these techniques are still under development for the modeling of sonic flows

1. Introduction Among the new sources of renewable energy, excluding hydropower, wind energy accounts for 50% of the electricity 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 for electricity generation with an estimated market share of 95% in 2012 [4]. Large HAWT usually have rotors consisting of only 2 or 3 blades, with external diameters over 100 m and masses surpassing 100 000 kg. Modeling these wind turbines is critical during the design stages, not only because of their aerodynamics, but due to their structural resistance. These wind turbine rotors must withstand large wind bending loads, aeroelastic vibrations and considerable inertial forces. Besides the obvious implications of these loads on the structural stresses,

34

[8], they have unmatched benefits in the simulation of incompressible flows. Among these advantages, a key feature used on the present study is their mesh independence when compared to the traditional FVM (Finite Volume Method). CFD-FEM models have higher mesh independences due to their smoother interpolation functions from the nodal degrees of freedom, as well as for the nodal minimization of the residuals in the Galerkin methods. CFD-FEM implementations also present other advantages, such as being more suitable to solve models with high-order interpolation terms [9] or coupling the solution of multi-physics systems. While publications modeling HAWT can be found throughout the literature, the quality of the results using moderate-sized models is rarely studied thoroughly. Since CFD-FEM models are also less restrictive than standard FVM models, the present work aims precisely at carrying out a complete simplified simulation for a large HAWT rotor and comparing its results with larger models. In order to accomplish this objective, Hyperworks’ Acusolve software was used. Acusolve uses the GLS (Galerkin Least Squares) FEM formulation to solve CFD problems. This technique brings the mesh independence mentioned earlier, as well as higher convergence rates than traditional FVM software. All the structural models, including the structural optimization, are carried out in Optistruct, which is also part of the Hyperworks platform.

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 reference wind turbine [1]. Radial Chord Twist Profile Location [m] Length [m] Angle [º] Cylinder 2.86 3.54 Cylinder 5.60 3.85 Cylinder 8.33 4.17 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

2. Modelling 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

The wind turbine model chosen to perform the analysis is the well-known NREL 5 MW reference HAWT, proposed by Jonkman et al. in [1]. Table 1 presents the airfoil profiles used by the wind turbine blades, whereas its nominal information is presented in Table 2. The nominal torque for the NREL 5 MW reference wind turbine given in [1] was not based on full simulations; therefore, an accurate CFD 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 results reported by Bazilevs et al. in [2]. On that study, the NREL 5 MW reference wind turbine was modeled using a state-ofthe-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 is described in Table 3. The stack ply composition is [±45/0/902/O3]s; considering that the 0º direction is aligned with the airfoil profiles. The total stack thickness distribution 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

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

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.

ST·M·S·ẍ+ ST·C·S·ẋ + ST·K·S·x = ST·f

(1)

In equation (1), the uppercase letters “M”, “C”, “K”, and “S” represent the mass, damping, stiffness and vibrational eigenvector matrixes respectively. Similarly, lowercase letters “x” and “f” represent the displacement and force vectors. As it can be seen, the response of the structure is projected over the vibrational eigenvector space, where the movement is represented by far fewer degrees of freedom. Since the resulting system has one degree of freedom per vibrational mode considered, the calculation times are reduced exponentially. Accurate P-FSI representations of wind turbine blades can be achieved with less than 100 vibrational modes [7]. During the present study, the first eigenvector captures 99% of the actual displacements. The main physical reason supporting this simplification is that flow-induced forces are usually distributed over wide areas. Therefore, when bodies are deformed, 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 stages are listed in Table 4, whereas the constraints implemented on the model are described in Table 5.

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 mesh filling up the whole domain. This mesh is presented in Figure 3. Despite it being optional, the surface mesh shown in Figure 3 was also used to perform the structural analysis. The coarse mesh in the wake of the airfoils was shown to give good results here as well. Furthermore, it can be seen that 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 1 093 176 elements. While the model may converge fast on standard CFD calculations, FSI iterations remain computationally

Figure 3. Wind turbine blade mesh domain.

36

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

Table 4. Design stages for the structural optimization performed [5,13]. Optimization Description Stage Global Ply-Direction Thickness I Optimization Optimization of the Interpreted II Patches Manufacturing Constraints II 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 5 mm 1.25 mm 1.25 mm Thickness Yes Ply ±45º Symmetry Tip Displacement <4m Torsional Rotation < 0.01º Secondary Bending < 0.01º Rotation Minimum Natural > 0.48 Hz Frequency (Conserved) Buckling Load Factor > 1.3 Tsai-Wu Failure Index < 0.7 Maximum of Equal 4 Consecutive Plies

Figure 4. Comarison for the normal load distribution on the wind turbine blades.

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

3. Results

After mapping the loads of the CFD analysis to the structural model of the wind turbine blade, the tip displacement found is 5.8 m when the gravity acts in its direction of maximum effect. This direction corresponds to the horizontal position of the wind turbine blades in its descending movement. This result is within its expected range [14]. The eigendecomposition of the displacements into the vibrational eigenvectors is shown in Figure 6, where the first 6 modes are associated to bending and only the 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 by the normal wind loads. These results clearly validate the P-FSI assumptions for large HAWT rotors under similar conditions. However, it may be surprising to find a negligible contribution of the torsional vibrational mode (7th) to the global displacements, as well as from the 5 remaining bending modes. It is important to note that the

According to the simulations, the net torque produced by the wind turbine is 2240 kN∙m, which has a -10% error margin when compared to the results presented in [2]. In order to provide further insight upon the results, both the normal and tangential load distributions were compared with the CFD results presented in [6]. These comparisons are shown in Figures 4 and 5. The results given in [6] are a good benchmarking reference, since the calculated net torque is virtually the same as in [2]. It must be also clarified that the normal loads act in the direction of the incoming wind, whereas tangential loads act in the direction of the blade movements. The overall gradients shown in Figures 4 and 5 match the reference patterns, which is an important flow indicator. It can be observed that Acusolve overpredicted the normal wind forces slightly, yet tangential wind forces become undersized as they reach their maximum. Both tendencies are conservative, since normal loads overpredict ply

37

error increases on the second vibrational mode because (linear) least squares minimizations are rather insensitive to spurious oscillations. A least square minimization is introduced in the P-FSI analysis when the equation systems are projected over the eigenvector matrix. While these errors may be negligible on the present study, it can be observed that adding unnecessary vibrational modes may be detrimental.

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 6. Contribution of each vibrational mode to the actual displacements. For the ply composite stresses, the results have been validated using the stresses reported in [2] for the 14 th ply in its secondary (90º) direction. A direct contrast can be found in Figure 7. It can be seen that maximum normal ply stresses reach 22.84 MPa, which equals to an error margin of -0.12%. However, for the minimum stresses (-21.53 MPa) an error of -23.78% is found. This larger difference is not caused by a stress concentrator as it may appear upon first impression, since this stress zone remains upon editing the geometry. However, deeper differences on the geometry interpolation could be the cause of this moderate error, which is conservative nonetheless. It must also be noted that these results have great importance, because the stresses calculated in [2] come from a highly accurate transient FSI model. It can be further inferred that transient effects 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, which agrees with other studies [14]. This buckling mode is presented in Figure 8. All the results of the steady-state FSI simulations are within a ±3% range from the results found in the standard CFD model; including the tip displacements. Therefore, these results are not presented here, as they would appear redundant. However, the FSI results are not trivial, because the CFD-FSI model could have converged to a different equilibrium point. While the overall results changed following the right tendencies, e.g. increasing the net torque, the differences remain too small to justify their computational expense.

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 of 6.54% (7 200 kg) over the reference design given in [1]. The total stack thickness is shown in Figure 9, where the differences found without the buckling restrictions are also shown. The large radial stack strips shown in Figure 9 are clearly oriented towards resisting large bending moments. It is interesting to note how they match the zones of highest stresses in Figure 7 accurately. The inclusion of buckling constraints clearly generates a reinforced zone at the root of the wind turbine blades. In other studies [5], internal reinforcements were also placed in this zone to prevent buckling. Internal reinforcements were not considered in the present study due to time constraints. However, the addition of superficial reinforcements might prove competitive. It is also interesting to note that composite failure indexes only guided the design of the thickness zone where the minimum stresses occur.

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[4] International Renewable Energy Agency (IRENA). Wind Power. Renewable Energy Technologies: Cost Analysis Series, Vol. 1, Issue 5. Germany, 2012. [5] W. Dias. Applying Optimization Technology to Drive Design of a 100-Meter Composite Wind Turbine Blade. Altair Engineering Inc., 2012. [6] K. Máiread. Aerodynamic Analysis of the NREL 5-MW Wind Turbine using Vortex Panel Method. Master’s Thesis 2012:17. Chalmers University of Technology, Department of Applied Mechanics, Division of Fluid Dynamics, Sweden, 2012. [7] D. Corson, D. Griffith, T. Ashwill and F. Shakib. Investigating Aeroelastic Performance of Multi-Mega Watt Wind Turbine Rotors Using CFD. 53rd Structural Dynamics and Materials Conference, Honolulu, Hawaii, 2012. [8] T. Fries and H. Matthies. A Review of Petrov-Galerkin Stabilization Approaches and an Extension to Meshfree Methods. Technical University Braunschweig, Department of Computer Science, 2004. [9] D. Darmofal (2004). An Introduction to Discontinuous Galerkin Methods for Compressible Flows. Aerospace Computational Design Lab. Massachusetts Institute of Technology, 2004. [10] I. Daniel, O. Ishai. Engineering Mechanics of Composite Materials. Oxford University Press (1994). [11] D. Corson and P. Lees. Validation of High Fidelity CFD Modeling Approach for Utility Scale Wind Turbines. Altair Engineering Inc., 2011. [12] C. Ladson. Effects of Independent Variation of Mach and Reynolds Numbers on the Low-Speed Aerodynamic Characteristics of the NACA 0012 Airfoil Section. NASA TM 4074, 1988. [13] M. Zhou, R. Fleury and W. Dias. Composite Design Optimization- From Concept to Ply-Book Details. 8th World Congress on Structural and Multidisciplinary Optimization, Lisbon, Portugal, 2009. [14] F. Ghedin. Structural Design of a 5 MW Wind Turbine Blade Equipped with Boundary Layer Suction Technology: Analysis and lay-up optimization applying a promising technology. Department of Aerospace Engineering, Delft University of Technology. Department of Mechanical Engineering, Eindhoven University of Technology. Actiflow B.V. Breda (NL), 2010.

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 obtained using simplified meshes on the simulation of wind turbines blades using CFD-FEM techniques. All results presented here agree closely with the literature, yet they are slightly conservative. The differences found in steady-state FSI analysis are negligible and justify their exclusion from future analysis scenarios, since their advantages seem to be appreciated only in large transient models. However, the P-FSI approach converged correctly and was able to capture 99% of the displacements with only the first vibrational mode. Structural optimization results agree with the tendencies found on the literature, as well as with the former higher stress zones.

Acknowledgements To Cadetech Engineering for this project opportunity. To my family, my friends, the University of Concepción and especially to the professors Cristian Cuevas and Luis Quiroz.

References [1] J. Jonkman, S. Butterfield, W. Musial, G. Scott. Definition of a 5-MW Reference Wind Turbine for Offshore System Development. Technical Report NREL/TP-500-38060, 2009. [2] Y. Bazilevs, M. Hsu, J. Keindl, R. Wüchner, K. Bletzinger. 3D simulation of wind turbine rotors at full scale. Part II: Fluid-Structure interaction modeling with composite blades. International Journal for Numerical Methods in Fluids. Volume 65, Issue 1-3, pages 236253, 2011. [3] Renewable Energy Policy Network for the 21st Century (REN21). Renewables 2015: Global Report Status. Paris, 2015.

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III – MECÁNICA DE FLUIDOS

40

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

Sensibilidad del tamaño de malla en la simulación de vórtices en películas delgadas a

M. I. Bustosa,*, O. Skurtysb

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 a ser inestables y esta inestabilidad se manifiesta por la aparición de “roll waves”. Un primer estudio de estas inestabilidades fue realizada en 1954. Las soluciones mostraron ondas progresivas periódicas discontinuas. Si bien, esta modelación es cualitativamente correcta, los resultados numéricos no reproducen los resultados experimentales. En esta investigación se intenta generar un modelo para simular correctamente el fenómeno de roll waves en un ambiente que incorpore el efecto de la viscosidad dinámica del fluido y su tensión superficial, ya que la incorporación de estas variables podrían explicar la discrepancia que existe entre las simulaciones actuales y la evidencia empírica del fenómeno. En este artículo se presentará la influencia 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 fluido en canales abiertos con una profundidad muy pequeña. Estos son comunes en la naturaleza y en los sectores urbanizados, donde algunos ejemplos son los acueductos abiertos [1] y el macareo en el océano, por nombrar algunos. Su estudio es importante para diversas aplicaciones industriales, como lo son la mejora de la eficiencia de la transferencia de calor y masa en procesos industriales de transporte [2], la mejora del secado de las carreteras y reducción del efecto de “aquaplaning”, para mejorar diversas aplicaciones biomédicas.

Fig. 1. Resultados experimentales reportado por Balmforth y Mandre [1].

41

Las inestabilidades que se producen en fluidos de películas delgadas, suelen iniciarse a partir de condiciones donde la fuerza de tensión superficial es significativa. Sin embargo, a medida que la velocidad y el espesor de la película aumentan, la inercia comienza a tomar un papel más importante [1]. Si bien hay muchos estudios de roll waves (ver Figura 1), aún falta un largo recorrido para poder describir completamente el comportamiento de este tipo de flujos. En la mayoría de los estudios realizados, los efectos de la viscosidad dinámica o de la tensión superficial son considerados como despreciables y el fenómeno es modelado a partir de las ecuaciones de Saint-Venant. Este trabajo pretende simular las inestabilidades en películas delgadas, llamado roll waves, incorporando el efecto de la viscosidad dinámica y la tensión superficial del fluido usando las ecuaciones de Navier-Stokes. Para esto, se utilizó el solver interFoam del software libre OpenFoam. La influencia del número de Froude sobre la formación de roll waves y en el comportamiento del fluido es igualmente reportado en detalle.

Para calcular el número de Reynolds se utilizó la siguiente ecuación:

R e Dh=

D h|U| ν

(1)

donde |U| corresponde a la magnitud del campo de velocidad, ν es la viscosidad cinemática y Dh corresponde al diámetro hidráulico,

D h=

W Hw 2 H w+ W

(2)

Para calcular el número de Froude se utilizó la siguiente ecuación:

Fr=

|U| √H w g cos(θ)

(3)

donde |U| corresponde a la magnitud del campo de velocidad, g es la aceleración de gravedad, Hw corresponde a la profundidad del agua y θ es la pendiente del canal.

2. Material y método 2.1. Configuración de estudio

2.2. Generación de la geometría y de la malla inicial

En la Figura 2 se presenta un esquema de la configuración estudiada. Las dimensiones del canal y su pendiente son fijas. Su largo es L, su altura es Hw + Ha, mientras que su pared lateral tiene un ancho W. El fluido es agua y tiene una masa específica 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], Hw = Ha = 0.005 [m] y θ = 5.45°. La tensión superficial agua-aire fue supuesta constante σ = 0.07 [N/m]. Para cada simulación se consideró un número de Reynolds basado sobre el diámetro hidráulico (ver Ec.(1) y (2)), que varía entre ReDh = 2500-4167 dependiendo del caso de estudio, así el flujo es levemente turbulento. Además se consideró un número de Froude (Ec.(3)) que varía entre Fr = 2.7 y Fr = 4.5 dependiendo del caso.

La geometría y la malla tridimensional fueron creados con la aplicación de OpenFOAM “blockMesh”. Para los estudios se utilizó una malla de 6.1 millones de puntos. La zona de “interfase” es la parte de la malla que fue más refinada, esta zona se ubica en torno a la superficie del agua, teniendo un grosor fijo y lo suficientemente amplio como para contener las amplitudes de las ondas formadas (ver Figura 3). Además en la dirección y la malla es variable, siendo más refinada a la entrada y la salida del canal, mientras que constante en la zona intermedia. En la Tabla 1 se muestran las dimensiones de las mallas utilizadas, donde Δyin y Δyout son los valores mínimos que toma Δy a la entrada y salida del canal.

Fig. 2. Esquema de la geometría

Fig. 3. Esquema de la malla

42

En la Tabla 2 se muestran las condiciones de frontera utilizadas en las diferentes variables (α es la fase de agua o aire, U es el campo de velocidad, p es la presión modificada y νsgs es la viscosidad cinemática de submalla) sobre cada uno de los contornos definidos. Los costados y el fondo del canal fueron definidos como “pared”, lo que asigna una condición de no-deslizamiento.

Tabla 1. Dimensiones de las celdas de las mallas Malla ptos. 4.5 x 106 6.1 x 106 Δx [m]

0.0025

0.0025

Δyin [m]

0.000559 0.000419

Δyout [m]

0.001951 0.001463

Δycte [m]

0.002768 0.002076

Tabla 2. Condiciones de contorno

Δzagua [m] 0.000309 0.000309 Δzint [m] Δzaire [m]

0.000070 0.000070 0.0013

0.00065

2.3. Ecuaciones para describir el flujo del fluido

2.5. Condiciones iniciales

Las ecuaciones que gobiernan el movimiento no estacionario en un fluido viscoso, incompresible son las ecuaciones de Navier-Stokes complementadas con la condición de incompresibilidad:

∇· U = 0

(4)

∂ ρU + ∇ · (ρUU )= − ∇ p + ∇·τ+ρg+F ∂t

(5)

Según la geometría mostrada en la Figura 1, las condiciones iniciales utilizadas fueron:  α: Se dispuso el agua a una profundidad constante Hw a lo largo de todo el canal, siendo el resto aire. Pasa esto se asignó α = 1 bajo Hw y α = 0 por sobre Hw.  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 Hw, 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 efecto sobre la superficie del agua).  p: A la presión se le asigna un valor 0 en todo el volumen.  νsgs: A la viscosidad cinemática se le asigna un valor 0 en todo el volumen.

donde ρ es la densidad del fluido, U es el campo de velocidad, g es la aceleración de gravedad, τ es el tensor de los esfuerzos viscoso, F es el término fuente del momentum debido a la tensión superfial y p es la presión modificada (p_rgh en OpenFoam, la componente de la presión hidrostática fue removida para facilitar la especificación de la presión en los límites del dominio espacial [5]). Para simular el flujo turbulento que se produce en nuestro estudio, se usó el método "Large Eddy Simulation", el cual logra resolver el campo de velocidad y 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 el modelo de Smagorinsky [3]. Es conocido que el modelo de Smagorinsky es adecuado para simular turbulencia isotrópica. Se ha demostrado que cerca de las paredes [4], donde predominan los esfuerzos de corte, el coeficiente de Smagorinsky decrece, por lo que se han ideado modelos en donde se amortigua este efecto. En este trabajo se utiliza la función de capa límite de Van Driest para amortiguar este coeficiente.

2.6. Discretización de las ecuaciones y solver Las simulaciones 3D fueron realizadas con el software libre OpenFoam 2.4.0 usando el solver interFoam. Este software usa el método de volúmenes finitos para resolver las ecuaciones de Navier-Stokes. Todos los cálculos fueron realizados sobre el cluster de la Universidad, HPC. El esquema numérico elegido es implícito en el tiempo (backward Euler Scheme), la discretización espacial fue realizada utilizando integración Gausiana sobre el volumen, usando un esquema de interpolación Least squares (para el gradiente), Gauss upwind (para la

2.4. Condiciones de frontera

43

cálculo al punto y = 6[m]. Esta ola tiene un tamaño importante del orden de 0.0211[m]de largo y 0.0021[m] de alto y tiende a desestabilizar la corriente natural del flujo de agua y cortarla. Estas inestabilidades son provocadas por una baja resolución espacial en la dirección y (se observa en los 2 casos que la ola es extremadamente difusa). Además esta mala resolución espacial genera un campo de presión erróneo. En efecto, la malla no es suficientemente fina para poder simular correctamente 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 ruptura del flujo de agua y entonces una caída del cálculo. Para limitar estas fluctuaciones, i.e. estos “errores”, se generó una malla más refinada. En la Figura 5, se presenta una comparación de la resolución de la ola con y sin refinamiento. Los casos presentados en las Figuras 5a y 5b tienen los mismos números de Froude y de Reynolds, i.e. la dinámica del flujo es la misma. Se puede observar una clara mejoría en la resolución de la ola, se ve menos difusa, se observa un mayor detalle en lo que ocurre en su contorno. En efecto, los detalles son más claros y hay una mejor definición en la imagen de su dinámica.

divergencia) y Gauss linear corrected (para el Laplaciano). Una vez determinado el sistema de ecuaciones algebraicas que discretiza al sistema de ecuaciones diferenciales, el algoritmo PIMPLE (SIMPLE/PISO) fue utilizado para acoplar la presión y la velocidad. 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 tipo Krylov y de tipo multigrid. Las tolerancias fueron fijadas a 10−7. La discretización del dominio temporal fue realizada usando un paso adaptativo para cumplir un número CFL < 0.5. Para definir donde se encuentra cada uno de los fluidos (en este caso agua y aire), el solver interFoam utiliza una función “fracción de fluido” Ec.(3) denotada como α, la cual define que porción de la celda está ocupada por el fluido designando valores entre 0 y 1 para cada elemento, siendo en este caso 0 para la fase de aire, 1 para agua y los valores intermedios correspondientes a la interfase, de esta forma se puede estimar el desarrollo de la superficie libre[5].

∂α + ∇·( αU )+ ∇· [U r α(1 − α)]= 0 ∂t

(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 simularon Con la intención de estudiar las inestabilidades de los flujos, en particular la forma, velocidad y frecuencia de la ola, se mantuvo la misma geometría en todos los casos y se modificó el número de Froude y el número de Reynolds, por lo tanto, se varió el campo de velocidad inicial y el caudal de entrada.

(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] después del tiempo: (a) Caso_1 t = 4.4[s]; (b) Caso_2 t = 4.9[s]

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

(a) Caso_2 a los 4.8[s]

(b) Caso_6 a los 4.8[s]

3.1. Influencia de la resolución de la malla Fig. 5. Valores de la fracción de fluido α. Casos: (a) sin refinamiento y (b) con refinamiento. Los casos

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

44

presentados en (a) y (b) tienen los mismos números de Froude 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 de transición en función del tiempo es presentada. Si bien el caso_4, caso_5, caso_6 y caso_7 son distintos (ya que varían en características como el campo de velocidad inicial, 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 de la ola inicial es parte del periodo de transición del flujo, el cual consiste en la formación de una ola que va aumentando en tamaño a medida que baja por la pendiente, esto hace que el flujo se vuelva más inestable debido a las alzas de presión y velocidad en las zonas circundantes a la ola. Una vez que pasa la ola inicial, la velocidad promedio del flujo disminuye y la variación de presión se vuelve constante a lo largo del canal. En los siguientes gráficos se muestra la transición de la superficie del agua a medida que viaja la ola de transición por ella. En estos gráficos el sistema de referencia se modificó con respecto al mostrado en la Figura 2, se tomó como valor 0 la superficie inicial del agua, a una altura H w = 0.005 [m] del fondo del canal, y en base a ella se midieron las posiciones de la superficie mostradas. En la Figura 8, una vista de arriba de la amplitud de la ola después la ola inicial de transición en función del tiempo es presentada. Cada caso presenta 3 tiempos: t = 7.2, 7.6 y 8 [s]. A continuación se muestran comparativamente el comportamiento de 3 casos luego de haber pasado el periodo de transición después de los 7 [s]. En todos los casos se ven olas de mucho menor tamaño que la ola de transición, pero que se van generando y avanzando por el canal periódicamente. En general aparecen hacia el final del canal, lo que coincide con el trabajo experimental reportado por Mandre y Balmforth [1], donde se ve que a partir de los 6 metros del canal las olas se comienzan a ver un poco más apreciablemente, siendo mucho más claras a los 9 y 12 [m], esto para un flujo 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 de transición.

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.

45

4. Conclusiones En este trabajo se demostró la posibilidad de realizar simulación de flujo en capa delgada con el software OpenFoam. Una vez que pasa la ola de transición, se ve la formación de roll waves, las cuales se generan a medida que transcurre el tiempo y aumentan su amplitud a medida que recorren el canal, los cual coincide con lo observado experimentalmente, como se puede observar en la Figura 1. También se ha demostrado la sensibilidad de la malla. Esta afecta directamente los resultados obtenidos y es necesario dedicarle mucho tiempo y atención a su generación, para hacerla lo más adecuada y eficiente posible para el caso de estudio, ya que una malla que no sea lo suficientemente refinada en las zonas donde se producen las inestabilidades generará errores de cálculo y de predicción del fenómeno, ya que los campos de velocidad y presión son muy sensibles al refinamiento de la malla. Aún es necesario estudiar en más detalle 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 sus estudios de postgrado y a la Universidad Técnica Federico Santa María por financiar esta investigación a través del Programa de Incentivos a la Iniciación Científica. CONICYTPCHA/MagísterNacional/2014-22141637.

Referencias

(a) Caso_4 a 7.2, 7.6 y 8 [s]

(b) Caso_6 a 7.2, 7.6 y 8 [s]

[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 Channel Flows, Physics of Fluids 11 (1999) 579-589. [3] S.B. Pope, Turbulent Flows, First Edition, Cambridge University Press., 2000. [4] F. Porté-agel, A scale-dependent dynamic model for large-eddy simulation: application to a neutral atmospheric boundary layer, Journal Fluid Mechanics, 415 (2000) 261-284. [5] P.M. Borges Lopes, Free-surface Flow Interface and Air-entrainment Modelling Using OpenFOAM, Ph.D. thesis, Universidade de Coimbra, Coimbra, 2013. [6] H. Hemida, OpenFOAM Tutorial: Free Surface Tutorial Using interFOAM and rasInterFoam, Chalmers University of Technology, Göteborg, 2008.

(c) Caso_7 a 7.2, 7.6 y 8 [s]

Fig. 8. Para 3 casos, amplitud de la ola después la ola inicial de transición en función del tiempo (vista de arriba): (a) Caso 4 (b) Caso 6 (c) Caso 7.

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

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 *E-mail Autor: [email protected]

Resumen We investigate symmetric 3D collisions between identical vortex rings in air, in order to create self-bounded regions that keep the flow vorticity and fluid fluctuations spatially confined without the need of solid boundaries. We were motivated by the spatiotemporal flow structure [1] produced by merging of vortex tubes when the rings make contact at angles greater than the critical angle between typical side by side collisions [2]. This collisions can restrain the ring interaction to a small spatial region where the associated kinetic energy will be dissipated in short time scales enhancing local mixing on a zone where the fluid was initially at rest. We have performed 3D, unsteady numerical simulations solving the Navier Stokes equations for the generation [3] and subsequent collision of 3 and 6 vortex rings conducted in a Dell parallel computing cluster. We studied the fluid dynamics of the collision varying the translation speed during the ring collisions. The results show that the diameter of the ring increases in pre-collision instants, and the translation speed decreases in agreement with works [4-5]. During the collision, the pressure in the geometric center is greater in the case of three rings and instead, the size of this zone increases for the case of six colliding rings. The resulting vortical flow structure observed during collision depends on the number of colliding rings. In the three ring case the reconnection of both top and bottom portions of the vorticity tubes of each vortex ring 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 viscous effects, 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. anillos de vorticidad, aunque el más común [3] se basa en el desplazamiento de fluido en un arreglo cilindro-pistón, donde el tamaño y evolución de un vórtice dependen del recorrido del pistón y del diámetro del orificio de generación. Este método es implementado en las simulaciones numéricas de este trabajo. En [8] se desarrolla un completo estudio de la dinámica de vorticidad, caracterizando las propiedades fundamentales de un anillo.

1. Introducción Existen numerosos trabajos conducentes a caracterizar la generación y dinámica de anillos de vorticidad individuales [7]. Sin embargo, son escasos los estudios sobre la interacción y colisión entre múltiples anillos de vorticidad, ya que si bien se han reportado trabajos para dos anillos en configuración axial, sólo se ha reportado un trabajo experimental para tres anillos [6]. Por esa razón, y como punto de partida, el objetivo de este trabajo es investigar, a través de simulaciones numéricas, la dinámica de una colisión simétrica entre tres y seis anillos de vorticidad, así como la formación de estructuras postcolisión. Existen variados mecanismos de generación de

Se han desarrollado a su vez trabajos tanto experimentales como numéricos orientados a estudiar la interacción de anillos de vorticidad entre sí y con otras estructuras, trabajos originados principalmente para la comprensión 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 distintas condiciones iniciales, donde la reconexión de los tubos de vorticidad está asociada con una gran disipación de energía cinética, que además afecta otras propiedades del flujo. En [4-6], se implementó un método experimental para estudiar la colisión de dos anillos de vorticidad, observándose fuertes cambios de la energía cinética del sistema durante la colisión, producto de la disipación viscosa asociada a los gradientes de velocidad cerca de los anillos. En [9] se realiza la simulación numérica del impacto 3D de dos anillos de vorticidad, donde se observa un impacto axial con resultados similares a los obtenidos en [4]. En esa misma dirección, este trabajo aborda el problema de la colisión simétrica, entre tres y seis anillos de vorticidad idénticos, mediante simulación numérica laminar, transiente, y sin transferencia de calor cuyo fluido de trabajo es aire.

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 caras exteriores de estas cavidades se impone una señal de forzamiento externo V(t) que controla el desplazamiento del 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 el desprendimiento de la capa límite, iniciando el proceso de formación del anillo. Las dimensiones de la cámara de generación, 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 se sugiere en [6].

2. Descripción del trabajo realizado 2.1 Formulación El dominio que se estableció para estudiar el fenómeno corresponde a una cámara hexagonal (con un fluido de viscosidad cinemática ) en la que es posible replicar las condiciones de generación de experimentos recientes [4-6] y asegurar la simetría en la colisión de anillos de vorticidad. 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 de vorticidad posee velocidad autoinducida, , que le permite desplazarse en línea recta dentro de un medio fluido. En la Figura 1 se puede observar una vista tri y bidimensional de un anillo de vorticidad, cuyos parámetros característicos son: D, diámetro característico, , diámetro del núcleo característico que concentra la región de vorticidad, circulación calculada de acuerdo a la Ecuación 3 sobre el contorno ABCD de la figura 1 y la energía cinética (Ecuación 2). ∫| ⃗ ( )|

∮

⃗ ⃗⃗⃗

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

(2)

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

(3)

48

SIMPLEC para la corrección del campo de velocidades y el criterio de convergencia es tal que el residuo máximo es inferior a para las ecuaciones de momentum y continuidad. En la discretización temporal de primer orden, el paso de tiempo elegido es . El número de iteraciones por paso de tiempo es variable pues está sujeto al criterio de convergencia. La elección del paso de tiempo asegura una buena resolución temporal de forma de percibir los gradientes de velocidad a la salida del generador durante los instantes en que se está formando un anillo de vorticidad. Cada simulación numérica se extiende por 2 [s] de tiempo real que equivalen a 2 días de cálculo en un cluster Dell de 24 procesadores. Una descripción detallada de las ecuaciones gobernantes y otros aspectos de la simulación pueden encontrarse en la documentación del código [10]. Para optimizar la relación entre la precisión de los 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 número de elementos de tipo tetraédrico. Las prestaciones de malla se evalúan mediante el procedimiento de estimación del error en la discretización, recomendado en [11]. Del análisis de malla se concluye que para optimizar la carga computacional y asegurar una adecuada precisión en los resultados, se utiliza la malla de mediana, ya que por un lado presenta un error más bajo en la estimación de las variables y la carga computacional asociada es aproximadamente 40 % más baja que la necesaria en el caso de la malla.

Figura 3: Secuencia temporal de isocontornos de vorticidad que muestran el desprendimiento de la capa límite durante la formación de un anillo de vorticidad

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 seis anillos de vorticidad

3. Descripción de los resultados de la investigación

La Figura 5 muestra la progresión temporal de la colisión entre tres anillos de vorticidad idéndicos cuyo número de Reynolds está definido por . Una vez terminado el proceso de formación, se desplazan en línea recta hacia el punto de colisión (0.05
3.1. Resultados para un anillo En la Figura 3 se observa el desprendimiento de la capa límite durante el proceso de formación del anillo. La vorticidad durante el proceso de desprendimiento de la capa límite es acumulada en las paredes del orificio del generador, se desprende de éste y pasa a formar parte del núcleo del anillo de vorticidad recién creado. Posteriormente, el diámetro característico del anillo varía linealmente en el tiempo. Se evalúa la circulación del anillo integrando la velocidad a lo largo del circuito cerrado ABCD de la Figura 1. En la Figura 4 los resultados muestran un rápido aumento de la circulación producto de la creación de vorticidad en las paredes del generador durante el desplazamiento del fluido por la cavidad externa del hexágono a través del orificio del generador. Se observa también el fenómeno denominado pinch-off, momento en

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

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
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 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.

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

50

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

Figura 9: [6R] Diámetro del anillo resultante posterior a la colisión de seis anillos de vorticidad Figura 11: [3R]Isosuperficies de vorticidad al 30 % del máximo, para el cáalculo de la energía cinética, en la configuración de tres anillos: (a) Antes de la colisión, (b) En colisión y (c) Después de la colisión.

Figura 12: [6R]Isosuperficies de vorticidad al 30 % del máximo, para el cáalculo de la energía cinética, en la configuración de tres anillos: (a) Antes de la colisión, (b) En colisión y (c) Después de la colisión.

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 de control para tres instantes del proceso, entregó la evolución de la energía cinética cuando los anillos se desplazan en vuelo libre hacia el centro de colisión (Precolisión), cuando se produce el contacto entre los anillos (Colisión) y cuando las estructuras generadas en la colisión se alejan del centro evolucionando en vuelo libre (Post-colisión) tal como se muestra en las Figuras 11 y 12 para el caso de tres y seis anillos respectivamente. En la tabla 1 se resumen los valores obtenidos, allí es posible observar que, en principio, la energía cinética para la configuración de tres anillos 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 cada caso son distintos y por lo tanto representan distintas magnitudes de disipación siendo mas marcada la disipación asociada a la formación de dipolos de vorticidad en la configuración de tres anillos. Posterior a la colisión la disipación viscosa producida por el desplazamiento en vuelo libre de los anillos es una de las razones por las que se presentan diferencias ya que en el caso de seis anillos de

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

Tipo 3 anillos 6 anillos

Pre. Col 3.31e-06 6.51e-06

Colisión 1.19e-06 2.66e-06

Post. Col 4.12e-07 1.68e-06

4. Conclusiones Se realizó la simulación numérica 3D, transiente y laminar, de la interacción y colisión simultánea entre tres y seis anillos de vorticidad. Una vez que los anillos se han generado se desplazan en una trayectoria estable hacia el punto de colisión. El proceso de colisión comienza con una fuerte interacción entre 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 la circulación de los anillos disminuye progresivamente, mientras que el diámetro aumenta. Posterior a la colisión, es posible

51

observar la formación de nuevas estructuras en forma de dipolos de vorticidad, pero también, producto del acoplamiento de los tubos de vorticidad, se observa la generación de dos anillos que se mueven en dirección opuesta y perpendicular al plano de colisión con baja velocidad autoinducida. La evolución de la energía cinética cuando los anillos se desplazan 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 flujo secundarias.

[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. Fluid Mech., 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 in viscous fluids, Theor. Comput. Fluid Dyn. 24, 433-435, (2010). [6] R. H. Hernández and E. Monsalve, Experimental observation 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. Cambridge University Press,(1992). [9] J. Astudillo, Memoria de Título, Ingeniería Mecánica, Universidad de Chile. (2008) [10] ANSYS Inc. ANSYS FLUENT 12 Theory Guide, 2009. [11] Fluids Engineering Division of ASME, Procedure for estimation and reporting of uncertainty due to discretization in CFD applications, Vol. 130, No. 7. (July 2008),

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).

52

IV – COMPORTAMIENTO MECÁNICO

53


Estudio del efecto potencial de la viscoelasticidad en el flujo de relaves M. Leteliera,*, A. Gonzálezb, N. Diazc, E. Báezd 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 constitutivamente como una combinación del modelo plástico de Bingham y el modelo viscoelástico de Phan-Thien-Tanner en su forma general. 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 obtienen soluciones analíticas para el campo de velocidades utilizando el método de perturbaciones regulares en torno al número de Weissenberg. 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 se destaca el efecto positivo de la viscoelasticidad. En este trabajo se utilizan resultados desarrollados anteriormente por los autores. Keywords: Elasticidad, Bingham, Relaves, Ductos 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], lo cual 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

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 cuando el 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

54

los relaves, cuando a estos se agregue artificialmente algún componente visco-elástico que potencialmente pueda disminuir la resistencia del flujo.

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 la sección transversal del tubo se define un factor de forma G [1]

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]: (

[(

)

)

(

(

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.

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 , en cual es la para r, para la velocidad, ⁄ viscosidad del fluido, y para el gradiente de presión. La expresión adimensional del esfuerzo de fluencia es, en términos de la tensión de fluencia ,

2.1. Campo viscoplástico

de

velocidades

para

flujo

De acuerdo a lo anterior, la velocidad se puede expresar como Por otra parte, el modelo SPPT de viscoelasticidad del flujo en variables adimensionales es

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]

(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 para describir el fluido elasto-viscoplástico son las ecuaciones. (2), (3), (4) y (6), donde la Ec. (1) se sustituye por (

)

(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

(7)

Para , la Ec. (7) se reduce a la Ec. (1) y, del mismo modo, para la Ec. (5) se recupera.

(12)

55

En tanto que los componentes del tensor para el flujo elasto-viscoplástico en orden son

(13)

〈 〉

(

2.2. Campo de velocidades para flujo elastoviscoplástico

〈 〉

〈 〉

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

〈 〉

〈 〉

)

〈 〉

〈 〉

(

)

〈 〉

La ecuación de momento (3) en orden 〈 〉

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 el siguiente paso se da un valor de -4, mientras que .

〈 〉

es

〈 〉

Substituyendo las expresiones anteriores en la ecuación (20), la siguiente ecuación para el campo de velocidades se obtienen para orden (

)

Solución de La Ec. (21) tiene la solución , es decir, no hay contribución al campo de velocidad del flujo lineal elastoviscoplástico para orden .

( ) 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 Como

Solución de

〈 〉 〈 〉

(

〈 〉

Para el análisis se encuentra que en orden

)

(

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

(

)

, para

,

)

se expande hasta el orden

como

)

( 〈 〉

〈 〉

(

)

Adicionalmente, los componentes del tensor para el fluido puramente plástico son [3],

)

Los componentes del tensor de esfuerzo en este orden en términos del campo de velocidad son 〈 〉

〈 〉 〈 〉

(

) 〈 〉

〈 〉

(

)

)

〈 〉

56

〈 〉

( 〈 〉

) 〈 〉

〈 〉

Sustituyendo en la ecuación de momento Ec. (3), la siguiente ecuación no homogénea se obtiene en orden 〈 〉

(

〈 〉

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 limite elástico adimensional toma el valor constante .

〈 〉

) [

]

Se consideró una solución del tipo 〈 〉

〈 〉

la cual, en términos del factor de forma ecuación (8), se escribe como

dado en la

〈 〉

(27)

Para el caso de la sección transversal triangular ( funciones y están dadas por

) las Figura 1: Isovelocidades para . Valores de velocidad: 0, .0112, .225, .33, .562, desde el borde hasta el centro.

y (

)

Del mismo modo, las expresiones obtenidas para para la seccion cuadrada ( ) son

y

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

y

Las figuras 3-4 corresponden al valor constante {

.

[

(

)]}

En cada caso las funciones y vienen dadas por las ecuaciones (12) y (13), respectivamente. Para las soluciones previas tanto como fueron fijadas requiriendo que las funciones sean continuas en . Figura 3: Isovelocidades para . Valores de velocidad: 0, .05, .15, .199, .249, desde el borde hasta el centro.

3. Resultados Las isovelocidades para diferentes combinaciones de las propiedades viscoplástica y viscoelástica del fluido se

57

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

Figura 7: Isovelocidades para . Valores de velocidad: 0, .075, .15, .225, .249, 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

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. 2


Q

1,5

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

1 0,5 0 0

Figura para

58

0,1 9:

0,2 Caudal

λ, 𝜖

0,3

para (curva superior)

0,4

0,5 ,

2

Referencias

1,5

[1] Siginer, D., Letelier, M., Laminar flow of non-linear viscoelastic fluids in straight tubes of arbitrary contour. International Journal of Heat and Mass Transfer. 2011, Vol. 54, pages. 2188-2202. [2] Letelier, M., Signer, D., and Godoy. F., 2014. Velocity field and energy dissipation in viscoelastic flow in tubes of non-circular cross-section, ASME IMECE – American Society of Mechanical Engineers International Mechanical Engineering Congress and Exposition, Paper # IMECE2014-36246, Montreal, Canada. [3] Díaz, N., Báez, E., Efecto de la viscoelasticidad en flujo plástico en ductos no circulares, Trabajo de titulación para optar al título de Ingeniero Civil Mecánico: Universidad de Santiago de Chile, 2014. [4] Frey, S., Naccache, M., Perfomance of an elastoviscoplastic model in some benchmark problems. Mechanics of Time-Dependent Materials. 2015 [5] Fonseca, C., Frey, S., Naccache, M., Flow of an elastoviscoplastic thixotropic fluid past a confined cylinder. Journal Non-Newton Fluid Mech. 2013, Vol. 193, pages. 80-88. [6] Martins, R., Furtado, G., dos santos, D., Frey, S., Naccache, M., Elastic and viscous effects on flow pattern of elasto-viscoplastic fluids in a cavity. Mech. Res. Commun. 2013, Vol. 53, pages. 36-42. [7] Saramito, P., Roquet, N., An adaptive finite element method for viscoplastic fluid flows in pipes. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering. 2001, Vol 190, pages.5391-5412. [8] Roquet, N., Saramito, P., An apadtive finite element method for viscoplastic flows in a square pipe with stick-slip at the wall. Journal Non-Newton Fluid Mech. 2008, Vol. 155, pages. 101-115. [9] Huigol, R., Panizza, M., On the determination of the pplug flow región in Bingham fluids through the application of variatonal inequalities. Journal NonNewton Fluid Mech. 1995, Vol. 58, pages. 207-217. [10] Wachs, A., Numerical simulation of steady Bingham flow through an eccentric anular cross-section by distributed Lagrange multiplier fictitious domain and augmented Lagrangian methods, Journal Non-Newton Fluid Mech. 2007, Vol. 142, pages. 183-198. [11] Q. D. Nguyen, D. V. Boer, “Application of helology to solving tailing disposal problems”. International Journal of Mineral Processing. 1998, Vol. 54, págs. 217-233.

Q

1 0,5 0 0

Figura para

0,1 10:

0,2

λ, 𝜖

0,3

0,4

0,5

Caudal 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 elastoviscoplástico 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 . Para describir el fluido se utilizan el modelo de Phan-ThienTanner 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 la Universidad de Santiago de Chile.

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Estudio experimental del comportamiento de medios granulares 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 Departamento de Física, Universidad de Chile, Av. Blanco Encalada 2008, Casilla 487-3, Santiago, Chile

b

*

E-mail Autor: [email protected]

Resumen Los materiales granulares, altamente empleados en la industria y la vida cotidiana, presentan comportamientos que han sido objeto de diversos estudios. Es así como se conocen los fenómenos de flujo convectivo, segregación, formación de atascos de material, 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 de forma, 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 mayor movilidad 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 una relación directa con la velocidad de descarga del material. Partículas de mayor densidad que el medio pueden participar del flujo convectivo a frecuencias intermedias. Keywords: Granular, hopper, descarga, flujo convectivo. 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.

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 al salir 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].

60

(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 geometría axisimétrica (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).

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 entrega vibración 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 de 2.65·10-3 g/mm3. Se usa también un material trazador de menor densidad 4.41·10-4 g/mm3 para seguir el movimiento al interior del hopper.

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.

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).

2. Trabajo realizado A continuación se detalla tanto el montaje experimental como la metodología empleada para la realización del presente trabajo.

61

2.2. Metodología Se busca medir los flujos de descarga W en función de la frecuencia (f) y amplitud de forzamiento (A) de tres formas de onda distintas (sinusoidal, triangular y cuadrada). Así mismo se busca observar los fenómenos convectivos en el hopper, así como la influencia del fenómeno de jamming en la descarga de material. Hay que 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. 4. Esquema de ensayo de descenso convectivo. La altura 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 como se conoce a partir de trabajos anteriores.

Fig. 3. Esquema de ensayo de vaciado granular. La altura hc corresponde a la altura de cambio de sección.

62

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. 5. Flujo másico granular en función de la frecuencia y amplitud p-p. Onda sinusoidal.

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. 6. Flujo másico granular en función de la frecuencia. Onda sinusoidal, amplitud de 1.2 mm p-p.

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. Fig. 7. Flujo másico granular en función de la forma de onda y amplitud p-p. Frecuencia de 80 Hz.

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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) pueden seguir el mismo patrón convectivo ya observado. Fig. 11. Ensayo convectivo para onda sinusoidal a f=50 Hz y A=1.2 mm p-p. Descenso rápido y difuso. vd=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.

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 de salida 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.

Fig. 13. Ensayo convectivo para onda sinusoidal a f=90 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

Agradecimientos Al laboratorio LEAF-NL por facilitar los equipos, electrónica y software necesario para este trabajo. Al laboratorio FABLAB, su personal y a Andrea Vergara por su ayuda en la fabricación de la geometría del hopper. A Miguel Patiño por su ayuda en la caracterización de los materiales granulares.

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Referencias [1] D. Bideau, A. Hansen, Disorder and granular media. Serie Random Materials and Processes, North-Holland, Elsevier Science Publishers B. V., Nueva York, 1993. [2] H. M. Jaeger, S.R. Nagel & R. P. Behringer. Granular solids, liquids, and gases. Reviews of Modern Physics 68 (1996), 1259. [3] P. Evesque. Shaking dry powders and grains. Contemporary Physics 33 (1992), 245. [4] D. A. Steingart & J. W. Evans. Measurements of granular flows in two-dimensional hoppers by particle image velocimetry. Part I: Experimental method and results. Chemical Engineering Science 60 (2005), 1043. [5] K. To & P.-Y. Lai. Jamming pattern in a twodimensional hopper. Physical Review E 66 (2002), 011308. [6] C. R. Wassgren, M. L. Hunt, P. J. Freese, J. Palamara & C. E. Brennen. Effects of vertical

vibration on hopper flows of granular material. Physics of Fluids 14 (2002), 3439. [7] J. B. Knight, H. M. Jaeger & S. R. Nagel. Vibration-induced size separation in granular media: The convection connection. Physical Review Letters 70 (1993), 3728. [8] J. B. Knight. External boundaries and internal shear bands in granular convection. Physical Review E 55 (1997), 6016. [9] E. L. Grossman. Effects of container geometry on granular convection. Physical Review E 56 (1997), 3290. [10] C. H. Tai, S. S. Hsiau & C. A. Kruelle. Density segregation in a vertically vibrated granular bed. Powder Technology 204 (2010), 255. [11] K. Chen, M. B. Stone, R. Barry, M. Lohr, W. McConville, K. Klein, B. L. Sheu, A. J. Morss, T. Scheidemantel & P. Schier. Flux through a hole from a shaken granular medium. Physical Review E 74 (2006), 011306.

65

V – INGENIERÍA Y GESTIÓN DEL 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 en aumento 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 sus máquinas [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 producción debidas a eventuales fallas no esperadas. Se plantea entonces la medición de parámetros operacionales y sintomáticos, de tal manera de comparar su variabilidad en el tiempo, a medida que se efectúan las mantenciones programadas. Como aplicación de la metodología propuesta, se presenta el caso de un sistema de bombeo, en donde se recolectó información de datos históricos operacionales y sintomáticos, y se llevó a cabo un análisis para determinar su posible correlación con anomalías o indicios de fallos. Se determinaron relaciones existentes entre variables tales como flujo, presión, vibraciones y consumo de corriente, durante el ciclo de funcionamiento del sistema de bombas. De esta manera se encontró que para niveles de vibración mayores, los niveles de consumo de corriente también eran altos, siendo esto un importante aporte para el trabajo y los propósitos mismos de la empresa. Finalmente, basado en el análisis e información recopilada, se presenta la propuesta de un plan optimizado de mantenimiento y se hace una estimación de los potenciales ahorros económicos que pueden ser obtenidos. Keywords: Vibración, mantenimiento predictivo, consumo eléctrico, mantenimiento planificado.

para que sus operaciones sean cada vez más eficientes, rentables y seguras. Esto implica, entre otras cosas, que las máquinas tengan una mayor confiabilidad y disponibilidad, y a la vez que su rendimiento sea el máximo. Este noble

1. Introducción La industria y organizaciones productivas en general, están cada vez más sujetas a presiones de diferente origen

67

propósito es en la práctica difícilmente alcanzable, dado que las condiciones de operación muy pocas veces son las “ideales”, y las operaciones de mantenimiento que se contraponen con los intereses de la producción, se ven más como un mal necesario, que como un real aporte y un valor agregado al producto final. Por otra parte, el rendimiento de los equipos está directamente relacionado con sus consumos energéticos, no obstante, se le ha dado hasta ahora poca importancia a las posibles “fugas de energía” ocurridas por malos o deficientes estados de mantenimiento de los equipos [1]. En el caso de las empresas mineras más del 70% del consumo energético total se utiliza para el funcionamiento y operación de sus máquinas [2]. Estos tienen perdidas energéticas, de las cuales un 15% puede estar relacionada con problemas de vibraciones fuera de los rangos admisibles producidos generalmente por desalineamiento y/o desbalanceo [3,4]. Hasta ahora, el énfasis se ha puesto principalmente en mejorar los niveles de producción como también en el incremento de la disponibilidad de los equipos especialmente aquellos más críticos, sin necesariamente haber profundizado en la búsqueda de fuentes potenciales de ahorro en consumos de energía relacionados con mejoras en la calidad del mantenimiento y de las acciones correctivas asociadas. En este contexto, resulta conveniente el poder estudiar e identificar fuentes potenciales de ahorro energético, las cuales no solamente están relacionadas con factores de diseño sino también con la calidad de la mantención. Lo anterior implica proponer soluciones adecuadas y factibles, tanto de nivel tecnológico como de gestión y operación.

bórico. El sistema de bombeo se encuentra ubicada en el área de planta desarenadora de ulexita (PDU), el cual da inicio al proceso de producción del ácido bórico. Dicho sistema consta de cinco bombas accionadas por motor eléctrico y transmisión por correas. Las bombas son las encargadas de transportar un flujo compuesto por el mineral “ulexita”, agua y ácido sulfúrico (pulpa). Cada bomba alimenta 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 varía entre 25 a 30 minutos, dependiendo de la composición de la pulpa. El estudio se baso en un análisis tanto técnico como económico, que permitiera la elaboración de un plan de mantenimiento preventivo, que considerará tanto el histórico de fallos, como también la medición de parámetros sintomáticos y operacionales, demostrando los ahorros potenciales que pueden ser obtenidos al evaluar el comportamiento de parámetros claves de su funcionamiento. Las principales etapas que se llevaron a cabo durante el estudio, para lograr el objetivo propuesto, se describen en el esquema de la Figura 1.

Recopilación información técnica y operativa de los equipos

Identificación y distribución de los modos de falla más comunes.

2. Descripción, objetivos y desarrollo del estudio

Correlación entre parámetros sintomáticos y operacionales y fallas comúnes.

En el presente trabajo se estudio la relación entre la información recopilada del histórico de fallas de un sistema de bombeo perteneciente a la línea de producción de una empresa del rubro minero, con la variación de parámetros operacionales, tales como presiones de línea, flujos transportados, consumo eléctrico, temperaturas y severidad vibratoria. Con dicha información, se busca generar un plan de mantenimiento preventivo basado en la condición, optimizando los tiempos planificados para las acciones correctivas y preventivas, apuntando a disminuir la tasa de fallas imprevistas y/o mantenimientos no planificados, y consecuentemente los gastos relacionados con el mantenimiento y posibles pérdidas económicas por paradas de producción.

Estudio de evaluación económica

Fig. 1. Etapas principales consideradas en el estudio.

Durante la primera etapa del estudio, se procedió a recolectar información técnica y operacional de los equipos, con el propósito de tener una mayor comprensión de su funcionamiento durante cada ciclo de trabajo. Es así como recopilando datos de funcionamiento histórico, es posible detectar patrones de funcionamiento en condiciones regulares de operación. En las gráficas de la Figura 2 y Figura 3, se presenta el comportamiento operacional de la

El estudio se llevo a cabo en un sistema de bombeo dentro de la línea productiva en la empresa Quiborax S.A., ubicada en la región de Arica y Parinacota, y reconocida a nivel mundial por ser principales productores de ácido

68

Presión [Bar]

En una siguiente etapa, se procedió a analizar información histórica de funcionamiento de los equipos, con el propósito de identificar los modos de fallo y/o fallas más frecuentes del sistema de bombeo del área PDU de la empresa Quiborax S.A. Sistematizando la información recolectada y utilizando el método del diagrama de Pareto para ilustrar de manera gráfica los fallos más comunes, los resultados se presentan en la Figura 4.

180

8

150 120

6

90

4

60

2

30

0

0

Tiempo filtración [min] Presión (Bar) Consumo (A)

300

180 160 140 120 100 80 60 40 20 0

Flujo [m3/hr]

250 200 150 100 50 0 0

2

4

Consumo [A]

Fig. 2. Comportamiento de la presión v/s consumo eléctrico, durante un ciclo completo de la bomba 200-BC-10

De esta forma, se encontró que las tres fallas más frecuentes del sistema de bombas PDU, están directamente relacionadas con un modo de fallo común, el cual corresponde a la falta de una limpieza adecuada de los ductos. Esto, debido a que la pulpa transportada posee patrones de comportamiento especiales, de tal manera que cuando por razones de operación, la pulpa llega a temperaturas bajo los 30°C, ésta se comienza a cristalizar, reduciendo por tanto el diámetro de operación de las líneas y generando altas presiones, llegando a causar roturas de los ductos y pérdidas importantes de material. La temperatura en este punto de la línea debiese mantenerse a 85°C, sin embargo, dentro de las tuberías quedan restos que comienzan a enfriarse durante el no uso, provocando su endurecimiento al bajar su temperatura.

6

8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Tiempo filtración [min] Flujo (m3/hr) Consumo (A)

Fig. 3. Comportamiento del flujo de pulpa v/s consumo eléctrico, durante un ciclo completo de la bomba 200-BC-10

Una vez identificados los modos de fallos más comunes, se procedió a realizar un estudio que permitiera identificar que parámetros operacionales o síntomas son los que podrían permitir identificar de mejor manera la ocurrencia de dichos fallos. Para ello, se recopilo información respecto de la variación de parámetros tales como: flujo, consumo de corriente y nivel de vibraciones mecánicas de los bancos de bombas PDU. Estudio que se realizo considerando la toma de datos previos y posteriores a acciones de mantenimiento preventivas y/o correctivas, como también por comparación del desempeño entre las bombas, teniendo en cuenta, acciones de mantenimiento distintas. Dentro de las acciones rutinarias y principales de inspección y mantenimiento que se ejecutan en el sistema de bombeo PDU, cada vez que se realiza una parada preventiva están: verificación del estado de los ductos y limpieza, alineamiento de poleas, verificación y ajuste de la 1

10

Consumo [A]

tensión de correas, lubricación de rodamientos, e inspección del estado de las bombas, evaluando su posible cambio dependiendo del nivel de deterioro.

presión y el flujo, respectivamente, correspondiente a un ciclo completo1 de una de las bombas centrífugas que forman el sistema de alimentación a los filtros prensa antes mencionados. También se incluyen en los gráficos la curva de variación de consumo de corriente durante el ciclo de operación. Se puede observar de dichas figuras, que el consumo máximo de corriente se mantiene durante el minuto 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 la operación de las bombas, bajo condiciones de operación y producción “típicas”, consideradas “normales”, dentro de la planta.

% Acumulado

Frecuencia de falla

100% 120 80

50%

40 0

0%

Tipo de falla Frecuencia % Acumulado

Bomba con TAG:200-BC-10; datos del día 14-07-2014.

69

de tres meses2, el cual se muestra en la Figura 5. La primera medición fue tomada justo después de haber realizado una mantención completa, incluyendo cambio de componentes en el taller de reparación. La última medición considerada para el análisis corresponde al momento previo a una detención de la bomba, debida a una obstrucción en la línea de succión, según lo documentado en los registros históricos de mantenimiento. Del análisis del comportamiento de los valores máximos de flujo bombeado alcanzados, según se muestra en la Figura 5, se puede observar que a medida que se acerca al punto de falla funcional del sistema, el flujo disminuye progresivamente, lo cual puede ser debido principalmente a la cristalización de la pulpa en los ductos, lo que reduce el área para el paso del 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 los rodamientos, además de que las bombas dejarán de operar dentro de sus parámetros nominales de operación. De la Figura 5, se puede observar también, que esta bien denotado el momento y/o periodo en el cual el flujo comienza 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 de una parada por fallo funcional, lo que trae como consecuencia paradas de producción y posibles pérdidas de utilidades para la empresa.

Flujo [m3/hr]

Fig. 4. Diagrama de Pareto para fallas comunes del sistema bombas PDU (durante un año) 285 280 275 270 265 260 255 250 245 240

Tiempo [Semanas] Flujo (m3/hr)

Consumo [A]

Fig. 5. Peak máximo de flujo bombeado, alcanzado por cada ciclo, para la bomba del sistema PDU: 200-BC-10

180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 1

3

5

7

2.2 Análisis del consumo eléctrico

9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 Tiempo de filtración [min]

Consumo [A], Bc-12

Consumo [A], Bc-09

Con el propósito de analizar la posible variación en los consumos 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 los consumos de corriente durante cada ciclo para dos bombas. Una de las bombas (200-BC-09), con un tiempo largo en funcionamiento, sin haber realizado mantenimiento. La otra bomba (200-BC-12), con poco tiempo de operación, después de un mantenimiento correctivo, que incluyo reemplazo de algunos componentes. La Figura 6, muestra los consumos de corriente para las dos bombas, en donde se puede apreciar que los mayores consumos de corriente corresponden a los de la bomba 200-BC-09, alcanzando un valor peak de 160 A, y un mayor tiempo de permanencia con valores altos durante cada ciclo.

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

165 160 155 150 145 140 135 130 Sin Grasa mantención rodamientos

Alineación Equipo nuevo poleas

Consumo eléctrico [A]

Vibración RMS [mm/s]

Fig. 6. Consumo eléctrico entre bombas sistema PDU: 200-BC-09 y 200-BC-12.

Mantenciones realizadas Vibraciones eje Bomba Consumo eléctrico [A]

2.3 Análisis de las vibraciones mecánicas Para estudiar la evaluación de condición mecánica de las bombas y su relación con las vibraciones mecánicas que se generan, se tomaron mediciones de vibración del sistema de bombas PDU, antes y después de haber intervenido los equipos, bajo diferentes acciones de mantenimiento, tales como: 1) equipo sin mantenimiento; 2) con inspección y aplicación de lubricantes en los rodamientos; 3) con

Fig. 7. Nivel de vibraciones y consumo eléctrico, según mantenciones realizadas.

2.1 Análisis de la variación del flujo Respecto del análisis de variación del flujo, éste se realizo considerando su comportamiento durante un tiempo

2

70

Periodo de toma de datos: Mayo – Junio del 2014

inspección y ajuste de la alineación de poleas; 4) equipo con nuevos componentes (usualmente: rodamientos, sellos mecánicos y revestimiento). Para cada caso, se registraron los valores RMS de la velocidad vibratoria, tomando las mediciones sobre los descansos, y evaluando el nivel de severidad 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 manera resumida, el comportamiento de la severidad vibratoria y el consumo eléctrico, para las cuatro condiciones de mantenimiento consideradas, para una de las bombas centrifugas del sistema PDU (bomba 200-BC-10), según los registros del año 2014. Se observa de la Figura 7, que efectivamente una adecuada condición de mantenimiento, contribuye a reducir de manera importante los niveles de vibración, mejorando su evaluación de severidad y consecuentemente, asegurando una vida útil mayor de los componentes del sistema. Por otra parte, se observa que tanto el nivel de vibración como el consumo de corriente disminuyen con una mejor calidad del mantenimiento. Esto último, conlleva además a considerar que equipos con mejores condiciones de mantenimiento, son equipos que tienen menor costo de operación.

cada bomba centrífuga del sistema alimenta uno de los filtros prensa, los cuales entregan el producto que permite generar el ácido bórico. La planta cuenta con 4 filtros prensa, los cuales entregan entre 30-35 m3 de líquido filtrado que continúan el proceso. En el día cada filtro realiza aproximadamente 5 ciclos, lo que genera una producción de líquido filtrado de 150-175 m3 al día. Por lo tanto, si una bomba que alimenta los filtros se detiene durante un día completo, debido por ejemplo, a una rotura de línea, o algún otro inconveniente, esto generaría al menos una pérdida en la línea de 150 m3 de líquido filtrado. El departamento de producción de la empresa, ha estimado que con cada metro cúbico de líquido filtrado, se pueden generar 100 Kg de ácido bórico. Así, la productividad Pd de ácido bórico, en función del volumen de líquido filtrado VLF, esta definida por la Ec. 2. [

Por lo tanto, una parada de producción de una línea de filtrado, genera una perdida de producción de al menos 15 Toneladas de acido bórico. Si se considera que cada tonelada tiene un valor de venta aproximado de US$600 en el mercado internacional, significaría una pérdida diaria de US$9.000 (M$ 6.300 pesos chilenos), por mantener uno de los filtros prensa fuera de operación.

2.4. Estudio de evaluación económica Con el objeto de estimar las posibles pérdidas económicas para la empresa, y que se relacionan con la efectividad del mantenimiento del sistema de bombas, se realizo un estudio que considero los potenciales ahorros posibles de lograr al disminuir la demanda energética de los equipos, como también aquellos que se obtienen al evitar paradas imprevistas (no planificadas) y con pérdidas de producción asociadas. Para ello, utilizando la Ec. 1, primero se calcula el consumo eléctrico consumido por cada equipo durante un ciclo de filtración. √

[

Tabla 1. Diferencia consumo eléctrico entre bombas BC-12 y BC-09. Promedio corriente durante ciclo (A)

200-BC-09

120,56

121,93 380

Cos φ (Según placa)

0,86

Valor del kW consumido [Pesos Chilenos] Gasto anual [Pesos Chilenos] Diferencia [Pesos Chilenos]

Por otro lado, la ocurrencia de imprevistos por mantenimiento, que implican la detención “obligada” del equipo, y una consecuente pérdida de producción, pueden generar una pérdida económica importante. En este caso,

200-BC-12

Voltaje en planta (V)

Promedio de potencia consumida (kW) Horas de funcionamiento diario Potencia consumida diaria (kW) Días trabajados en el año 2014 Potencia consumida anual (kW)

]

Para realizar el estudio económico comparativo, se consideraron los datos de consumos eléctricos registrados tanto por la bomba que tenía pocas horas de operación desde que se le realizó un mantenimiento completo con cambio de componentes (200-BC-12), como también, los datos registrados para la bomba que llevaba un tiempo largo sin mantenimiento y que registraba altos niveles de vibración y bajo rendimiento operacional (200-BC-09). Los datos 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, se estima en U$482 (M$337 pesos chilenos3).

3

]

68,24

69,02 8,33

568,44

574,94 355

201.796,2

204.102,5 146,3

29.522.784,06

29.860.195,75

337.412

3. Propuesta de plan de mantenimiento

Considerando 1 U$ = 700 pesos chilenos

71

Considerando los potenciales ahorros económicos que pueden ser obtenidos, así como la mejora en los indicadores de 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. Esto con el fin de poder avanzar posteriormente hacía la implementación de una estrategia de mantenimiento basado en la condición. Para definir las actividades y las frecuencias de cada actividad se utilizaron como referencia los registros históricos de fallas y de mantenimientos durante el último año. Considerando además que el modo de falla más frecuente establecido ha tenido relación con el estado de limpieza de los ductos de succión y descarga de cada bomba, se ha puesto especial énfasis en ello. Además, se considero, aquellas acciones de mantenimiento que permiten operar los equipos con valores de vibración y consumos de corriente menores, según lo mencionado anteriormente. A modo de ejemplo, la Tabla 2, muestra de manera resumida, la propuesta del plan de mantenimiento preventivo optimizado para una de las bombas del sistema PDU.

gestión de sus programas de mantenimiento, pasando de mantener programas basados principalmente en acciones correctivas, a estrategias más avanzadas que consideren los potenciales ahorros económicos y mejoras de productividad que pueden ser alcanzados. Las estrategias modernas de mantenimiento deben considerar el monitoreo de variables tanto operacionales como sintomáticas, lo cual permite establecer desde un programa de mantenimiento preventivo basado en la condición, hasta programas avanzados de mantenimiento predictivo y proactivo, y de gestión integral de activos. En este caso, se establecieron las bases para la implementación de un programa preventivo basado en la condición. Además se demostró a través de las mediciones realizadas y los casos de estudio considerados, como a través de diferentes acciones de mantenimiento es posible reducir los niveles de vibración y consumo de corriente de los motores que accionan las bombas de un sistema de filtrado, lo que trae como beneficio, el aseguramiento de una mayor vida útil de los componentes de los sistemas, como también la disminución de los gastos operativos por consumos de energía. Además, si se considera las pérdidas por paradas de producción no programadas, que pueden ser evitadas mediante un buen plan de mantenimiento, los beneficios económicos pueden llegar a ser muy significativos para la empresa. Por lo tanto, avanzar en la implementación de un plan de mantenimiento basado en la condición, se convierte en una gran oportunidad de mejora para empresas de este tipo, si se considera la gran cantidad de equipos rotatorios que una planta de estas características posee. Es así como empresas con gran capacidad de gestión y visión, invierten hoy en día en nuevas tecnologías y programas de apoyo para monitorear sus equipos e identificar todos aquellos factores que pueden incidir en la productividad y vida útil de sus activos.

Tabla 2. Resumen propuesta plan de mantenimiento del sistema de bombas PDU. (S: semanal; M: mensual) Actividad a desarrollar

Frecuencia

Tiempo [min]

Herramientas

Recopilación de datos sintomáticos

S

30

Medidor vibraciones, pirómetro láser

Recopilación de parámetros de funcionamiento

S

45

Acceso a base de datos TREND, Active Factory

Lubricación de rodamientos

M

20

Grasa Mobilith SHC 100, engrasadora manual

Revisar el estado de las poleas

M

20

Juego de llaves

Revisar el alineamiento de poleas

M

20

Juego de llaves, alineador láser de poleas

Revisar el tensado de correas

M

20

Juego de llaves, tensiómetro mecánico manual

Realizar aseo y lubricar pernos reguladores

M

20

Cepillo metálico, lubricador, grasa

Revisar y ajustar impulsor

M

25

Juego de llaves

Realizar limpieza en ductos de succión y descarga

M

90

Juego de llaves

Agradecimientos Los autores agradecen a la empresa Quiborax S.A., por haber permitido llevar a cabo el presente estudio y permitir la difusión de los principales resultados alcanzados.

Referencias [1] Kenneth E. Bannister (2001). Reducción de Energía mediante 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 loss due to misalignment. Energy Conversion Engineering Conference, IECEC 96 (1996). [4] Estupinan, E. Espinoza, D. and Fuentes, A. Energy Losses Caused by Misalignment in Rotating Machinery: A Theoretical, Experimental and Industrial Approach,

4. Conclusiones Se ha visto a través del presente estudio que las empresas u organizaciones productivas debiesen evolucionar en la

72

International Journal of COMADEM; Vol. 11 (2). United Kingdom (2008). [5] Norma ISO 10816-3. (1998) Mechanical vibration – evaluation of machine vibration by measurements on non-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 de viento, debido a la buena relación que existe entre las altas cargas que soportan y su menor tamaño con respecto a las transmisiones 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 de las transmisiones comunes, este estudio no ha sido realizado profundamente. Por esta razón, el objetivo de este trabajo es identificar los parámetros vibratorios que describe una falla puntual en las transmisiones planetarias. En éste se exponen dos modelos que describen el comportamiento vibratorio de estas transmisiones: el modelo fenomenológico, que se basa en la observación directa de la cinemática del sistema y el modelo de parámetros concentrados, que se basa en la resolución numérica de las ecuaciones del movimiento. Los resultados obtenidos de ambos no son directamente comparables, debido a la 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 falla son 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, diagnóstico de fallas.

análisis de vibraciones, modelos de vibraciones,

monitoreo de condición,

últimos años [1], principalmente llevado a cabo por dos modelos teóricos: (i) el modelo fenomenológico y (ii) el modelo de parámetros concentrados. El primero describe las vibraciones medidas directamente por un sensor que se encuentra fijo en el exterior del anillo, esto es análogo a como se realizan las mediciones experimentales (véase Figura 1). En cambio, el segundo modelo describe las vibraciones de todos los grados de libertad del sistema con respecto a un marco de referencia fijo al carrier, y por lo tanto rotatorio. Por esta razón, los resultados obtenidos en ambos modelos no son directamente comparables. Varios trabajos en la literatura no mencionan este problema [2-4]; otros han intentado entregar soluciones que no han sido

1. Introducción Las transmisiones de engranajes son máquinas industriales ampliamente usadas para transmitir potencia en máquinas 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 relación de transmisión que éstas presentan con respecto a las transmisiones convencionales. Una de las formas más utilizada para controlar la condición mecánica de una máquina es el análisis de vibraciones. Éste ha sido estudiado activamente para la transmisión planetaria en los

74

satisfactorias [5,6]. Por esta razón, en este trabajo se propone una nueva función que descompone las soluciones del modelo de parámetros concentrados a la referencia fija que representa las mediciones del sensor, para luego compararlas con las del modelo fenomenológico y con mediciones experimentales. Junto con esto, se estudia con ambos modelos el efecto de incluir una falla puntual en uno de los elementos de la transmisión, comparando los resultados con mediciones experimentales.

Figura 2d, donde se observa que la componente a la frecuencia de engrane no aparece, lo que efectivamente sucede en casos reales [9], cuando las vibraciones son medidas como lo muestra la Figura 1.

Fig. 2. Representación del modelo fenomenológico

2.2. Modelo de parámetros concentrados Fig. 1. Arreglo típico de medición. Sensor fijo en el exterior del anillo.

Este modelo representa de una forma más real la mecánica de la transmisión planetaria, ya que considera las masas, inercias, rigideces y amortiguamientos de los elementos que ésta contiene. Se basa en la resolución de la ecuación del movimiento:

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 modelación directa de las vibraciones producidas por la interacción de los diferentes pares de engrane en la transmisión planetaria. Estas vibraciones se consideran como funciones algebraicas periódicas a la frecuencia de engrane , donde es el número de dientes del anillo y es la frecuencia de rotación del carrier. En la Figura 2 se muestra como ejemplo 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 respecto al sensor [7]. Luego, la contribución de cada par de engrane queda representada por . Ésta se muestra en la Figura 2b, mientras que la señal total se muestra en la Figura 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, el modelo permite predecir contenido espectral como el de la

̇

(1) donde es el vector que contiene todos los grados de libertad (Ec. 2) y el resto son matrices que contienen las propiedades de los cuerpos y sus interconexiones [10]. Carrier

Anillo

Sol

Planeta 1

(2) Los grados de libertad se muestran en la Figura 3. Se puede observar que estos están referidos al sistema de referencia que está fijo al carrier, el cual es, por lo tanto, rotatorio con frecuencia . Los elementos (sol, planetas, anillo, carrier), están interconectados por resortes y amortiguadores que representan las interacciones de engrane y rodamientos. Esto se muestra en la Figura 4. Los amortiguadores no se muestran en esta Figura, pero son modelados en paralelo a los resortes mostrados. Las rigideces y representan la rigidez de engrane entre el planeta y el anillo y sol respectivamente. Estas son funciones que varían en el tiempo debido al cambio de

75

1 a 2 pares de dientes en contacto que existe para cada proceso de engrane. En la Figura 5 se muestra un ejemplo de las rigideces de engrane entre planeta y anillo . Se puede mostrar que las rigideces tienen la misma forma mostrada en la Figura 5, pero se diferencian en amplitud y razón entre la porción de mayor y la de menor amplitud, de acuerdo a la razón de contacto existente entre cada engrane. El desfase de las funciones está definido por la geometría de la transmisión particular [11].

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 modelo fenomenológico y mediciones experimentales, es necesario descomponerlos a un marco de referencia fijo como el que muestra la Figura 1. Utilizando los resultados del modelo mencionado, se puede plantear que las vibraciones medidas por un sensor, como el mostrado en la Figura 1, pueden ser representadas por:

Fig. 3. Grados de libertad modelo de parámetros concentrados.

∑ ∑

(3)

Donde son funciones que representan la modulación de amplitud debido al desplazamiento relativo de 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 las fuerzas de engrane en la dirección del sensor, como lo muestra la Figura 6.

Fig. 4. Interconexión por resortes, modelo de parámetros concentrados.

Las soluciones de este modelo no representan a las mediciones del sensor fijo en el anillo (Figura 1), ya que éstas se encuentran referidas al sistema rotatorio fijo al carrier. Además no consideran el efecto de modulación de amplitud que se origina por el desplazamiento relativo de los engranes entre planeta - anillo y sol con respecto al sensor. Luego estos resultados no se pueden comparar con los del modelo fenomenológico ni con mediciones experimentales referidas a la Figura 1.

76

una falla puntual. El resto del procedimiento es el mismo que el planteado en el punto 2.1.

Fig. 6. Representación gráfica de ángulos de

. Fig. 7. Representación gráfica de vibración con perturbación.

Tabla 1. Parámetros transmisión planetaria Ítem N° dientes Masa (kg) Inercia (kgm2) Módulo Rigidez rodamiento (N/m) Rigidez torsional (N/m) Áng. presión Razón de contacto RPM sol

Sol 18 .178

Planeta 26 .2

Anillo 72 1.711

Carrier

5.5e-6

4.6e-5

7.2e-3

5.7e-3

1.5

1.5

1.5

1.5

150e6

150e6

2e10

150e6

0

0

1e15

0

1.57;

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 rigidez relacionada con el engrane entre el planeta y el anillo o sol respectivamente. Si se presenta una falla puntual en el planeta , sol o anillo, variará la rigidez relacionada con el elemento de la falla y/o con el que hace contacto la falla. Se realiza de esta forma, debido a que ya se ha estudiado el efecto que producen las fallas puntuales en estas funciones [12]. El resto del modelo, junto a la descomposición propuesta en la Ec. 3, permanece invariante.

.81

1.95

1800

2.4. Simulación de fallas puntuales Para poder simular una falla puntual en cada modelo, se siguen los procedimientos que se muestran a continuación. Para el caso del modelo fenomenológico, ésta se simula multiplicando la vibración producida por el engrane entre el planeta y el anillo por una perturbación. Se elige una ventana de Hanning de amplitud determinada como la forma de ésta. Se escoge esta ventana para asegurar la continuidad de la vibración como se muestra en la Figura 7, no obstante, ésta podría tener otra forma particular. La perturbación tiene una duración igual a la duración de la vibración, pero la parte donde efectivamente modifica la ⁄ y tiene una frecuencia amplitud vibratoria dura relativa a la falla determinada por la geometría y cinemática de la transmisión. La cantidad de funciones que son sometidas 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 muestra esquemáticamente la forma que tendría una de las vibraciones de la Figura 2a, si el planeta presentara

Fig. 8. Método de inclusión de falla en modelo de parámetros concentrados.

3. Resultados 3.1. Transmisión sin fallas En la Figura 9 se muestra el espectro obtenido a partir del modelo fenomenológico con vibraciones , que a diferencia de lo mostrado en la Figura 2a, son simuladas considerando diferentes amplitudes para c/u de ellas, lo cual es un caso que se asemeja un poco más a la realidad. Si se realiza la simulación con todos los de igual magnitud, como lo muestra la Figura 2a, sólo aparece en el espectro componentes espaciadas a medidas desde [8,9].

77

Fig. 12. Espectro de medición real.

Fig. 9. Espectro de simulación modelo fenomenológico.

3.2. Transmisión con falla puntual

En la Figura 10, se muestra el espectro obtenido a partir del modelo de parámetros concentrados simulado con los datos de la Tabla 1 y con la descomposición propuesta. La medición experimental de un banco de ensayo mostrado en la Figura 11, que presenta las características mostradas en la Tabla 1, se muestra en la Figura 12. Si bien las componentes observadas en el espectro obtenido experimentalmente y obtenido de los modelos no tienen las mismas amplitudes, se presenta en ambos la componente a y varias bandas laterales distanciadas a de , con . Esto es, que el espectro está conformado por las mismas componentes. Esto nos permite validar la metodología utilizada en este trabajo.

Se realiza una simulación de una falla puntual en un flanco del diente de un planeta de la transmisión. Para esto en 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 dañado engrana con el anillo. La amplitud máxima de la perturbación es de . En la Figura 13 se muestra el espectro que se obtiene con esta simulación. Para el caso del modelo de parámetros concentrados se realiza lo indicado en la Figura 8, para la función de rigidez con una frecuencia | | | |. Se disminuye el valor de la función en esta zona en un 10%. Al obtener resultados y aplicar la descomposición descrita en la sección 2.3 se obtiene el espectro que se muestra en la Figura 14. Para el mismo banco de ensayo de la sección 3.1. (Figura 11), se realizan mediciones experimentales, obteniendo el espectro de las vibraciones que se muestra en la Figura 15.

Fig. 10. Espectro de modelo de parámetros concentrados con descomposición propuesta.

Fig. 13. Espectro de simulación modelo fenomenológico con falla puntual en un planeta. Fig. 11. Banco de ensayo de transmisión planetaria.

78

4. Conclusiones Se presentaron los modelos fenomenológico y de parámetros concentrados que describen las vibraciones de una transmisión planetaria desde distintos marcos de referencia. Se propuso una función que permite comparar las respuestas entre ambos modelos y las mediciones experimentales. Se compararon los resultados para una transmisión planetaria particular y se validaron debido a la similitud obtenida entre ellos. Luego, se simula una falla puntual en un flanco del diente de un planeta de la transmisión en ambos modelos y se compara con resultados experimentales obteniendo también resultados similares, lo que permite obtener el patrón que indica la presencia de la falla. Se puede extender esta metodología para simular distintos tipos de falla y obtener los patrones que permitan predecir la condición mecánica de la transmisión planetaria por medio de las vibraciones.

Fig. 14. Espectro de simulación modelo parámetros concentrados con falla puntual en un planeta.

De los resultados expuestos por ambos modelos se puede observar que las vibraciones que mediría el sensor ubicado como se muestra en la Figura 1, contienen componentes que también se observan en los resultados experimentales. Estas son componentes que aparecen como bandas laterales a frecuencias | | | | medidas desde y desde las distintas bandas laterales que ya se presentaban en el caso sin falla (bandas laterales separadas a de , con ). Por otro lado, las amplitudes de las componentes espectrales en los modelos no coinciden con las observadas en las mediciones experimentales. De esto se extrae que ambos modelos predicen cualitativamente las vibraciones que presenta la transmisión planetaria sometida a este tipo de falla particular. Así se encuentra que el patrón que 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 ambos modelos son útiles en la predicción de las componentes vibratorias de la transmisión planetaria, ya que nos permiten obtener el patrón que se observa en las vibraciones cuando se presenta una falla puntual en un flanco del diente de un planeta. Esto se puede extender a diferentes tipos de falla en los diferentes elementos que la transmisión planetaria contiene.

Referencias [1] Y. Lei, J. Lin, M. J. Zuo, Z. He, Condition monitoring and fault diagnosis of planetary gearboxes: A review, Measurement 48 (2014) 292-305. [2] L. Hong, J. S. Dhupia, S. Sheng, An explanation of frequency features enabling detection of faults in equally spaced planetary gearbox, Mechanism and Machine Theory 73 (2014) 169-183. [3] Z. Chen, Y. Shao, Dynamic simulation of planetary gear with tooth root crack in ring gear, Engineering Failure Analysis 31 (2013) 8-18. [4] Z. Chen, Y. Shao, Dynamic Features of a Planetary Gear System With Tooth Crack Under Different Sizes and Inclination Angles, Journal of Vibration and Acoustics 135 (2013) 1-12. [5] J. P. Torregrosa, C. M. Vicuña, Dynamic and phenomenological vibration models for failure prediction on planet gears of planetary gearboxes, Journal of the Brazilian Society of Mechanical Science and Engineering 36 (2015) 533-545. [6] M. Karray, F. Chaari, A. Fernandez Del Rincon, F. Viadero, M. Haddar, Modulation Sidebands of Planetary Gear Set, Advances in Condition Monitoring of Machinery in Non-stationary Operations, Lecture Notes in Mechanical Engineering, Springer (2014). DOI: 10.1007/978-3-642-39348-8_18. [7] P. D. McFadden, J. D. Smith, An explanation for the asymmetry of the modulation sidebands about the tooth meshing frequency in epicyclic gear vibration,

Fig. 15. Espectro de mediciones reales en banco de ensayo con falla puntual en un planeta.

79

[8] Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers 199 C1 (1985) 65-70. [9] M. Inalpolat, A. Kahraman, A theoretical and experimental investigation of modulation sidebands of planetary gear sets, Journal of Sound and Vibration 323 (2009) 677-696. [10] C. M. Vicuña, Vibration characteristics of single-stage planetary gear transmissions, Ingeniare, Revista chilena de ingeniería 22 N°1 (2014) 88-98. [11] J. Lin, R. G. Parker, Analytical Characterization of the Unique Properties of Planetary Gear Free Vibration,

Journal of Vibration and Acoustics 121 (1999) 316321. [12] R. G. Parker, J. Lin, Mesh Phasing Relationships in Planetary and Epicyclic Gears, Journal of Mechanical Design 126 (2004) 365-370. [13] F. Chaari, T. Fakhfakh, M. Haddar, Analytical modelling of spur gear tooth crack and influence on gearmesh stiffness, Eur. J. Mech. A/Solids 28 (2009) 461-468.

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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. *E-mail Autor: [email protected]

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. 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 los distintos sistemas de trasporte. De acuerdo a una investigación realizada a los sistemas de transporte en Chile [2], se concluyó que el transporte ferroviario ocupa el segundo lugar en el transporte de pasajeros, con un total de 23.274.675 pasajeros transportados en el año 2009, valor que se ha visto incrementado en un 22% en 3 años. Además, si se observa la evolución del transporte

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

81

ferroviario en los últimos 10 años en Chile, se puede ver claramente que la cantidad de pasajeros transportados se ha duplicado, y el transporte de carga ha aumentado en un 25%, manteniéndose éste último prácticamente constante los últimos 5 años [3]. El ferrocarril, a modo general, se compone de dos conjuntos, el coche, o también denominado vagón, y los bogies. El coche corresponde al vehículo diseñado para transportar pasajeros o carga y un bogie es un conjunto de dos o tres pares de ruedas montadas sobre ejes. En un vehículo ferroviario, los coches se encuentran montados sobres los bogies y esto permite que el vehículo se desplace a lo largo de perfiles metálicos denominados carriles. Al entrar en contacto la rueda con el carril, ambos elementos fabricados generalmente de acero, generan vibraciones que se trasmiten a lo largo de la estructura ferroviaria. Estas vibraciones producen un fenómeno físico llamado 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 frecuencias y causa molestia [4]. El oído humano es capaz de detectar variaciones de presión en un rango de 20×10−6 (𝑁/𝑚2) hasta 200 (𝑁/𝑚2), y en un rango de frecuencias entre 20 y 20.000 (Hz). Es por ello que resulta complejo medir su magnitud y se ha adoptado utilizar la escala logarítmica para facilitar el cálculo, cuya unidad es el decibelio y se define de la siguiente forma: ⁄

Figura 1. Clasificación de categorías de ruido [6]. El ruido aéreo es generado por los distintos componentes de un vehículo cuando se encuentra en circulación. Gracias a los estudios realizados se han logrado identificar las principales fuentes de emisión:  Ruido de rodadura: es la principal fuente de emisión que se genera por el contacto directo entre la rueda y el carril. La forma de reducirlo es disminuyendo las vibraciones de sus dos primeros modos de vibración correspondiente a 0Ln y 1Ln [7]. Algunas medidas que se han tomado al respecto, es colocar en las ruedas amortiguamiento a los modos de vibración que más generan ruido. Esto permite disminuir las aceleraciones laterales considerablemente y por lo tanto disminuye el nivel de ruido [8].  Ruido de impacto: este ruido se produce cuando la rueda entra en contacto con alguna imperfección en el carril, en alguna junta no soldada o cuando la rueda ingresa a una zona 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 un vehículo circula en curva, ocurre un pequeño deslizamiento con respecto al carril, lo que genera fuerzas de fricción [10], esto provoca una fuerte excitación de los modos de vibración 0Ln de la rueda a determinadas frecuencias, lo que genera un chirrido de carácter tonal muy fuerte.  Ruido aerodinámico: es producido por el contacto directo entre el aire y el vehículo. Se debe a las fuerzas de arrastre que debe vencer el vehículo. Además, en vehículos de más de un coche, en ocasiones se producen turbulencias en la unión de estos cuando se alcanza cierta velocidad.  Ruido de tracción y elementos auxiliares: el ruido de tracción corresponde al ruido generado por los motores, ya sean eléctrico o diésel, mientras que el ruido de elementos auxiliares se produce por el contacto del pantógrafo con la catenaria y también por los equipos de climatización que generalmente están ubicados en la cubierta superior del tren. La mayoría de estas fuentes de emisión de ruido aumentan con la velocidad del vehículo, proporción que se puede observar en la Figura 2.

(1)

El ruido se clasifica principalmente en función de la fuente de emisión: que puede ser fija o móvil, y de acuerdo a la característica: ruido intermitente, ruido estable, ruido variable en el tiempo y ruido impulsivo. El ruido emitido por un ferrocarril corresponde a una fuente móvil, con característica impulsiva. Estudios recientes [5] han demostrado que si una persona se expone a niveles mayores de 60 (dBA) de ruido ferroviario en forma periódica, tiene un riesgo 8% mayor de sufrir hipertensión, entre otras patologías. Es por ello que se hace necesario contar con normativas que permitan evaluar y mitigar este tipo de ruido. Para poder tomar medidas, es necesario conocer las principales fuentes de emisión de ruido, con el fin de atacar directamente 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 un ferrocarril, 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 finales de emisión.

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erróneos y muchas veces perjudiciales para los entes involucrados.

2. Descripción del trabajo realizado La metodología propuesta, se realizó en base a una recopilación de normativas y metodologías europeas y americanas, seleccionando las principales directrices de acuerdo a las necesidades de Chile. En Europa, la normativa que se utiliza es la UNE-ENISO 3095:2005:”Medición del ruido emitido por vehículos que circulan sobre carriles” [13]. Esta norma entrega las herramientas necesarias para efectuar mediciones de ruido en el paso de un vehículo ferroviario. Por otra parte, en Estados Unidos, el U.S. Department of Transportation” ha desarrollado un manual llamado “Handbook for Railroad Noise Measurement and Analysis” [14], que menciona las pautas que se deben seguir para medir el ruido del paso de un tren. Ambas normativas aportan variables distintas al momento de medir el ruido, por lo que para desarrollar las metodologías propuestas se han seleccionado los parámetros más representativos, y los que se adecúan mejor a la situación de Chile. Existen otras normativas particulares de cada país [1516] que son modificaciones de estas dos normativas mencionadas anteriormente, de las cuales se seleccionaron algunas variables que pueden ser aplicadas en esta metodología. Además de las metodologías estudiadas, se realizó un análisis de los límites de emisión de ruido de diversos países desarrollados y en vías de desarrollo. En la mayoría de los países estudiados, existían límites de emisión de ruidos equivalentes para el día y para la noche, clasificados en función de la zona de los receptores (Ver Tabla 1).

Figura 2. Variación de la presión sonora en función de la velocidad 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 a velocidades 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.

Tabla 1. Límites de nivel de presión sonora de varios países europeos.

En la expresión anterior, se observa que es necesario conocer el nivel de presión sonora a una cierta velocidad. Para obtener dicho valor, es necesario realizar mediciones de ruido cuando un vehículo ferroviario se encuentra en circulación. La mayoría de los países que cuentan con sistemas ferroviarios, poseen normativas y protocolos de medición de 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 establezca límites de emisión de ruido para fuentes móviles como lo es el ferrocarril, ni tampoco metodologías de medición. Cuando es necesario realizar mediciones, las empresas ejecutoras recurren a metodologías de normativas extranjeras o se basan en metodologías aplicadas a fuentes fijas [12]. Esto puede resultar en la obtención de valores

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 Escuelas

50/40

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

60/50

65/55

72/62

65/55

68/63

65/50

70/65

65/55

65/55

72/65

65/60

68/63

65/55

70/65

70/60

65/55

75/65

70/60

68/63

65/55

75/65

Areas Mixtas Centros de Ciudad Industrial


83

S1.40:2006: “Especificaciones y procedimiento verificación de calibradores acústicos”.

A continuación se presentan tres metodologías de medición de ruido desarrolladas en base a las investigaciones realizadas. La primera, corresponde a una metodología a campo libre del paso del tren, la cual tiene como objetivo medir el ruido emitido por el paso de un tren en zonas a campo libre, es decir zonas que no existan elementos que interfieran con las mediciones, como por ejemplo árboles, edificios, etc. La segunda se denomina metodología del paso del tren para zonas urbanas, varía con respecto a la anterior ya que se puede medir en zonas que existan elementos que interfieran con la emisión de ruido. Finalmente, se presenta la metodología de medición continua de ruido. Las dos primeras son de utilidad para evaluar 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 establecidos como límites por las autoridades gubernamentales.

de

3.2. Metodología del paso del tren para zonas urbanas Esta metodología es una modificación de la anterior, en la cual se modifican los puntos de medición debido a que generalmente no será posible cumplir con la distancia de los micrófonos. También se modifican las condiciones del entorno, que en la metodología anterior se consideraba como un entorno libre de elementos que interfieran con las mediciones, condición que será difícil cumplir en zonas urbanas.

3.3. Metodología para medición continua de ruido La presente metodología es de utilidad para evaluar el impacto que genera el ruido emitido por un ferrocarril en la comunidad. Se desarrolló en base a normativas de diversos países, recopilando lo mejor de cada una para ser aplicada a Chile. 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:

3.1. Metodología a campo libre del paso del tren En esta metodología, se indica la posición de los micrófonos, las condiciones del entorno, ya sea meteorológicas o acústicas, las condiciones del vehículo y vía, la instrumentación necesaria, las velocidades de ensayo y las magnitudes que se deben medir y/o calcular. Además, se debe obtener el , que corresponde al nivel de exposición sonora al tránsito, el cual se calcula a partir del nivel de presión sonora equivalente medido con la siguiente 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 .

⁄ (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 .

Las mediciones deben comenzar cuando el ruido del tren se perciba con el oído humano y finalizar cuando éste ya no se perciba. Se recomienda utilizar un instrumento adicional para medir el tiempo de paso del tren, como por ejemplo un sensor fotoeléctrico de barrera. Toda la instrumentación acústica debe cumplir con las siguientes 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

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

84

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 a cabo este tipo de mediciones.

de los vehículos que circulan en ese horario. En ningún caso se deberá medir menos de diez trenes, por lo que si el 25% corresponde a una cantidad menor, se debe calcular el tiempo con un total de diez vehículos. La ecuación para este caso será la siguiente:

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 caso de calculará con la siguiente expresión:

Donde:

( {∑

( ⁄

)

∑ (5)

(

⁄

)

(

( {∑

⁄

)

})

(6)

: 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 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 en esa frecuencia, en dB(A). Mediciones de noche (de 21:00 a 07:00 hrs): El servicio de vehículos en la noche es considerablemente menor 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 noche desde las 21:00 hrs, hasta que termine el servicio de paso de los vehículos (normalmente de 11:30 a 12:00 hrs.) y desde que comienzan a circular en la madrugada (normalmente de 05:30 a 06:00 hrs.) hasta las 07:00 hrs. Durante el tiempo que no circulen vehículos, se deberá medir durante un periodo de treinta segundos cada una hora, y calcular la media aritmética, a fin de caracterizar el ruido que se percibe en la noche. La fórmula para calcular este nivel de ruido será la siguiente:

})

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 paso del tren, en s. : es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalente medido en el tiempo , en dB(A). : es la cantidad de intervalos de tiempo en el cual no se realizaron mediciones. : es el intervalo de tiempo en el cual no hay circulación de vehículos, en s. : es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalente del entorno, cuando no circula ningún vehículo, en dB(A). Este valor se medirá durante treinta segundos solamente, y se considerará constante en los instantes que no circule ningún vehículo.

( [ (

⁄

)

])

(

⁄

)

(

⁄

)

(7)

Donde: : es el nivel de presión sonora, ponderado A, 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 la medición de noche, (de 21:00 hrs hasta el término del servicio), en s. : es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalente medido 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 la medición de madrugada, (desde que comienza el servicio hasta las 07:00 hrs), en s.

Alta frecuencia de Vehículos: se considerará alta frecuencia de vehículos, cuando circulen diariamente más de 10 vehículos. Generalmente, cuando se tiene una alta frecuencia de vehículos durante el día, su servicio se divide en horarios dependiendo de la demanda de los usuarios, por ejemplo: horario punta, horario valle y horario normal. La cantidad y los tiempos de medición van a depender exclusivamente de las frecuencias horarias que posea el servicio. Se deberá medir en cada uno de los horarios, el tiempo necesario para captar la emisión de ruido del 25%

85

: es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalente medido durante la circulación de vehículos en la madrugada, desde el comienzo del servicio hasta las 07:00 hrs, en dB(A). : es el intervalo de tiempo en el cual no hay circulación de vehículos, en s. : es el nivel de presión sonora, ponderado A, equivalente del entorno, cuando no circula ningún vehículo, en dB(A). Este valor se medirá treinta segundos y se considerará constante en los instantes que no circule ningún vehículo. En la Figura 3 se puede observar el procedimiento a seguir para llevar a cabo las mediciones de esta metodología.

Referencias [1] U. I. C. Project, “Exploring bearable noise limits and emission ceilings for the railways.” [2] Sti cooperation, "Investigación en transporte en Chile", 2009. [3] Rodrigo F. Lagos C. y Kenny L. Alvarez C., "El sistema ferroviario: grandes ventajas en contextos urbanos", Diario Estrategia, 30 de septiembre de 2013. [4] Manuel Rejano de la Rosa, "Ruido Industrial y Urbano" [5] M. Sørensen, M. Hvidberg, B. Hoffmann, Z. J. Andersen, R. B. Nordsborg, K. G. Lillelund, J. Jakobsen, A. Tjønneland, K. Overvad, and O. Raaschou-nielsen, “Exposure to road traffic and railway noise and associations with blood pressure and selfreported hypertension : a cohort study,” Environ. Heal., vol. 10, no. 1, p. 92, 2011. [6] H. Guler, B. Fath, and T. P. Akyol, “Acoustic Performance of Railways : A Case Study in Germany,” in Proceedings of the Second International Conference on Railway Technology: Research, Development and Maintenance., 2014, pp. 1–15. [7] "II Seminario de Ingeniería Ferroviaria", 13-14 de noviembre de 2014, Santiago, Chile. [8] I. Merideño, J. Nieto, N. Gil-negrete, A. Landaberea, and J. Iartza, “Numerical vibro-acoustic analysis of railway wheels with and without damping solutions,” in Noise Control Engineering Journal, vol. 60, no 4, pp 458-472, Jan 2012. [9] R. F. Lagos-cereceda, K. L. Alvarez-c, J. Vinolas-prat, and A. Alonso-pazos, “Rail vehicle passing through a turnout : Influence of the track elasticity Influencia de la elasticidad de vía al circular por un desvío ferroviario,” vol. 81, no. 188, pp. 60–66, 2014. [10] Malcom J. Crocker, "Handbook of NOISE AND VIBRATION CONTROL". [11] WG Railway Noise of the European Commission, "Position paper on the European strategies and priorities for railway noise abatement", Versión 19403. [12] Decreto supremo Nº 38 del Ministerio Secretaría General de la Presidencia de la República Establece Norma de emisión de ruidos generados por fuentes que indica, elaborada a partir de la revisión del decreto supremo Nº 146 de 1997 del Ministerio de Salud, 11 de noviembre de 2011, Santiago, Chile. [13] Norma UNE EN ISO 3095-2005, "Medición del ruido emitido por vehículos que circulan sobre carriles". [14] U.S. Department of Transpotation, Federal Railroad Administration, "Handbook for Railroad Noise Measurement and Analysis", October 2009. [15] Canadian Transportation Agency, "Railway Noise Measurement and Reporting Methodology", August 2011. [16] Department of Environment, Ministry of Natural Resources and Environment Malaysia, "Environmental Noise Limits and control", Book 1 of 3.

Seleccionar la zona de medición

Conocer las frecuencias de paso y calcular los tiempos de medición

Ubicar los micrófonos

Completar los Check list

Medir el Leq y Lmax de acuerdo a los tiempos de medición

Figura 3. Esquema de procedimiento de medición continua de ruido. Con el objetivo de guiar a las personas que lleven a cabo 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 ya que involucra a muchas fuentes de emisión de ruido. Es por ello que se debe tener especial cuidado al evaluar y medir el ruido total emitido para no incurrir en errores. Por otra parte, se observó claramente que la mayoría de los países que poseen legislación acústica, son países desarrollados o en vías de serlo. En cambio Chile, que en estos momentos es un país en vías de desarrollo, no cuenta con dichas normativas ni procedimientos. Por esta razón, este trabajo se presenta con el objetivo de proporcionar una guía para el desarrollo de normativas y protocolos de medición, a fin de que las mediciones de ruido en ferrocarriles puedan efectuarse de manera estándar en Chile.

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Un procedimiento para definir estrategias para minimizar el riesgo en la gestión del mantenimiento Fernando Félix Espinosa Fuentes Facultad de Ingeniería, Universidad de Talca Email: [email protected]

Resumen Se 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 innovación de la gestión del mantenimiento. Para lograr tal efecto se combinaron herramientas de la Metodología Multicriterio de Apoyo 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 estrategias definidas. 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. . aunque el proceso de desarrollo sea similar al de otros proyectos.

1. Introducción Enfrentar un proceso de innovación para la gestión del mantenimiento con la finalidad de conseguir nuevas metas o fortalecer las que se ya se han alcanzado y demostraron ser efectivas, trae consigo riesgos asociados a las múltiples tareas que hay que llevar a cabo, los que emergerán durante la etapa de levantamiento de los requerimientos para atender los objetivos del negocio de la empresa hasta el último paso, que es la valoración de los nuevos beneficios que se podrían conseguir con la innovación propuesta.

Aprovechar el conocimiento, experiencia y juicio del administrador y su equipo de personas, con bastante seguridad, proveerán información muy útil para la toma de decisiones en lo que respecta a la definición de las estrategias de mejoramiento más acertadas para la realidad de su entorno y es aquí donde las herramientas del MCDA ayudan a capturar, organizar jerárquicamente y sintetizar la información que ha sido recopilada desde los involucrados directamente 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]. Para complementar el proceso de selección de las estrategias y acciones de mejoramiento se usarán los principios, del modelo DEMATEL para evaluar el impacto de las estrategias [4-6] y de esta manera priorizar los recursos humanos, físicos y financieros disponibles.

Las causas de fallas en un proyecto de innovación son, principalmente, el resultado de la multiplicidad de riesgos inherentes en el proceso de desarrollo del proyecto, porque se trata de un conjunto de etapas con interacciones y dependencias entre ellas, además que involucra la creación de algún producto o servicio que nunca antes fue hecho,

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características de disponibilidad de información en primer lugar, y de manejo de relaciones humanas en segundo lugar, son fuentes de riesgos para el buen final del proyecto. Por ejemplo, en el análisis económico de las alternativas el no poder cuantificar con certeza los costos involucrados o no poseer conocimientos acabados sobre modelos econométricos el riesgo de fracasar más adelante es muy alto.

2. Puntos de vista fundamentales La metodología MCDA tiene como objetivo auxiliar en la toma de decisión, para un determinado problema, según la perspectiva de los decisores (responsables por la solución, o bien, los principales afectados por el problema en cuestión). Según [7] los procedimientos deben estar fundamentados en un paradigma que defina cuales son las reglas de trabajo para garantizar el respaldo científico a la metodología.

Así, para cada estudio específico que hay que realizar en la evaluación de la factibilidad de implementar una innovación en el proceso de gestión, se pueden identificar aquellos factores que son parte integrante de cada etapa en el desarrollo, y para los cuales el equipo de mantenimiento debe procurar la información más actualizada y sus relaciones con otros sistemas y personas, tal que refleje el real comportamiento del sistema bajo estudio y, de esta forma, generar planes de contingencia para el caso en que se presenten situaciones no deseadas, o bien, generar con anticipación las condiciones para tener un proceso de innovación con alta probabilidad de éxito.

La obtención de los elementos primarios de evaluación (EPEs) se realizó por medio de entrevistas a los encargados del mantenimiento de tres empresas productivas representativas de la zona. La relación de influencia es representada por clúster que reúnen los conceptos que son de la misma naturaleza, o sea que son factores que en el desarrollo del proceso influirán en una de las etapas del proyecto principalmente. En la figura 1 se entrega un mapa generalizado de factores presentes en el proceso de análisis, que por sus

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

Selección del líder del proyecto

Conocer la evolución del producto

Calificación de las funciones administrativa

Calificación del apoyo organizacional

Capacidad de dirimir conflictos de intereses

Medir el grado de adaptabilidad

Uso de modelos econométricos

Definición experiencia del equipo analista

Conocimiento del equipamineto

Calificación de los sistemas de apoyo

Apreciación de la cultura del cambio

Análisis de la información de retroalimentación

Conocimiento de los requisitos

Cuantificación de los beneficios

Internalización de los objetivos

Capacidad de uso de la información

Apreciación del uso de metodologías de proyectos

Selección de los equipamientos

Definición del tiempo de desarrollo

Evaluación del apoyo logístico

Figura 1: Factores de riesgos en el proceso de innovación (fuente: autor)

88

Los cursos de acción están frecuentemente disponibles, reducen o neutralizan amenazas potenciales, y ofrecen simultáneamente oportunidades para mejorías positivas en el desempeño del proyecto. No es aconsejable concentrarse en reducir amenazas sin considerar las oportunidades asociadas, como tampoco es aconsejable perseguir oportunidades sin consideración de las amenazas asociadas [9].

3. Definición de estrategias El siguiente paso en el desarrollo de la metodología propuesta es la definición de las estrategias, en base a mapas medio – 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 confiabilidad en la gestión del proyecto para el mantenimiento. El desarrollo del procedimiento llega hasta el punto donde los involucrados proponen las estrategias y las validan como factibles de ser implementadas, ya que ahora la definición nace de un análisis de las causas que ellos mismo evalúan como importantes [8].

Para la valoración del par de parámetros que conforman el riesgo (probabilidad e impacto), se hace necesario que en el equipo de análisis estén presentes profesionales que tengan experiencia en proyectos de innovación similares, ya sea de la misma naturaleza o magnitud, a fin de poder definir, con base en su experiencia, cada uno de los sub-factores que componen los parámetros conjuntamente con su relevancia, esto último se ve reflejado en la ponderación que se define para cada componente que conforma el parámetro. En la figura 3 se desarrolla el caso para el análisis económico de las alternativas factibles de implementar.

El riesgo es la combinación de la probabilidad de que un escenario no deseado en particular sea realidad, con las consecuencias o impactos negativos que produciría esa falla en el proceso de interés [8]. Es este par de parámetros los que deben ser tratados con el mayor cuidado por el equipo de análisis, utilizando una metodología que los conduzca a la cuantificación de ellos, con base en una apreciación cualitativa apoyada en la experiencia y conocimiento del entorno en que se desarrollará el proyecto y que esta apreciación pueda ser trasladada a un valor de referencia, el cual más adelante servirá para jerarquizar o definir las acciones mitigantes del riesgo (ver figura 2). En cualquier situación en la que se exige una decisión están involucradas amenazas y oportunidades y ambas deben ser manejadas.

Las ponderaciones y los valores que se ingresan para cada componente del parámetro son apreciaciones subjetivas del equipo de analistas, las cuales tienen que concordar con la realidad de cada situación bajo estudio. En el ejemplo desarrollado en la figura 3, para el factor relacionado con el análisis económico de las alternativas, para el sub-factor cuantificación de los costos, el equipo de analistas identificó tres variables importantes conjuntamente con su ponderación.

Figura 2: matriz de riesgos (fuente: autor)

89

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 fracasar 1: Probabilidad casi nula de fracasar Características Ponderación Calificación primarias Disponibilidad de 30% 3 información actualizada Desarrollo de los requisitos para 30% 2 implementar la concepción Definición de preparación 40% 4 en nuevas competencias Calificación del riesgo = 3,1

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 recursos 1: Casi nulo, pequeños inconvenientes Calificación del impacto = 3

Calificación final: probabilidad * impacto = 9,3 Situación con inestabilidad (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 en las planillas de evaluación del impacto, se identifican los factores que van ser optimizados, y para estos se proponen las estrategias que van a ser implementadas para cada uno de los factores claves de éxito. El proceso comienza con la declaración del objetivo que se desea conseguir y para este objetivo se define cual será la estrategia a implementar. En un período posterior se correlacionarán los resultados obtenidos en el ambiente de fábrica, como consecuencia de la ejecución de las acciones y la tasa de variación para un periodo de referencia, evidentemente, en función del juzgamiento del administrador sobre los resultados de la estrategia.

amplio apoyo en la empresa. Esta es la razón para adquirir conocimientos y discutir los problemas con los demás integrantes 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 para seleccionar la combinación adecuada de estrategias que maximizan 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 pueden alcanzar con éxito los múltiples objetivos en condiciones de recursos limitados, es también otra decisión crítica para cualquier organización.

Revisando todas las características primarias que son definidas después de varias iteraciones, mediante un proceso similar al usado para los factores de riesgo, se listan aquellas acciones que podrían ser implementadas para atenderlos, teniendo presente que el objetivo es conformar un conjunto de estrategias destinadas al mejoramiento de las condiciones que podrían desencadenar la falla, por tanto deben ser acciones que tengan la factibilidad de ser implementadas y priorizando a aquellos factores que están sobre el nivel de inestabilidad. En la figura 4 se muestran las estrategias (E) definidas para enfrentar de forma exitosa el proceso de innovación de la gestión.

Este tipo de aplicación, implica tomar decisiones que se inician en la definición de los objetivos a conseguir, la recopilación de los criterios pertinentes, evaluar las alternativas con sus ventajas y desventajas, y la selección de la alternativa óptima [11]. Hasta este punto de la metodología, en la primera parte se definió la meta que en este problema es seleccionar una estrategia 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 de mejoramiento favorable, los clúster necesarios para la evaluación a ser considerados nacen del análisis y alcance que los propios involucrados en la función mantenimiento consigan definir, preseleccionar o bien deseen abarcar.

La probabilidad de obtener mejores soluciones aumenta cuando se avanza a partir de puntos que son conocidos, sus resultados se entienden mejor y los recursos se concentran en aquellas con mayor factibilidad de ser implementadas con un

90

Estrategias y focos definidos para minimizar el riesgo

E1

Mejorar la calidad de la información disponible para la toma de decisiones vía la formalización del sistema de información

E2

Hacer 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 concepción del mantenimiento vía capacitación en evaluación de proyectos

E4

Mejorar el ambiente y la calidad del trabajo en equipo vía capacitación en relaciones humanas

E5

Asegurar la implementación de la innovación vía capacitación en gestión del mantenimiento

E6

Dimensionar el objetivo relacionado con producción vía análisis capacidad técnica de recursos

E7

Asignar correctamente las tareas del equipo de mantenimiento vía definición de responsabilidades

E8

Detección de fortalezas y debilidades y tareas de mejoramiento de 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 que implica a la organización un proyecto de este tipo sea bien dirigido con una selección final acertada entre todas las alternativas posibles. El modelo que se aplicó fue el modelo DEMATEL que es una metodología para hacer frente a problemas complejos, estructurándolos a través de representaciones gráficas y analizando las influencias causales puede ayudar en cuestiones complejas, sistemas o conceptos confirmando la interdependencia entre las variables y de ayuda en el desarrollo de un gráfico para reflejar las interrelaciones entre las variables. El producto final del proceso de DEMATEL es una representación visual del mapa relaciones de influencia mediante el cual los administradores organizan sus propias acciones. Por último, en el paso 4, las mejores soluciones se pueden ordenar de acuerdo a las prioridades generales de las alternativas.

mapa, los responsables del proyecto pueden visualizar la diferencia entre las estrategias causa (E2, E3, E4 y E7) tienen una 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.

Los pasos en la aplicación de DEMATEL son como sigue: el primer paso es la generación de la matriz de relaciones directas (Figura 5) y los siguientes pasos son la normalización de la matriz de relaciones directas, la obtención de la matriz de relación total, la determinación del grupo despachador y del grupo receptor, el establecimiento del valor del umbral y obtener el diagrama de impacto y finalmente la obtención del mapa de relaciones de influencia (MRI) [11].

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 tendrá impacto positivo sobre E6 ya que si se define la concepción del mantenimiento que guiará la implementación de las acciones necesarias para conseguir el objetivo de la función, será mucho más factible correlacionar y dimensionar los recursos necesarios

En la Figura 6 se presenta el MRI de las estrategias a primer nivel del conjunto de estrategias definidas para minimizar la aparición de las causa de fracaso de la innovación. Usando este

91

para la implementación del proyecto en vista del impacto sobre los niveles productivos.

introduzca nuevas fuentes de riesgos en el desarrollo del proyecto. Para esto es importante el trabajo en equipo y conocer las 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 que componen la estrategia ya que los participantes conocen bastante bien sus limitaciones. Nadie mejor para esta aplicación que aquella 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 gestión del mantenimiento. Información Tecnológica, Vol.19 (1), 2008. [2] Hodgkin J.,Belton V.,Koulouri A., Supporting the intelligent MCDA user: A case study in multi-person multi-criteria decision support. European Journal of Operational Research 160, 2005.

Figura 6: Mapa de relaciones de influencia

[3] Linkov, I. From comparative risk assessment to multi-criteria decision analysis and adaptive management: Recent developments and applications. Environment International 32, 2006.

La aplicación de esta metodología no termina con el enunciado y jerarquización de las estrategias, sino que es comienzo de una etapa de largo alcance, que deberá ahora ser llevada a cabo por las personas que se desempeñan en la gestión del mantenimiento [12].

[4] Wang W-C., Lin Y-H., Lin C-L., Chung C-H., Lee M-T., DEMATEL-based model to improve the performance in a matrix organization. Expert Systems with Applications 39, 2012.

Así, a modo de ejemplo, el enunciado de las estrategia E1 dice: “Mejorar la calidad de la información disponible para la toma de decisiones vía la formalización del sistema de información”, tiene un conjunto otras actividades relacionadas con la definición de las funciones que son necesarias realizar para administrar el proyecto, definir los procedimientos y personas responsables para obtener la información, formas de medir las desviaciones entre lo estimado y lo real, el análisis de las causas raíces de las fallas ocurridas, entre otras.

[5] Hu H., Chiu S., Cheng Ch, Yen T., Applying the IPA and DEMATEL models to improve the order-winner criteria: A case study of Taiwan’s network communication equipment manufacturing industry. Expert Systems with Applications 38, No 8, 2011. [6] Lin Y., Yang Y., Kang J., Yu H., Using DEMATEL method to explore the core competences and causal effect of the IC design service company: An empirical case study. Expert Systems with Applications 38, 2011.

6. Conclusiones La metodología presentada permite definir y jerarquizar las acciones de mejoramiento para las condiciones actuales de la organización la cual debe asumir un proceso de innovación en su gestión, basado en una evaluación de los factores que son fuentes de riesgos y la definición de las acciones que podrían minimizar esos riesgos.

[7] Ensslin, L., Montibeller Neto, G., Noronha, S. M., Apoio à decisão: metodologias para estruturação e avaliação multicritério de alternativas. Editora Insular, Florianópolis, 2001.

Una de las ventajas de aplicar este procedimiento es que la definición de las acciones nace desde los involucrados con el proyecto de innovación en conjunto con los que se verán afectados con los cambios que se introducirán. Se destaca el trabajo 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

[9] S. Ward, C. Chapman Transforming project risk management into project uncertainty management. International Journal of Project Management, vol. 21, pp. 97-105, 2003.

[8] Büyükdamgaci G., Process of organizational problem definition: how to evaluate and how to improve. Omega 31, 2003.

[10] Huang Y., Chang Y., Hsieh S, Sandnes F., An adaptive knowledge evolution strategy for finding near optimal solutions

92

of specific problems. Expert Systems with Applications 38, pp.3806–3818, 2011.

[12] Espinosa F. y Salinas G., Selección de Estrategias de Mejoramiento de las Condiciones de Trabajo para la Función Mantenimiento Utilizando la Metodología MCDA Constructivista. Información Tecnológica. Vol. 24 (3), 57-72, 2013.

[11] Wu H-H., Shieh J-I., Li Y., Chen H-K., A Combination of AHP and DEMATEL in evaluating the criteria of employment service outreach program personnel. Information Technology Journal 9 (3), pp.569-575, 2010.

93

VI – INGENIERÍA DE MÉTODOS Y GESTIÓN DE LA PRODUCCIÓN

94


Modelado dinámico de un sistema de compensación de las deformaciones en fresado de piezas flexibles E. Dieza*, E. Leala,b, A. Omónc, A. Vizanb 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, España c Departamento de Ingeniería Matemática, Universidad de La Frontera, Avenida Francisco Salazar 01145, Casilla 54-D, Temuco, Chile *E-mail Autor: [email protected]

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

altas vibraciones y fuerzas de corte que producirán acabados superficiales deficientes.

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

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 de mecanizado 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.

95

2. Sistema de compensación de las deformaciones 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 de trabajo y un soporte para el actuador, formando una sola pieza fabricada a partir de AA 6061 mediante procesos de mecanizado: fresado, taladrado y electroerosión por hilo. En este sistema, el actuador transmite el movimiento a la mesa de trabajo mediante cuatro bisagras flexibles que unen la mesa a la estructura soporte. Este tipo de transmisión permite minimizar la fricción y los errores de inversión en el movimiento que proporciona el actuador. El diseño de este sistema se llevó a cabo mediante el uso de herramientas de diseño e ingeniería asistidos por computador (CAD-CAE). La figura 1 muestra el diseño del sistema y un modelo de elementos finitos del mismo mostrando el principio de funcionamiento de las bisagras de flexión. Sobre la mesa del sistema se aprecia montada una pieza flexible.

Fig. 2: Actuador piezoeléctrico montado en el sistema de posicionamiento de precisión.

3. Modelo dinámico del sistema de compensación Para analizar la influencia del sistema de compensación de deformaciones en el sistema de mecanizado, se ha propuesto un modelo dinámico del sistema de compensación. El modelo, presentado en la figura 3, se puede dividir en dos subsistemas. El primero está constituido por el actuador piezoeléctrico y su etapa de potencia y control de posición. En este subsistema la entrada es una consigna de posición y la salida es la respuesta en posición del actuador .

Fig. 3: Modelo dinámico del sistema de compensación.

El segundo subsistema considera la dinámica estructural de la pieza acoplada a la mesa, el actuador y las bisagras de flexión. Este subsistema se puede modelar como un sistema lineal con movimiento de la base [12]. En este caso se tienen dos entradas: el movimiento proporcionado por el actuador y la fuerza de corte en la dirección Y, fy [N]. Por lo tanto, la vibración de la pieza estará determinada por las fuerzas producidas por la interacción entre pieza y herramienta (corte) y por el movimiento de la mesa, determinado por los desplazamientos proporcionados por el actuador piezoeléctrico.

Fig. 1: Diseño del sistema de posicionamiento de precisión basado en actuador piezoeléctrico.

El actuador piezoeléctrico considerado para este sistema es de la marca Physik Instrumente modelo P-212.8S [11] y es capaz producir fuerzas empuje/tiro de 2000/300 N. En vacío, el actuador posee una carrera de 120 µm. El actuador se controla mediante una señal analógica variable entre 0 y 10 V, es alimentado con un accionamiento PI modelo E471.2 y posee realimentación en posición mediante una unidad PI modelo E509.X1. La señal de realimentación es proporcionada por sensor de banda extensométrica montada en el cuerpo del actuador.

Para el actuador se consideró comportamiento de primer orden, por lo que su dinámica queda definida por la

96

ecuación 1, que relaciona la consigna de movimiento al actuador con el desplazamiento proporcionado por el actuador . ( ) ̇

adquisición de datos y generación de señales se utilizó un sistema de adquisición de datos de la marca National Instruments modelo PXIe 1062Q (3) con controlador PXIe 8108 y equipado con una tarjeta de adquisición de datos PXI 4472b para medición de señales dinámicas y una tarjeta PXI 6251 multipropósito, que se utilizó para generar la consigna de movimiento del actuador.

( )

A partir del diagrama de cuerpo libre se obtiene la ecuación de movimiento que caracteriza las vibraciones de la pieza montada sobre la mesa del sistema de compensación de deformaciones (Ecuación 2). ̈

( ) ̇

̇

( )

Las fuerzas de fresado en la dirección Y, que actúan sobre la pieza a medida que se desarrolla el proceso, fueron estimadas mediante un modelo basado en la presión específica de corte y el espesor de viruta medio. Este modelo fue ajustado mediante ensayos de mecanizado para diversas condiciones de corte. Más antecedentes sobre este modelo se pueden encontrar en trabajos previos desarrollados por los autores de esta investigación [5, 13]. En condiciones dinámicas, el espesor de viruta ̅ ( ) es influenciado por las vibraciones de la pieza en el instante actual y la vibración ocurrida en el instante en que el filo anterior pasó por ese mismo punto (Ecuación 3). Además, la vibración está determinada por la acción del actuador que hace variar el ancho de corte , modificando el ángulo de entrada del filo en la pieza. ( )

̅ ( )

{

( )

(

)}

Fig. 5: (a) Aparato experimental para identificación de parámetros del sistema y (b) detalle del sistema de compensación basado en actuador piezoeléctrico.

En el caso del subsistema posicionamiento, formado por el actuador (8) y su etapa de potencia y controlador (2), los parámetros se estimaron aplicando al sistema una señal de entrada y midiendo la respuesta del sistema. La entrada fue una señal escalón de voltaje ajustada a las unidades de salida mediante la ganancia del actuador (12 µm/V) y generada utilizando una tarjeta PXI 6251. La respuesta de posición fue medida mediante un sensor inductivo marca MTI modelo Apex 208 (6). El procesamiento de señales se realizó utilizando el paquete de identificación de sistemas del programa LabVIEW 2011 (System Identification Toolkit).

( )

El ancho de corte real, , considerando la posición de la pieza montada sobre la mesa del sistema de compensación está dado por la ecuación 4. ( )

( )

La dependencia del espesor de viruta de la vibración actual y 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 las ecuaciones dinámicas planteadas se implementó en Matlab utilizando el solucionador de ecuaciones diferenciales con retardo dde23 [14].

Las señales de entrada y salida utilizadas para la identificación se muestran en la figura 6.

4. Estimación de parámetros del sistema Para estimar los parámetros del sistema se utilizó el aparato experimental que se muestra en la figura 5. El diseño del experimento permite interactuar con el sistema de compensación (1) y realizar la medición y registro de las entradas y salidas a cada uno de los subsistemas que componen la planta física. Para la

Fig. 6: Señales de entrada, respuesta medida y respuesta simulada de la ecuación 1.

97

Los parámetros estimados para la función de transferencia del actuador se recogen en la tabla 2.

5. Resultados Una de las principales aplicaciones de los modelos dinámicos de fresado es el análisis de estabilidad del mecanizado bajo ciertas condiciones de corte. En esta investigación, el sistema de compensación propuesto debe ser operado en condiciones de estabilidad para garantizar un bajo nivel vibratorio y un adecuado acabado superficial de la pieza mecanizada. El modelo desarrollado permite encontrar las condiciones de corte que aseguran una operación en condiciones de estabilidad, por medio de la realización de simulaciones temporales bajo las condiciones de corte de interés.

Tabla 1. Parámetros estimados para el actuador, su etapa de potencia y control (lazo cerrado) Parámetro K

Unidad µm/µm s

Descripción Ganancia Constante de tiempo

Valor 0.893 0.005

La estimación de los parámetros de las ecuaciones que rigen la dinámica estructural de los subsistemas 2 y 3 fue realizada mediante análisis modal experimental utilizando un martillo de impacto (PCB 086C03) (4 en la fig. 5) para medir la fuerza de excitación de cada subsistema y un acelerómetro modal en miniatura (PCB 352A356) (5) para medir la correspondiente respuesta vibratoria. En este caso las señales fueron medidas utilizado la tarjeta de adquisición 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 en frecuencia. La figura 7 muestra la función respuesta en frecuencia experimental y ajustada para el sistema.

La figura 8 muestra las fuerzas de corte estimadas por el modelo dinámico para dos escenarios de mecanizado en que solo varía la velocidad de giro de la herramienta, 4800 rpm 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 amplitud considerablemente menor que en condiciones de inestabilidad.

Fig. 7: Función respuesta en frecuencia del sistema formado por la pieza, la mesa y el actuador.

Los parámetros estimados para el sistema de compensación incluyendo la dinámica de la pieza se recogen en la tabla 1. Tabla 2. Parámetros estimados para la ecuación 2 Parámetro Unidad Descripción mw Kg Masa modal cw N/m/s Amortiguamiento modal kw N/m Rigidez modal

Valor 0.325 7.89 3.5e6

Fig. 8: Fuerzas de corte simuladas, Fx y Fy, para condiciones de mecanizado (a) inestable (n=4800 rpm) y (b) estable (5100 rpm).

El modelo dinámico se utilizó para simular una operación de fresado considerando la actuación del sistema de

98

compensación. Para encontrar la consigna al actuador, que compensa la deformación que experimenta la pieza se simularon primero las fuerzas de corte para la condición rígida. Las condiciones de corte para esta simulación se muestran en la tabla 3. Las fuerzas simuladas para la condición rígida se muestran en la figura 8.

de corte para la misma simulación descrita anteriormente. Se aprecia que cuando el sistema de compensación no está actuando, las fuerzas de corte tienen una amplitud disminuida si se comparan con las fuerzas de mecanizado en la condición rígida (Fig. 8). Cuando el actuador opera, se observa que las fuerzas de corte alcanzan el valor de las fuerzas en la condición rígida, confirmando la acción compensadora del sistema mecatrónico propuesto.

Tabla 3: Condiciones de corte para la simulación Parámetro Símbolo d mm Nz Filo n rpm fz mm ae mm ap mm Material AA 7075 Herramienta Izar 4412

Descripción Diámetro de herramienta Número de filos Velocidad de giro Avance por filo Profundidad radial Profundidad axial

Valor 8 1 5100 0.12 0.3 8

Sin compensación

Con compensación

Fig. 8: Fuerzas de corte simuladas para una pieza rígida

A continuación se realizó una simulación con las mismas condiciones 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 la influencia del sistema de compensación en los desplazamientos de la pieza y en las fuerzas de corte. En la simulación, el actuador fue alimentado con una señal de consigna en rampa acotada que inicia en t=1 s, con un tiempo de levantamiento de 150 ms. La magnitud de la consigna del actuador fue calculada de tal forma que el desplazamiento transmitido a la mesa compense la desviación que experimenta la pieza flexible debido a la acción de las fuerzas de corte. Esta condición se logra con una consigna al actuador de magnitud de 33 . En la figura 9 se muestran los desplazamientos simulados para la pieza en la condición sin compensación y con compensación. Se observa que la acción del actuador logra desplazar la mesa, compensando la deformación que experimenta la pieza. En la figura 10 se aprecian las fuerzas

Fig. 9: (a) Vibración simulada de la pieza montada en la mesa. Expansión de fondo de escala (b) sin compensación (c) con compensación

99

6. Conclusiones

Sin compensación

Se ha presentado un modelo dinámico del sistema de compensación de la deformación que experimenta una pieza flexible durante el mecanizado. El sistema está orientado a analizar la influencia de la compensación activa de deformaciones durante el mecanizado, con el objetivo de disminuir los errores de fabricación producto de la deformación que experimenta la pieza de baja rigidez durante el mecanizado. El modelo propuesto calcula las fuerzas de corte basado en la presión específica de corte, tomando en cuenta la influencia que tiene la deformación de la pieza en el cálculo del espesor de viruta. El modelo considera la dinámica del sistema de posicionamiento utilizado para la compensación activa de la deformación y la dinámica estructural de la pieza flexible montada en la mesa del sistema de compensación. El modelo desarrollado relaciona las condiciones de corte de la operación con las variables del proceso: consigna al actuador, desplazamiento vibratorio de la pieza y fuerzas de corte. El análisis de los distintos escenarios de mecanizado hace posible seleccionar condiciones de corte que garanticen la estabilidad del sistema de mecanizado con compensación de la deformación de la pieza.

Con compensación

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.

Referencias [1] Park G, Bement MT, Hartman D a., et al. (2007) The use of active materials for machining processes: A review. Int J Mach Tools Manuf 47:2189–2206. [2] Neugebauer R, Denkena B, Wegener K (2007) Mechatronic Systems for Machine Tools. CIRP Ann - Manuf Technol 56:657–686. [3] Woronko A, Huang J, Altintas Y (2003) Piezoelectric tool actuator for precision machining on conventional CNC turning centers. Precis Eng 27:335–345. [4] Elfizy AT, Bone GM, Elbestawi MA (2005) Design and control of a dual-stage feed drive. Int J Mach Tools Manuf 45:153–165. [5] Diez E, Perez H, Marquez J, Vizan A (2015) Feasibility study of in-process compensation of deformations in flexible milling. Int J Mach Tools Manuf 94:1–14.

Fig. 10: (a) Fuerzas de corte simuladas para el sistema de mecanizado. Expansión de fondo de escala (b) sin compensación y (c) con compensación.

100

[6] Budak E, Altintas Y (1995) Modeling and avoidance of static form errors in peripheral milling of plates. Int J Mach Tools Manuf 35:459– 476. [7] Sutherland JW (1986) An Improved Method for Cutting Force and Surface Error Prediction in Flexible End Milling Systems. J Eng Ind 108:269– 279. [8] Insperger T, Mann BP, Stépán G, Bayly P V. (2003) Stability of up-milling and down-milling, Part 1: Alternative analytical methods. Int J Mach Tools Manuf 43:25–34. [9] Mann BP, Insperger T, Bayly P V., Stépán G (2003) Stability of up-milling and down-milling,

Part 2: Experimental verification. Int J Mach Tools Manuf 43:35–40. [10] Gradišek J, Kalveram M, Insperger T, et al. (2005) On stability prediction for milling. Int J Mach Tools Manuf 45:769–781. [11] Physik Instrumente (PI) GmbH & Co. (2015) PICA Power Piezo Actuator Controllers / Drivers / Amplifiers. 1–3. [12] Thomson W (1998) Theory of vibration with applications. Prentice Hall [13] Perez H, Diez E, Marquez JDJ, Vizan A (2015) Generic Mathematical Model for Efficient Milling Process Simulation. Math. Probl. Eng. 2015: [14] Shampine LF, Thompson S (2001) Solving DDEs in MATLAB. Appl Numer Math 37:441–458.

101


Identificación en tiempo real de las condiciones de corte en operaciones de fresado periférico E. 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 ha relacionado las condiciones de corte con aspectos importantes para el desarrollo del proceso, como el estado de la herramienta o la calidad superficial de la pieza mecanizada. En este trabajo se desarrolla e implementa una metodología para la determinación de las profundidades de corte radial y axial en operaciones de fresado de acabado, a partir de la forma de onda de las fuerzas de corte. Se emplea un modelo de fuerzas de fresado para generar patrones de fuerzas simuladas y establecer 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 giro del husillo. El procedimiento desarrollado estima de manera rápida y confiable las profundidades de corte axial y radial en operaciones 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 precompensación del error o la compensación activa del error. En trabajos previos se ha analizado la factibilidad de realizar una compensación activa de la deformación de la pieza en mecanizado flexible mediante el uso de actuadores piezoeléctricos [4].

1. Introducción El establecimiento apropiado de las condiciones de corte, condiciona el resultado del proceso de corte en aspectos como el acabado superficial de la pieza [1], el desgaste de la herramienta y el consumo energético [2]. El estudio de las condiciones de corte entonces se enfoca en mejorar los aspectos antes mencionados. Para ello se utilizan diversas técnicas, según el área del proceso que se quiere estudiar. En este trabajo la metodología se orienta a la optimización del mecanizado de piezas de paredes delgadas.

En este trabajo se propone una metodología para identificar las profundidades de corte axial y radial en el proceso de fresado periférico, como un elemento de aproximación para compensar de manera automática las deformaciones en fresado de paredes delgadas mediante la aplicación de un sistema de control. Investigaciones previas han identificado la profundidad de corte radial y axial mediante métodos que realizan el proceso fuera de línea. Altintas y Yelowley [5] desarrollaron un algoritmo basado en la medición de las fuerzas de corte, a través de un parámetro llamado razón de fuerza. Kwon [6] estimó el ángulo de inmersión radial a

En el mecanizado de piezas de paredes delgadas existen diversas fuentes de errores dimensionales de la pieza [3], entre ellas se encuentran los errores producidos por las fuerzas de corte. La fuerza de corte genera deformaciones que se traducen en diferencias dimensionales en la pieza. Para compensar esta deformación existen métodos como la

102

Nomenclatura ae

[mm]

Profundidad de corte radial

ap

[mm]

Profundidad de corte axial

[rad]

Ángulo de entrada

[rad]

Ángulo de salida

[rad] [mm]

D

fz

[mm/min]

Avance por filo

[rad]

Ángulo de la punta de la herramienta j

apa

[mm]

Profundidad de corte axial actual

Fx

[N]

Fuerza de corte en la dirección X

Ángulo proyectado

Fy

[N]

Fuerza de corte en la dirección Y

Diámetro de la herramienta

Fz

[N]

Fuerza de corte en la dirección Z

[rad]

Ángulo de hélice de la herramienta

kt

[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

través de la fuerza de corte y un factor que relaciona la fuerza en dirección del avance y perpendicular al avance, el cual se calcula previo a las mediciones. Prickett [7] desarrolló un sistema para identificar la profundidad de corte axial con el uso de sensores de ultrasonido, para monitorizar el estado de la herramienta.

Por lo tanto si se conoce φen la profundidad de corte radial se podrá calcular a partir de:

[

2. Metodología para la determinación de las profundidades de corte

(

)]

La profundidad de corte axial ap influye en el ángulo proyectado del filo de la herramienta. Cuando la profundidad crece el ángulo proyectado φpr es mayor ya que la herramienta permanece más tiempo cortando en contacto con la pieza. La relación entre la profundidad de corte axial y el ángulo proyectado es:

La metodología para la determinación de las profundidades de corte radial y axial se basa en la detección de los puntos de entrada y salida del filo de la herramienta en la pieza en la señal de fuerza. La profundidad de corte radial ae influye en el punto de entrada de la herramienta, ya que el arco de empañe se hace más grande cuando la profundidad es mayor. Esto hace que el ángulo de entrada φen medido desde el eje vertical se haga más pequeño. En la figura 1 se recogen los ángulos del proceso.

De la ecuación (3), se tiene:

En la figura 2 se recoge la ubicación en la forma de onda de los diferentes ángulos.

Fig 1. Esquema de la herramienta con los puntos de entrada y salida. Fig 2. Ubicación de los distintos ángulos en la onda de fuerza.

El ángulo de entrada es un parámetro derivado de la profundidad de corte radial según:

103

3. Comprobación del método de determinación de las profundidades de corte

Con una profundidad decreciente según va saliendo el filo de la pieza:

Antes de desarrollar el sistema de identificación de ae y ap se comprueba el método mediante simulación. Para ello es necesario disponer de un modelo de estimación de fuerzas suficientemente preciso y comprobado.

Las fuerzas que se originan en estas condiciones en la dirección X se puede calcular mediante: ̅

El modelo empleado se basa en una formulación de las fuerzas que utiliza el espesor de viruta medio por sus ventajas computacionales y su precisión [8]. El espesor medio de viruta se expresa según la ecuación siguiente:

Análogamente se tendría para las direcciones Y y Z Con 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 los resultados simulados y en la columna B los resultados experimentales para las mismas condiciones de corte. En primer lugar se observa que el modelo predice con exactitud el comportamiento de la fuerza para las distintas situaciones del filo, de manera que tanto a la entrada como a la salida se obtiene un buen ajuste.

Durante la entrada del filo de la herramienta en la pieza lo que ocurre cuando se tiene que el espesor medio es: ̅

(

)

Las fuerzas de corte máximas se incrementan conforme lo hace la profundidad de corte radial. Esto es debido a que el espesor de viruta crece aunque se mantenga la profundidad de corte axial. Junto con esto se aprecia una disminución en el ángulo de entrada.

En esta situación, la profundidad de corte va creciendo conforme el filo va entrando en la pieza, alcanzando un valor en cada instante expresado por:

Para el caso de una profundidad de corte radial 0.5 mm, la profundidad de corte estimada es de 0.501 mm. Se observa que la predicción de la profundidad de corte radial puede hacerse con presición.

Cuando se alcanza la situación uniforme, es decir cuando se tiene:

(

(

)

(

)

La variación de la profundidad de corte axial provoca un cambio en la forma de la onda de fuerza. Cuando aumenta la profundidad de corte axial aparece una zona donde la fuerza de corte permanece constante como se aprecia en la figura 4. Esto se produce cuando el arco de empañe es una parte del arco proyectado y el filo está cortando en las mismas condiciones pero a una altura distinta desde el plano de trabajo.

)

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: ̅

]

∫

Cuando el arco proyectado es mayor que el arco de empañe, es preciso considerar distintos casos según la posición que ocupa el filo en cada instante.

̅

̅

(

)

(

(

)

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 ap de 8 mm y de 12 mm es de 0.0062 s.

)

104

4. Determinación de la profundidad de corte radial y axial La determinación de la profundidad de corte radial y axial se basa en la detección del instante en que el filo entra y sale de la pieza. A partir de estos tiempos es posible calcular el ángulo de entrada y salida de la herramienta. Para esto se genera un pulso simulado que está relacionado con un pulso análogico medido una vez por giro de la herramienta. Este pulso se genera en sincronismo con las fuerzas de corte medidas. El pulso análogico se obtiene mediante un sensor óptico de alta velocidad que se monta al lado del husillo principal. La situación de los filos de la herramienta respecto del sensor es dependiente de cada herramienta y de su fijación en el soporte 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 5 se muestra un esquema con los tiempos involucrados, donde ten es el tiempo de entrada del filo desde el flanco de subida del pulso, mientras que tex es el tiempo de salida.

Fig 3. Evolución de las fuerzas simuladas y medidas para diferentes ae (fz=0.04 mm ap=12 mm n=1200 rpm D=8 mm 1 filo)

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 una aplicación desarrollada en LabVIEW 2012 que se divide en dos partes. Primero el cálculo de la posición del pulso simulado 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 profundidades de corte luego se pueden calcular simultáneamente para cada una de las ondas de la señal de fuerza. En la figura 6 se ejemplifica el procedimiento de cálculo.

Fig 4. Evolución de las fuerzas simuladas y medidas para diferentes ap (fz=0.120 mm ae=0.5 mm n=1200 rpm D=8 mm 1 filo)

Lo que significa un incremento en el ángulo final de salida ( ) entre ambas condiciones es de 44.64°. Este incremento corresponde con 3.87 mm de profundidad adicional lo que presenta una diferencia del 3%. Por lo que el modelo en este caso también permite predecir apropiadamente el valor de la profundidad de corte axial.

105

digital Mitutoyo 293, para de esta manera obtener una medida precisa y fiable de las profundidades de corte en cada ensayo.

Fig 6. Procedimiento de cálculo para las profundidades de corte.

4.2. Ensayos de mecanizado Para ejemplificar claramente la capacidad de cálculo que posee la metodología expuesta se han desarrollado dos tipos de ensayos de mecanizado, los cuales permiten identificar de manera clara las variaciones que pueden presentarse durante el mecanizado.

N 1

d (mm) 8

N (rpm) 1200

Ensayo ap fz (mm) 0.120

N 1

d (mm) 8

N (rpm) 1200

Ensayo ae fz (mm) 0.120

ap (mm) Variable 4-12

ae (mm) 0.3

ap (mm) 8

ae (mm) Variable 10.3

Tabla 1. Condiciones de corte.

En el caso de la profundidad de corte radial se fabricó una probeta que presenta inclinación en la superficie de corte. Lo que permite generar variaciones en la profundidad de corte radial durante el mecanizado (Fig 7a). Para la profundidad de corte axial se desarrolló una probeta con escalones, esta geometría permite que manteniendo una profundidad de corte constante en el centro de mecanizado, se puedan generar variaciones en la profundidad de corte axial (Fig 7b).

1. Mesa dinamométrica 2. Foto tacómetro 3. Pieza de trabajo 4. Herramienta Fig 8. Montaje de los ensayos.

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 de fuerza de corte se muestra el resultado de un ensayo completo, donde se evidencia la variación que sufre la fuerza, al presentarse variaciones en las condiciones de corte. En la figura 9 se muestra el caso de ae variable y en la figura 10 el caso ap variable.

Fig 7. (A) Probeta para ensayo de profundidad radial, (B) probeta para ensayo de profundidad axial.

Los ensayos de mecanizado se realizaron en un centro de mecanizado CNC de tres ejes DMC 1035. Para todos los ensayos se utilizó aluminio AA6061 y la herramienta una fresa enteriza IZAR 4606 de 4 filos a la cual se le eliminaron 3 filos. Las fuerzas de corte se midieron con una plataforma dinamométrica Kistler 9257BA. Las señales de fuerza fueron adquiridas utilizando una plataforma NI PXI controlador PXIe 8108 y un módulo NI PXI 4472B. En la figura 8 se muestra el montaje de los ensayos.En la tabla 1 se recogen las condiciones de corte con las que se desarrollaron los ensayos.

En el caso de la profundidad de corte radial, la condición inicial nominal es aei=1 mm, y la condición final es aef=0.3 mm. Los valores medidos y estimados se recogen en 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 es api=4 mm y la variación se presenta por la geometría de la pieza. En la tabla 3 se detallan los valores para cada condición. En la figura 12, se muestra el resultado de las mediciones para la profundidad de corte axial.

Antes y después de cada ensayo se realizaron mediciones de comprobación utilizando un micrómetro

106

Tabla 2. Comparación de la profundidad de corte radial 0.3 variable ae nominal 0.28

-

0.98

ae estimado

0.2875

-

0.9835

Diferencia (%)

2.6

-

<1

Tabla 3. Comparación de la profundidad de corte axial 4 6 8 10 ap nominal

Fig 9. Influencia del cambio de ae en la fuerza.

1

ae medido

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 10. Influencia del cambio de ap en la fuerza.

Fig 12. Resultados experimentales para la profundidad de corte axial.

6. Discusión Se ha mostrado que la metodología permite calcular apropiadamente 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 menores al 12%, uno de los elementos que explica las diferencias es el 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 lo que es un elemento a tener en cuenta en trabajos futuros. Por otra parte la variación en la velocidad de giro del husillo principal también es un elemento, que en menor medida, afecta la precisión de la estimación en ambos casos.

Fig 11. Resultados experimentales para la profundidad de corte radial.

107

Es factible que con la aplicación tecnológica apropiada, esta metodología pueda ser implementada en hardware lo que permitiría realizar la detección en proceso. Esta mejora haría posible su uso en sistemas de control adaptativo del proceso de fresado de piezas de pared delgada. De momento el procedimiento es utilizado con herramienta de un filo. Un avance en esta materia, seria lograr la detección para múltiples filos, realizando las adaptaciones apropiadas para que el sistema pueda superar la barrera de la superposición de filos.

[4]

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[6]

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[7]

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[8]

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7. Conclusiones Se expuso una metodología que permite la estimación de la profundidad de corte radial y axial en un proceso de fresado periférico a partir de las fuerzas de corte medidas. En el caso de la profundidad de corte radial, el sistema realizó las estimaciones con un error menor al 3%. Para el caso de la profundidad de corte axial los errores fueron menores al 12%. El sistema desarrollado es capaz de realizar estimaciones de las profundidades de corte en condiciones de corte variables, detectando los cambios que se presentan en los parámetros de corte durante el proceso.

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.

Referencias [1]

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[2]

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[3]

R. Ramesh, M. a Mannan, and a N. Poo, “Error compensation in machine tools — a review Part I: geometric, cutting-force induced and fixturedependent errors,” vol. 40, pp. 1235–1256, 2000.

108


Principios de inventiva para desarrollar la agregación de valor 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 ventajas competitivas y proyectarse en los mercados cada vez más complejos. Esta realidad se hace cada día más patente en un país como 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 arte de la investigación tecnológica en áreas de interés. Alternativamente, toda la experiencia mundial indica que en parte importante del ámbito de la técnica puede accederse a ella mediante la aplicación sistemática de metodologías de inventiva a la 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 tener un grado más bajo de inventiva, son de mucho menor inversión y por consiguiente resultan atractivas para una industria necesitada de disminuir costos. En este caso se estudian problemas ya resueltos mediante una de las herramientas más conocidas 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, pero de baja inversión” Se observa que problemas técnicos de distinto tipo, en verdad son conceptualmente idénticos, y que por lo tanto, muchas contradicciones, 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 esto significa en un área estratégica de nuestra economía. Keywords: Inventiva, Ingenieria Conceptual, TRIZ, Parámetros característicos, contradicción técnica.

109

1. Introducción

soluciones conceptuales perseguidas, estos se encasillan en un nivel de inventiva medio [8].

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 Análisis Funcional, 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

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 a inventos en distintas áreas, logró identificar las fuentes que generaban los problemas al momento de innovar. 2.1 Conceptos Básicos Del 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.

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 diversidad de 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 de sistematización tal que permita agregar valor en sectores estratégicos de nuestra economía en las que se desenvuelve la ingeniería mecánica.

Fig. 1: Conceptos TRIZ y Niveles de Inventiva .[7]

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.

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.

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

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

110

Parámetro que mejora

Parámetro que empeora



14. Resistencia. 30. Factores dañinos 16. Tiempo de acción de un actuando desde el objeto estacionario. exterior de un objeto. 27. Confiabilidad. 31. Factores dañinos 39 Capacidad/Productividad generados por el objeto. 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:

Tabla 1: Parámetros que entran en contradicción técnica [2].

1) Identificar el problema que genera el conflicto. 2) Llevar el problema específico a uno genérico, para lograr identificar los parámetros característicos que entran en contradicción técnica. 3) Encontrar posibles soluciones al problema identificado en el punto anterior. 4) Lograr adaptar las soluciones del tipo genéricas, al problema específico identificado en el punto 1. 2 Problema Problema Genérico Genérico

40 Principios

movimiento, los lifters constituyen objetos estacionarios. Los parámetros que entran en contradicción técnica se presentan en la Tabla 1.

LIFTER DESGASTADO CHUTE DE TRASPASO PLANCHAS PORTA GUARDERA DESGASTADAS

GUARDERA DESGASTADA

3

CORREA DESCENTRADA

Solución Solución Genérica Genérica

MINERAL POLINES

39 Parámetros 1

DERRAME DE MINERAL

Fig. 3: Situación Inicial: Efecto de la carga descentrada sobre la operación de correas transportadoras [2].

4 Problema Problema Específico Específico

Solución Solución Específica Específica

 Fig. 2: Esquema para eliminación de contradicciones técnicas. [4]

Es necesario mencionar que para resolver una contradicción técnica, entran en conflicto al menos dos de los 39 parámetros característicos. Por cuanto uno de ellos mejora el otro necesariamente se ve afectado o empeora en la búsqueda de dicha optimización. Con el fin de esclarecer la forma en que se lleva a cabo éste proceso se presenta a continuación un ejemplo real, extraído de un trabajo de título [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 algunos casos 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].

2.2. Ejemplo de problema [2].  La correa transportadora de mineral se descentra debido a que éste llega con una orientación distinta a la del eje, producto de un inadecuado diseño del chute. La consecuencia directa es un desgaste disparejo de los lifters, lo que incrementa el problema. La Figura 3 ilustra la situación descrita. Se puede observar que entre otros el mineral es un objeto en

Principios inventivos 2. Extracción 22. Convertir lo negativo en positivo 24. Mediador 27. Desechar (objetos baratos y de corta vida en vez de uno caro y durable) 33. Homogeneidad

111



conjunto delas empresas mineras y otras que hacen uso intensivo del tipo de dispositivo descrito.

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 la aplicación principios inventivos [2].

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 posteriores quedan sugeridos por algún principio inventivo y sus mismas soluciones son fuente de nuevas soluciones.

Principios inventivos Posibles soluciones Lo que causa el problema es el roce del mineral, podría separarse el material mediante la incorporación 2. Extracción de alguna sustancia. El efecto dañino es el comportamiento del mineral, se podría utilizar éste para proteger 22. Convertir lo los centradores de carga del negativo en positivo desgaste. Sugiere utilizar un objeto 24. Mediador intermedio para realizar la función. 27. Desechar (objetos baratos y de Propone utilizar elementos corta vida en vez de desechables o de sacrificio, de fácil uno caro y durable) intercambio. Los elementos de desgaste podrían poseer un material similar al de los centradores de carga, para facilitar 33. Homogeneidad la fijación.

ED ETUHC OSAPSART

ED SACALP ETSAGSED

ED RODARTNEC AGRAC ATROP SAHCNALP AREDRAUG SADATSAGSED

ED NÓICALUMUCA NE LARENIM ED RODARTNEC AGRAC

AREDRAUG AERROC

Fig. 4: Esquema de solución conceptual desarrollado por 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

Finalmente y considerando las posibles soluciones al problema indicadas en la tabla anterior, después de un trabajo 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 los centradores 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

112

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. Complejidad del objeto Adaptabilidad Facilidad de reparacion Facilidad de operación Facilidad de fabricacion Daño generado por el propio… Daño externo que afecta a un… Presicion en la manufactura Confiabilidad Perdidad de tiempo Perdiad de materia Potencia Perdida de energía Uso energético del objeto en… Duracion de una accion del… Duracion de una accion del… Resistencia Estabilidad de la composicion… Forma Esfuerzo Fuerza Velocidad Volumen del objeto estacionario Volumen del objeto en… Area del objeto en movimiento Longitud del objeto estacionario Longitud del objeto movil Peso de un objeto estacionario Peso de un objeto movil

Materiales compuestos Ambiente inerte Transformacion de propiedades Desechado Homogeneidad Materiales porosos Membranas flexibles Remplazar sistema mecanico… Copiado Autoservicio Mediador Convertir dañino en benefico Aumntar velocidad de accion… Accion periodica Vibracion mecanica Transicion a una nueva… Accion parcial o excesiva Dinamismo Esfericidad Acolchonado anticipado Accion anticipada Contrapeso Anidacion Asimetria Calidad local Extraccion Segmentacion

5 1 5 4 1 2

6 1 6 1 2 1 1 1 2 2 6

7 2 6 2 1 1 3 1 2 1 2 3 1 1 2 1 2 2 3 2 3 2 1 2 1 2 9

Gráfico 2: Frecuencia de principios de inventiva [1].

4 8

4. Análisis de los resultados

1 1 2

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.

1 3 1 1 3 2 3

Como resultado se agrupan la totalidad de los trabajos analizados en cuatro categorías, presentadas y definidas como sigue.

Gráfico 1: Frecuencia de parámetros característicos [1].

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 y utilización 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.

113

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.

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.

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 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 realizar un 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 se observó 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

Figura 5: Esquema conceptual de reducción de la Matriz de Contradiccione 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

114

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 “los mismos 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.

Otras fuentes: [8] Cortés Palacios. Antonio., “Rediseño mediante metodología TRIZ del mecanismo de extracción de cobre semiblister desde un horno convertidor teniente”, Trabajo de título Ingeniería Civil Mecánica, Valparaíso, UTFSM, 2010. [9] Marco Antonio Alvarado Almonacid, “Diseño preliminar de un prototipo multipropósito capaz de proteger transportar y desplegar un vehículo submarino no tripulado”, Trabajo de título Ingeniería Civil Mecánica, Valparaíso, UTFSM, 2010. [10] Ponce Arancibia, Rodrigo., “Desarrollo de producto utilizando métodos de resolución inventiva de problemas, alcances y aplicaciones”, Trabajo de título Ingeniería Mecánica Industrial , Valparaíso, UTFSM, 2005. [11] Bravo Casanova, Gloria., “Integración y análisis de metodologías para la resolución de problemas: análisis causa raíz y teoría de resolución de problemas de inventiva”, Trabajo de título Ingeniería Civil Industrial, Valparaíso, UTFSM, 2011. [12] Jerez Olguín, Daniel., “Análisis técnico y económico de mejoramiento del bombeo del sistema de tratamiento de aguas en planta de filtros”, Trabajo de título Ingeniería Civil Mecánica UTFSM, 2010. [13] Monroy, Carlos., “Trabajo en seco de bomba tipo VTP en Planta Lomas Bayas Minera Extrata Copper”, Tarea de Diseño conceptual mediante uso de matriz de contradicciones, Trabajo de título Ingeniería Civil Industrial, Valparaíso, UTFSM, 2012 [14] Navarro Valdivia, Sergio., “Aporte excesivo de humedad y presencia de condensado en muros en planta de productos cárnicos procesados”, Tarea de proyecto en elementos de máquinas TRIZ y sustancia-campo, Trabajo de título Ingeniería Civil Industrial,Valparaíso, UTFSM, 2012. [15] Alvear Silva, Diego., “Aporte a desarrollo de modelo de gestión de mantenibilidad planta de chancado primario Colón de la división Teniente utilizando principios de inventiva”, Trabajo de título Ingeniería Civil Mecánica, Valparaíso, UTFSM, 2009. [16] Rojas Alarcón, Juan., “Aplicación de metodología seis sigma 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 planta recuperadora de polietileno en empresa de reciclaje de la V región”, Trabajo de título Ingeniería Mecánica Industrial, Valparaíso, UTFSM, 2006. [18] Nikulin Chandia, Christopher., “Aplicación computacional de algoritmo de soluciones de problema sustancia-campo de la metodología TRIZ”, Trabajo de título Ingeniería Civil Mecánica y Magister en Ciencias de la Ingeniería Mecánica, Valparaíso, UTFSM, 2009. [19] Ahumada Araya, Rafael., “Análisis del desgaste de cubiertas protectoras y recubrimientos en tolvas de camiones mineros que operan a gran altura”, Trabajo de título Ingeniería Civil Mecánica, Valparaíso, UTFSM, 2007. [20] Ali Arcas, Felipe., “Mejora del proceso de mecanizado de barras de aluminio mediante el diseño de aditamentos”,

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 [1]

[2]

[3]

[4]

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[6] [7]

Zúñiga Ruiz, Roger., “Identificación de principios de inventiva y parámetros característicos de gran agregación de valor aplicados desde la ingeniería mecánica a problemas estándar de sectores productivos estratégicos, Trabajo de título Ingeniería Mecánica Industrial, Valparaíso, UTFSM 2015. Montanares Reyes, Hector., “Aporte al desarrollo e implementación de técnicas de innovación tecnológica avanzada en planta concentradora de empresa minera Codelco Chile División Andina”, Trabajo de título Ingeniería Civil Mecánica , Valparaíso, UTFSM, 2008. Bartos, Paul. J, “La minería ¿es una industria de alta tecnología?: investigaciones en torno a la innovación y el aumento de la productividad. Foro en Economía de Minerales, vol. V, 2007. Ediciones PUC, Santiago de Chile. León Rovira, Noel., “TRIZ: Innovación estructurada para la solución de problemas y el desarrollo de productos creatividad como una ciencia exacta”, Second International Latin american and caribbean conference for engineering and technology LACCET, 2004. Boris Zlotin and Alla Zusman, “The Ideation Approach to the Search, Development and Utilization of Innovation Knowledge”, Managing Innovation Knowledge, February, 1999. Oropeza M., Rafael., Creatividad e Innovación tecnológica mediante TRIZ, Panorama Editorial, Ciudad de México, 2008 Sariego Pastén., Pedro., “Apuntes de Fundamentos del Diseño, Valparaíso, UTFSM, 2015.

115

Trabajo de título Ingeniería Mecánica Industrial, Valparaíso, UTFSM, 2006. [21] Bodero Karelovic, Gustavo., “Aporte al diseño de correas transportadoras para pilas de lixiviación en valles”, Trabajo de título Ingeniería Mecánica Industrial UTFSM, 2007. [22] Vera Martínez, Alvaro., “Estudio de la técnica y aplicación del método TRIZ a proyecto de Energía Undimotriz Nanku Wave Energy”, Informe Investigación Aplicada I UTFSM, 2009.

Este trabajo se ha desarrollado en el marco del proyecto de investigación UTFSM “Análisis tecnológico basado en

curvas “S”, desarrollos matemáticos y prospectivos, para máquinas y equipos”

estudios

116

VII – ENERGÍAS RENOVABLES

117


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 *E-mail Autor: [email protected]

Resumen Debido a los continuos aumentos en los precios de los combustibles fósiles y a los continuos problemas de contaminación ambiental 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 cumple con 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 de colectores fotovoltaicos combinado con una bomba de calor. En este análisis se evalúa la opción de este sistema para calentamiento de agua sanitaria y calefacción en la ciudad de Concepción. Para lo cual se definen consumos típicos de agua caliente 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 de CO2 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 logra establecer que con 12 paneles fotovoltaicos se logra cubrir la demanda durante 233 días del año, reduciendo el consumo anual desde la red eléctrica de 3409 kWh a 1571 kWh, con lo que se reducen las emisiones anuales equivalentes a 0,57 ton de CO2. Keywords: energía solar, bomba de calor, paneles fotovoltaicos, agua caliente sanitaria, modelación, simulación En la literatura se han propuesto diversos enfoques, tanto teóricos como experimentales, para la determinación del COP de una bomba de calor, ya que esta variable se ve afectada bajo distintas condiciones de operación. Entre los teóricos, Nyers [1] propone un modelo matemático resuelto por un método de optimización indirecta para la determinación del COP de la bomba de calor, mientras que Fardoun [2] presenta un modelo dinámico de una bomba de calor, aire-agua, para el calentamiento de agua caliente sanitaria (ACS), en el cual utiliza sub-modelos de los componentes básicos de la bomba de calor. Dentro del enfoque experimental, los esfuerzos se han concentrado en el análisis del COP, en condiciones de operación real. Por ejemplo Miara [3] evalúa la eficiencia

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 de combustibles fósiles como de biomasa; lo cual se realiza en este estudio realizando una simulación numérica de un sistema de bomba de calor con paneles fotovoltaicos. De este modo, este artículo busca generar modelos y simulaciones para la bomba de calor y los paneles fotovoltaicos, para así determinar el rendimiento de estos equipos ante distintas condiciones ambientales.

118

en distintos sistemas de bombas de calor instalados en Alemania, 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 como fuente de calor), con lo que pudo determinar el SCOP (Seasonal Coefficient of Performance) para 100 equipos ubicados 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 deben identificar 5 parámetros, basándose en tal modelo De Soto [6] logra describir la curva I-V, utilizando la información entregada por los fabricantes y ecuaciones semi-empíricas, con las que logra validar sus resultados al compararlos con datos 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 el que 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-V y determina los cinco parámetros utilizando técnicas de inteligencia artificial, para ello desarrolla un algoritmo genético, que determina además, ciertos parámetros que no son entregados por los fabricantes.

A continuación se explicarán cada uno de los modelos realizados para realizar el análisis propuesto en este estudio. El software utilizado para el desarrollo de estos modelos es EES [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.

2. Definición del problema a analizar El trabajo desarrollado en este artículo contempla la modelación de una bomba de calor para calentamiento de agua sanitaria y calefacción de una vivienda de 4 personas ubicada en la ciudad de Concepción. El análisis contempla el uso de colectores fotovoltaicos para suministrar parte de la energía requerida para el funcionamiento de la bomba de calor. El principio del sistema se presenta en la Figura 1. Estanque ACS

Fig. 2. Demanda de calefacción 2.1.2 Demanda de agua caliente sanitaria

Paneles fotovoltaicos

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.

Bomba de calor Radiador

Fig. 1. Sistema a analizar El sistema se puede descomponer en los siguientes subsistemas: - Consumo - Bomba de calor - Paneles fotovoltaicos Los datos meteorológicos utilizados para modelar el sistema, como temperatura ambiente, humedad relativa y radiación solar son obtenidos a partir de la base de datos de Meteonorm.

Fig. 3. Demanda de agua caliente sanitaria

119

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.

determinar el flujo de refrigerante, la potencia eléctrica del compresor y la temperatura del refrigerante en la descarga. 1 0,9

e v = 0,924925 - 0,0239227·R p

0,8

e s , e v [-]

0,7

Q ACS  M ACS  cw  t ACS  t red 

(1)

2.1.3 Demanda total

0,6 0,5 0,4

e s = 0,445964 + 0,00432344·(R p - 12)^2 - 0,29305/(R p - 1)

0,3 0,2

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.

0,1 0 1

2

3

4

5

6

7

8

Rp = Pr,ex,cp / Pr,su,cp [-]

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]). Agua

Zona sobrecalentada

Zona bifásica

Zona subenfriada

Refrigerante

Agua

Refrigerante

Fig. 6. Modelo tres zonas del condensador Fig. 4. Demanda de calor total

El calor transferido por cada una de las zonas se determina a partir de los balances de energía de cada fluido y de la ecuación de transferencia de calor:

2.2. Modelación de la bomba de calor

Q r ,zi ,cd  M r ,zi ,cd  hr ,su ,zi ,cd  hr ,ex,zi ,cd  Q w,zi ,cd  M w,zi ,cd  hw,ex,zi ,cd  hw,su ,zi ,cd  Q   C  t t

El modelo de la bomba de calor está compuesto de tres submodelos: modelo del compresor, modelo del condensador y modelo del evaporador. La válvula de expansión no es modelada y se asume que esta mantiene un sobrecalentamiento constante y que la carga de refrigerante mantiene un subenfriamiento constante. El refrigerante considerado en este análisis es el R407C.

cd ,zi

cd ,zi

min,cd ,zi

r ,su ,cd ,zi

w ,su ,cd ,zi

(2) (3)



(4)

El método de transferencia de calor utilizado es el de la eficacia, para el cual se determina el número de unidades de transferencia y el coeficiente global de transferencia de calor como:

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 del compresor. 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

NTU zi ,cd 

U  Azi ,cd C

(5)

min,zi ,cd

1

 A  U zi ,cd



1 1  Rw  hi ,zi ,cd  Ai ,zi ,cd ho ,zi ,cd  Ao ,zi ,cd

Donde los coeficientes convectivos se determinan como:

120

(6)

 M   h  hnom      M nom 

Qcoil,wet   coil,wet  Cmin,coil,wet  twb ,su ,coil  tr ,su ,coil 

n

(7)

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 este intercambiador 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 tc,coil,wet. La eficiencia de contacto está definida por:

Globalmente para los flujos de calor se tendrá que: Q w,cd  Q w,sh ,cd  Q w,tp,cd  Q w,sc ,cd Q  Q  Q  Q r ,cd

r ,sh ,cd

r ,tp ,cd

r ,sc ,cd

(8) (9)

Y para las áreas de transferencia de calor: Acd  Ash ,cd  Atp,cd  Asc ,cd

(10)

 coil,wet 1  exp NTUc ,coil,wet 

2.2.3. Modelo del evaporador

ha ,su ,coil  ha ,ex,coil,wet   c ,coil,wet  ha ,su ,coil  hc ,coil,wet 

Wsu ,coil  Wex,coil,wet   c ,coil,wet  Wsu ,coil  Wc ,coil,wet 

(11)

AU coil,dry

 Ra ,coil,dry  Rm ,coil  Rr ,coil

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.

(12)

(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: c p ,a ,coil (14) Ra , f ,coil  Ra ,coil,dry  c p ,a , f ,coil

c p ,a , f ,coil 

ha ,su ,coil  ha ,ex,coil,wet twb ,su ,coil  twb ,ex,coil,wet

(19)

2.2.4. Modelo de la bomba de calor

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:

Qcoil,dry   coil,dry  C min,coil,dry  ta ,su ,coil  tr ,su ,coil 

(18)

Donde hc,coil,wet and Wc,coil,wet corresponden a la entalpía y la humedad específica del aire a la temperatura de la superficie definidas en un estado de saturación.

Régimen seco. En régimen seco, el coeficiente global de transferencia de calor es determinado considerando las siguientes resistencias térmicas:

1

(17)

La entalpía y la humedad específica del aire a la salida de la batería están definidas por las siguientes expresiones:

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 a ,ev  MAX ( Q coil,dry ,Q coil,wet )

(16)

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

(15)

Y el calor transferido:

121

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.

2.4. Modelación del sistema panel fotovoltaico y bomba de calor El sistema fotovoltaico es en este caso utilizado para alimentar a la bomba de calor. El objetivo de conectarlo es simplemente para analizar la cantidad de energía que podría eventualmente ser suministrada por este sistema a la bomba de calor.

2.3. Modelación de los paneles fotovoltaicos

3. Resultados

El panel fotovoltaico es modelado utilizando el modelo propuesto por DeSoto, el cual se resume según el circuito eléctrico equivalente de la Figura 8.

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. 8. Circuito eléctrico equivalente del colector fotovoltaico En este modelo la relación entre la tensión y la corriente está dada por:

  V  I  Rs   V  I  Rs I  I L  I o  exp    1  a Rsh    

(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. 10

Corriente [A]

8

270

1000 W/m2

210

7 6

180

600 W/m2

150

5 120

4 90

3

60

2

30

1 0 0

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.

240

800 W/m2

Potencia [W]

9

Fig. 10. COP de la bomba de calor

0

10

20

30

40

Voltaje [V]

(a) Simulados (b) Catálogo Fig. 9. Validación del modelo del colector fotovoltaico Los 5 parámetros del modelo son: IL corriente de luz, factor que depende de la radiación solar; Io corriente del diodo de saturación reversa, parámetro que se ve afectado por la temperatura de la celda; Rs resistencia en serie, inherente a cada panel PV; Rsh resistencia “shunt” que influye en la inclinación de la curva I-V; a factor de idealidad modificado. La simulación de los paneles fotovoltaicos es realizada considerando una inclinación de 30º, y están orientados hacia el norte.

Tabla 1. Resumen de los resultados de la simulación Demanda Calor BC Consumo BC SCOP kWh kWh kWh 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.

122

3.2. Análisis de los paneles fotovoltaicos

Agradecimientos

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 almacenando diariamente 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.

Trabajo financiado por el proyecto FONDECYT 1150965.

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Fig. 11. Diferencia entre oferta y demanda de energía diaria

4. Conclusiones En el estudio presentado en este artículo se realiza un análisis anual de un sistema de calefacción y de calentamiento de agua sanitaria con bomba de calor aire agua para una vivienda de 4 personas. El consumo anual en calefacción y agua caliente sanitaria es de 10555 kWh. Para satisfacer esta demanda de calor la bomba de calor consume 3409 kWh de energía eléctrica, lo cual da un COP anual de 3,1 y emisiones anuales equivalentes de 1,23 ton de CO2. Este sistema se complementa con un arreglo de 12 paneles fotovoltaicos, 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, lo que genera emisiones anuales equivalentes de 0,57 ton de CO2. Anualmente los paneles fotovoltaicos logran suministrar 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.

123


Desalinización por múltiples efectos MED utilizando energía solar R. Barraza*, A. González Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile *E-mail Autor: [email protected]

Resumen Este proyecto explora la desalinización a gran escala utilizando el proceso de destilación por múltiples efectos MED (por sus siglas 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 en la eficiencia de una planta de desalinización. La validación del modelo numérico es presentada utilizando parámetros de operación de una Planta instalada en Bahréin. Finalmente, la planta de desalinización es acoplada con una planta solar desarrollada 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 de 10.800 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 solar es capaz de proveer más del 80% de la energía térmica total requerida usando almacenamiento de energía térmica. Keywords: desalinización, MED, destilación multiefecto, desalinización solar. [8]. El-Dessouky propuso en su modelo el cálculo de los coeficientes globales de transferencia de calor en los evaporadores como función de la temperatura del efecto. Este enfoque ignora la complejidad de la transferencia de calor en el evaporador en donde los fluidos involucrados están cambiando de fase, un flujo evapora fuera de los tubos y el otro condensa dentro de los tubos. Palenzuela utiliza la misma correlación propuesta por El-Dessouky. De la Calle por su parte define una correlación para el coeficiente de transferencia de calor de la película que evapora en los evaporadores de manera que los resultados del modelo calcen con los resultados experimentales. Si bien estos modelos tienen aplicación específica para las instalaciones en las cuales fueron validados, no son modelos aplicables a otras configuraciones o plantas similares con parámetros operacionales muy distintos de las desaladoras originales debido a la no universalidad de las correlaciones de transferencia de calor utilizadas.

1. Introducción En la literatura se puede encontrar un importante número de modelos computacionales simples que permiten la predicción de parámetros globales como flujos promedios de destilado y eficiencias globales de las plantas de desalinización de múltiples efectos (MED), tales como Sayed 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 de la presión y temperatura) y coeficientes de transferencia de calor constante en todos los efectos; consecuentemente, la operación detallada de cada uno de los componentes de la planta de desalinización no puede ser estudiada. Algunos modelos más detallados han sido propuestos por ElDessouky et al. [6], Palenzuela et al. [7] y de la Calle et al.

124

Teniendo en cuenta las limitaciones de los modelos de plantas MED existentes se propone la creación de una herramienta computacional modular, validada y de aplicación general que permita estudiar en detalle distintas configuraciones y tamaños de desalinizadoras MED. El modelo se basa en los balances de masa, sal y energía incluyendo los procesos de transferencia de calor con correlaciones de amplio uso (universales) e incluyendo las caídas 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 combustibles convencionales, calor residual o termo-solar. La opción termo-solar es estudiada en más detalle.

efecto siguiente. Para mejorar la eficiencia del sistema se instala un eyector que tiene la función de un termocompresor. Los módulos que componen el modelo son: evaporador, pre-calentador, cámara flash, condensador, eyector y desobrecalentador. Las propiedades del agua salobre tales como entalpías, calor específico y elevación del punto de ebullición (BPE, boiling point elevation), las cuales dependen de la temperatura y del contenido de sal, son calculados de acuerdo a lo publicado por Sharqawy et al. [9].

2.1. Evaporador 𝑚𝑣,𝑇𝐶 [𝑖]

2. Planta de desalinización de múltiples efectos MED

ℎ𝑣,𝐸 [𝑖]

𝑚𝑓,𝐸 [𝑖]

Etapa Intermedia

𝑚𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝐸 [𝑖] ℎ𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑖𝑛 ,𝐸 𝑖 𝑇𝑣,𝐸 𝑖 − 1 , 𝑥𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑖𝑛 ,𝐸 [𝑖]

𝑇𝑏,𝐸

Pre-calentador

𝑚𝑐𝑜𝑜𝑙

Pre-calentador

𝑚𝑓 + 𝑚𝑐𝑜𝑜𝑙 Primer efecto

Segundo efecto

𝑊𝑒𝑥𝑡 ,𝑓

Tercer efecto

𝑚𝑏,𝐸 [𝑛]

𝑚𝑓𝑤

Cámara Flash

Cámara Flash

Cámara Flash

𝑊𝑒𝑥𝑡 ,𝑓𝑤

Sistema

ℎ𝑏,𝐸 [𝑖] 𝑇𝑏,𝐸 𝑖 , 𝑆𝑏,𝐸 [𝑖]

m f , E i   mb, E i  1  mv, E i   mv,TC i   mb, E i   0

(1)

m f , E i  S f  mb, E i  1 Sb, E i  1  mb, E i  Sb, E i   0

(2)

QE i   m f , E i  h f , E i   mb, E i  1 hb, E i  1

𝑊𝑒𝑥𝑡 ,𝑏

ℎ𝑓𝑤 [1]

𝑚𝑏,𝐸 [𝑖]

ℎ𝑓 𝑇𝑓 , 𝑆𝑓

Desobrecalentador

𝑚𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚

ℎ𝑏,𝐸 [𝑖 − 1] 𝑖 − 1 , 𝑆𝑏,𝐸 [𝑖 − 1]

El evaporador (Fig. 2) es un intercambiador de calor con tubos horizontales. Fuera de los tubos, el agua salobre se destila debido a la combinación de dos fenómenos. Primero, cuando el agua salobre se inyecta al evaporador, una fracción se evapora debido a la expansión producto del cambio de presión. A continuación, el agua salobre cae sobre los tubos como película, absorbiendo el calor desde el vapor que condensa dentro de los tubos. El vapor generado en el evaporador fluye hacia el precalentador y posteriormente al evaporador siguiente como fuente de energía. Los balances de masa, sal y energía fuera de los tubos son presentados a continuación para cada efecto i, que puede variar de 1 a n:

ℎ𝑓,𝐸 [𝑛] 𝑇𝑓 ,𝐸 𝑛 , 𝑆𝑓

Condensador

ℎ𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑜𝑢𝑡 ,𝐸 𝑖 𝑇𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑜𝑢𝑡 ,𝐸 𝑖 , 𝑥𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑜𝑢𝑡 ,𝐸 [𝑖]

Fig. 2. Evaporador

Ultima Etapa

ℎ𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚 𝑇𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚 , 𝑃𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚

𝑚𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝐸 [𝑖]

𝑚𝑏,𝐸 [𝑖 − 1]

𝑚𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚 Eyector

𝑚𝑣,𝐸 [𝑖]

ℎ𝑣,𝐸 [𝑖] 𝑇𝑏,𝐸 𝑖 , 𝑃𝐸 [𝑖]

ℎ𝑓,𝐸 [𝑖] 𝑇𝑓,𝐸 𝑖 , 𝑆𝑓

El modelo computacional de la planta MED es desarrollado usando el software Engineering Equation Solver (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 desempeño a través de la ganancia (GOR, Gain Output Ratio) o el consumo específico de energía (SEC) variando el número de efectos, la configuración de la planta, la fuente de energía 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 de energía térmica, etapas intermedias que pueden variar desde 1 a n-2 y una última etapa en donde el vapor generado en el último efecto es condensado. El agua de alimentación ingresa por el último efecto y es pre-calentada en contracorriente usando el calor del vapor generado en las etapas iniciales. Primera Etapa

Evaporador

mv , E i  hv , E i   mv ,TC i  hv , E i   mb i  hb , E i   0

ℎ𝑓𝑤 𝑃𝐸 𝑛

(3)

El balance de energía dentro de los tubos es mostrado en ec. (4), donde QE i  es el flujo de calor desde el vapor condensando hacia el agua salobre evaporando.

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

125

QE i   mv  heat , E i   hv  heat , in, E i   hv  heat , out , E i 

de alimentación ( m f , E i  ) ya pre-calentada ingresa al evaporador de la misma etapa y la otra fracción ( m f , Ph i  1 ) continúa hasta el siguiente pre-calentador. Los balances de masa y energía del agua de alimentación al interior de los tubos son mostrados en Ecs. 6 y 7.

(4)

La temperatura de saturación del agua salobre es más alta que la del agua pura debido a la elevación del punto de ebullición (BPE) que provoca el contenido de sal. Para conocer la temperatura de saturación del agua salobre ( Tb, E i  ) esta diferencia es considerada. La transferencia de calor dentro del evaporador es calculada considerando cambio de fase en ambos lados del evaporador (Ec. 5). QE i   U E i  Atot , E i  Tavg i   Tb, E i 

m f , Ph i   m f , Ph i  1  m f , E i   0

QPh i   m f , Ph i  h f , E i  1  m f , Ph i  1 h f , E i   m f , E i  h f , E i   0

Los balances de masa y energía del vapor en el exterior de los tubos son:

Atot , E i  es el área de la superficie exterior de los tubos y

mv, E i   mv, FB i   mv  heat , E i  1  0

Tavg i  es la temperatura promedio en el interior de los tubos.

QPh i   mv  heat , E i  1 hv  heat ,in, E i  1  mv , E i  hv , E i 

U E i  está formado por la convección del vapor condensando, la conducción en la pared del tubo, la convección del agua salobre que cae sobre el tubo como película y la resistencia térmica adicional que produce el agua salobre en la pared exterior del tubo. Los coeficientes de convección del vapor condensando dentro del tubo y del agua salobre evaporando en el 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 muestra una diferencia de temperatura entre la entrada y la salida de los tubos, la cual se explica por la caída de presión durante la condensación del vapor. Esta caída de presión se origina por el efecto conjunto de fricción y momento. La caída de presión por fricción se determina utilizando la correlación de MüllerSteinhagen y Heck [12].

mv , FB i  hv , FB i   0

QPh i   Qsh, Ph i   Qsat , Ph i 

𝑚𝑓,𝑃ℎ [𝑖]

ℎ𝑓,𝐸 [𝑖] 𝑇𝑓,𝐸 𝑖 , 𝑆𝑓

𝑚𝑣,𝐸 [𝑖] ℎ𝑣,𝐸 [𝑖] 𝑃𝐸 [𝑖]

(9)

(10)

Cada sub-intercambiador de calor es calculado usando el método de número de unidades de transferencia (NUT) [13]. El detalle del cálculo es descrito por Barraza [14]. Los coeficientes de convección para el agua salobre, vapor sobrecalentado y vapor saturado condensando son calculados a partir de las correlaciones desarrolladas por Gnielinski [15], Churchill y Bernstein [16] y Rohsenow et al. [17].

ℎ𝑓,𝐸 [𝑖 + 1] 𝑇𝑓,𝐸 𝑖 + 1 , 𝑆𝑓

𝑚𝑓,𝐸 [𝑖]

(8)

En el exterior de los tubos, el vapor ingresa como vapor sobrecalentado y alcanza la condición de saturación mientras avanza a través del pre-calentador. El análisis del intercambiador de calor de tubos y carcaza considera esta situación, por lo que el intercambiador es dividido en una sección en que el vapor esta sobrecalentado (sh) y otra en donde está condensando (sat). En consecuencia, el calor transferido en el pre-calentador ( QPh i  ) está dado por la contribución de las dos secciones:

2.2. Pre-calentador ℎ𝑓,𝐸 [𝑖] 𝑇𝑓,𝐸 𝑖 , 𝑆𝑓

(7)

(5)

U E i  es el coeficiente global de transferencia de calor,

𝑚𝑓,𝑃ℎ [𝑖 − 1]

(6)

𝑚𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝐸 [𝑖 + 1] ℎ𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑖𝑛 ,𝐸 𝑖 + 1 𝑇𝑣,𝐸 𝑖 , 𝑥𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑖𝑛 ,𝐸 [𝑖 + 1]

2.3. Cámara flash

𝑚𝑣,𝐹𝐵 [𝑖] ℎ𝑣,𝐹𝐵 [𝑖] 𝑃𝐸 𝑖

La cámara flash (Fig. 4), que posee la misma presión del evaporador (exterior de los tubos) recibe el condensado proveniente desde el interior de los tubos del evaporador ( mv  heat , E i  ) y agua fresca desde la cámara flash anterior (

Fig. 3. Pre-calentador

m fw i  1 ). Vapor ( mv , FB i  ) es generado debido a la menor presión de la cámara con respecto al interior de los tubos del evaporador y de la cámara flash anterior. Este vapor generado es enviado al pre-calentador. El agua fresca ( m fw i  ) continúa a la siguiente cámara flash. En la primera etapa una fracción de

El pre-calentador (Fig. 3) es un intercambiador de calor de tubos y carcaza, en el cual el agua de alimentación ( m f , Ph i  ) pasa por el interior de los tubos y es pre-calentada por el vapor ( mv  heat , E i  1 ) producido en el evaporador y en la cámara flash que está en el exterior de los tubos. Una fracción del agua

126

agua fresca ( mc , FB i  ) puede ser recirculada hacia el desobrecalentador. Los correspondientes balances de masa y energía son: mv  heat , E i   m fw i  1  mc , FB i   m fw i   mv , FB i   0

mv  heat , E i  hv  heat ,out , E i   m fw i  1 h fw i  1 mc , FB i  h fw i   m fw i  h fw i   mv , FB i  hv , FB i   0 𝑚𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝐸 [𝑖]

ℎ𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑜𝑢𝑡 ,𝐸 𝑖 𝑇𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑜𝑢𝑡 ,𝐸 𝑖 , 𝑥𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑜𝑢𝑡 ,𝐸 [𝑖]

𝑚𝑐𝑜𝑜𝑙

ℎ𝑓,𝐸 [𝑛] 𝑇𝑓 ,𝐸 𝑛 , 𝑆𝑓

𝑚𝑓,𝑃ℎ [𝑛] ℎ𝑓,𝐸 [𝑛] 𝑇𝑓 ,𝐸 𝑛 , 𝑆𝑓

(11)

𝑚𝑓,𝑃ℎ 𝑛 + 𝑚𝑐𝑜𝑜𝑙

𝑊𝑒𝑥𝑡

𝑚𝑣,𝐸 [𝑛] 𝑚𝑣,𝐹𝐵 [𝑛]

(12)

ℎ𝑣,𝐹𝐵 [𝑛] 𝑃𝐸 𝑛

𝑚𝑣,𝐹𝐵 [𝑖]

ℎ𝑓 𝑇𝑓 , 𝑆𝑓

𝑚𝑣,𝐶 ℎ𝑣,𝐶 𝑇𝐶

Fig. 5. Condensador

ℎ𝑣,𝐹𝐵 [𝑖] 𝑃𝐸 𝑖

2.5. Eyector 𝑚𝑓𝑤 [𝑖 − 1] ℎ𝑓𝑤 [𝑖 − 1] 𝑃𝐸 𝑖 − 1

El eyector recibe el vapor sobrecalentado a alta presión ( msteam ) desde el generador de vapor forzando la recirculación

𝑚𝑓𝑤 [𝑖] 𝑚𝑐,𝐹𝐵 [𝑖]

ℎ𝑓𝑤 [𝑖] 𝑃𝐸 𝑖

de una fracción del vapor ( mv ,TC i  ) producido en uno de los evaporadores aguas abajo y después de mezclarlos dirige el vapor ( mv, Ej  msteam  mv ,TC i  ) al desobrecalentador. El eyector es simulado usando el modelo termodinámico propuesto por Aly [18].

ℎ𝑓𝑤 [𝑖] 𝑃𝐸 𝑖

Fig. 4. Cámara Flash

2.4. Condensador El condensador (Fig. 5) es un intercambiador de calor de tubos y carcasa que tiene tres funciones. Su principal función es condensar el vapor producido en el último efecto ( mv , E  n ) y

2.6. Desobrecalentador

agua salobre de alimentación ( m f , Ph  n ). Además, define la presión del sistema a través del control de la temperatura de condensación del vapor. La temperatura de condensación se puede ajustar controlando el flujo del agua de enfriamiento ( mcool ). El balance de energía correspondiente al agua salobre de alimentación, que fluye dentro de los tubos, es:

𝑚𝑑𝑠ℎ

𝑚𝑣,𝐸𝑗 ℎ𝑣,𝐸𝑗 𝑇𝑣,𝐸𝑗 , 𝑃𝐸 [0]

en la última cámara flash ( mv , FB  n ). También, pre-calienta el

QC  m f , Ph  n h f  mcool h f  m f , Ph  n h f , E  n mcool h f , E  n  0

ℎ𝑓𝑤 [1]

QC  mv,C hv,C  mv, E  n hv , E n  mv , FB  n hv , FB n  0

ℎ𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝑖𝑛 ,𝐸 1 𝑃𝐸 [0]

Fig. 6. Desobrecalentador

El desobrecalentador (Fig. 6) mezcla el vapor sobrecalentado ( mv , Ej ) que proviene del eyector con agua fresca suministrada desde la cámara flash ( mc , FB i  ) del primer efecto con el fin de suministrar vapor saturado al primer efecto como fuente de energía térmica ( mv  heat , E 1 ).

(13)

Para la parte exterior de los tubos donde el vapor condensa, los balances de masa y energía son: mv, E  n  mv , FB  n  mv ,C  0

𝑚𝑣−ℎ𝑒𝑎𝑡 ,𝐸 [1]

3. Validación del modelo MED

(14) El modelo computacional descrito en este documento es validado con información operacional de la Planta de desalinización MED Aluminum Bahrain (ALBA) presentada por de Vries et al. [19]. La Tabla 1 presenta los datos operacionales de la Planta de desalinización ALBA y los resultados del modelo computacional usando la misma configuración. La planta de desalinización tiene 4 unidades de 4 efectos cada una y utiliza como energía térmica los calores residuales del proceso de calcinación. La configuración de la planta MED es presentada en Fig. 7.

(15)

El cálculo del intercambiador de calor se realiza de manera similar a la descrita para el pre-calentador.

127

Tabla 1. Comparación modelo versus de la Planta de referencia Parámetro Modelo Vapor en tubos Efecto 1 45,2 kg/s Efecto 2 45,0 kg/s Efecto 3 14,0 kg/s Efecto 4 14,0 kg/s T - Evaporador Efecto 1 63,6 °C Efecto 2 58,6 °C Efecto 3 52,2 °C Efecto 4 45,3 °C T - Agua enfriamiento 43,6 °C Flujo Agua salobre 267.0 kg/s T - Agua salobre 45,3 °C Producción agua fresca 122.8 kg/s GOR 7.4 SEC (kWh/m3) 96.6

datos operacionales Referencia

Error

N.D. 49,4 kg/s 13,3 kg/s N.D.

-9% 5%

actividad industrial creciente. Asimismo, se encuentra en la costa y tiene altos niveles de radiación solar.

Caldera auxiliar Campo solar

1% Bomba HTF Campo solar

-6% 1% 1% -6% -1% -1% 1%

75.0 kg/s 75.0 kg/s

22.5 kg/s

Seawater reject 577.8 kg/s 43.6°C

TE = 58.6°C TV = 58.0°C PH 2

EVAP 1-A

PRE-HEATER 3

44.4 kg/s

Condensate return 8.3 kg/s 67°C

CONDENSER Seawater inlet 966.6 kg/s 33°C

EVAP 2-A

FLASH BOX 1-A

44.4 kg/s

condensado

La planta de generación de vapor se ha modelado utilizando el software TRaNsient SYstems Simulation (TRNSYS) [2] y está formada por dos circuitos de aceite térmico (Therminol VP-1). En el circuito primario, el fluido térmico fluye desde la parte inferior del estanque de almacenamiento hacia el campo solar formado por colectores parabólicos, orientados a lo largo del eje nortesur y con seguimiento en ese eje. El fluido térmico es calentado en los colectores y retorna a la parte superior del estanque de acumulación. En el circuito secundario, el aceite térmico fluye desde la parte superior del estanque hacia el generador de vapor y retorna posteriormente a la zona inferior.

Steam 16.7 kg/s 224°C, 21 bar

EJECTOR

Bomba HTF

Generador de vapor

Fig. 8. Generación de vapor solar y Planta MED

PRE-HEATER 1

TE = 63.6°C TV = 63.0°C

MED

Estanque

63,0 °C N.D. N.D. 48,0 °C 43,0 °C 263.6 kg/s 48,0 °C 124.4 kg/s 7.5 95.4

N.D. No disponible

NCG

vapor

FLASH BOX 2-A 14.0 kg/s

TE = 52.2°C TV = 51.6°C

TE = 45.3°C TV = 44.7°C

EVAP 3

EVAP 4

EJECTOR

TE = 63.6°C TV = 63.0°C

22.5 kg/s

EVAP 1-B

Condensate return 8.3 kg/s 67°C

Brine 267.0 kg/s 45.3°C

75.0 kg/s TE = 58.6°C TV = 58.0°C

FLASH BOX 3

FLASH BOX 4

colectores

Fresh water 122.8 kg/s 38°C

Fracción solar

75.0 kg/s

EVAP 2-B

FLASH BOX 1-B

FLASH BOX 2-B

colectores

colectores

Fig. 7. Planta MED ALBA colectores

Los resultados del modelo computacional son comparables con los datos operacionales de la Planta de referencia. La mayor desviación (-9%) es en la predicción del vapor suministrado al efecto 2. La producción de agua fresca y los parámetros de eficiencia de la planta son calculados con un error menor al 1%.

Almacenamiento

Fig. 9. Fracción solar

4. Planta de vapor solar

Cuando la energía provista desde el estanque de acumulación no es suficiente para generar el vapor requerido, una caldera de gas natural provee la energía faltante. El generador de vapor consiste en un intercambiador contracorriente en el cual la fuente térmica es el aceite térmico y el resultante es el vapor que se dirige a la planta de desalinización MED. El control de la planta es optimizado para mantener una estratificación en el estanque de 10 °C y maximizar el uso de la energía solar.

Se estudia una planta de desalinización MED, con la configuración presentada en la Fig. 7, la cual es conectada a un generador de vapor que obtiene su energía primaria desde un campo solar y cuando la energía solar no es suficiente 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

128

La planta se dimensionó para suministrar en forma continua 10.800 toneladas métricas de agua fresca por día. La Fig. 9 presenta los resultados en términos de la fracción solar, que es la fracción de energía solar absorbida con respecto al total de la energía requerida. Es claro, que al aumentar el volumen de almacenamiento térmico (normalizado en litros por m2 de colector) la fracción solar mejora. Este incremento es más relevante al incrementar el número de colectores alcanzándose una fracción solar mayor al 80% en el caso máximo analizado. Por último, el efecto de la presión de suministro de vapor parece ser marginal.

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5. Conclusiones Se ha desarrollado un modelo computacional modular de una planta de desalinización MED usando el software EES. La efectividad de este modelo ha sido probada al predecir con errores menores al 10% los datos operacionales de una planta existente. El modelo desarrollado es una herramienta potente para el análisis de esta tecnología asociada con energía solar, como es el caso analizado, u otra fuente de energía. El análisis combinando con la planta de vapor solar modelada en TRNSYS prueba la factibilidad técnica de instalar una planta de este tipo en la ciudad de Antofagasta al aportar más del 80% de la energía requerida en las alternativas estudiadas. También, es posible inferir que se puede alcanzar una fracción solar cercana al 100% con el adecuado número de colectores solares y almacenamiento térmico.

Agradecimientos Se agradece al Laboratorio de Energía Solar de la Universidad Wisconsin-Madison por su infinita colaboración, en especial a los profesores Sanford Klein y Douglas Reindl.

Referencias [1] S.A. Klein, Engineering Equation Solver, F-Chart Software, 2014. [2] S.A. Klein, A Transient System Simulation Program, Solar Energy Laboratory, University of Wisconsin, Madison, USA, 2010. http://sel.me.wisc.edu/trnsys. [3] Y.M. El-Sayed, R.S. Silver, Fundamentals of distillation, Princ. Desalination. (1980) 55–109. [4] A.M. El-Nashar, A.A. Qamhiyeh, Simulation of the steady-state operation of a multi-effect stack seawater distillation plant, Desalination. 101 (1995) 231–243. doi:10.1016/0011-9164(95)00026-X. [5] M.A. Darwish, A.A. El-Hadik, The multi-effect boiling desalting system and its comparison with the

129


Modelamiento y evaluación exergoeconómica de una planta de cogeneración solar. Roberto Leiva I.(a,b) , Rodrigo Escobar(a) a

Departamento 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 concentración solar de potencia CSP (Concentrated Solar Power) del tipo cilindro parabólico configurada en un esquema de cogeneración con 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 con relaciones económicas con el objeto de resolver sistemas energéticos complejos. La planta de cogeneración se evalúa instalada 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 su eficiencia exergética en la producción de electricidad de 27.8% a 28.0% , aumenta la eficiencia exergética en la producción de refrigeración de 18.3% a 33.3%, y reduce los costos exergéticos unitarios y los costos nivelados de 0.206 a 0.173 USD/kWh. Por lo tanto, la planta de cogeneración evaluada es más conveniente en terminos energeticos y económicos que las plantas individuales no integradas. Keywords: Cogeneración, CSP, refrigeración por absorción, exergoeconómico, energía solar. Las plantas de concentración solar CSP producen electricidad utilizando como fuente térmica la radiación solar. Existen cuatro tecnologías de generación CSP [4,5], estas son: cilindro parabólico, torre solar, lineal Fresnel, y dish-Stirling. La planta CSP cilindro parabólico es la tecnología más madura y de menor costo [4] dentro de las tecnologías CSP, por ello es la planta que se evalúa en esta investigación. Por otro lado, las tecnologías de refrigeración industrial más importante son las de refrigeración 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. Dentro de las tecnologías de absorción la de simple efecto es la que puede operar con fuentes a temperaturas menores. Por lo tanto, la planta evaluada en esta investigación está formada por una planta de concentración solar de potencia CSP del tipo cilindro parabólico [5] y una planta de refrigeración de

1. Introducción La cogeneración [1] es un proceso energético en el que a 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 dos tecnologias 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 sistema energetico; calcular los costos asociados a la destrucción de exergia; evaluar los costos asociados a la producción de cada producto; realizar una optimización global y/o local para minimizar costos totales y ahorrar energía.

130

absorción LiBr/H2O de simple efecto [7] para la producción de electricidad y refrigeración industrial. La integración de plantas CSP con plantas de refrigeración por absorción ha sido estudiado previamente [6,8,9]. Sin embargo la configuración y el alcance de esta investigación aporta con un enfoque diferente.

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 con un 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 refrigeración se validó con datos de Herold et al. [14].

2. Descripción del trabajo realizado 2.1. Objetivos y metodología

2.2.1. Punto de acoplamiento.

El objetivo de esta investigación es evaluar exergoeconomicamente una planta de cogeneración solar para la producción de electricidad y refrigeración industrial. En la Figura 1 se muestra la configuración de la planta de cogeneración.

El desorbedor de la planta de refrigeración por absorción requiere operar a temperaturas dentro del rango de 80 a 110 °C [7]. Debido a este rango de temperaturas, la planta de refrigeración por absorción se acopla a la planta CSP en la 4ta extracción de la turbina LP (Figura 3) donde la temperatura es de 108.5 °C. En la tabla 1 se muestran las presiones y temperaturas en cada una de las extracciones de la planta CSP.

ENERGIA SOLAR

Electricidad

Planta CSP

Planta de Refrigeración

Refrigeración Ind.

Tabla 1. Presiones y temperaturas en las turbinas. Punto P bar T °C Extracción turbina HP 33.48 240 1era extracción turbina LP 13.99 352.7 2da extracción turbina LP 6.18 259.7 3era extracción turbina LP 3.04 189.2 4ta extracción turbina LP 1.17 108.5 5ta extracción turbina LP 0.37 73.9 Presión final turbina LP 0.06 36.2

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 el nivel de agregación a considerar. Este nivel de agregación permite delimitar las fronteras de analisis dando una estructura física y una estructura productiva. Se establecen los modelos termodinámicos (1era y 2da ley de la termodinámica), modelos económicos (determinación de costos de inversión, operación y mantenimiento) y exergoeconómicos (determinación de costos unitarios exergéticos y flujo de costos exergéticos), y finalmente se realizan simulaciones horarias (hora a hora en un año) para resolver el sistema completo. Modelamiento de la planta Configuración preliminar de la planta

Estructura física-productiva Determinación de Recursos-Productos

Nivel de Agregación (Delimitación de la Planta)

Aplicación de criterios de asignación de costos exergéticos

Análisis Exergético

Modelado termoeconómico Resolución de matriz de costos exergéticos

El tamaño del campo solar aumento en 1.94% (de 294,534 m2 a 300,376 m2) al acoplar la planta de refrigeración a la planta CSP, esto con el objeto de mantener la potencia eléctrica de salida.

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 3,388 kWh/m2/año [11]. Fig. 3. Configuración final de la planta de cogeneración.

2.2. Diseño del problema Los principales parámetros en el punto de diseño de la planta de cogeneración se presentan en la Tabla 2. Tabla 2. Condiciones en punto de diseño planta de cogeneración.

La planta CSP [12] está formada por un campo solar y un bloque de potencia. El bloque de potencia a su vez está constituido por un ciclo de Rankine regenerativo,

131

Parámetro Campo Solar Irradiancia solar (DNI) para SM=1.0 Temperatura de entrada al campo solar Temperatura de salida del campo solar Eficiencia colector solar Área apertura Múltiple Solar (para I=1010 W/m2) Bloque de Potencia Potencia bruta CSP Temperatura de entrada turbina HP Presión de entrada turbina HP Presión de extracción turbina HP 1era extracción turbina LP 2da extracción turbina LP 3era extracción turbina LP 4ta extracción turbina LP 5ta extracción turbina LP Presión final turbina LP Eficiencia isentropica de turbina HP Eficiencia Isentropica de turbina LP Eficiencia mecanica y electrica generador y motores electricos Eficiencia isentropica bombas Refrigeración por Absorción Potencia de refrigeración Temperatura de entrada evaporador Temperatura de salida evaporador Temperatura de entrada enfriador (absorvedor) Temperatura de salida enfriador (condensador) Temperatura entrada desorbedor

Valor

∑ ̇(

720 W/m2 293 °C 393 °C 68% 300,376 m2 1.4

(3) Posteriormente se aplica el modelo económico, el cual consiste en cuantificar los costos de inversión de capital (Eq.4), los costos de operación y mantenimiento (Eq.5) y la suma de los dos (Eq.6). ̇ (4) ∑

̇

)

∑

∑ ̇

̇ ̇

̇

55.5 MW 373 °C 101.37 bar 33.48 bar 13.99 bar 6.18 bar 3.04 bar 1.17 bar 0.37 bar 0.06 bar 85.2 % 85.0 % 98.0 %

(5)

∑

̇ ̇ ̇ (6) Luego corresponde desarrollar el balance de costos exergéticos (Eq.7). Con lo que se obtiene los costos exergéticos unitarios para cada corriente así como los flujos de costos exergéticos (Eq.8). ∑

̇

̇

̇

̇

∑

(7) ̇ ̇ ( ̇ ) (8) Con estos resultados se calculan la razón de destrucción de exergía (Eq.9), la diferencia relativa de costos (Eq.10) y el factor exergoeconómico (Eq.11). ̇

(9)

̇

70.0 %

( ̇

̇

) ( ̇

̇

)

̇

5 MW 10 °C 6 °C 25 °C 35 °C 108.49 °C

̇ ̇

( ̇

̇

)

(10) (11)

Finalmente, para la evaluación económica se calculan los costos nivelados de la electricidad (Eq.12) y el costo nivelado de la refrigeración (Eq.13).

Para el análisis exergético las condiciones de referencia son 25 °C, 1.013 bar y 0.5542 kg/kg de fracción de masa de LiBr. Para la evaluación exergoeconómica se consideraron: CAPEX de 214.12 y 3.15 MUSD, OPEX de 4.08 y 0.06 MUSD/año para la planta CSP y de refrigeración respectivamente. Se consideró un horizonte de 25 años y una tasa de descuento de 10%. En el modelo se despreciaron las variaciones de energía cinética, energía potencial y las pérdidas de carga en las líneas.

∑

(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%.

2.3. Modelos desarrollados La evaluación exergoeconómica implica aplicar un modelo termodinámico donde se realizan balances de masa (Eq.1), de energía (Eq.2) y de exergía (Eq.3). Con ello se determinan las propiedades termodinámicas y los flujos exergéticos en cada corriente. ∑ ∑ ̇

∑ ̇

̇

̇ ̇

̇

Fig. 4. Diagrama Sankey de la planta de cogeneración.

(1) (2)

3.2. Eficiencia y destrucción de exergía.

132

En la figura 5 se presenta el diagrama Grassmann de la planta de cogeneración. La eficiencia exergética de la planta de cogeneración es de 27.5%.

Fig. 8. Rendimiento exergetico de la planta de refrigeración Fig. 5. Diagrama Grassmann de la planta de cogeneración.

3.3. Producción mensual y diaria. En la siguiente figura se presentan los rendimientos exergéticos y la destrucción de exergía en cada subsistema analizado. La mayor destrucción de exergía se produce en el campo solar y en el bloque de potencia.

Anualmente, la planta recibe 818.4 GWh/año desde el sol, de los cuales 562.8 GWh/año son transferidos al bloque de potencia. La energía eléctrica bruta es de 187.3 GWh/año, la energía neta de 181.9 GWh/año y la refrigeración es de 17.0 GWh/año (Figura 9).

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. 9. Producción de electricidad y refrigeración mensual.

Respecto a la variación de destrucción de exergía mensual, 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 20.5 GWh/mes para la planta de cogeneración.

Fig. 7. Rendimiento exergético de la planta de la planta CSP.

Los equipos donde se producen las mayores destrucciones de exergía de la planta de refrigeración son (Figura 8): absorbedor (0.51%), desorbedor (0.07%), condensador (0.06%), y evaporador (0.05%).

Fig. 10. Destrucción de exergía mensual

133

Para analizar la producción en un día claro, se consideró 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 las 10:00 h hasta las 18:00 h se deben desenfocar colectores en el campo solar.

Fig.13. Costos exergéticos unitarios USD/kWh

Fig. 11. Producción de electricidad y refrigeración día claro

En un día parcial (Figura 12) la cantidad de energía recolectada en los colectores solares no es suficiente para que la planta opere a plena carga y esta debe operar a cargas parciales.

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 de 1.3. El mínimo flujo de costo exergetico es de 8,476.3 USD/h y el mínimo LEC es de 0.15 USD/kWh (Figura 15) para una producción anual de 175.89 GWh/año y 16.46 GWh/año de electricidad y refrigeración respectivamente.

Fig.12. Producción de electricidad y refrigeración día parcial.

3.4. Evaluación exergoeconómica. Los factores exergoeconómicos son de 97.90% y 98.43% para la planta CSP y la planta de refrigeración respectivamente. Por otro lado, el flujo de costos de destrucción de exergía más la tasa de costos totales son de 8,388.9 USD/h para la planta CSP y 106.6 USD/h para la planta de refrigeración. Estos indicadores son importantes al momento de decidir la estrategia a seguir para optimizar la planta. El operar en un día claro o en un día parcial tiene efectos directos sobre los costos exergéticos unitarios y sobre el flujo de costos totales de productos tal como se aprecia en las Figuras 13 y 14.

Fig. 15. Costos nivelados LEC y LCC USD/kWh.

Al aumentar el múltiplo solar, aumenta la producción de electricidad y de refrigeración pero también aumentan los costos. Por ello, el criterio para seleccionar el tamaño óptimo de la planta es donde se alcanza el mínimo LEC. Finalmente, la planta de cogeneración aumenta su eficiencia energética de 25.4% a 27.2%, aumenta su eficiencia exergética en la producción de electricidad de

134

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 de una planta de cogeneración solar para la producción de electricidad y refrigeración industrial, utilizando una planta CSP-PTC y una planta refrigeración de absorción de simple efecto, simulada horariamente, realizando un análisis exergoeconómico. En términos de eficiencia energética, una planta de cogeneración es más eficiente que operar las plantas individuales. La planta de cogeneración tiene un factor de utilización de 27.2%, la planta CSP 25.4% y la planta de refrigeración un COP de 0.7. En términos de eficiencia exergética, la eficiencia exergética de la planta de cogeneración es de 27.5% la cual es mayor al de las plantas individuales. Respecto a la destrucción de exergía, en la planta CSP es donde se producen las mayores destrucciones de exergía. Los principales equipos en la planta CSP donde se producen las mayores destrucciones de exergía son colectores solares (42.6%), evaporador (11.3%), recalentador (4.8%), economizador (3.7%) y turbina LP (2.6%). La destrucción de exergía en la planta de refrigeración es marginal. La producción en un día claro genera excedentes de energía térmica, por medio del almacenamiento térmico de energía se puede retornar posteriormente esta energía extra al 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 esto mejoraría la producción de la planta. De acuerdo a la evaluación exergoeconómica, se recomienda optimizar la planta CSP, para ello se debe reducir los costos de inversión en demerito de la eficiencia de los equipos. De acuerdo al múltiple solar, el mínimo LEC y el mínimo costo exergético de productos ocurren con un múltiplo solar de 1.3. Por lo tanto, para el diseño debiese utilizarse este valor. Como medidas futuras, se debe modelar la planta incorporando almacenamiento térmico de energía y backup. Se deben aplicar herramientas de optimización, de forma de minimizar la función de costos exergoeconómicos.

[2] A. Bejan and M. J. Moran, Thermal Design and Optimization. John Wiley & Sons, 1996. [3] L. M. Serra, M.-A. Lozano, J. Ramos, A. V. Ensinas, and S. a. Nebra, “Polygeneration and efficient use of natural resources,” Energy, vol. 34, no. 5, pp. 575–586, 2009. [4] IRENA, International renewable energy agency, Renewable energy technologies: cost analysis series. Concentrating Solar Power. 2012. [5] T. E. Boukelia, M. S. Mecibah, B. N. Kumar, and K. S. Reddy, “Optimization, selection and feasibility study of solar parabolic trough power plants for Algerian conditions,” 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, March 2014, Pages 23-37 [7] H. Z. Hassan and a. a. Mohamad, “A review on solar cold production through absorption technology,” Renew. Sustain. Energy Rev., vol. 16, no. 7, pp. 5331–5348, Sep. 2012. [8] U. Sahoo, R. Kumar, P.C. Pant, R. Chaudhury, Scope and sustainability of hybrid solar–biomass power plant with cooling, desalination in polygeneration process in India, Renewable and Sustainable Energy Reviews, Volume 51, November 2015, Pages 304-316. [9] F. Al-Sulaiman, I. Dincer, F. Hamdullahpur, Thermoeconomic optimization of three trigeneration systems using organic Rankine cycles, Energy Conversion and Management, Volume 69, May 2013, Pages 199-208. [10] SimTech. ISPEpro Process Simulation Environment. [11] Atlas Solar de Chile. Instituto Geográfico Militar. Pontificia Universidad Católica de Chile.2013. [12] M. Blanco-Marigorta, M. Victoria Sanchez-Henríquez, and J. a Peña-Quintana, “Exergetic comparison of two different cooling technologies for the power cycle of a thermal power plant,” Energy, vol. 36, no. 4, pp. 1966– 1972, Apr. 2011. [13] NREL, “System Advisor Model (SAM) Case Study: Andasol-1,” pp. 1–10, 2013. [14] Keith E. Herold, Reinhard Radermacher, and Sanford A. Klein. Absorption Chillers and Heat Pumps. CRC Press, 1996.

Agradecimientos Se agradece a CONICYT-PCHA/Doctorado Nacional /año2013-folio21130634, y proyecto fondecyt 1130621.

Referencias [1] Ashrae Fundamentals Handbook. Ashrae, 2001.

135


Desalinización solar térmica en el norte de Chile por el sistema MES Ramón L. Fredericka,*, 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 a localidades costeras del norte de Chile, de 10000 a 15000 habitantes: Mejillones, Chañaral y Caldera. Se analiza el método de destilación por múltiple efecto (MED), en la disposición por apilamiento (o MES). Se desarrolla un modelo térmico implementado en MATLAB para simulación de plantas MES. Fue validado con la planta MES de la Plataforma Solar de Almería 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 planta MES. Para los tres sitios, con capacidades de 1000 - 1700 m3/día, la temperatura en el primer efecto es de 70°C y en el último 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 5000 m3 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 desalinización en pequeña escala usando la energía solar como fuente energética.

1. Introducción En Chile, como en muchos países con zonas áridas, el suministro de agua para consumo humano es una prioridad muy alta. Los requerimientos de agua para la minería son elevados, y desde la primera a la 4ª Región el suministro de agua para fines agrícolas enfrenta severas restricciones. Por esta 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 a combustible convencional, se ha comenzado a desarrollar la desalinización por el proceso de osmosis inversa en gran escala para la minería [1], contando con varias implementaciones ya reaalizadas. En cambio, no ha sido explorada la opción de usar procesos térmicos de

La posibilidad de modelar en detalle los sistemas térmicos con el fin de obtener resultados de validez objetiva sobre su factibilidad técnica y económica es la motivación de este estudio. Se presenta un estudio de factibilidad del uso de energía solar con acumulación y fuente de respaldo para suministrar energía a una planta de desalinización por el sistema de múltiple efecto en apilamiento [2] (MES, por sus siglas en inglés).

2. Contexto del trabajo realizado Se evalúa la factibilidad de usar desalinización térmica solar para suministrar agua de uso domiciliario a

136

localidades costeras del norte de Chile, de 10000 a 17000 habitantes: Mejillones, Chañaral y Caldera. En estas localidades 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 por desalinización, posibilitando un uso alternativo (agrícola) para las actuales fuentes de suministro.

Conocidos los flujos de masa y calor es posible dimensionar los intercambiadores de calor, recipientes y equipos anexos. Esto permite a su vez evaluar el costo de activos físicos de la planta. La planta desalinizadora solar consta de un campo de colectores que calienta un fluido caloportador hasta una temperatura de 120°C. Mediante un intercambiador de placas este fluido calienta el agua que sirve de fluido caliente, llevándola a 95°C para su entrada a un estanque de acumulación estratificado, desde donde se extrae a esa temperatura para servir de fuente de calor al primer efecto del evaporador. Existe además una caldera de respaldo, a petróleo o a gas natural, que permite la operación continua de la planta en el caso de que la radiación solar presente variaciones durante el día, o en los meses de menor disponibilidad de recurso solar.

El método de osmosis inversa es el más usado en la actualidad para desalinizar aguas de diversos niveles de salinidad. Sin embargo, los métodos térmicos han despertado un gran interés recientemente debido a la posibilidad de usar energía solar como fuente energética, especialmente contando con la disponibilidad de colectores avanzados como los cilindro - parabólicos. A los tradicionales métodos flash multietapa (MSF) se agregan los métodos de múltiple efecto, principalmente en la nueva disposición de los efectos en apilamiento vertical (MES), que minimiza las pérdidas térmicas. En un evaporador de multiple efecto el agua se evapora (en parte por descompresión) en una secuencia de recipientes, cada uno a una presión menor que el anterior. El vapor producido en un efecto puede usarse como fuente de calor para el efecto siguiente, lo cual se traduce en una economía de energía. El sistema opera a presiones subatmosféricas, que disminuyen en efectos sucesivos. En cada efecto se tienen estados de saturación que posibilitan la coexistencia de las fases líquida y vapor.

2.1. Modelo térmico El modelo térmico del sistema MES se basa en las ecuaciones de balances de masa total, masa de la especie salina y de energía que entran y salen de los diferentes equipos, considerados como volúmenes de control. En el sistema de evaporadores de múltiple efecto MES se disponen los efectos en apilamiento vertical, con los efectos de mayor temperatura y presión en la parte superior. En el efecto superior se agrega el aporte 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 temperatura Ti y presión

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.

Pi . Al efecto i ingresa por la parte superior en forma de spray un concentrado de agua de mar con flujo másico mbi1 con fracción másica de sal X i 1 proveniente del efecto i-1 anterior. Una parte de este flujo se evapora por descompresión ( mvf ,i ) y la otra cae sobre el exterior de un haz de tubos horizontales, evaporándose una cantidad mve ,i . Una parte de la salmuera no

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 en correlaciones de la literatura para los coeficientes de transferencia.

es evaporada y pasa al efecto siguiente con caudal mb ,i y salinidad X i  X i 1 . Dentro de los tubos se condensa vapor producido en el efecto anterior, mv ,i 1 . Como este vapor está a la temperatura Ti 1 y presión Pi 1 , 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 la evaporación parcial del caudal de concentrado salino, y la condensación del vapor ingresado en el interior del haz de tubos. Este condensado se mezcla con los condensados de efectos anteriores, en una sucesión de mezcladores anexos a los efectos, para constituir el producto, agua desalinizada.

Fig. 1. Esquema general de la planta de desalinización MES

137

El vapor que se genera en el último efecto se condensa en el exterior de un haz de tubos enfriado por agua de mar, y se recolecta como producto. Aproximadamente un 50% de esta agua de enfriamiento se devuelve al mar, mientras el otro 50% es usada como alimentación de la planta MES, e ingresa al módulo MES para ser precalentado.

desde el vapor del efecto anterior, al condensarse en el interior del haz de tubos. En el efecto i el agua de mar, cuyo caudal maa es un parámetro impuesto, asciende por el interior de tubos verticales y es precalentada por contacto con el vapor generado en el efecto i, el cual se condensa parcialmente sobre estos tubos. La parte que permanece en estado de vapor se condensará en el evaporador del siguiente efecto. En el primer efecto el agua de alimentación (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 circula el fluido caliente (agua) proveniente del sistema de colectores. Las ecuaciones de los precalentadores son las siguientes:

mb,i1 X b,i1  mb,i X b,i

(2)

mb,i1  mb,i  mve,i  mvf ,i

(5)

md ,i  md ,i1  mvc ,i1  mve,i1

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. Los caudales másicos se denotan por m : (1)

(4)

En que mvc ,i es el caudal de condensado producido en el precalentador. En este equipo la composición no cambia, y solo una parte del vapor generado en el efecto i se condensa, por lo cual no se escribe un balance de masa de la especie salina. Por último, las ecuaciones correspondientes al mezclador en que se unen los condensados de los efectos anteriores con el del efecto i son las siguientes:

Fig. 2. Esquema del efecto genérico mostrando el haz de tubos horizontal en que ingresa el vapor generado en el efecto anterior y sale condensado, evaporando a su vez parte del flujo de salmuera. Parte del vapor que se genera alimenta el precalentador. Los flujos verticales de salmuera entran y salen del efecto.

mb,i1  mb,i  mve,i  mvf ,i

maaC paa,i (Taa,i  Taa,i 1 )  mvc,i 

(6)

md ,iCd ,iTd ,i  md ,i1Cd .i1Td ,i1  mve,i1C Ti  mvc ,i1C Ti1 (7)

Todas estas ecuaciones general un sistema de ecuaciones que se resuelven por recurrencia, de efecto a efecto. Las ecuaciones correspondientes al primer y último efecto se omiten por brevedad. El modelo usa además expresiones conocidas para la curva presión - temperatura en saturación, las entalpías de líquido y vapor saturados, los calores específicos de agua y concentrado salino, y la elevación del punto de ebullición en función de la temperatura y la salinidad, presentada en las referencias [4,7].

mb,i 1C p (Tb,i 1  Tb,i )  mvf ,i   mv,i 1  mve,i  (3) Según la ecuación (1), el flujo de salmuera que ingresa al efecto i se divide en una parte no evaporada mb ,i , y las partes

Los parámetros de entrada del modelo son: temperaturas del primer y último efecto y de entrada del agua de mar (70 y 30°C respectivamente, que corresponden a presiones de 0,32 a 0,043 bar), fracción másica del agua de mar, caudal del agua de alimentación, numero de efectos, entalpía de la fuente caliente, y flujo requerido de agua desalinizada.

evaporadas sobre el haz de tubos mve ,i y por expansión instantánea mvf , i . En estas ecuaciones los calores latentes  que aparecen se representan con un mismo símbolo aunque no son estrictamente iguales ya que se evalúan en las condiciones de estado de los flujos correspondientes. Los flujos de salmuera que entran y salen se diferencian por el caudal de agua que se evapora, ya sea por descompresión flash, o por transferencia

Se determinan los siguientes variables dependientes en cada uno de los efectos: presiones y temperaturas, caudales de vapor

138

y de concentrado salino, flujo real de producto, y áreas de los diferentes intercambiadores, entre otros parámetros. Los coeficientes globales de transferencia están entre 1500 y 3000 W/m2 K para los intercambiadores de cada efecto, en que a ambos lados hay procesos de cambio de fase, y del orden de 1000 W/m2 K para los precalentadores, en cuyo interior existe convección 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 coeficientes globales de transferencia especificados.

Los precalentadores tienen un área de 61 m2 cada uno, y los intercambiadores (de evaporación – condensación) de cada efecto tienen áreas de 310 m2. El área del condensador final es de 150 m2. El volumen del estanque de acumulación es de 3150 m3. El intercambiador de placas que conecta el campo de colectores con el estanque de acumulación tiene un área de 220 m2, mientras que el área necesaria del campo de colectores es de 12960 m2, considerando que la eficiencia de estos es de 63% para una temperatura de colección de 120°C.

Los balances de masa y energía para dimensionar los componentes externos al sistema MES (intercambiador de calor, estanque de almacenamiento, etc.) son simples y no se consignan aquí. Para garantizar una operación continua en el ciclo diario se recurre a un estanque de acumulación. Se considera un promedio de 12 horas de sol entre octubre y marzo y de 10 entre abril y septiembre. Para el suministro de energía se observó que el uso de colectores solares planos era insuficiente. Se toma como base los colectores cilindro-parabólicos capaces de suministrar fluido caliente con temperatura nominal de 120°C, fabricados por diversas empresas.

Un parámetro usual para evaluar el desempeño de sistemas de evaporación de múltiple efecto es el “Gained Output Ratio”, GOR, que es una medida adimensional de la cantidad de producto producido para una entrada de calor dado. Inicialmente este parámetro medía el número de kilos de vapor producido por kilo de vapor gastado en un sistema de múltiple efecto, pero esta definición debe ser modificada en el caso de sistemas energizados por calor sensible. En un sistema de un efecto este parámetro es idealmente de 1, y luego crece linealmente con el número de efectos, hasta un número de 5 o 6, para crecer después más lentamente. En el caso de 14 efectos GOR alcanza un valor de 9, lo cual es aceptable.

3. Resultados

3.2. Evaluación económica

3.1. Resultados de operación del modelo

Para obtener los costos de los equipos nos basamos principalmente en la referencia [8]. Los costos de inversión de la planta de Mejillones se desglosan en de la siguiente manera: Planta MES propiamente tal 20%, acumulación 3%, campo solar e intercambiador 32% y otros ítems misceláneos como piping, ingeniería civil, caldera de respaldo, terrenos, cercos, construcciones, etc. 45%. Prácticamente todos los equipos, bombas y piping deben ser de acero inoxidable, a excepción de los relacionados con el campo solar en que el fluido caloportador es un aceite térmico. Estos costos se resumen en la tabla 1.

El modelo fue programado en Matlab, y validado por comparación con datos reales de la plataforma solar de Almería, 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 de agua producido y 5,4% en el parámetro de desempeño GOR. Cabe notar que la planta de Almería es de una escala mucho menor que las consideradas. Las plantas evaluadas para Caldera y Chañaral tienen capacidades de producción de 1690 y 1482 m3/día respectivamente. Se muestra en mayor detalle el caso de la planta más pequeña (Mejillones). La meta de producción en este caso es de 1000 m3/día. Se adopta un número de efectos de 14, en base al ejemplo de Almería. El modelo predice en este caso que el vapor producido en el exterior de los tubos del intercambiador de cada efecto es del orden de 0,7 kg/s, con un leve decrecimiento desde los efectos superiores a los inferiores. El vapor producido por descompresión es menor, del orden de 0,16 a 0,1 kg/s en cada efecto. En tanto, el caudal de concentrado salino que sale de los diferentes efectos disminuye con el número de éstos pasando de 30 a 20 kg/s del primer al último efecto, con un aumento de salinidad de 35000 a 56730 ppm.

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 relación a la capacidad, el cual es algo superior al exponente usual de 6/10, pero similar al de 0,83 reportado en (9) para plantas MSF de mucha mayor capacidad, desde 10000 hasta 500000 m3/día). El costo físico por unidad de producto es menor para la mayor de las plantas. Es posible que los costos de planta hayan aumentado significativamente por las alzas del dólar posteriores a este estudio.

139

En los costos de operación y mantenimiento se consideran: energía consumida por las bombas, el inhibidor de incrustaciones, petróleo usado por la caldera de respaldo, y el personal. Los costos de operación totalizados se resumen en la Tabla 2:

Referencias [1] M. Petry et al., The El Coloso (Chile) reverse osmosis plant, Desalination, 203 (2007) 141-152. [2] Sebastián Lobos Opitz, Evaluación de factibilidad de tecnologías para desalinizar agua por medio de energía solar térmica en el norte de Chile, Memoria para optar al título de Ingeniero Civil Mecánico, Universidad de Chile, 2015. [3] Departamento de Geofísica, FCFM, U. de Chile, Explorador de Energía solar En línea: http://walker.dgf.uchile.cl/Explorador/Solar2/. [4] I. Al-Mutaz, I. Wazeer, Development of a steady state mathematical model for MEE-TVC desalination plants, Desalination, 351 (2014) 9-18. [5] Kern, DQ, Process heat Transfer, Wiley, 1950. [6] H.J. Joo, H.Y. Kwak, Performance evaluation of multi effect distiller for optimized solar thermal desalination, Applied Thermal Engineering, 61 (2013) 491-499. [7] P. Palenzuela, A.S. Hassan, G. Zaragoza, D.C. AlarcónPadilla, Steady State model for multi-effect distillation case study: Plataforma Solar de Almeria MED pilot plant, Desalination, 337 (2014) 31-42. [8] M.S. Peters, K. D. Timmerhaus, R. E. West, Equipment cost. Plant design and economics for Chemical Engineering, 5th edition (en línea). [9] M.K. Wittholz, B.K. O`Neill, C.B. Colby, Estimating the cost of desalination plants using a cost database, Desalination, 229 (2008) 10-20 [10] I.C. Karagiannis, P. Soldatos, Water desalination cost literature: review and assessment, Desalination, 223 (2008) 448-456

Tabla 2: Costos de Operación, US$/año Mejillones 424.000 Caldera 720.000 Chañaral 689.000 La evaluación económica considera una tasa de retorno del 10%, un horizonte de 20 años, depreciación lineal a 20 años, y costos de los insumos eléctrico y petróleo constantes. El precio del agua en las localidades consideradas se considera variable entre 4,23 y 4,75 US$/m3. Al analizar la sensibilidad del VAN al precio del agua se aprecian valores positivos desde el precio actual del agua, los que aumentan con aumentos eventuales del precio, con TIR superiores al 15%. Sin embargo, la factibilidad no sería positiva frente a eventuales reducciones del precio del agua bajo su valor actual. Debe señalarse que el análisis no considera los costos de potabilización, sin embargo estos podrían ser asumidos por los actuales proveedores con instalaciones existentes, dado que utilizan aguas salinas y les aplican procesos de osmosis inversa para adaptarlas al consumo humano, los cuales requieren potabilización. Es posible que los métodos térmicos con energía renovable, que requieren una alta inversión en equipos, sean poco competitivos frente a la osmosis inversa, que parece ser el método de desalinización de agua de mar más conveniente en la actualidad [10].

4. Conclusiones Se demuestra la factibilidad técnico – económica de desalinizar agua de mar usando el proceso MES para abastecer de agua potable pequeñas o medianas poblaciones en localidades costeras del norte de Chile. La factibilidad es fuertemente dependiente de un precio del agua, y por lo tanto es imperativo visualizar posibles reducciones en el costo de inversión para estas plantas. Uno de los ítems más gravitantes en el costo es el campo de colectores, en que con el desarrollo de soluciones tecnológicas más eficientes puede lograrse una reducción significativa en el costo de este ítem. Es necesario evaluar la competitividad de este proceso con el de osmosis inversa al nivel de las pequeñas capacidades de producción consideradas.

140

VIII – ECONOMÍA ENERGÉTICA

141


Inventario de emisiones de fuentes móviles terrestres en Quito, Ecuador Jorge Luis Guadalupe Almeida a,*, Mauricio Osses Alvarado b 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 *E-mail Autor: [email protected]

Resumen Varias ciudades de América del Sur han manifestado creciente interés en reducir las emisiones de gases contaminantes y material particulado (PM) provocados por la actividad vehicular, mediante la valoración del impacto de diversas medidas en el sector transporte como: modernización y mejoras en la tecnología automotriz, entre otras[1]. El presente artículo describe la determinación del parque y actividad vehicular y la evaluación de emisiones de gases contaminantes y PM mediante el desarrollo 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 el comportamiento dinámico de la flota vehicular mediante la selección de sectores socioeconómicos representativos de la ciudad, conteos vehiculares, determinación de patrones de conducción y encuestas tecnológicas y de encendido – apagado del motor[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 de vehículos de pasajeros (VP). El inventario desarrollado, arrojó que las categorías VP, buses y camiones participan activamente 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 de Quito, generando así datos necesarios para determinar emisiones individuales por contaminante y tipo de vehículo, sentando las bases para actualizar el inventario de emisiones de fuentes móviles terrestres. Keywords: metodología, inventario, emisiones contaminantes, IVE. resultados son de exactitud cuestionable [6]. Reconociendo al transporte como uno de los principales responsables de la contaminación del medio ambiente, muchas naciones en desarrollo han comenzado a usar versiones modificadas de modelos de emisión de USA y Europa, para predecir sus emisiones vehiculares, con información local poco confiable o inexistente y resultados debatibles. Por lo expuesto anteriormente, el Centro para la Investigación y Tecnología Ambiental (CE – CERT) de la Escuela de Ingeniería de la Universidad de California en Riverside (UCR) y el Centro de Investigación de Sistemas

1. Introducción Varios países han desarrollado sofisticados modelos con el propósito de predecir las emisiones contaminantes producidas por vehículos. Estos modelos son complejos y han evolucionado con el paso de los años, junto con los cambios tecnológicos en la industria automotriz y el crecimiento de la actividad vehicular. Además, su uso es específico para los lugares donde fueron desarrollados, por lo tanto, al ser aplicados fuera del área de dominio los

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Sustentables Internacionales (ISSRC), con el financiamiento de la Agencia de Protección del Medioambiente de USA (EPA), desarrollan el Modelo Internacional de Emisiones Vehiculares (IVE) que tiene como propósito estimar las emisiones de vehículos motorizados 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 sus emisiones contaminantes, a inicios de los años 80’s instaló una red de monitoreo atmosférica auspiciada por la Organización Panamericana de la Salud. En los 90’s, se crea la Dirección Metropolitana de Medio Ambiente que en el año 2003 abre los Centros de Revisión y Control Vehicular y junto con la CORPAIRE (2004) empiezan a fiscalizar y llevar adelante el proceso de revisión técnica vehicular en el Distrito Metropolitano de Quito, generando así una base de datos sobre emisiones y calidad de aire en la ciudad [7]. Esta información sirve para publicar el primer inventario de emisiones atmosféricas para la ciudad de Quito 2006 (con datos de 2003). El software MOBILE 6.2 fue utilizado para el cálculo de emisiones que principalmente se enfocaron en: óxidos de nitrógeno (NOx), material particulado (PM10 y PM2.5), monóxido de carbono (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); y utiliza la “Guía para los Inventarios de Emisiones de GEI del IPCC (Panel Intergubernamental del Cambio Climático), revisada en 1996” para estimar las emisiones y preparar inventarios. Dentro de las cinco categorías que la guía considera está el sector energía y a este se le anexa el transporte donde se calculan las emisiones anuales mediante la multiplicación del consumo aparente de combustible (gasolina y diésel) en la localidad por un factor de emisión y por uno de corrección (de acuerdo al contaminante calculado), dando como resultado la cantidad de contaminante que emite todo el sector, sin distinción de categorías vehiculares [9]. Este antecedente hace necesaria la aplicación de un método nuevo para desarrollar un inventario de emisiones de fuentes móviles que permita identificar las categorías vehiculares de la localidad y su aporte con el inventario de emisiones mediante la metodología – modelo IVE. La metodología usada por IVE es tipo Bottom – Up, ya que recolecta datos de vehículos mediante una campaña de medición in situ, misma que caracteriza el parque y actividad vehicular de la localidad. Posteriormente, se aplica IVE como herramienta computacional 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 principales resultados obtenidos fueron: velocidades de circulación, antigüedad y recorrido anual en la ciudad de vehículos de pasajeros (VP). El inventario desarrollado, arrojó que las categorías VP, buses y camiones participan activamente en las emisiones de contaminantes como: CO, COV, NOX, PM. Por último, cabe mencionar que IVE ha sido aplicado en distintas ciudades: Almaty (Kkazakhstan), Lima (Perú), Los Ángeles (USA). Ciudad de México (México), entre otras [10]. Además, los resultados hallados permiten verificar la aplicabilidad de IVE, también para la ciudad de Quito, generando así datos necesarios para determinar emisiones individuales por contaminante y tipo de vehículo, sentando las bases para actualizar el inventario de emisiones de fuentes móviles terrestres.

2. Descripción del trabajo realizado La rápida urbanización de diferentes centros urbanos ha dado como resultado el incremento de las emisiones contaminantes del aire, cuyas fuentes principales son la transportación, producción de energía y actividades industriales, concentradas en áreas densamente pobladas. Este trabajo tiene como objetivo principal el desarrollo de un inventario de emisiones contaminantes de fuentes móviles terrestres en Quito – Ecuador, aplicando una nueva metodología, el Modelo Internacional de Emisiones IVE.

2.1. Metodología El modelo Internacional para el cálculo de Emisiones Vehiculares, además de ser una herramienta computacional, engloba toda una metodología tipo Bottom – Up que consiste en reunir diferentes sistemas que conformarán un todo [11]. La fórmula general para estimar emisiones vehiculares (Ec. 1) consiste en estimar un nivel de actividad para ciertas categorías vehiculares (NAk) y asociar a cada categoría un nivel de emisión promedio o factor de emisión (FEik), el cual a su vez puede ser multiplicado por un factor de corrección (FCik) [12]. [

]

∑

(1)

De la ecuación anterior se nota la importancia de determinar la actividad vehicular que influye de manera relevante en los niveles de emisión emitidos, por lo que se hace necesario saber cómo está compuesta la flota vehicular local (tecnología y dinámica de conducción). Además, se puede intuir que las variables velocidad, aceleración y desaceleración, se ven influenciadas por factores como el tipo de calle y pendiente,

143

Las encuesta de tecnología vehicular y ON – OFF del motor fueron tabuladas, estableciendo con las primeras la antigüedad del parque vehicular, combustibles usados, cilindraje del motor, entre otros; y con las segundas el tiempo entre encendidos del motor durante el día.

consumo de combustible y en consecuencia, un aumento de emisiones vehiculares. Los modelos mayormente utilizados para estimar emisiones se basan en la velocidad media, dejando de lado otras variables que influyen en las emisiones [13]. IVE, incluye variables de conducción como la velocidad instantánea, aceleraciones, pendientes en ruta y el estado del motor segundos antes del instante de medición mediante un concepto llamado Potencia Específica del Motor o VSP [14]. La ecuación 2 muestra la base del proceso de predicción de emisiones del modelo IVE que comienza con una tasa de emisión base (B) y una serie de factores de corrección (K – temperatura, altitud, etc.) que son aplicados para estimar la cantidad de contaminación de la variedad de vehículos de la localidad [5]. ( )

( )

(2)

( )

Para estimar las emisiones en un área, es necesario tener información sobre los patrones de conducción y condiciones específicas ambientales de la localidad. La primera definición tiene que ver con la cantidad y duración de las paradas que se efectúan, la velocidad y aceleración promedio que se dan en un ciclo de conducción. Los ciclos de conducción estiman las emisiones de contaminantes ya que representan las condiciones de circulación reales de los vehículos. Es así que el concepto de velocidad media (v) y aceleración (a) pasará a formar parte de la Potencia Específica Vehicular como muestra la ecuación 3 [15]. (

(

(

)))

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 y motocicletas, fue instalado un GPS que llevaba instalado un procesador interno el cual recopilaba varios valores: posición, altitud, presión, velocidad, entre otros; segundo a segundo. Al depurar los datos que estos arrojaban, se logró conocer los Patrones de Conducción [4].


(3)

La VSP se define como la energía requerida para operar el vehículo por unidad de peso en unidades de Kilowatt – Tonelada. El modelo permite obtener un valor de VSP en cada segundo del trayecto, para luego poder relacionar las emisiones de gases contaminantes a cada grado de exigencia (demanda de potencia) sobre el motor o “bin de potencia”. Así un nivel de emisión es asignado a una potencia específica del motor [15].

3.1. Resultados de la Campaña de Actividad Vehicular Las categorías vehiculares presentes en la ciudad se presentan en la tabla 1. Tabla 1. Categorías vehiculares de la ciudad

2.2. Descripción de la Campaña de Medición y Procesamiento de la Información

Categoría Vehículos de pasajeros

La campaña de medición se llevó a cabo en Quito del 11 de marzo de 2015 al 09 de abril del mismo año con la participación aproximada 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 actividades realizadas para la recolección de información en la ciudad. Las filmaciones realizadas fueron sometidas a conteos, clasificando de esta forma a los distintos autos por categorías vehiculares (ver Tabla 1.).

Vehículos comerciales Taxis Buses Camiones Motocicletas

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Composición Autos de uso particular pertenecientes a los sectores A, B y C. Autos usados en actividades comerciales (ej. Camionetas) Autos de transporte público

Nomenclatura VPA

Diferentes tamaños de buses incluidos articulados. Diferentes tamaños de camiones. Vehículos con motor de dos ruedas

BUS

VCO TAX

CAM MOT

Se filmaron 2 días en cada sector elegido con lo cual se logró conseguir la Composición Dinámica de la Flota Vehicular de la ciudad. En los sectores A y C, los flujos de autos son similares en todas las horas del día por ser zonas residenciales. En cambio, el sector comercial – financiero B, presenta horas punta de circulación en la mañana (08:00 horas) y tarde (17:00 a 18:00 horas), que dan inicio y fin a las actividades laborales, respectivamente. Punto a resaltar en esta parte de la ciudad es que la cantidad de taxis casi se mantiene constante, por lo tanto se debe prestar atención al momento de realizar el inventario de emisiones anual [16]. Alrededor de 600 encuestas fueron realizadas solo a vehículos particulares mismas que permitieron hallar la Distribución de la Tecnología Vehicular. Los valores importantes conseguidos fueron: la gasolina es el combustible más usado (85.40%) y crece la tendencia en uso de autos híbridos (2.85%). Se estimó la edad media de los vehículos de pasajeros en 6.45 años, promedio que se mantiene similar a los de la región latinoamericana como se indica en la figura 2 [17].

Durante una semana perteneciente al período considerado se obtuvieron un total de 50 encuestas válidas con 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 ciudades como Santiago de Chile (11 veces/día) y Buenos Aires (9 veces/día) es bajo, según estudios previos [21]. Las horas donde la gente más enciende su vehículo está entre las 12:00 y 15:00 horas (intervalo máx. 2 hr – partidas en caliente). La mayor fracción de encendidas en frío (mayor a 6 horas) se dan por la mañana (06:00 – 07:00 horas) y por la tarde (17:00 – 19:00 hpras), como se esperaba, ya que este es el comportamiento típico de una ciudad principal. Al descargar, depurar y analizar los datos conseguidos con los GPS’s se obtuvieron los Patrones de Conducción de las distintas categorías vehiculares. Los máximos flujos vehiculares se presentaron en el sector B, donde la velocidad promedio de circulación fue de 15 km/hr y el mayor VSP se concentró en el BIN 12, es decir el vehículo permanece detenido o velocidades muy bajas constantemente [16].

3.2. Resultados del Inventario de Emisiones de fuentes móviles para Quito según modelo IVE El inventario de emisiones contaminantes y su permanente actualización permite conocer el tipo de contaminante, su fuente generadora e impactos sobre la calidad del aire para así tomar medidas adecuadas y eficaces para su reducción. Previa presentación de resultados finales del inventario de emisiones para Quito, se resume el proceso mediante el cual fueron obtenidos. El modelo IVE, necesita dos archivos de entrada: FleetFile (FF) y LocationFile (LF), para así dar un Factor de Emisión (FE) en frío y en ruta de un contaminante asociado a una categoría vehicular. La suma de ambos da el FE de la categoría. En el primer archivo, se ingresan valores porcentuales de cada una de las tecnologías vehiculares que forman una categoría vehicular (Encuestas de Tecnología Vehicular VP). En las categorías restantes, ciertos valores fueron consultados [19] y otros asumidos con la ayuda de un experto (PhD. M. Osses). El segundo archivo, LF, a más de utilizar ciertas características de la ciudad (°T, humedad, combustible, otras), necesita conocer el porcentaje de tiempo entre encendidos de los autos (encuestas ON – OFF), así como también los BINS de potencia de las categorías vehiculares que son el producto final de la depuración de valores conseguidos con el GPS. Luego de conseguir los primeros valores del FE de las categorías vehiculares, se decide ajustar los archivos de entrada para IVE a la realidad de la ciudad. Sobre el FF, no se hicieron mayores cambios. Para el caso de LF, fueron mejorados varios escenarios,

Fig. 2. Edad promedio de los vehículos de pasajeros en la ciudad de Quito. Comparación con otras ciudades.

Además, el recorrido anual de un VP tiene una media en 16500 km, similar a otras ciudades que se han sometido a estudios similares tal como se indica en la figura 3 [18].

Fig. 3. Comparación de kilómetros recorridos durante los primeros 10 años entre algunas ciudades de Latinoamérica.

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destacándose: 1) los BINS de potencia de los buses pequeños y medianos (BPM) iguales a buses grandes articulados (BGA), ya que los BINS de estos últimos eran mucho mayores a los BPM. A la categoría BGA pertenece el Trolebús que usa un motor eléctrico, caracterizado por gran fuerza de arranque (BIN 12), que se traduce en alto FE sin ser cierto. Los BINS de camiones grandes (CAG) iguales a los de medianos (CAM). Se tomó esta decisión ya que los datos de la primera categoría vehicular eran más reales. Por último, los tiempos entre encendidos del motor para VP fueron llenados en base a encuestas ON – OFF, mientras que para las categorías restantes fueron asumidos en 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.

La figura 4 muestra que los niveles de CO son producidos mayormente por partidas en frío durante las horas de la mañana (06:00 a 08:00 horas) y noche (18:00 a 20:00 horas), es decir la distribución de las partidas en frío en la ciudad se concentra en dichas horas. Mientras que las emisiones en caliente alcanzan sus puntos máximos a las 09:00 horas y 16:00 horas, tiempo de inicio y fin de actividades laborales.

Tabla 2. Factores de emisión individuales de contaminantes (FE) asociado a cada categoría vehicular en [gr/km]. Categoría Vehicular y Combustible Usado

Diésel

Gasolina

Bus Articulado Bus Pequeño y Mediano Camión Grande Camión Mediano Camión Pequeño Motocicletas Taxi Veh. Comercial Veh. Sector A Veh. Sector B Veh. Sector C

Factor de Emisión (gr / Km) CO 6.09 4.76

VOC 1.49 1.03

NOx 12.17 7.91

PM 3.51 1.36

3.20 5.26 3.44

0.64 1.29 0.86

5.90 7.93 5.22

4.17 2.25 1.66

44.49 53.46 26.66 48.12 38.95 60.00

12.90 3.62 1.76 3.56 3.07 4.45

2.61 1.19 1.58 1.37 1.40 1.98

0.32 0.02 0.28 0.07 0.08 0.11

Fig. 4. Evolución diaria de CO, Quito – 2015.

Fig. 5. Evolución diaria de VOC, Quito – 2015.

En primer lugar se presentan los factores de emisión individuales que intentan relacionar la cantidad de un contaminante emitido a la atmósfera y la actividad asociada con este factor [21]. La Tabla 2., permite apreciar los FE de un contaminante asociado a una categoría vehicular. Los VP poseen los factores de emisión más altos para el CO y VOC, ya que son contaminantes típicos de la gasolina. EL NOX y PM, producidos en motores a diésel, hacen que el transporte pesado posea altos FE de estos contaminantes. Las emisiones totales diarias (frío y ruta) se consiguen mediante la multiplicación de FE por el VKT. Este último es el producto entre el número de autos de una categoría vehicular y la distancia recorrida diaria por un elemento de la categoría en kilómetros. Este trayecto, varía con cada hora del día (filmaciones vehiculares) y en cada hora se debe asumir un porcentaje de VKT para FE frío y FE en ruta.

La figura 5 muestra la evolución diaria de VOC. El análisis para este es análogo al de CO, ya que ambos contaminantes tienen como principal fuente de producción autos a gasolina y las figuras son similares.

146

Fig. 6. Evolución diaria de NOx, Quito – 2015.

ciudad, como son aceleración, velocidad, arranque del motor, entre otros; y no solo se limita al consumo de combustible en la localidad. Esta conclusión es una prueba más que el modelo es perfectamente aplicable a la ciudad y sus resultados solo están subordinados al cuidado con los que sean tomados los datos de entrada.

En la figura 6, se observan valores máximos de NOx en ruta durante las 09:00, 12:00, 14:00 y 17:00 horas, destacándose los ocurridos en horas de la mañana. Estas emisiones, son característicos de los vehículos que funcionan a diésel, entonces a tempranas horas del día existe un considerable flujo de buses y camiones en la ciudad. Las partidas en frío de este contaminante, tienen una fluctuación mínima durante todo el día. El material particulado (PM) tiene el mismo comportamiento que los óxidos nitrosos, por lo que no se considera pertinente analizarlo a profundidad. El resumen de las emisiones totales diarias se indica en la tabla 3. La categoría VPA aporta con alrededor de 70% de CO, 65% de VOC y 30% de NOx, del total de la emisiones contaminantes de la ciudad. Este resultado era esperado ya que representan más del 80% del parque vehicular y utilizan gasolina como principal combustible.

Tabla 4. Emisiones anuales de diversos contaminantes de fuentes móviles Quito, varios años [Ton/día]. Mobile 6.2 [8] IPCC GEI [9] IPCC GEI [9] IVE Model

Año

CO2

CO

VOC

NOx

PM

2003

1’797 615

91 931

2007

2’088 000

155 359 29 276 20 116

-

2011

2’469 000

194 900 36 700 23 500

-

2015

3’631970

355 000 30 363 31 492 7650

12 802 17 344 2647

Tabla 3. Emisiones totales de diversos contaminantes provenientes de fuentes móviles en Quito [Ton/día]. Diésel

Gasolina

BUS CAM MOT TAX VCO VPA

Total

Km/día 2616350 5786850 730620 3177800 1405950 15749550

CO 12.61 25.51 32.50 169.88 28.83 809.69

VOC 2.74 5.95 9.43 11.51 1.90 60.76

NOx 21.17 40.93 1.90 3.79 1.71 26.22

PM 3.78 17.46 0.23 0.06 0.30 1.41

29467120 1079.02

92.29

95.72

23.25

Resultados críticos fueron presentados por buses y camiones. Estas son responsables del 66% de NOx y más del 90% de PM, siendo tan solo el 12% del total de vehículos de la ciudad. Estudios reportados indican una relación directa entre el contenido de azufre en el diésel y las emisiones de PM10, lo que demuestra la importancia de seguir 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 a anuales, comparándolos con años anteriores conseguidos con 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 barra de color amarillo, enseña los valores conseguidos con la investigación, que tienden siempre a crecer y más que en años anteriores. Este resultado es de esperarse, ya que el cálculo propuesto, toma en cuenta factores que afectan directamente la circulación de un vehículo dentro de la

Fig. 7. Evoluciones anuales de distintos contaminantes para la ciudad de Quito obtenidos con varias metodologías en diferentes años.

4. Conclusiones El modelo Internacional para el cálculo de Emisiones Vehiculares (IVE), además de ser una herramienta computacional, engloba toda una metodología tipo Bottom – Up que relaciona las emisiones vehiculares con los grados de exigencia 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 de circulación de los VPA, 15 km/h, que indica gran congestión en las horas punta del día. Los factores de emisión individuales intentan relacionar la cantidad de un contaminante emitido a la atmósfera y la actividad asociada con este factor. Los VPA al usar gasolina como combustible tienen los factores de emisión más altos, tanto para CO y VCO. Los factores de emisión

147

[2]

C. Páez, Gestión de la Contaminación Atmosférica Urbana: El caso de Quito. Resumen Ambiental, 2005. [3] International Sustainable Systems Research Center. IVE Model User’s Manual. Version 2.0.2. USA, (2008). [4] IVE Model User’s Manual. Version 2.0.2. USA, 2008, 41 p. Attachment A, B, C & D. [5] A. Giraldo, Estimación del Inventario de Emisiones de Fuentes Móviles para la ciudad de Bogotá e Identificación de Variables Pertinentes. Bogotá (2005). [6] http://climate.dot.gov/methodologies/modelstools.html [7] B. Ibarra, R. Parra, V. Valencia, Inventario de Emisiones Atmosféricas de Quito año 2003 y su Distribución Espacial y Temporal. Corporación para el Mejoramiento del Aire de Quito – CORPAIRE, Acta Nova; Vol. 3, No. 2, (2006). [8] C. Páez, V. Díaz, J. Alvear, X. Troya, Inventario de Emisiones del Distrito Metropolitano de Quito (DMQ) 2003, Municipio del DM Quito (2006). [9] J. Baca, Inventario de Emisiones de Gases del Efecto Invernadero. Sector Energía, Secretaría de Ambiente DM Quito año 2011 (2014). [10] J. Lents, N. Davis, M. Osses, R. Nikkila, Comparison of On – Road Vehicle Profiles Collected in Seven Cities Worldwide, En: Transport & Air Pollution 13th International Scientific Symposium, (2004). [11] V, Crespi, Top – Down vs. Bottom – Up Methodologies in Multiagent System Desing. Autonomous Robots Manuscript. Springer Science + Busisness Media, (2008). [12] A. D’Angiola, L. Dawidowski, D. Gómez, M. Osses, On – road traffic emissions in a megacity. En: Atmospheric Environment Buenos Aires (2010). [13] L. Yu, S. Jia, Q. Shi, Research on Transportation – Related Emissions: Current Status and Furure Direction, Technical Paper. En: Air & Waste Management Association (2009). [14] A. Araya, Metodología de Cálculo de Emisiones Vehiculares Basada en Modos de Conducción y VSP. Santiago de Chile (2008). [15] J. Jiménez, Understanding and Quantifying Motor Vehicle Emissions with Vehicle Specific Power and TILDAS Remote Sensing. Massachusetts (1999). [16] J. Guadalupe, Development of an Emissions Inventory from On-road Mobile Sources in Quito, Ecuador. Poster, En: V Congreso Colombiano y Conferencia Internacional de Calidad de Aire y Salud Pública – CASAP, Bucaramanga (2015). [17] N. Davis, J. Lents, M. Osses, Mexico City Vehicle Activity Study, International Sustainable Systems Research, California (2004). [18] J. Lents, N. Nikkila, M. Osses, Sao Paulo Vehicle Activity Study, International Sustainable Systems Research, California (2004). [19] http://www2.revisionquito.gob.ec/

de Nox y PM, son altos en los vehículos que utilizan diésel como combustible, para el caso de Quito, son todos los transportes pesados y algunos VPA. Para CO y VOC, las partidas en frío muestran valores importantes en horas punta de la mañana y tarde, movimiento típico de una ciudad, horas de entrada y salida de actividades laborales. El Nox, tiene mayormente producción cuando los autos están en pleno funcionamiento, es decir durante su actuación en ruta. Esto se debe a que dicho contaminante se produce a altas temperaturas en motores diésel. La categoría VPA aporta con alrededor de 70% de CO, 65% de VOC y 30% de NOx, del total de la emisiones contaminantes de la ciudad. Este resultado era esperado ya que representan más del 80% del parque vehicular y utilizan gasolina como principal combustible. Este resultado era esperado ya que representan más del 80% de parque vehicular y utilizan gasolina como principal combustible. Las categorías vehiculares que presentaron resultados críticos, con respecto a las emisiones totales de la ciudad, fueron los buses y camiones. Estas son responsables del 66% de Nox y más del 90% de PM, siendo tan solo el 12% del total de vehículos. Otro resultado interesante es el que presenta la categoría taxis. Este medio de transporte aporta con al menos 15% de CO y 12.5% de VOC, siendo solo el 3.5% del parque vehicular. La evolución en la producción de los distintos contaminantes a lo largo de los años se da por el crecimiento acelerado de la urbe. Los valores conseguidos con la investigación tienden siempre a crecer y más que en años anteriores. Este resultado es esperado, ya que el cálculo propuesto, toma en cuenta factores que afectan directamente la circulación de un vehículo dentro de la ciudad (aceleración, velocidad, otros) y no solo se limita al consumo de combustible en la localidad, como lo hacen actualmente en Quito. Esto prueba que el modelo es perfectamente aplicable a la ciudad y sus resultados solo están subordinados al cuidado con los que sean tomados los datos de entrada.

Agradecimientos Al profesor Mauricio Osses, por su guía constante en el tema., Eco. Patricia Hernández (CDE – EP) y Esteban Guadalupe por su ayuda con este proyecto.

Referencias [1]

M. Alonso [et al], IMPACTS of Megacities on Air Pollution and Climate. Chapter IV – South America, GAW Report No. 205, World Meteorological Organization Research Department, Atmospheric Research and Environment Branch, Switzerland (2012).

148

[20] K. Abel, S. Eggleston, T. Pullus, La Cuantificación de las Incertidumbres en la Práctica según el IPCC, Capítulo VI (2014). [21] http://www.epa.gov/ttnchie1/ap42/ [22] N. Rojas, Revisión de las emisiones de material particulado por la combustión de diésel y biodiésel. Bogotá (2004). [http://www.scielo.org.co/scielo.php?script=sci_arttext &pid=S0121-49932004000200007]

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Oportunidades y pilotos aplicados de eficiencia energética en packing Jaime Espinoza Sa a

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile *E-mail: [email protected]

Resumen Se resumen las auditorías energéticas llevadas a cabo en 10 packing frutícolas de la VI región y la posterior identificación de oportunidades 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 refrigeración y operación eficiente en túneles de pre-frío. Todos con alta replicabilidad por sus índices energéticos y parámetros económicos logrados Keywords: Eficiencia energética en plantas procesamiento frutas. asignable a frigoríficos y pre-fríos. El resto del consumo eléctrico corresponde a maquinarias, iluminación de packing y oficinas respectivamente.

1. Introducción El presente trabajo se enmarca en el proyecto “Incorporación de tecnologías innovadoras para aumentar la competitividad en instalaciones de embalaje y frio para manzanas y cerezas de exportación en la región de O’Higgins a través de eficiencia energética y energías renovables”, llevado a cabo por la Fundación de Desarrollo Frutícola, FDF, que contó con el financiamiento del Gobierno Regional de O’Higgins – FIC 2013 y ejecutada en parte por el Centro de innovación Energética, CIE de esta Universidad.

En este contexto la aplicación de la Eficiencia Energética (EE) y las Energías Renovables (ER) pueden ser las protagonistas en lograr un aumento de la competitividad en este tipo de instalaciones. La identificación de oportunidades de eficiencia energética consideró igualmente las oportunidades de innovación en equipos y procesos, asociados a una reducción en los costos operacionales elevando su nivel de competitividad. Luego de una evaluación primaria a las áreas de interés, se realizó un monitoreo de las variables operacionales, a objeto de obtener información precisa para efectuar las innovaciones pertinentes. Esto deriva en la preparación de proyectos de ingeniería para reemplazo de equipos obsoletos, cambios en la gestión de operación, implementación de nuevos sistemas de control, capacitación del personal de operación sobre nuevas y mejores prácticas operacionales, entre otros.

La industria frutícola nacional realiza uno de los mayores aportes a los índices de exportación del país y también a su economía, según cifras de ASOEX del año 2008 relacionado sobre la “Estrategia sectorial y benchmarking energético para la industria exportadora de fruta”. En él se encuestaron 325 packing y frigoríficos desde la región de Atacama a Bío–Bío, concluyéndose que la energía eléctrica es la principal fuente energética para estas instalaciones, siendo el 80% del consumo eléctrico

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Este trabajo centró su actividad en la reducción del consumo de energía tanto eléctrica como térmica, y su relación con la disminución en los costos de producción considerando su replicabilidad a nivel regional y nacional

El consumo energético de las plantas se basa en 2 tipos de energía: la electricidad y el calor; el último a través del gas licuado de petróleo (GLP). Se analizan ambos insumos por separado para cuantificar su importancia, ahorros energéticos y alternativas de consumo.

En los packings, frigoríficos y plantas de proceso se encuentra una variedad de sistemas de refrigeración y enfriamiento que pueden, por este concepto, llegar a consumir el 80% de la energía eléctrica de la instalación. Optimizar esta proporción representa una real oportunidad de conservación de energía.

La tarifa AT 4.3 en media tensión resulta ser, para el nivel 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 acuerdo al periodo de producción, en este caso de industria frutícola y se concentra principalmente noviembre a abril. Se adjunta Figura 1, ejemplo de una las plantas evaluadas

La elaboración de indicadores energéticos relacionados con el embalaje de fruta y frío en la VI Región, posibilita que la industria del packing pueda evaluar su potencial para ser más competitiva mediante el uso de la Eficiencia Energética y Energías Renovables.

de la de de

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 que influyen en su comportamiento energético, distinguiendo entre cargas de origen eléctrico y térmico. 2.-Determinar del balance de energía de la planta usos y costos de energía eléctrica y térmica en equipos y cámaras de equipos de frío, pre-frío y cadena de empaque.

Fig. 1. Distribución consumo electricidad

3.-Generar indicadores de desempeño tanto productivos como energéticos en cada planta evaluada, tal que le permita comparar de manera efectiva sus condiciones de funcionamiento actuales año a año y con plantas similares

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 consumo eléctrico al mínimo o utilizando un grupo electrógeno

4.-Definir un plan de acción con medidas de eficiencia energética y cambios tecnológicos aplicables a las instalaciones, ordenadas por nivel de inversión y periodos de retorno de la inversión.

El mayor consumo eléctrico en una planta tipo está asociado al proceso de refrigeración (Compresores, condensadores, evaporadores, etc.). Esto se visualiza en la Tabla 1

2. Análisis de consumo y gasto energético

Tabla 1 Potencia por Sector en %

Primeramente se identificaron y cuantificaron las áreas a intervenir a través de un monitoreo de las variables operacionales, 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 equipos obsoletos, cambios operacionales, implementación de nuevos sistemas de control, capacitación al personal de operación sobre nuevas y mejores prácticas operacionales, entre otras.

151

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%

• 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 agua de limpieza de los equipos). Igualmente se utiliza en los quemadores de los hornos, cuya función es calentar el aire en un intercambiador para secar la cera aplicada a la fruta (el rango de temperatura del aire varía entre 30 [°C] y 45 [°C]).

Si se suman las cuatro primeras líneas de consumo en una de las plantas evaluadas, resulta más del 80% del total de la planta; es decir, son los principales puntos donde concentrar el ahorro de energía, propuestas de mejoras y/o alternativas de energías. Si se analiza en particular la situación del consumo en los compresores, es claramente el mayor consumo de energía de la planta, donde se deberían evaluar mejoras de equipos, tecnología y control. La Figura 2 indica el consumo de los compresores v/s consumo total de la planta

La Figura 4 representa el consumo de gas anual de una planta.

Fig. 2. Consumo de compresores en % total planta Figura 4 Distribución del consumo anual de LPG

Por otro lado las potencias y consumos típicos en cámaras y túneles para una planta tipo se grafica en la Figura 3. En este caso la planta contaba con un total 38 cámaras, 25 de mantención y de atmosfera controlada, 11 túneles de pre frio y 2 de congelamiento.

Los meses de mayor consumo de LPG se encuentran en el período entre enero y junio, que corresponde a las temporadas de las frutas que se exportan mayoritariamente en el rubro y en la zona (y los meses con mayor aporte solar). Los volúmenes de agua caliente en baños y procesos en algunas plantas son relevantes y en otras muy bajos y por ello se pueden estimar montos reducidos de ahorro, aunque con aporte solar se pueda llevar a un ahorro cercano al 100% del consumo energético en esta área.

2.1. Análisis principales

energético

de

componentes

Figura 3 Consumo energía % en cámaras y túneles

En una de las plantas evaluadas se realizaron mediciones en compresores de pistón 1, 2 y 3 y de tornillo 4, 5 y 6, considerando mediciones a lecturas instantáneas de corriente y capacidad o carga, teniendo como dato el voltaje de alimentación de 380 [V] al motor.

Los túneles de pre-frío representan un 1/3 del total consumido en esta área, de ahí que sea un especial foco de análisis del comportamiento porque toda reducción en los tiempos de enfriamiento tendrá directa relación en un ahorro en energía (menor tiempo de operación de compresores y ventiladores)

En la Figura 5 se puede apreciar ineficiencias en los compresores al cambiar su capacidad de utilización, siendo recomendable un control centralizado de distribución de cargas.

Por otro lado el consumo de gas de las plantas se concentra en 3 sectores

152

Si se analiza el funcionamiento de los túneles de pre-frío debe mencionarse que éstos se utilizan para bajar rápidamente a 0°C la temperatura de la fruta, la cual tiene distintos rangos dependiendo de la variedad, embalaje y tiempos de despacho. Existen diferentes tipos de túneles (californiano, vertical doble, individual), siendo recomendable un estudio global, específico y de extensión sobre las variables que determinan los tiempos requeridos para alcanzar el 0°C. Entre ellos se pueden mencionar el tipo fruta, tipo de embalaje, rendimiento en trasferencia de calor (tipo de túnel), existencia o no de antecámara, distribución de los flujos de aire, entre otras variables.

Figura 4 Consumo compresores pistón según carga

Como ejemplo de análisis se puede visualizar el comportamiento del compresor 3. A plena carga consume lo mismo que al 75%.

Los tipos más utilizados en las plantas son el del tipo californiano, individual y doble.

Por otro lado el comportamiento de los compresores de tornillos es lineal creciente, desde de un 15 a un 100%. Con este comportamiento se llega a la conclusión de que es más eficiente utilizar este compresor para cargas mayores o iguales al 60% aproximadamente, ya que el consumo a cargas menores no se justifica.

Tabla 2 Funcionamiento y descripción de los tipos de túneles

En los dos tipos de compresores es recomendable utilizar partidores suaves, para evitar alto amperaje de partida (esfuerzos mecánicos y mayor lectura consumo)

Californiano

Tipo

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, para evaluar la influencia de la condición ambiental (temperatura) en la sala de máquinas.

Descripción Los pallets se agrupan en dos filas, dejando un espacio libre en el medio, para luego cubrir toda la parte superior y frontal de las cajas con una gran carpa, lo que hace que el aire de los ventiladores deba pasar por los agujeros de los costados para luego ir por la escotilla del medio que se deja abierta y subiendo al evaporador.

Observación La cara externa se enfría mucho más que la interna, por ende hay que reordenar los pallets para enfriar la cara opuesta. Usualmente para fruta embalada.

Se usa generalmente para Aquí hay varias secciones a los fruta de proceso y costados en las que se alojan 3 bins que no están bins en cada una. Las carpas llenos. La fruta Individual ahora son por cada sección y también se debe con una rejilla que lleva el aire reordenar para al evaporador. poder enfriar ambas caras de manera uniforme. Los ventiladores invierten el sentido de giro, Se ordenan bins en dos filas por lo que no es separadas por una columna con necesario Doble o brasileño un espacio libre sobre el cual reordenar los bins. están los evaporadores. No tienen puertas, sólo carpas para sellar. Son los menos eficientes.

Figura 5 Efecto ambiental en la operación de compresores

Se puede inferir que para una determinada carga del compresor, el consumo tiende a aumentar conforme transcurre el día, por lo que se recomienda una mejora en la ventilación de la sala o en la eliminación de la radiación directa del sol en la SADEMA, variables muy relacionadas en la reducción del consumo eléctrico.

A continuación se realiza el análisis con la especie Manzana Royal Gala, sin bolsa y los túneles en operación son el 2, 3 (túneles individuales), 5 (vertical doble) y 6 (californiano). Todos a carga completa

153

Indicador de consumo específico de electricidad por tonelada procesada: relaciona los kWh de energía consumidos y las toneladas de fruta procesada en la temporada. Indicador del consumo específico de gas por tonelada procesada: relaciona los galones de gas licuado equivalentes con las toneladas de fruta procesada en la temporada. Indicador del consumo específico de agua por tonelada procesada: relaciona los metros cúbicos de agua utilizada versus las toneladas de fruta procesada.

Figura 6 Registro de la temperatura de pulpa de manzana en función del tiempo, para diversos túneles de pre frío

Tabla 3 Indices energéticos de plantas PLANTA kWh/ton LtsLPG/ton Grande 1 149,0 1,2 Gande 2 97,5 0,9 Grande 3 131,0 1,2 Mediana 1 138,8 2,8 Mediana 2 107,2 0,9 Mediana 3 105,2 1,1 Pequeña 1 213,4 0,6 Pequeña 2 25,0 0,4 Pequeña 3 80,0 0,5

De lo cual se desprende: El túnel 5 (vertical doble) es el más lento. Opera mediante 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 más ineficiente (4 horas más) Se puede concluir que el orden de eficacia y con ello de eficiencia según tipo de túnel es: 1, 2 y 3 (individuales), 6 (californiano) y 5 (vertical doble).

m3 agua/ton 1,7 3,1 2,9 -

2.2. Descripción, análisis técnico-económico y priorización de medidas identificadas

El 40 % extra de tiempo requerido por el túnel vertical doble para lograr su objetivo, con relación a los otros, radica fundamentalmente en el tipo de inversión que se realiza. La inversión del sentido de giro de los ventiladores no es efectiva. Por lo anterior es preferible evaluar la inversión manualmente (grúas horquillas) o con escotilla en vez del cambio de giro, considerando que se dispone de una antecámara enfriada. Si no se dispone de ello debiera evaluarse basado en mediciones de tipo de embalaje y tiempo.

De acuerdo al análisis energético a 10 plantas se recomiendan diversas estrategias orientadas un uso eficiente de la energía, todas ellas priorizadas al impacto en el % 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:

La inversión con grúas horquillas no es complicada, requiere menos de 30 minutos y con personal capacitado es perfectamente factible realizar la tarea.

• •

2.2. Identificación y determinación de indicadores energéticos específicos de la planta

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:

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.

154

Control centralizado: Un control centralizado permite operar de manera más eficiente el sistema de refrigeración, considerando los siguientes puntos: • • • • • •

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

Controlar partida de compresores. Control de ventiladores, tanto en evaporadores y condensadores. Control de deshielos. Control de demanda en horas punta. Control de curva de consumo. Control de peak de partidas.

.

3. Priorización de medidas identificadas Control centralizado de compresores

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 compresor en uso podría presentar 4 o 5 peak de partida.

Tabla 4 Evaluación control centralizado compresores

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.

Partidores suaves Tabla 5 Evaluación opción partidores suaves

Calentamiento de agua utilizando sistema de refrigeración (Intercambiadores): utilización de un sistema 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]

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La identificación de oportunidades de operación eficiente de túneles de pre-frío, según producto, embalaje, separación entre pallet y tipo de túnel, que sigue siendo todo un desafío para identificar las variables relevantes y que permita transferir las buenas prácticas a todo el sector.

Calentamiento de agua con intercambiador de calor de gases del compresor Tabla 6 Evaluación recuperación calor de compresores

Si bien la utilización de la energía solar para calentar el agua de procesos o duchas puede no ser relevante en algunas plantas como ahorro de LPG, es una inversión de corto periodo de recuperación. Esta inversión puede ser acompañada de una recuperación del calor de descarga de compresores 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 aire frio, mejorar la ventilación de sala compresores, hasta identificar pérdidas en aislación, puertas, cortinas, entre otras.

Agua caliente solar

Referencias

Tabla 7 Evaluación agua caliente solar de proceso

[1] Fundación Desarrollo Frutícola (FDF). “Incorporación de tecnologías innovadoras para aumentar la competitividad en instalaciones de embalaje y frio para manzanas y cerezas de exportación en la región de O’Higgins a través de eficiencia energética y energías renovables”, que contó con el financiamiento del Gobierno Regional de O’Higgins – FIC 2013 [2] J.Espinoza Informe Ejecutivo Final. Proyecto FDF-CIE Centro Innovación Energética, CIE UTFSM, Valparaíso,2013 [3] J.Espinoza et al “Informes de Auditorías Energéticas” FDF-CIE. Valparaiso,2013

4. Conclusiones Las oportunidades de uso eficiente de energía resultantes del presente estudio realizado a 10 plantas de la VI región son aplicables a gran parte de las plantas del sector, por su similitud de infraestructura, productos procesados y estacionalidad lo que asegura un resultado final de importante impacto en los costos y en la mejora de su competitividad Se destaca la necesidad de automatizar la operación de compresores mediante software específicos existentes, la incorporación de partidores suaves y mejoras en las condiciones ambientales de la sala de máquina, previo a un análisis validado de reemplazo de equipos

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IX – DISEÑO MECÁNICO

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Diseño y construcción de equipos para medir la resistencia a la abrasión de pinturas anticorrosivas aplicadas sobre acero estructural F. 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, Chile c Instituto de Química, Facultad de Ciencias, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Av. Universidad 330, Casilla 4059, Curauma, Valparaíso, Chile *E-mail Autor: [email protected]

Resumen El presente trabajo tiene como principal objetivo describir los detalles del diseño, construcción y puesta en marcha de un equipo 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-CORFO 13BPC3-19083 “Protocolo para la selección de esquemas de pinturas empleados en la protección contra la corrosión atmosférica del acero”, donde, por instrucción del equipo de investigación, se requería de una máquina capaz de cumplir con la norma y la forma de las probetas que se emplearían para el proyecto. De este modo, algunos parámetros fueron tomados directamente 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 construcción del equipo, se fabricaron diferentes elementos mediante torneado de los ejes, corte y unión de perfiles, también se realizó la fabricación de chaveta y su chavetero, fresado y torneado de la rueda vulcanizada, etc., todas estas operaciones basadas en los cálculos, selección y consideraciones de diseño. Una vez construido el equipo, se evaluó su funcionamiento mediante la puesta en marcha, donde primero se verificó el cumplimiento de los parámetros establecidos en las distintas normas ASTM, ya sea el flujo laminar y constante de arena, la velocidad 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 probetas que fueron expuestas a la corrosión atmosférica en distintos puntos del país. Keywords: Diseño de máquinas, desgaste por abrasión, pinturas anticorrosivas pinturas utilizados como protección contra la corrosión que se 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.

1. Introducción La 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

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En aplicaciones industriales se presentan comúnmente 4 tipos de desgaste: adhesivo, por corrosión, abrasivo y por impacto. El mecanismo más común por el cual ocurre el desgaste en pinturas anticorrosivas, son los mecanismos de abrasión y por impacto [2]. En el tipo de desgaste por abrasión, las máquinas utilizan como medio de desgaste, lijas, arena (sílice y carburo de silicio), agentes metálicos endurecidos (granallado), u otro agente o elemento abrasivo más duro y resistente al que se requiere ensayar para comparar la resistencia al desgaste con otro material. La norma ASTM G65 describe los procedimientos de laboratorio para determinar la resistencia de los materiales metálicos a abrasión por medio del ensayo de la rueda de arena/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 recubrimientos sobre acero.

En esta máquina se realizan pruebas con placas de acero estructural 1020, pintadas con diferentes pinturas anticorrosivas expuestas en diferentes ambientes a lo largo del país por un período máximo de 3 años, con lo cual se estudiará cómo afecta la corrosión atmosférica en el desgaste, determinando los cambios de la resistencia a la abrasión de los distintos esquemas de pinturas, mediante observación y comparación, por tiempo y lugar de exposición. Lo que se espera que en los ensayos de abrasión a mayores tiempos de ensayos su pérdida de desgaste sea mayor en todas los esquemas de pinturas, y lo otro que a medida que pasa el tiempo de exposición de estas probetas el deterioro por estas en el ambiente pierdan su resistencia al desgaste y poder cuantificar esta propiedad entre esquemas.

2.1. Diseño de la Máquina Este trabajó comenzó con la revisión de la norma ASTM 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,

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 las variadas alternativas de procesamiento que incluyen número de 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 medio exterior (corrosión). Pueden ser difíciles las mediciones y algunos no estar disponibles, en contraste las mediciones de desgaste pueden proporcionar datos fiables y significativos. En este estudio se realizan pruebas de desgaste con arena de sílice en específico de duna, basándonos en la norma ASTM G65, los resultados se materializarán a través del diseño y construcción de esta máquina.

2. Descripción del trabajo realizado El objetivo de este trabajo fue el diseño, fabricación y puesta en marcha de una máquina de desgaste, a través de las normas ASTM G65.

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adaptaciones para las probetas y los otros elementos para su perfecto alineamiento. a

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.

b

Fig. 2. a) Vista equipo de abrasión y b) Vista superior SolidWorks.

2.2 Construcción de la estructura del equipo ASTM 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 a las 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 que el 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 que sirve de pivote en el buje.

Fig. 4. Máquina con todos sus elementos mediante distintas vistas a) Lado frontal, b) lado lateral, c) diagonal y d) superior

2.4. Ensayos experimentales La 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.

a 2. 3.

b

Fig. 3. a) Sujecion de la Probeta y b) Brazo de Pivote

160

Determinación de masa inicial y espesor de cada probeta. Las mediciones iniciales de espesores, se hicieron en 3 puntos, ubicados en la parte central de cada probeta. Los intervalos de tiempo corresponden a 30, 60 y 90 s, estableciendo nuevamente la masa y espesor, eliminando previamente los restos de arena.

3. Descripción de los resultados de la investigación 3.1. Puesta en marcha equipo ASTM G 65. Una vez que el equipo se puso en funcionamiento, se comprobó que la velocidad de rotación correspondiera a lo que dicta la norma, (200 ± 10) rpm. Esta inspección se realizó mediante un tacómetro a la rueda vulcanizada otorgando una velocidad de rotación registrada corresponde a 197,5 rpm, valor que se encuentra dentro del rango que dicta la norma. Los factores a evaluar en la zona de la sujeción de la probeta fueron: la perpendicularidad de la probeta con la rueda y el contacto de placa–rueda, el cual debe producirse en el centro de la placa. La primera prueba de la máquina se realizó con una probeta de acero sobre la que se aplicó pintura al látex. En la Figura 5 se muestra el antes y después de la prueba de abrasión. 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 las muestras sin exposición (iniciales), las cuales se utilizan como patrón para determinar la influencia del medio en la resistencia a la abrasión de las probetas pintadas con 12 meses de exposición. Tabla 1. Pérdida de espesores en las probetas sin exposición (iniciales).

Fig. 5. Probetas ensayadas en la puesta en marcha

3.2. Ensayos Probetas Pintadas y Expuestas

Esquemas*

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 con 12 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, es decir, se realiza la diferencia entre el espesor inicial de cada probeta (Ei) y los espesores obtenidos a t=30, 60 y 90 s de ensayo (Et). % pérdida de espesor =( (Ei – Et)/ Ei)* 100

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].

(1) En la figura 7 se muestran las gráficas de las estaciones con menor resistencia a la abrasión. En estas gráficas se observa que dependiendo del esquema de pintura utilizado y ubicación de exposición será el comportamiento a la resistencia a la abrasión. También, se aprecia que a medida que el tiempo de ensayo incrementa de los 30 a 90 s, la diferencia de espesor va aumentando, lo que se traduce en la disminución en la resistencia a la abrasión.

Ei = Espesor inicial sin desgaste. Et = Espesor medido después de t segundos.

161

4. Conclusiones Mediante el trabajo realizado, las principales conclusiones fueron las siguientes: • La norma G65, pese a contener información muy relevante para el diseño del equipo, por sí sola no aporta toda 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 los requerimientos de cada proyecto de investigación, lo que en este caso fue necesario por la forma de las muestras. • La puesta en marcha del equipo reveló precauciones experimentales no previstas, lo que condujo a un protocolo de operación. • Las muestras analizadas con el equipo, muestran una tendencia que ha sido comprobada por números ensayos, validando los equipos y la metodología. • Según los resultados, las condiciones atmosféricas si afectan la resistencia a la abrasión de las pinturas. • De las estaciones medidas, las de Concón y Huasco fueron las estaciones donde se detectó la menor resistencia a la abrasión de las pinturas después de 12 meses de exposición.

Agradecimientos Los autores agradecen al Proyecto Innova CORFO 13BPC3-19083 por su financiamiento y al equipo de investigadores del mismo por el apoyo al desarrollo de este equipo.

Referencias [1] Innova-CORFO “Protocolo para la selección de esquemas de pinturas empleados en la protección contra la corrosión atmosférica del acero”, 13BPC3-19083 [2] M. Dumovic, Repair and Maintenance Procedures for Heavy Machinery Components. 50th WTIA Annual Conference held in Sidney, Australia (2002). [3] ASTM G65, Standard Test Method for Measuring Abrasion Using the Dry Sand/Rubber Wheel Apparatus. [4] ASTM E11, Standard Specification for Wire Cloth and Sieves for Testing Purposes. [5] ISO 9223, “Corrosión de los metales y aleaciones. Corrosividad de atmósferas. Clasificación, determinación y estimación”.

Fig. 7. Diferencias de espesor en probetas expuestas a 12 meses en la estación de Arica, Tocopilla, Huasco, Quintero, Concón y Coronel.

162

X – MECATRÓNICA

163


ProGim: Parallel Robot Gimbal Pedro Mayorga, Harold-Rodrigo Valenzuela-Coloma, Yi-sheng Lau-Cortes, y Ricardo-Franco Mendoza-Garcia* Escuela Universitaria de Ingeniería Mecánica, Universidad de Tarapacá, Campus Saucache, 18 de Septiembre 2222, 1010069 Arica, Chile *E-mail Autor: [email protected]

Resumen Los estabilizadores de imagen móvil, o Gimbals, son dispositivos que corrigen la orientación de cámaras en frente a movimientos 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 configuración cinemática (CC) serie, lo cual genera un efecto negativo en la capacidad de carga, ya que los motores deben soportar el peso de motores subsecuentes en la cadena, y un efecto negativo en la precisión, ya que el error final de posicionamiento es la adición de los errores de posicionamiento de cada uno de los motores. Este trabajo busca implementar un Gimbal utilizando una CC paralela, lo que supone mejores prestaciones que la CC serie debido a dos características: la capacidad de carga es la adición de las capacidades individuales de los motores, y el error final de posicionamiento es el promedio de los errores de cada motor. Para reorientar Gimbals se necesitan 2 o 3 grados de libertad (DoFs) rotacionales, por lo que se ha seleccionado una 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 orientación MPU-6050 y una tarjeta Arduino; lo que resultará en un dispositivo económico con prestaciones comparables a alternativas comerciales. Keywords: Robot Paralelo, Estabilizador, Fotografía Aérea.

de la adición de los errores de posicionamiento de cada uno de los motores que conforman la cadena [1]. Para solventar estos efectos, los desarrolladores de Gimbals de última generación utilizan motores DC sin escobillas (BLDC) modificados con bobinados especialmente diseñados para privilegiar la generación de un alto torque por sobre una alta velocidad. En general, los BLDC no requieren mantención y presentan mejores características de torque y velocidad que sus contrapartes DC de iguales dimensiones [2], pero los que presentan este bobinado tampoco requieren cajas reductoras para obtener el torque necesario para levantar cámaras, lo que reduce el tamaño y peso final del dispositivo, y aumenta –por ende– su capacidad de carga. Al no poseer caja reductora, esta tecnología también reduce el error final de posicionamiento

1. Introducción Los estabilizadores de imagen, o Gimbals, son dispositivos electromecánicos que corrigen activamente la orientación de cámaras de fotografía/video, en frente a movimientos imprevistos de cuadrópteros u otros medios de transporte; y que presentan dos parámetros cruciales para su buen desempeño: capacidad de carga y precisión de posicionamiento. No obstante esto, su implementación más común consiste en dos o tres motores conectados en configuración cinemática (CC) serie (ver Fig. 1), lo cual genera un efecto negativo en la capacidad de carga, ya que los motores deben soportar el peso de motores subsecuentes en la cadena, y un efecto negativo en la precisión, ya que el error final de posicionamiento resulta

164

debido a que no introduce “juego” de engranajes en las articulaciones. Sin embargo, la adición de estos motores impacta fuertemente en el costo de los Gimbals, ya que son actuadores relativamente nuevos en el mercado.

Fig. 2: Robot paralelo de 3-DoF prismáticos cuyas piernas convergen a una base en común en el extremo inferior del robot. By Humanrobo (Own work) CC BY-SA 3.0, via Wikimedia Commons

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 presentan excelentes rangos de movimientos rotacionales y se acompañan de su análisis de cinemática inversa, las sugerencias de diseño disponen sólo de 1-DoF rotacional. La Plataforma Stewart [6], por otra parte, provee 3-DoF rotacionales y 3-DoF prismáticos pero a expensas de la incorporación de 6 motores, lo que adiciona peso y costos innecesarios 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 se requieren. Aunque aún no se han explorado estas CC en estabilización de imagen móvil, sí se han utilizado en sistemas de visión robótica [9].

Fig. 1: Dispositivo Gimbal de 3-DoF operado manualmente, con una 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 solventar los inconvenientes antes mencionados. Este trabajo se enfoca en la búsqueda de un diseño de Gimbals que utilice una CC paralela (ver Fig. 2) en vez de la CC serie, lo que supondría una mejora en la capacidad de carga que sería ahora la adición de las capacidades individuales de los motores en la cadena y en el error final de posicionamiento que sería ahora el promedio de los errores de éstos [3]. Este re-diseño significaría además una potencial reducción en el precio de estos dispositivos, los cuales podrían utilizar actuadores de menor costo, e.g., motores DC con engranajes, y aún así lograr prestaciones similares a las alternativas comerciales actuales. En una CC paralela, los enlaces cinemáticos, también llamados piernas, convergen a un punto en común conocido como base [1]; el cual se muestra en el extremo inferior del robot paralelo de la Fig. 2. El número de piernas –y la forma en la que éstas se actúan– determina el número y el tipo (i.e, rotacional o prismático) de grados de libertad (DoF) de los movimientos de los objetos adjuntos a la base del robot (e.g., una cámara). Para reorientar cámaras, los Gimbals necesitan 2-DoF o 3-DoF rotacionales. Con 2-DoF se logra estabilizar cualquier variación en los ejes roll y pitch del dispositivo de transporte (ver Fig. 3), y con 3-DoF se adiciona la posibilidad de estabilizar variaciones en el eje yaw [4].

Fig. 3: Ejes roll, pitch y yaw de dispositivos de transporte que rotan a medida que se desplazan. By NASA [Public domain], via Wikimedia Commons

Actualmente, se está trabajando en dos robots, uno de 2DoF y otro de 3-DoF, utilizando impresoras 3D, cortadoras láser, motores DC de bajo costo, e integrando todo esto con un sensor de orientación MPU-6050 y una tarjeta Arduino; lo que resultará en un dispositivo económico con prestaciones comparables a alternativas comerciales.

165

2. Descripción del trabajo realizado

Fig. 4 a) sensor utilizado para la obtención de los ángulos de la cámara, b) Controlador Puente H utilizado para el cambio en la dirección de giro de los motores DC, c) Motores DC seleccionados para el Gimbal.

2.1. Diseño Durante el diseño, diferentes componentes electrónicos y de programación han sido considerados. Dentro de los componentes electrónicos se incluyen motores DC, sensores y controladores y por parte de los componentes de programación se incluyen microcontroladores con microprocesadores.

2.1.1. Componentes Electrónicos a)

Sensor MPU6050: El MPU-6050 combina un giroscopio de 3-ejes y un acelerómetro de 3ejes en el mismo chip. Asimismo, incorpora un procesador movimiento capaz de procesar complejos movimientos en 6 ejes. Se comunica a través de la interfaz I2C y posee su propia librería de uso.

b) A4973sb-t (Puente H): El Controlador A4973sb-t es un circuito electrónico que permite a un motor DC girar en ambos sentidos. Aparte este controlador tiene integrado un freno el cual puede bloquear el giro de las ruedas. c)

Motor DC: Los motores DC de 12 volts brindan un excelente torque mediante su reducción de engranajes interna. Produce un poco ruido y tiene un bajo costo.

Tabla 1. Sensor MPU6050 No Ítem

Valor

1. 2. 3. 4. 5. 6.

MPU6050 2.3 – 3.4 v -0.5 - 6 v 131 LSB / dps I2C 6 Pins -40ºC a 105ºC

Sensor Voltaje de Entrada Voltaje de Entrada (Limite) Sensibilidad Comunicación Rango de Temperatura

Tabla 2. Puente H No Ítem

Valor

1. 2. 3. 4. 5.

A4973sb-t 50V -1.5 a 1.5 A 3 a 5.5 V PWM

Circuito Electrónico Voltaje de Entrada Corriente Voltaje Entrada Lógica Control de Corriente

Tabla 3. Motor DC No Ítem

Valor

1. 2. 3.

6 – 12v 40mA 23 – 46 RPM

Voltaje de Entrada Corriente nominal Velocidad nominal

2.1.2. Componentes de Programación a)

a) Sensor cortesía de Electronics.

MPU6050, SparkFun

Arduino UNO: La tarjeta de control Arduino UNO provee el procesamiento de la información entregada desde los sensores y mediante su programación, entrega la respuesta hacia los controladores Puente H.

b) A4973sb-t, cortesía de Allegro MicroSystems, LLC.

a)

Arduino UNO, cortesía de www.arduino.cc

Fig. 5 a) Microcontrolador utilizado procesamiento de datos recibidos por el sensor.

c) Motor DC de 12 volts.

166

para

el

Tabla 4. Arduino UNO. No Ítem

Valor

1. 2. 3. 4. 5. 6. 7.

ATmega328P 5v 7-12 v 6-20 v 14 32KB 16MHz

Microcontrolador Voltaje de Operación Voltaje de Entrada (Recomendada) Voltaje de Entrada (Limite) Digital I/O Pins Memoria Flash Velocidad de Reloj

obtenido, ajustando la entrada del mismo y logrando así un resultado más estable.

2.1.3. Diseño CAD Mediante la utilización de un software CAD, se ha diseñado un sistema capaz de orientarse de forma automática al ángulo previamente definido.

Fig. 8. Diagrama de bloques de un controlador PID Este control será aplicado a nuestro sistema para controlar cada motor en forma independiente, mediante la programación del microcontrolador utilizado. Acción Proporcional: Disminuye el error en estado estacionario y acelera el proceso inicial, pero la oscilación de la señal obtenida aumenta si la constante proporcional Kp incrementa demasiado. Acción Integral: Elimina errores estacionarios provocados por la acción proporcional pero incrementa el número de oscilaciones. Acción Derivativa: estabiliza rápidamente el efecto de la acción proporcional reduciendo las oscilaciones y anticipándolas para un mejor control de perturbación después.

Fig. 6. Gimbal 2 DoFs con una cámara GoPro simulado

Para estimar valores de las constantes utilizadas Kp Ti y Td, existe un método que nos ayuda a aproximar a valores adecuados. Método de Ziegler-Nichols para bucle cerrado:

a) Rotación en el eje Y

Aplicando solo el control P, se incrementa Kp desde 0 a un valor crítico Kc hasta que se generen oscilaciones sostenidas en su salida. Sino, la ganancia critica Kc y el período P correspondiente se determinan experimentalmente. Ziegler-Nichols sugirieren que para determinar los valores de los parámetros Kp, Ti y Td, se utilice la siguiente tabla:

b) Rotación en el eje X

Fig. 7. Grados de libertad simulados

Tabla 5. Parametros Ziegler-Nichols.

2.1.4. Control PID Algoritmo de control Proporcional-Integrativo-Derivativo (PID), es un método muy utilizado en procesos continuos en industrias, debido a su simplicidad y alcance. Este control minimiza el error generado a la salida de un proceso

167

No

Ítem

Kp

Ti

Td

1. 2. 3.

Control P Control PI Control PID

0,5*Kc 0,45*Kc 0,6*Kc

(1/1,2)*P 0,5*P

0,125*P

2.2. Implementación 2.2.1. Pseudo-código I. II. III. IV. V. VI. VII. VIII. IX. X. XI. XII.

Se definen los parámetros del cada controlador PID (Kp, Ki, Kd, error anterior, integral acumulada e intervalo de tiempo). Se declaran los pines del arduino que se van a utilizar para el control de los motores y lectura del sensor. Se inicializa la comunicación con el sensor MPU6050. Se entra en el "void loop" de arduino. Se realiza la lectura del sensor obteniendo los datos de inclinación del eje X e Y. Se comprueba si ha transcurrido el intervalo de tiempo para ejecutar el control PID Al cumplirse el intervalo se calcula la componente proporcional, integral y derivativa se multiplica cada una con su constante correspondiente Se limita el valor integral a 255 por arriba y a 255 por abajo. Se suman los resultados P, I, D. Se actualiza el error pasado y la integral acumulada. Se traduce los valores obtenidos de la suma de P, I, D de entre -255 a 255 a una salida PWM y a la dirección de giro del motor. Se reinicia el loop.

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 que con Kp= 25 se alcanza un valor crítico donde el sistema se vuelve oscilatorio, con un período de P=0,33s, entonces se determinan los siguientes valores para las constantes:

Tabla 6. Resultado mediante el metodo ZieglerNichols. No

Ítem

Kp

Ti

Td

1. 2.

Control PI Control PID

11,25 15

0,275 0,165

0,04125

Con estos valores, no bastó para obtener un control completo, por lo que se aplican las reglas heurísticas de ajuste. 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 respuesta deseadas. 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.

2.2.2. Piezas Diseñadas El material usado para la construccion del Gimbal ha sido ABSplus. Este material se ha utilizado para la construccion de las Piezas en 3D, puesto que las piezas que conforman el Gimbal tienen –algunas de ellas- formas complejas.

Fig. 9. Gimbal de 2 DoFs con cámara GoPro Impresa y Ensamblada.

Siguiendo el Método Heurístico se obtuvieron los siguientes gráficos:

168

4. Conclusiones La utilización de motores DC no sólo significa menor precio de los actuadores, sino que también de los controladores. No se logró obtener una respuesta del gimbal que cumpla el objetivo de eliminar vibraciones o perturbaciones en el movimiento de una forma rápida, debido a que los métodos de sintonización PID no fueron adecuados al sistema. Se aprecia que el controlador PID para cada eje posee parámetros de sintonización diferentes debido a la morfología de cada eje. A diferencia de los robots paralelos convencionales de posición que utilizan el mismo PID para controlar cada uno de sus brazos, y lograr una posición determinada. Se puede hacer una relación con los robots esféricos y cartesianos. Ya que estos no necesitan una cinemática inversa para lograr el movimiento de orientación en el caso del esféricos y de posicionamiento en el caso de los cartesianos.

Fig. 11. Respuesta al escalón con controlador P

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 and control. Vol. 3. Upper Saddle River: Pearson Prentice Hall, 2005. [5] Liu, X. J., Wang, J., & Pritschow, G. (2005). A new family of spatial 3-DoF fully-parallel manipulators with high rotational capability. Mechanism and Machine Theory, 40(4), 475-494. [6] Dymarek, A., Dzitkowski, T., Herbuś, K., Kost, G., & Ociepka, P. (2014, February). Geometric analysis of motions exercised by the Stewart platform. In Advanced Materials Research (Vol. 837, pp. 351-356). [7] Gosselin, C. M., & Hamel, J. F. (1994, May). The agile eye: a high-performance three-degree-of-freedom camera-orienting device. In Robotics and Automation, 1994. Proceedings, 1994 IEEE International Conference on (pp. 781-786). IEEE. [8] Gosselin, C. M., & St-Pierre, É. (1997). Development and experimentation of a fast 3-DOF camera-orienting device. 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 Parallel Mechanism Robot Eyes Inspired by the Binocular Vestibule-ocular Reflex. Journal of Intelligent & Robotic Systems, 78(3-4), 425-441.

Fig. 12. Respuesta al escalón con controlador PI

Fig. 13. Respuesta al escalón con controlador PID

3. Descripción de los resultados de la investigación El peso de la estructura del Gimbal paralelo es de 320 gramos en comparación a un Gimbal serial para una GoPro3 que pesa aproximadamente 200g (Hot CNC FPV BGC 2 Axis Brushless Gimbal w/Controller fr GoPro 3 Camera DJI Black). El Gimbal paralelo de dos grados de libertad tiene limitaciones de giro en el eje x entre -35 y 80 grados y en el eje y entre -50 y 70 grados debido a bloqueos físicos de la estructura.

169


ACTAS DE RESÚMENES DE TRABAJOS

170

I – PROCESOS TÉRMICOS

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Diseño, construcción, ensayo y caracterización de un sistema 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 Mackenna 4860, 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 rango específico para favorecer el crecimiento de cultivos biológicos en procesos tales como ingeniería de proteínas y metagenómica. Para lograr este propósito se diseñó, construyó y caracterizó un sistema electro-térmico basado en un módulo Peltier capaz de estabilizar la temperatura superficial de un fluido multifásico, dentro de un rango de temperaturas determinado por las características del proceso biológico. El suministro de energía térmica se realiza mediante un módulo Peltier. Debido al carácter termoeléctrico y semiconductor de los elementos constitutivos de módulo, se transforma un flujo de electrones (intensidad de corriente) en un flujo de calor desde una región de baja temperatura a uno de alta. Se creó un sistema 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 sensores fotosensibles para determinar la temperatura superficial. Simulaciones computacionales realizadas con un software comercial son llevadas a cabo para predecir el comportamiento general del sistema y encontrar parámetros de funcionamiento experimentales adecuados. Se presentan las curvas características de operación bajo distintos consumos eléctricos en función de la temperatura superficial, velocidad de estabilización para distintos parámetros PID, y respuesta de la temperatura al modificar las propiedades termofísicas del fluido. Los resultados obtenidos son ajustados a los rangos operacionales propios del fenómeno biológico involucrado. Keywords: PID, temperatura controlada, Peltier. IEEE-EMBS 2005. 27th Annual International Conference of the. IEEE, 2006. p. 7509-7512.

Referencias [1] HEUBERGER, M.; VANICEK, J.; ZÄCH, M. The extended surface forces apparatus. II. Precision temperature control. Review of Scientific Instruments, 2001, vol. 72, no 9, p. 3556-3560.

[3] DEVILBISS, Roger S.; QUISENBERRY, Tony M.; POWELL JR, Harry C.Power control circuit for improved power application and temperature control of low voltage thermoelectric devices. U.S. Patent No 5,682,748, 4 Nov. 1997.

[2] QIU, Xianbo; YUAN, Jingqi. Temperature control for PCR thermocyclers based on Peltier-effect thermoelectric. En Engineering in Medicine and Biology Society, 2005.

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Modelado de la interacción hidráulica entre una chapa perforada y un ventilador axial para refrigeración de componentes electrónicos A. Bengoecheaa,*, R. Antónb a b

Escuela de Ingeniería Mecánica, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Los Carrera 01567, Quilpué, Chile Departamento de Ingeniería Mecánica, Tecnun, Universidad de Navarra, Paseo de Manuel Lardizabal 13, 20018 San Sebastián, España *E-mail Autor: [email protected]

Resumen Los dispositivos electrónicos han tenido un gran avance en las últimas décadas a nivel tecnológico como en la disminución de tamaño. Sin embargo estos han generado un gran crecimiento del calor generado por los componentes del dispositivo y que de algún modo debe ser disipado para evitar un fallo térmico. La refrigeración forzada por aire mediante el uso de un ventilador axial es una técnica comúnmente utilizada para este fin. La problemática que presenta esta técnica surge al funcionar el ventilador axial en unas condiciones muy distintas a las de diseño en las cuales el fabricante establece su curva característica (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 tipo de obstáculos suponen una degradación de la curva característica del ventilador. Por ello el punto de funcionamiento del sistema (intersección entre curva característica del ventilador y curva de impedancia hidráulica del sistema) tendrá un caudal de diseño inferior al cual el diseñador térmico determina mediante la curva del ventilador dada por el fabricante. Debido a este hecho, una práctica habitual a la hora de realizar un diseño térmico es sobredimensionar el ventilador aplicando un coeficiente de seguridad al caudal de diseño. Sin embargo esto implica un mayor consumo por parte del ventilador. El objetivo que persigue este trabajo es un modelo lineal para aproximar la curva característica del conjunto chapa-ventilador, de modo 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 y de máxima presión estática de la curva de un ventilador en presencia de un obstáculo. Para validar los resultados obtenidos mediante este modelado, se han realizado unas mediciones experimentales en un túnel de viento y se han comparado los resultados 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 a la 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 Close Proximity to the Electromagnetic Compatibility Screens, Journal of Electronic Packaging 134 (2012).

of Electronic Packaging, Transactions of the ASME 123 (2002) 112-119. [3] S.C. Lin, C.A. Chou, Blockage effect of axial-flow fans applied on heat sink assembly, Applied Thermal Engineering 24 (2004) 2375-2389.

[2] R. Grimes, M. Davies, J. Punch, T. Dalton, R. Cole, Modelling Electronic Cooling Axial Fan Flows, Journal

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Enfriamiento de baterías de auto solar con materiales de cambio de fase líquida a sólida Nelson Moraga, Ricardo Araya Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Serena Benavente 980, La Serena, Email: [email protected]

Resumen El rendimiento de las baterías de acumulación de energía de autos solares disminuye dramáticamente si su temperatura supera los 40°C. En este trabajo se presentan resultados del diseño de sistemas de enfriamiento de baterías de litio de un auto solar de carrera que utilizan materiales de cambio de fase líquida a sólida para lograr el enfriamiento requerido. El análisis se efectúa para dos sistemas, uno que emplea n-octadecano y otro que usa tres capas de diferentes materiales de cambio de fase: ácido cáprico, eicosano y carbonato sódico decahidratado. La modelación incluye procesos trasientes bi y tridimensionales que permiten caracterizar en forma conjugada la difusión transitoria con generación interna del calor generado en las baterías y la transferencia de calor por convección natural y conducción en los materiales de cambio de fase. 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 de temperatura en las baterías y en el material de cambio de fase, mientras que los resultados de mecánica de fluidos incluyen la variación transitoria de las distribuciones de las líneas de corriente y velocidad en el material de cambio de fase líquida a sólida. La eficiencia de cada sistema de enfriamiento investigado se comparó con la variación transiente de 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 Energética y 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 process applications, and there is NO Similar Low Cost substitute that can replace steam. Without steam, industrial production would be dramatically curtailed, and the low cost manufactured products that are made from steam’s heat or powergeneration 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 longterm experience serving a wide variety of industries has shown that many of these problems can be linked to the steam system [1]. SSOP® is a step based program developed to prevent or mitigate such typical "pains" oriented to Optimize the Steam System 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) have already 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 by approximately 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 Things Happen to Good Steam Equipment”, Chemical Engineering Magazine Issued March 2015

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The order decomposition method for structure-borne source characterization of cylindrical structures R. A. Alzugaray Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Frontera, Calle Candelaria s/n, Campus Andrés Bello, Temuco 4811230, Chile E-mail Autor: [email protected]

Resumen The analysis and prediction of structure-borne sound applied to low-noise design requires to consider the physical process that goes from generation, transmission, propagation to radiation [1]. Based in the knowledge that the vibration transmission should be expressed in terms of the active power [2], the force and velocity fields are sought as relevant quantities involved in the understanding of the physical problem. The order decomposition [3, 4], by means of the spatial Fourier decomposition, allows to gain more physical insight by dividing a complex source into several single theoretical sources. This compact representation makes possible to determine the 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, in order to analyse the response of a cylindrical structure with circumferential and axial interdependence. The theoretical basis and 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. StructureBorne Sound, Springer Verlag, Berlin, 3rd edition, 2005. [2] B.A.T. Petersson, B.M. Gibbs, Towards a structureborne sound source characterization. Applied Acoustics, 61:325–343, 2000. [3] H.A. Bonhoff & B.A.T. Petersson. The influence of cross-order terms in interface mobilities for structureborne sound source characterization: Plate-like structures. 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 structureborne sound source characterization: Force-order distribution. 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 y temperatura 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. *E-mail: [email protected]

Resumen Un estudio experimental fue realizado para investigar los efectos del índice de oxígeno (OI) en una llama de difusión laminar inversa de etileno (IDF). El OI, definido como la fracción molar de oxígeno en el oxidante, se varió desde 21% hasta 37% y su influencia se midió en términos de la altura de llama, fracción en volumen de hollín, temperatura del hollín y fracción radiativa. La altura de la llama a la estequiometría fue medida por emisión espontánea de radicales CH* [1] y se encontró que disminuye a medida que se aumenta el OI, de manera similar a llamar normales de etileno [2]. En contraste, la altura luminosa de la llama se incrementa con el OI porque el hollín puede seguir formándose y creciendo más allá de la zona de reacción. Los perfiles radiales de fracción en volumen de hollín y temperatura del hollín fueron evaluados mediante la técnica de 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 se incrementa la fracción en volumen de hollín debido a mayores temperaturas y tasas de formación del hollín. Tanto las cantidades de hollín locales e integradas se incrementan con el OI. La fracción radiativa de la IDF estudiada se incrementa con 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. [4] C.J. Dasch, One-dimensional tomography: a comparison 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 using Tikhonov regularization, Applied Optics 45 (2006) 4638-4646.

Referencias [1] B.C. Ko, K.-H. Cheong, J.-Y. Nam, Fire detection based on vision sensor and support vector machines, Fire Safety Journal 44 (2009) 322-329. [2] A. Fuentes, R. Henríquez, F. Nmira, F. Liu, J.-L. Consalvi, Experimental and numerical study of the effects of oxygen index on the radiation characteristics of laminar coflow diffusion flames, Combustion and Flame 160 (2013) 786-795. [3] T.P. Jenkins, R.K. Hanson, Soot pyrometry using modulated absorption/emission, Combustion and Flame 126 (2001) 1669-1679.

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Gasificación a pequeña escala usando residuos forestales de 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 *E-mail Autor: [email protected]

Resumen Chile exhibe una fuerte dependencia de combustibles fósiles importados para uso industrial y generación eléctrica. Además de lo anterior, en áreas de baja densidad poblacional y de difícil acceso debido a condiciones geográficas, no es económicamente 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 en comunidades rurales aisladas de la red eléctrica. Por otro lado, la gasificación de biomasa para producir gas combustible ha estado recibiendo una creciente atención en las últimas décadas y se ha convertido en una de las opciones tecnológicas renovables más prometedoras en muchos países para suministro de energía térmica y eléctrica [1]. Este artículo presenta los resultados de un estudio experimental que permitió la gasificación de residuos generados en la industria 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, modelo Imbert [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 baja densidad 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 son estudiados, 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 media del gas de síntesis para condiciones normales de operación del gasificador con astillas de madera de Lenga y una carga de 3 kW 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 6.3 MJ/Nm3. Los resultados preliminares son alentadores y constituyen el primer paso hacia una aplicación exitosa de esta tecnología en las comunidades aisladas del sur de Chile. Keywords: Energía renovable, Gasificación, Biomasa, Downdraft, electricidad rural [2] GEK wiki homepage. Retrieved 3.3.2014, from http://wiki.gekgasifier.com/w/page/6123718/Front Referencias Page. [3] Janajreh I., Al Shrah M., Numerical and [1] McKendry P., Review paper: Energy production experimental investigation of downdraft from biomass(part3):gasification technologies. gasification of wood chips. Energy Conversion Bioresource Technology 83, 2002, 55–63. and Management 65, 2013, 783-792.

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Effects of oxygen index on soot production in an acetylene laminar 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 coflow diffusion flame with acetylene under the smoke point conditions. The OI is defined in this study as the mole fraction of oxygen 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 and captured by an ECCD camera. The radial soot profiles were then calculated from projected data using a Deconvolution and a Thikonov regularization method in order to obtain radial profiles of soot volume fraction (fsoot) [2]. Also, the local radiative heat flux released by the flame was obtained by a Schimth-Boelter radiometer mounted in a linear motor [3] The geometry of the flame was also measured [4] by means of CH* spontaneous emissions. By increasing the OI the flame height is consistently 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 increasing monotonically the local soot volume fraction and the integrated radial soot production. These increase were expected because the local temperature of the flame is enhanced by the OI and directly influence the soot formation processes. Finally, the radiative heat flux released by the flame increased with the OI and was correlated with the peak of integrate soot volume fraction 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-dimensional line-of-sight attenuation for soot concentration measurements. Applied optics, 47(5), 694-703.

[3] Fuentes, A., Legros G., El-Rabii, H., Vantelon, J.-P., Joulain, P., Torero, J. L., “Laserinduced incandescence calibration in a three-dimensional laminar diffusion flame”, Exp. Fluids 43: 939-948 (2007).

[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).

[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 poroso inerte S. Caroa, R. Cisternasa, M.Toledoa*, F. Graciab a

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Valparaíso, Chile Departamento de Ingeniería Química y Biotecnología, Facultad de Ciencias Físicas y Matemáticas, Universidad de Chile, Beauchef 850, Santiago, Chile *E-mail Autor: [email protected]

b

Resumen La generación de hidrógeno (H2) y gas de síntesis (H2 y CO) se obtiene de hidrocarburos livianos principalmente, siendo el gas 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 Fuel Oil N°6 en un reactor de 140 mm de diámetro, 700 mm de largo, con la mitad rellena con esferas de alúmina de diámetro 5,6 mm. 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 estado gaseoso al interactuar con el medio poroso. Se utiliza un modelo de combustión en medios porosos unidimensional y transiente que consiste en ecuaciones de equilibrio de energía y conservación de masa, discretizado en diferencia finita y resuelto 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 H 2 y 4,6% de CO en los productos para . En conclusión se confirme la generación de gas de síntesis desde un hidrocarburo pesado utilizando la tecnología de combustión en medios porosos inertes. 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 waves for 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 de carbón 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 ampliar su espectro de utilización como mejorar su eficiencia de quemado. Sin embargo, existe una brecha técnico-económica entre la combustión 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 de medios 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 la estabilidad 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 (subbituminoso) puede ser gasificado utilizando la tecnología de medios porosos híbridos; y finalmente, la producción de gas de síntesis 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 from 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 combustion 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 (SERCChile)”.

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Investigación experimental de la generación de gas de síntesis a partir de la mezcla polietileno-madera J. Rosasa, S. Caroa, R. Garciaa, M. Toledoa,* a


Resumen El polietileno representa cerca del 60% en peso de los residuos sólidos urbanos y la biomasa (madera) es uno de los recursos energéticos con mayor potencialidad en Chile. En el presente trabajo se investiga experimentalmente la combustión filtrada de la premezcla gas natural-aire [1] en un reactor poroso (85% porosidad) y su utilización para la generación de gas de síntesis a partir de la mezcla de polietileno de alta densidad (HPDE) y pellets de madera (eucalipto) [2,3], en un nuevo diseño y 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 caudal de premezcla de 20 l/min. La línea base de la combustión filtrada registra una temperatura de 856° C y una velocidad del frente de combustión de -0,017 cm/s. Para las mezclas polietileno-madera, la mayor temperatura (867° C) se presenta para el ensayo con 100% HDPE, mientras que la velocidad más alta (-0,02 cm/s) se registra para el ensayo con 60/40. La máxima generación de hidrógeno-H2 (10,73%) y monóxido de carbono-CO (12,55%) se obtiene para el ensayo con 100% HDPE. La máximo emisión de NOx se registra para la mezcla 40/60, con un valor de 77,6 ppmvol. Un incremento en el porcentaje de madera en la mezcla produce: una disminución de la temperatura de reacción; un aumento de la velocidad del frente de combustión; y un aumento en la generación de CO2. En conclusión el nuevo diseño de reactor permite la obtención de gas de síntesis 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. Filtration combustion of methane wave in air for oxygen-enriched and oxygen-depleted environments. Proceedings of the Combustion 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 Combustion Laboratory, 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 and coal with air and steam. National Institute of Advanced Industrial 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 de la 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 *E-mail Autor: [email protected]

Resumen La diversificación de la matriz energética nacional mediante la incorporación de biocombustibles se define con la publicación en 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 esta incorporación se han financiado proyectos que buscan tanto la producción de biocombustibles desde distintas materias primas como 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 horno isotérmico-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 combustión utilizando mezclas diésel/biodiesel en cada una de las fuentes mencionadas. Los resultados experimentales muestran que para la 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, sin embargo para utilizar B100 se requiere modificar el sistema de inyección (precalentamiento de biodiesel) y sus resultados indican que contaminantes como CO y material particulado MP2,5 y MP10 superan las emisiones de la línea base de petróleo diésel. Finalmente los resultados del vehículo de manera off-road muestran una buena performance hasta la mezcla B20 pero con 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 hasta utilizar 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 emisiones contaminantes de biocombustibles de interés nacional.

Los autores agradecen el financiamiento otorgado por el Proyecto FONDEF D09 I 1070.

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Ignición espontánea y burning rate de un estrato vegetal representativo de la vegetación forestal chilena. N. Hernándeza*, A. Fuentesa, K. Muñoza , F. Contrerasa a


Resumen Se estudió experimental y teóricamente el comportamiento de la ignición espontánea de un estrato de vegetación forestal representativo de la vegetación chilena, provocada por flujo radiativo controlado [1]. En el experimento se utilizaron calentadores cilíndricos de diferentes diámetros que representan partículas incandescentes idealizadas. El objetivo es comprender 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 establecer distintos flujos de calor superficial liberados por los calentadores [3]. Se utilizó como estrato de vegetación forestal Pino del tipo Radiata, común en la zona de Valparaíso, Chile. La caracterización de la vegetación fue llevada a cabo siguiendo las recomendaciones de Tihay et al. [4] para un combustible completamente seco, donde se controló principalmente la porosidad del 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 otro lado, termocuplas dispuestas al interior del estrato permitieron medir la penetración del flujo de calor en la vegetación. Con los datos obtenidos fue posible analizar el tiempo hasta la ignición para distintos flujos de calor radiativos incidentes sobre el estrato vegetal y conformar con esto una posible teoría que explica este fenómeno [3], configurando una herramienta importante 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 comportamientos equivalentes [5]. Keywords: brands, ignition, radiation, wildland fuel, burning rate

A. Fuentes & J.L. Consalvi, Experimental Study of the Burning Rate of Small-Scale Forest Fuel Layers, Int. Journal of Thermal Sciences 74 (2013) p. 119--125.

Referencias [1] A.C. Fernandez-Pello, in: G. Cox (Ed.), Combustion Fundamentals of Fire, Academic Press, San Diego, 1995. [2] S. L. Manzello, T. G. Cleary, J. R. Shields, A. Maranghides, W. Mell, J. C. Yang, Experimental investigation 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 flames obtained by the homogenization of three forest fuels, Int. Journal of Thermal Sciences 48 (2009) 488–501.

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Análisis computacional de la conversión de la energía de combustión de metano en medios porosos en energía eléctrica V. Bubnovich, P. San Martín, Luis Henriquez Universidad de Santiago de Chile, Av. B. O´Higgins 3363, Santiago, Chile *E-mail Autor: [email protected]

Resumen El presente trabajo tiene como objetivo estudiar computacionalmente la combustión de mezclas póbres del gas de metano con aire en un quemador de medio poroso cilíndrico anular. Mientras el cilindro externo del quemador se encuentra aislado, el cilindro interno es recubierto por un conjunto de elementos termoeléctricos y enfriado por un fluido refrigerante (agua). La combustión de mezclas pobres metano/aire se realiza en el espacio cilíndrico anular entre ambos cilindros. Como resultado, el conjunto 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). Si los procesos de combustión y de efriamiento se ajustan entre sí de tal forma que la temperatura media de los elementos y el gradiente de temperatura alcanzado por ambos lados de los mismos tienen valores recomendados por el fabricante de los elementos, entonces con el rendimiento máximo se puede convertir directamente la energía de combustión en la energía eléctrica. Para lograr el objetivo propuesto, en el trabajo se desarrolla un modelo matemático bidimencional el que es implementado en el ambiente de COMSOL 4.3a. En la primera etapa, se analizan las propiedades de ondas de combustión en función 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 0.1 mm/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 la energía eléctrica mediante elementos termoeléctricos [1]. Particularmete, se encontró que con la velocidad de filtración del gas de 0.7 m/s, el radio del cilindro interno de 0.02m y del cilindro externo de 0.05m, el coeficiente de pérdidas convectivas de 1500W/m2/K y la relación de equivalencia combustible-aire de 0.363 el módulo de elementos termoeléctricos acoplado con el cilindro interno de 0.5m de largo generaba 20W de potencia eléctrica, alcanzando una eficiencia global del sistema de 5.64%. 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

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[1]Valeri I. Bubnovich, Manuel F. Maiza and Luis A. Henríquez-Vargas, Analysis of Thermal Energy

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Effect of oxygen index on the morphology of soot particles for 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 was applied always in the center streamline of the flame modifying the fuel type and OI conditions. Subsequent Transmission Electron Microscopy (TEM) was performed in order to obtain images of soot particles (agglomerates) and, then an image treatment was carried out in Matlab to obtain morphological parameters of soot particles. Two methods were employed in order to characterize the soot particles mainly the fractal dimension (D f) of soot agglomerates [6], the first is based on empirical relationships [7] and the second is based on the relative optical density method [8]. Both methods were compared in this work using theoretical soot agglomerates. The parameters obtained from the image treatment were the number of monomers (N), radius of gyration (Rg), primary particle diameter (dp) and others to finally Df was derived. The results obtained 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 D f exhibit a similar behavior with the 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, Rg and dp exhibits considerable variation. Keywords: Soot Particles, TEM, Oxygen Index, Fractal Dimension, Laminar Diffusion Flame

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Influence of jet velocity on the confinement of a diffusion flame inside tunnels S. Ficaa, G. Severinob,*, J.C. Elicer-Cortésa , A. Fuentesb a

b

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Chile, Beauchef 851, Santiago, Chile Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile *E-mail: [email protected]

Abstract In this work the influence of the velocity of two double stream – twin jets air curtains on the behavior of a diffusion flame inside a tunnel is experimentally studied, in order to determine their effectiveness as a confinement cell [1,2]. The experiments were performed on a 1:34 scale tunnel and ethylene was used as fuel [3]. The spatial distribution of thermal radiation and flame height were measured for a set of 20 jet velocities. A reduction in both parameters for higher velocities is observed. This behavior can be attributed to a declining oxygen supply in the confinement cell, leading to lower combustion efficiencies [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.

[6] G. Severino, J.C. Elicer-Cortés, A. Fuentes. Characterization of a diffusion flame inside a scale tunnel 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. Procedia Engineering 62 (2013) 275-282.

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Estudio teórico-numérico del régimen de combustión dominante 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 combustión es 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 de llamas 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 turbulentas correspondientes 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 flamelet adecuado para este tipo de situaciones multi-régimen. Dado que los métodos de flamelet actualmente disponibles funcionan apropiadamente en su régimen de combustión respectivo, parece una buena estrategia usar combinaciones de estos para la caracterización de la naturaleza multi-régimen de las llamas en spray. En el presente trabajo, se propone un índice de llama que 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 simuladas considerando distintos niveles de prevaporización del combustible líquido y el índice de llama presentado es utilizado para evaluar el régimen de combustión dominante en las estructuras obtenidas. Los resultados muestran que la evaporación tiende a 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 la caracterización de llamas multi-régimen. Keywords: Métodos de flamelet, llamas en spray, configuración de flujos opuestos, combustión turbulenta, regímenes de combustión

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Estimación del coeficiente convectivo para un ensayo de ignición usando CFD M. Gomez Araujoa,*, P. Reszkaa a Departamento de Industrias, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. Santa María 6400, Vitacura, Santiago, Chile *E-mail Autor: [email protected]

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 combustibles involucrados 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 una modelación matemática de los procesos de calentamiento, ignición y propagación de llama en la probeta permiten estimar dichas 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 calentado mediante un flujo incidente radiativo. Para ello, se realizaron simulaciones con dos códigos CFD (Simulation CFD [3], de Autodesk y OpenFOAM [4]) de la capa límite hidrodinámica y la capa limite térmica en la cara expuesta de la probeta. Se obtuvieron 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 dos tipos de modelos de turbulencia, LES y RANS. Los resultados numéricos fueron comparados y validados por medio de mediciones hechas en el calorímetro SCALA que está siendo desarrollado en la UTFSM y con resultados publicados en la literatura [5-9]. Keywords: Coeficiente de transferencia de calor convectivo, Dinámica de fluidos computacional, Transferencia de calor, Calorimetro SCALA, Convección forzada. [6] A. Neale, D. Derome, B. Blocken, J. Carmeliet, CFD calculation of convective heat transfer coefficient and Referencias validation – Part 2: Turbulent flow, Annex 41 – Kyoto, [1] ASTM Standars: E906/E906M Test method for heat April 3 to 5, 2006. visible smoke release rates for materials and products using [7] J. Liu, J. Srebric, N. Yu, Numerical simulation of a thermopile method. convective heat transfer coefficients at the external surfaces [2] ASTM Standars: E1354 Test method for heat and of building arrays immersed in a turbulent boundary layer, visible smoke release rates for materials and products using Internarional Journal of Heat and Mass Transfer 61 (2013) an oxygen consumption calorimeter. 209-225. [3] Autodesk Simulation CFD 2013, Help Guide. [8] J. Quintieri, A theoretical basis for flammability [4] OpenFOAM 2.4.0 User Guide, 2015. properties, Fire and Materials 30 (2006) 175-214. [5] A. Neale, D. Derome, B. Blocken, J. Carmeliet,, CFD [9] J. Quintieri, A simplified theory for generalizing results calculation of convective heat transfer coefficient and from a radiant panel rate of flame spread apparatus, Fire validation – Part I: Laminar flow, Annex 41 – Kyoto, April nad Materials 5 (1981) 52-60. 3 to 5, 2006.

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Influencia de parámetros de diseño y operación en el rendimiento y emisiones de calefactores a leña O. Faríasa,*, C. Salgadob a

b

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 219, Concepción, Chile Laboratorio de Ensayo de Calefactores a Biomasa, CERYLAB Ltda., Pedro Aguirre Cerda 548, San Pedro de la Paz, Chile *E-mail Autor: [email protected]

Resumen A partir de octubre 2014 los calefactores a leña comercializados en Chile han debido someterse a exhaustivos análisis para su certificación 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 diferentes análisis realizados en el Laboratorio de CERYLAB Ltda., con el propósito de mostrar los últimos desarrollos tecnológicos a nivel nacional en el área de calefacción a leña, así como la influencia de parámetros de diseño y operación en las emisiones contaminantes 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 a 12 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 la cámara de combustión e incluyen los siguientes aspectos: distribución del aire primario y secundario, combinaciones de vermiculita y ladrillos refractarios, reemplazo del tradicional templador metálico con ingreso de aire secundario por una placa de vermiculita plana. Por otra parte, se han incorporado al mercado nacional nuevos modelos basados en la tecnología de llama invertida que combina una cámara superior para pirolisis de la leña con una inferior donde se produce la combustión del gas generado en la parte superior. En estos equipos se registran los menores índices de material particulado, con valores inferiores 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 a leña [4]. El rendimiento de los calefactores certificados oscila normalmente entre 70 y 85%, siendo los equipos de llama invertida 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 los calefactores, 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. 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 y Ambiental en Chile, XI Congreso Iberoamericano de Ingeniería Mecánica, La Plata, Argentina, 2013. [4] Ministerio de Energía, RE47 Establece etiqueta de consumo energético de calefactores a leña, 2014.

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Interacción de la producción de hollín y radiación de una llama de difusión axisimétrica de propano J.P. Soussia, G. Olivaresa, A. Fuentesa, R. Demarcoa,* a


Resumen El presente trabajo consiste en un estudio numérico con el objetivo de analizar la interacción entre la producción de hollín y la radiación térmica generada por una llama de difusión axisimétrica alimentada con propano. El proceso de combustión se considera 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 utiliza como 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 de elementos contaminantes que pueden ser liberados de la llama al ambiente. En este estudio se comparan las predicciones numéricas con resultados experimentales disponibles en la literatura [1]. Los resultados muestran que la interacción entre el hollín presente en la zona de combustión está directamente relacionado con la radiación emitida por la llama, ya que el hollín es el principal emisor de radiación térmica, siendo la emisión producida por los gases de combustión menor en términos generales. Por lo mismo la correcta estimación de la producción de hollín es fundamental para poder optimizar el proceso de recuperación de energía. El modelo de producción de hollín utilizado [2,3] predice correctamente el comportamiento general observado, 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 los valores experimentales comparados. Keywords: Llama de difusión, combustión de propano, simulación llama axisimétrica, radiación térmica, modelo de producción de hollín. axisymmetric diffusion flames, Journal of Quantitative Spectroscopy & Radiative Transfer 120 (2013) 52–69. [3] F. Nmira, J.L. Consalvi, R. Demarco, L. Gay, Assessment of semi- empirical soot production models in C1–C3 axisymmetric laminar diffusion flames, Fire Safety Journal 73 (2015) 76–90.

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Estudio numérico del índice de oxígeno en la producción de 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]

Resumen Un estudio numérico fue realizado con el objetivo de observar el efecto de variar la concentración de oxígeno de la corriente de oxidante, denominado Índice de Oxígeno (OI) [1], en la producción de hollín y en la radiación emitida por la llama para llamas de difusión inversas (IDF). Diez llamas axisimétricas en configuración inversa fueron simuladas, variando su OI del flujo oxidante desde 17% hasta 35%. Todas las llamas fueron alimentadas con etileno puro, el cual se mantuvo a un flujo volumétrico constante para todos los casos. El flujo oxidante también se mantuvo constante, pero la concentración de oxígeno fue 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 (X R). 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 dos ecuaciones 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 el comportamiento observado experimentalmente al cambiar el OI. Las alturas de llama fueron bien predichas en todos los casos. La teoría de Roper puede ser adaptada para estimar la altura de llama en condiciones de IDF. Simulaciones en términos de fracción en volumen de hollín, fracción en volumen de hollín integrada y fracción irradiada presentan un buen acuerdo con los datos experimentales hasta un OI de 25%. Para valores mayores, una creciente sobrepredicción fue observada. Keywords: Llama inversa de difusión, Índice de oxígeno, Combustión de etileno, modelo de producción de hollín semiempírico, modelo de radiación. [3] N. Peters, Laminar diffusion flamelet models in nonpremixed turbulent combustion, Progress in Energy and Combustion Science 10 (1984) 319–339   [4] P. Lindstedt, Simplified soot nucleation and surface growth steps for non-premixed flames, H. Bockhorn (editor), Soot Formation in Combustion, Springer Berlin Heidelberg, vol. 59 of Springer Series in Chemical Physics, pp. (1994) 417–441. [5]  M. Modest, H. Zhang, The full-spectrum correlatedk distribution for thermal radiation from molecular gas-particulate mixtures, Journal of Heat Transfer 124 (2001) 30–38.

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Velocidad de propagación del frente de llama en lechos de bosque 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 ignición y de propagación del frente de llamas para poder buscar soluciones que minimicen el daño causado. Tradicionalmente el comportamiento de los lechos de bosque es estudiado a partir de experimentos en laboratorio, donde las muestras son artificialmente construidas, sin respetar el orden relativo que naturalmente presentan estos lechos [1,2]. Si bien el flujo de aire a través del lecho poroso ha sido identificado como un parámetro fundamental para estimar la flamabilidad [3], poca atención se ha prestado a las perturbaciones del flujo que podrían surgir de la reconstrucción artificial de lechos para la experimentación. En un reciente estudio se ha mostrado que los lechos naturales de bosques de pino radiata presentan una importante diferencia de permeabilidad entre la dirección vertical y la dirección horizontal, producto de la acumulación de hojas de pino en forma de capas paralelas [4]. En el presente estudio se estudia la velocidad de propagación del frente de llamas 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

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III – MÉTODOS NUMÉRICOS Y MECÁNICA COMPUTACIONAL

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Calibración del método de elementos discretos para la fractura rocas D. Estaya, a


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 cuando entran en contacto. La formulación tradicional ha sido extendida para la simulación de fractura de materiales frágiles, si bien ha sido realizado bajo diferentes enfoques, el más utilizado consiste en la unión de estas partículas a través de enlaces. Estos elementos de unión poseen flexibilidad y resistencia a la fractura para representar la capacidad de deformación y ruptura de una roca. El comportamiento mecánico de una roca se rige por la formación y propagación de grietas en ella, estos procesos se encuentran explícitamente representados en el modelo a través de la ruptura de enlaces. El éxito para caracterizar correctamente el comportamiento macroscópico de las rocas requiere la correcta calibración de las micropropiedades de los elementos de unión. Establecer la influencia de las micro en las macropropiedades de la roca es una tarea compleja que muchos autores han abordado desde distintos puntos de vista[1-6], incluyendo el uso de patrones regulares de partículas i.e. estructuras FCC y HCP, 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

[4] Yuannian Wang and Fulvio Tonon. Calibration of a

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Influencia de la fractalidad del terreno sobre la propagación 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 *E-mail Autor: [email protected]

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 permita simular patrones de incendios en ecosistemas heterogéneos reales. En una primera etapa se simplifica el problema, en el cual la 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, donde se 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 local de un sitio, en términos de ignición y “burning rate”. Además, se presenta una validación con una interacción de cuatro sitios en un terreno plano. Finalmente, la capacidad del modelo es puesta a prueba mediante el análisis de la influencia de la dimensión fractal de un terreno generado teóricamente [5]. En particular, se centra la atención en el estudio de la percolación que pueda producirse en el bosque [6], y en la influencia que tiene la superficie en la cual se desarrolla el incendio. Diferentes resultados 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 un microcanal en forma de cruz mediante el método de Lattice-Boltzmann. Nicolás Oviedo, a, Diego Oyarzúna, Amador Guzmánb a


Resumen Las 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, 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] Jonathan D. Posner and Juan G. Santiago. Convective instability of electrokinetic flows in a cross-shaped microchannel. J. Fluid Mech. (2006), vol. 555, pp. 142.

[3] LI, Baoming and KWOK, Daniel Y. A lattice Boltzmann model for electrokinetic microchannel flow of electrolyte solution in the presence of external forces with the Poisson–Boltzmann equation. International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 46, April 2003.

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Simulación numérica energéticamente consistente del contacto 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 y deformables, 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 de contacto incluye amortiguamiento viscoso (no lineal) y fricción a través del modelo de Coulomb. El amortiguamiento y la fricción se formulan de manera coherente con el esquema de integración, asegurando la disipación incondicional. La condición geométrica del contacto se impone por medio de una ecuación de restricción. Dicha restricción, que define el contacto, se formula a partir de la ecuación de superficie que describe la geometría del sólido rígido, facilitando la detección del contacto y proporcionando una ecuación continua y diferenciable para el desarrollo del modelo matemático. Los sólidos deformables son modelados con materiales hiperelásticos y los sólidos rígidos se parametrizan usando coordenadas cartesianas, facilitando la implementación numérica del sistema multicuerpo flexible. Por otro lado, los modelos de contacto implementados 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 la formulación adoptada con respecto a otras técnicas. Keywords: Contacto, Dinámica, Multicuerpos, Consistente, Hiperlástico.

Referencias [1] Simo, J. C., & Tarnow, N. 1992. The discrete energymomentum method. Conserving algorithms for nonlinear elastodynamics. ZAMP, Zeitschrift für Angewandte Mathematik und Physik, 43(5), 757–792. [2] O. Gonzalez, Mechanical systems subject to holonomic constraints: Differential-algebraic formulations and conservative integration, Physica D: Nonlinear Phenomena, 132(1–2), 165–174, 1999. [3] J.C. García, R.A. Ortega, A Conservative Augmented Lagrangian Algorithm for the Dynamics of Constrained Mechanical Systems, Mechanics Based Desing of Structures and Machines, 34(4), 449–468, 2006.

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Modelación de descansos hidrodinámicos de segmentos por 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 *E-mail Autor: [email protected]

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 velocidades de 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 montado sobre ellos. Este trabajo presenta un modelo teórico para la predicción del comportamiento estático, térmico y dinámico de un descanso hidrodinámico 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 segmentos y eje) y elásticos (deformaciones bajo carga y expansión térmica de los segmentos). Dichas ecuaciones son resueltas en forma acoplada, 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 así implementado permite caracterizar la posición de equilibrio del sistema, así como obtener los coeficientes dinámicos equivalentes de rigidez y amortiguamiento del descanso. Una vez presentado el modelo teórico y su implementación numérica, su validez es verificada mediante la comparación de sus 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 de segmentos 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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Modelación numérica de nano-biosensores usando modelos continuos Christopher D. Cooper Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile *E-mail Autor: [email protected]

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 molécula objetivo se une a un ligando. El desarrollo de los biosensores de escala nanométrica han sido guiados por experimentos, en un esquema 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 ligandos cerca de la superficie del transductor. Este modelo está implementado en el software PyGBe [1], que resuelve la ecuación de Poisson-Boltzmann con el método de elementos de contorno acelerado con un algoritmo multipolo, y corre en tarjetas gráficas (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 con las que tiene afinidad para unirse. Esto es de vital importancia, pues la sensibilidad del sensor puede crecer hasta en dos ordenes 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 escalas nanométricas. 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 buenas alternativas. 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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Modelización numérica del desgaste en chutes de traspaso y descarga G. Parraa, F. Perazzoa,b,* a

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, 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 de alimentación o descarga en equipos de proceso, son los elementos más expuestos a fallar por desgaste. Considerando la función que estos equipos cumplen, es adecuado considerar en su etapa de diseño una solución apropiada para las condiciones de operación, en términos tanto de capacidad y flujo como también de resistencia al desgaste . Dada la diversidad de variables presentes durante su funcionamiento, satisfacer estos requisitos a menudo no es una tarea fácil. En el presente trabajo se presentan los elementos principales para establecer un método de diseño de chutes que considere tanto los aspectos de flujo como los de desgaste, utilizando recursos de modelización numérica disponibles en la actualidad. Primero, se revisan los 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 de los principales tipos y modelos de desgaste, con énfasis en los que mejor explican el deterioro de los chutes [3-5]. Se analiza el marco teórico necesario para comprender tanto el fenómeno físico, como el fundamento de los métodos numéricos para cuantificar 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 chute de alimentación de un molino SAG en la minería del cobre. Se elabora un modelo computacional del chute, el cual se valida según 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 numérica de modelización del desgaste es útil para evaluar propuestas de diseño, y en general, simular la operación de sistemas y equipos 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 for chutes to handle bulk solids, Bulk Solids Handling 12 (1992) 447–450. [2] F. Cabrejos, M. Jofré, Diseño y operación de chutes de traspaso 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 (ASTM International). Standard Terminology Relating to Wear and Erosion, G40 – 13. West Conshohocken, Philadelphia, 2013. [6] G. Parra, Modelamiento computacional de flujos granulares y desgaste en chutes de traspaso y descarga: validación de un diseño existente utilizando el código LIGGGHTS, UTFSM, Departamento de Ingeniería Mecánica, Memoria para optar al título profesional de Ingeniero Civil Mecánico, 2015.

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Aportación a la mejora en eficiencia de la simulación dinámica de arcos de fábrica L. Valenzuelaa, M. Muñoza, C. Parra-Chamorroa, R. Goñib, I. de Arteagaa,* a b

Escuela Ingeniería Mecánica, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, Avda. Los Carrera 01567. Quilpué. Chile 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 han desarrollado distintos modelos. Desde macromodelos donde las estructuras se simplifican al máximo, hasta micromodelos detallados donde se modelan las distintas partes que componen la estructura, y la interacción entre las mismas. Los modelos realizados 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 las formas de modelar un arco o un muro de fábrica, el micromodelado, es sin duda la forma que posee un mayor costo computacional frente a otras formas de modelar, y es el elevado costo computacional. De todas las formas de modelar un arco o 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 de fábrica. 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 las mejoras 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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Modelación del proceso de embutido y el efecto de la anisotropía 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 for Metal Sheet Characterization, Key Engineering Materials 344 (2007) 135-142 [2] W.F. Hosford, R. M. Caddell, Metal Forming: Mechanics and Metallurgy, Cambridge, 2007.

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Mejoramiento de la transferencia de calor desde una pared caliente debido a la interacción superficie-vórtice generada por un synthetic jet incidente Luis Silva-Llancaa* y Alfonso Ortegab a

b

Departamento de Ingenieria Mecanica, Universidad de La Serena, Benavente 980, La Serena, Chile Laboratory for Advanced Thermal and Fluid Systems, Villanova University, 800 Lancaster Avenue, Villanova, PA, USA *E-mail Autor: [email protected]

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 la 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 se evite la fusión. Keywords: Convección de calor, Synthetic jets, Dinámica de vórtices, CFD

Agradecimientos

Los 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 cooling over 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 flux flat plate cooled by synthetic air jets, Journal of Heat Transfer 128 (2006) 990–1000. [6] L. Silva-Llanca, A. Ortega, I. Rose, Experimental convective heat transfer in a geometrically large twodimensional impinging synthetic jet, International Journal of Thermal Sciences 90 (2015) 339–350.

[7] L. Silva, A. Ortega, Convective heat transfer in an impinging synthetic jet: A numerical investigation of a canonical geometry, Journal of Heat TransferTransactions of the ASME 135 (2013) 08220. [8] M. Arik, T. Icoz, Predicting heat transfer from unsteady synthetic jets, Journal of Heat Transfer-Transactions of the ASME 134 (2012) 08190. [9] J. C. R. Hunt, A. A. Wray, P. Moin, Eddies, streams, and convergence zones in turbulent flows, 1988 Summer Program (SEE N89-24538 18-34), 193–208

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Sobre los técnicas de interacción fluido-estructura en el método 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 *E-mail Autor: [email protected]

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 cobrado atención la aceleración de los tiempos de cálculo mediante uso de tarjetas gráficas (GPU) [2], en donde la naturaleza del método es ampliamente explotada. Esto lo ha llevado a ser considerado como un método alternativo para la dinámica de fluidos 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 los más 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 software comercial (GiD) [4]. La implementación de un modelo LBM-IBM [5] nos permitirá analizar flujos externos en cuerpos tanto fijos como móviles, cuya validación será mediante resultados comparativos presentes en la literatura. Se recogen en este trabajo los resultados preliminares obtenidos del estudio. Keywords: Método de Lattice-Bolztmann, Dinámica de Fluidos Computacional, Interacción Fluido-Estructura, Immersed Boundary Methods, Flujos Externos.

Referencias [10] C.K. Aidun, J.R. Clausen, Lattice-Boltzmann method for complex flows, Annual Review of Fluid Mechanics 42 (2010) 439-472. [11] P.R. Rinaldi, E.A. Dari, M.J. Vénere, A. Clausse, A Lattice-Boltzmann solver for 3D fluid simulation on GPU, Simulation Modelling Practice and Theory 25 (2012) 163-171. [12] R. Mittal, G. Iacarino, Immersed Boundary Methods, 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. [14] J. Favier, A. Revell, A. Pinelli, A Lattice Boltzmann – Immersed Boundary method to simulate the fluid interaction with moving and slender flexible objects, Journal of Computational Physics 261 (2014) 145-161.

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IV – MECÁNICA DE FLUIDOS

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Validación de un código general para la simulación de flujo electroosmóticos en microcanales mediante el método de Lattice Boltzmann. Esteban Guerreroa, Diego Oyarzúna, Daming Chena, Nicolás Oviedoa, Paulina Escobara, Amador Guzmánb a


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 de relajación: 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 lattice Boltzmann model for electrokinetic microchannel flow of electrolyte solution in the presence of external forces with the Poisson–Boltzmann equation. International Journal of Heat and Mass Transfer, Vol. 46, April 2003.

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Mecanica de fluidos en flujos binarios turbulentos de metales fundidos en inyeccion de moldes Nelson Moraga, Cristián Cayo, Marcelo Gallardo Departamento 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 NavierStokes, 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 por convección mixta en aire y secado de alimentos porosos N. Moragaa,*, D. Gallardo, J. D’Alencon, R. Lemusb a

b

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Serena, Benavente 980, La Serena, Chile Departamento de Ingeniería en Alimentos, Universidad de La Serena, Benavente 980, La Serena, Chile *E-mail Autor: [email protected]

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 el tiempo 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, Experimental investigation of different solar dryers suitable for fruit and vegetables drying, Renewable Energy 6 (1995) 413-424. [2] O. Ekechukwu, B. Norton, Review of solar-energy drying systems II: An overview of solar energy technology, Energy Conversion and Management 40 (1999) 615-655. [3] M. Leon, S. Kumar, A comprehensive procedure for performance evaluation of solar food dryers.

Renewable and Sustainable Energy Reviews 6 (2002) 367-393. [4] A. A. El-Sebaii, S. Aboul-Enein, M. R. I. Ramadan, H. G. El-Gohary, Experimental investigation of an indirect type of natural convection solar dryer, Energy Conversion and Management 43 (2002) 2251-2266. [5] J. P. D’Alencon, Estudio térmico de uso de energía solar en climatización de vivienda y secado de alimentos, Trabajo de Titulación de Ingeniería Civil Mecánica, Universidad de La Serena, 2015.

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Predicción de congelación de alimentos mediante estudios transientes con convección laminar y turbulenta de aire N. Moragaa,*, C. Zambrab a b

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de La Serena, Benavente 980, La Serena, Chile Centro de Estudios de Alimentos Procesados, Universidad de Talca, San Miguel 3245, Talca, Chile *E-mail Autor: [email protected]

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, permiten analizar 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, International Journal of Heat and Mass Transfer 45 (2002) 1915-1931. [2] L. Kaale, T. Eikeviek, T. Bardal, E. Kjorsvik, T. Nordtvedt, The effect of cooling rates on the ice crystal growth in air-packed salmon fillets during superchilling and superchilled storage, International Journal of Refrigeration 36 (2013)110-119.

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Flujo turbulento de aire en diseño aerodinamico de tres autos solares de carrera Pablo Pacheco, Daniel Garrido, Nelson Moraga Departamento 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 Caving E. 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 *E-mail Autor: [email protected]

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 in hoppers and bins, International Journal of Rock Mechanics 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 to mining, Chamber of Mines Journal, vol. 22, pp. 25-32. [3] Heslop, TG and Laubscher, D 1981, Draw control in caving operations on Southern African chrysotile asbestos mines, in Design and operation of caving and sublevel stoping mines, ed. D Stewart, Society of Mining 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). A constitutive law for dense granular flows. Nature, 441(7094), 727-730.

[6] Forterre, Y., & Pouliquen, O. (2008). Flows of dense granular media. Annu. Rev. Fluid Mech., 40, 1-24. [7] Castro, R., Trueman, R., & Halim, A. (2007). A study of isolated draw zones in block caving mines by means of a large 3D physical model. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 44(6), 860-870. [8] Melo, F., Vivanco, F., Fuentes, C., & Apablaza, V. (2008). Kinematic model for quasi static granular displacements in block caving: Dilatancy e_ects on drawbody shapes. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 45(2), 248-259.

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V – COMPORTAMIENTO MECÁNICO

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Caracterización de la respuesta mecánica pasiva del miocardio de cerdo E. Riveraa, P. Sáncheza, C. García-Herreraa, D. Celentanob a

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Santiago de Chile, Av. Bdo. O’Higgins 3363, Santiago, Chile Departamento de Ingeniería Mecánica y Metalúrgica - Pontificia Universidad Católica de Chile Av. Vicuña Mackenna 4860 Santiago, Chile E-mail: [email protected]

b

Resumen Este 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 financiamiento de Postgrado: CONICYT-PCHA/Doctorado Nacional/2014-21140988, por el soporte brindado en este trabajo. Keywords: Miocardio, Modelos Hiperelásticos, Comportamiento Mecánico Referencias [1] G.A. Holzapfel, R.W. Ogden. Constitutive modelling American Journal of Physiology-Heart and of passive myocardium: a structurally based Circulatory Physiology, 2002. H2650-H2659 framework for material characterization. Philosophical [4] P. S. Bascuñán, Análisis de la respuesta mecánica Transactions of the Royal Society A: Mathematical, pasiva del miocardio. Tutor: García Herrera. C. Tesis Physical and Engineering Sciences, 2009. 3445-3475 de Magister. Universidad de Santiago de Chile. p. 367 v. Santiago. Chile. 2014. [2] M.G. Doyle, S. Tavoularis, Y. Bourgault, Adaptation [5] C. Cuellas-Ramón, A. Pérez, C. Pérez-Martínez, A. of a rabbit myocardium material model for use in a Diego-Nieto, J. Gonzalo-Orden, F. Fernandezcanine left ventricle simulation study, Journal of Vasquez. Investigación traslacional en isquemia, Biomechanical Engineering 132(4), 041006, 2010. infarto de miocardio y reperfusión. Rev Esp Cardiol [3] S. Dokos, B.Smaill, A. Young, I. LeGrice. Shear Supl. 2013;13(E):57-6. properties of passive ventricular myocardium.

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Análisis de las tensiones residuales de arterias de ovejas gestadas en altura Zhuoming Chen Linaa, Daniel Poblete P.a, Emilio A. Herrerab, Aníbal J. Llanosb, Diego Celentanoc, Claudio García-Herreraa a

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Santiago de Chile, Av. Bdo. O’Higgins 3363, Santiago, Chile Programa de Fisiopatología, ICBM, Facultad de Medicina - Universidad de Chile Av. Salvador 486 Santiago, Chile c Departamento de Ingeniería Mecánica y Metalúrgica - Pontificia Universidad Católica de Chile Av. Vicuña Mackenna 4860 Santiago, Chile E-mail: [email protected] b

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 arteria inmerso 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

[3] D. Cañas-Quezada, R. Manríquez, C. García-

Referencias

Herrera, E. Herrera, D. Celentano. Ensayo de tracción en un anillo de arteria. Jornadas de Mecánica Computacional 2014. Vol 12 204-212 (2014)

[1] Emilio A. Herrera. High-altitude chronic hipoxia during gestation and after birth modifies cardiovascular respones in newborm. Regul Inegr Camp Physiol. Vol 292(6):R2234-40 (2007) [2] S.Q.Liu and Y.C.Fung. Zero stress states of arteries. Journal of biomechanical engineering. Vol 110, February (1988) 82-84.

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Efecto de la temperatura de sinterización sobre las propiedades mecánicas de espumas de aleaciones Ti-NbTa-Mn D. Muñoza, S. Lascanoa, *, C. Aguilarb, L. Péreza a

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile b Departamento de Ingeniería Metalúrgica y Materiales, Universidad Técnica Federico Santa María, Av. España 1680, Casilla 110-V, Valparaíso, Chile *E-mail Autor: [email protected]

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 al desgaste. 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 TiNb-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-NbTa-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 la homogeneización 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. [2]

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Análisis de falla en componente de sistema de tuberías de transporte 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 que van desde los Vasos presurizados hasta CT2 (Convertidor teniente) en las instalaciones de Codelco Norte Chuquicamatafundiciones, este sistema fallo después de un año de funcionamiento. El sistema de tubería transporta una cantidad de polvo de 14 Ton/pulsada, usando 300 m3 de aire a una presión de 3 (Kg/cm2). El objetivo de la investigación fue determinar la causa específica de la falla en los sistemas de transporte de polvo. Como parte de la metodología utilizada para resolver el caso 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 que el acero de la tubería es un SAE 1020. La dureza corresponde a 126,7 HB (que es una resistencia al desgaste muy baja para la exposición del sistema). Mediante el análisis metalográfico del material se pudo comprobar que este, no presentaba defectos. Las propiedades mecánicas resultaron ser de 26,3 y 43,3 (Kg/mm2) 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 erosivo que 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 agresiva, 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 P. Wypych, “Design considerations of long-distance pneumatic transport” 1998. [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 Bend Geometry on Erosion and Product Degradation in Pneumatic Conveying Pipeline Systems” pp. 129-136, 2012.

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Influencia de la orientación de la fibra en las frecuencias naturales de vigas compuestas sumergidas cerca de una estructura rígida de fondo. C. Villegasa,*, C. G. Rodríguezb, P. Floresb a

b

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad del Bío Bío, Av. Collao 1202, Concepción, CHILE Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 219, Concepción - CHILE *E-mail Autor: [email protected]

Resumen Cuando una estructura rígida se encuentra cerca de un cuerpo sumergido (isotrópico u ortotrópico), las frecuencias naturales de 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 superficie rígida sobre una viga epóxica reforzada con fibra de vidrio unidireccional, que se encuentra sumergida a una cierta distancia del fondo, para diversas orientaciones de la fibra. Se parametrizó la distancia entre el fondo rígido y la viga, para determinar experimentalmente las tres primeras frecuencias naturales en flexión, mediante su vibración libre, y calcular la razón entre las frecuencias en aire y agua para cada modo de vibrar. Los resultados experimentales se compararon con un código de elementos finitos comercial (SAMCEF), concluyendo que la disminución de las frecuencias naturales en función de la distancia entre la viga y el fondo es exponencial, es independiente del ángulo de la fibra y puede ser predicha con un 4% de error promedio. Keywords: viga compuesta, viga en voladizo sumergida, interacción fluido-estructura, vibración libre, frecuencias naturales.

Referencias [1]

[2]

C.G. Rodriguez, P. Flores, F.G. Pierart, L.R. Contzen, E. Egusquiza, Capability of structural– acoustical FSI numerical model to predict natural frequencies of submerged structures with nearby rigid surfaces, Computers & Fluids 64 (2012) 117–126.

221

Matthew R. Kramer, Zhanke Liu, Yin L. Young, Free vibration of cantilevered composite plates in air and in water, Composite Structures 95 (2013) 254–263.

Efecto del envejecimiento por condiciones climáticas en uniones adhesivas simples que utilizan adherentes de material compuesto R. Hunter1, E. Leal 1, J. Moller1, L. da Silva2 1

Departamento de Ingeniería Mecánica – Facultad de Ingeniería y Ciencias - Universidad de La Frontera Francisco Salazar 01145 - Temuco – CHILE 2 Departamento 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]

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 90 1,01, 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 la simulación en Modo I de un adhesivo de metacrilato Renato Hunter1, Jaime Molina1, Juan Moller1, Lucas da Silva2 1

Departamento de Ingeniería Mecánica - Universidad de La Frontera Francisco Salazar 1145 - Temuco – CHILE 2 Departamento 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 DE MÉTODOS Y GESTIÓN DE LA PRODUCCIÓN

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El rol de las simulaciones multibody en la homologación dinámica 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 que acarrean los descarrilamientos o choques. Por este motivo, el proceso de homologación dinámico [1], en el cual se certifica mediante 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 implica fabricar 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 de investigación de problemáticas concretas del ferrocarril, a ser una herramienta básica en el diseño y fabricación de vehículos ferroviarios [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 por simulaciones por computador, lo cual podría llegar a disminuir el costo y el tiempo de homologación en gran medida y manteniendo el mismo nivel de seguridad original. El artículo muestra el proceso de homologación habitual de un vehículo y cómo es posible simular los ensayos experimentales 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 un vehículo por una curva con un cierto defecto. Esta simulación es importante para el proceso de homologación físico, ya que se logra comprobar, antes de que el vehículo se ensaye en vía, que esa circulación va a ser segura. Además, se simulan una serie de curvas para comprobar las características dinámicas de un vehículo, en función de diferentes excitaciones de vía. Los resultados muestran cómo la calidad de la vía influye significativamente en la seguridad contra el descarrilamiento, así como también 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 la seguridad de que las simulaciones son una representación lo suficientemente adecuada de la realidad física. Keywords: vehículos ferroviarios, dinámica ferroviaria, simulaciones dinámicas, multibody.

Referencias

CEN, EN 14363:2005. Railway applications – testing for the acceptance of running characteristics of railway vehicles – testing of running behavior and stationary tests. [2] A.A. Shabana, J.R. Sany, A survey of rail vehicle track simulations and flexible multibody dynamics, Nonlinear Dynamics 26 (2001) 179-210. [3] C. Weidemann, State-of-the-Art railway vehicle design with multi-body simulation, Journal of Mechanical

Systems for Transportation and Logistics 3 (2010) 1226. [4] P. Shackleton, S. Iwnicki, Comparison of wheel-rail conctact codes for railway vehicle simulation: an introduction to the Manchester Contact Benchmark and initial results, Vehicle System Dynamics 46 (2008) 129149.

[1]

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VII – ENERGÍAS RENOVABLES

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Termografía infrarroja aplicada al monitoreo de condición en sistemas fotovoltaicos en la zona norte de Chile E. Estupinan a,*, M. Caquisanea, O. Canaviria, G. Canaviria, B. Acevedob a

b

Escuela Universitaría de Ingeniería Mecánica, Universidad de Tarapacá. 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 con aproximadamente 20%, petróleo 13% y gas natural 29% [1,2]. Considerando lo anterior, más la necesidad y tendencia creciente en el mundo de utilizar fuentes energéticas renovables para la producción de electricidad, el uso de sistemas fotovoltaicos se hace cada vez una mejor alternativa en Chile. Esto sumado a que los precios de generación con energía solar han dejado de ser una barrera, teniendo en cuenta que los costos de los proyectos solares fotovoltaicos en los últimos tres años han descendido hasta en un 50% en el mundo. En este contexto, una forma de ver el crecimiento del uso de la energía fotovoltaica en Chile, es que en el año 2013 se comenzó con solo 11 MW de capacidad instalada. Sin embargo, actualmente existe una gran cantidad de proyectos aprobados superando los 3 GW de potencia neta [3], considerando solamente la zona norte del país. Dicha zona se caracteriza por poseer un elevado potencial de radiación solar, siendo muy favorable para el uso 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 y detección de fallos en sistemas fotovoltaicos, así como también, para evaluación de efectos medioambientales en dichos sistemas. 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 presentan resultados 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. [3] CNE, Comisión Nacional de Energía, Gobierno de Chile. Obras de generación y transmisión en construcción, (2015). Disponible en: www.cne.cl/images/RES%20132.pdf

Referencias [1] Del Campo, S. Estrategia Nacional de Energía 2012 – 2030, Energía para el futuro. Gobierno de Chile, (2012). Disponible en:

[4] Denio, H. Aerial solar thermography and condition monitoring 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 and Power Quality (ICREPQ’10), Spain, (2010)

http://www.cifes.gob.cl/archivos/sextoencuentro/m2/Sergio%20D el%20Campo%20Presentacion_EncuentroERNC%202012.pdf

[2] Bunster J. Política energética para un Chile desarrollado, 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

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Validación de modelos de sistemas solares térmicos residenciales 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. Para evaluar dicho potencial se requiere conocer el rendimiento anual o estacional de estos equipos. Esto da origen al siguiente análisis, 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 aguapropilenglicol y un estanque de almacenamiento. Ambos sistemas se instrumentan con termocuplas, un piranómetro y el flujo de consumo se mide por peso. En esta caracterización, se hacen ensayos diarios en condiciones ambientales y por separado para los colectores y los estanques de almacenamiento. Posteriormente, ambos sistemas son modelados para correlacionar sus eficiencias con parámetros de la vivienda; tales como superficie, número de habitantes y perfil de consumo. Se usa como caso de estudio una vivienda ubicada en la ciudad de Concepción. 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% en ensayos 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%; el colector 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 el rendimiento horario y estacional de estos dos sistemas. Si bien este no es el objetivo de este artículo, es importante saber que este es el producto final que se busca de este análisis, para estimar los rendimientos que se utilizarán como entradas en el contexto 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 System Simulation Program, Solar Energy Laboratory, University of Wisconsin, Madison, USA, 2010

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Efecto de la Suciedad en el Equipo de Medida de la Radiación Global bajo Condiciones Costeras de la Región de Arica y Parinacota L. Cornejoa,b*, E. Rodríguezb, C. Floresc a

Laboratorio 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, Chile c Escuela 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 que se 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 metros sobre el nivel del mar, Minera Quiborax a 2000 metros sobre el nivel del mar y Las Rejas a 4000 metros sobre el nivel del mar, 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 zona costera, específicamente en Avenida General Velásquez 1775, de la ciudad de Arica; latitud 18,47,03° Sur, longitud 70,31,16° Oeste. La problemática a estudiar fue el efecto de la suciedad (polvo) sobre el piranómetro de la Estación Radiométrica mediante dos “fases”, la primera denominada “Fase Limpia”, por que el propósito fue realizar una adecuada limpieza a cada uno de los instrumentos que componen la estación obteniéndose una base de datos fidedignos para posteriormente proponer un modelo matemático. 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 los instrumentos de la estación, a excepción del piranómetro que mide la radiación global. De esta manera, se logró una medida real de comparación entre los instrumentos que miden la radiación global y la de los instrumentos que miden la radiación difusa 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 que se denomina una “Curva de Calibración”. Esta curva contiene los datos obtenidos entre las 6:30 de la mañana (hora del amanecer) y las 17:20 de la tarde (hora del ocaso) durante todo el proceso de medición de la “Fase Limpia” obteniéndose la ecuación más precisa que pueda representar a los datos. Esto se logra teniendo como referencia el Coeficiente de Determinación ( ), 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 cual es el principio estándar de tiempo por el cual el mundo regula los relojes. Las zonas horarias del mundo se expresan como desviaciones 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 sin confusiones 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 de los valores cada 10 minutos. El Data Logger a su vez registra el valor máximo y mínimo en el período de los 10 minutos anteriores 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 durante la “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 se mantiene 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 matemático utilizando el piranómetro que mide la radiación difusa y el pirheliómetro de radiación directa normal. El modelo matemático aquí descrito presenta algunas diferencias cuando se producen aumentos bruscos de la radiación, haciendo que en algunos momentos del día la radiación que se obtiene por el modelo sea menor a la que está leyendo el piranómetro. Esto se puede corroborar fácilmente de forma gráfica para los primeros 5 días de la “Fase Sucia”. A contar del día 21 de junio en adelante la curva 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 los días, 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 el efecto de la suciedad es muy variable debido a las diferentes fuentes de contaminación. Cada una de estas fuentes puede variar su cantidad de deposición de material particulado sedimentable a lo largo de cada mes y cada año, por lo que este tipo de trabajos siempre va a referirse a casos particulares. Keywords: Suciedad, Irradiancia horizontal global, piranómetro

Referencias [1] D. Feuermann, A. Zemel, 1993, Dust-induced degradation 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, No 6, pp. 489-492. [3] Lorenzo Eduardo. Volumen II: Radiación Solar y Dispositivos Fotovoltaicos. Universidad Politécnica de Madrid – España. Primera Edición, diciembre, 2006. [4] Iqbal Muhammad. An Introduction to Solar Radiation. Department of Mechanical Engineering. The University of British Columbia, Vancouver, British Columbia, Canada. 1983.

[5] Duffie John, Beckman Williams. Solar Engineering of Thermal Processes. University of Wisconsin – Madison. Second Edition, 1991. [6] Organización Meteorológica Mundial. Guía de Instrumentos y Métodos de Observación Meteorológicos. OMM N°8. Ginebra, Suiza. Sexta Edición, 1996. [7] M.C. Kotti, A.A. Argiriou, A. Kazantzidis, Estimation of direct normal irradiance from measured global and corrected diffuse horizontal irradiance, Energy (2014), Vol. 70, pp. 382-392.

230

VIII – ECONOMÍA ENERGÉTICA

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Estudio técnico-económico del proceso de co-combustión de carbón pulverizado y gas de síntesis producto de la gasificación de carbón, en una central termoeléctrica C. Rojasa,*, A. Sáeza, J.C. Olmedoa a


Resumen En la actualidad, a pesar de las controversias, el carbón continúa siendo una de las principales fuentes de energía en el mundo, especialmente en las centrales termoeléctricas, las que cuentan con diversos sistemas de abatimiento para mitigar los efectos locales adversos de su uso, como lo son las emisiones de MP, SO2 y NOx. En el caso de la reducción de emisiones de NOx, en los años noventa se estudió la alternativa de realizar co-combustión de carbón y gas natural en calderas generadoras de vapor de centrales termoeléctricas. El estudio del estado del arte desarrollado [1,2], indica que sustituyendo con gas natural en la zona secundaria de la caldera, una proporción equivalente al 20% del aporte energético que realiza en total el carbón, se tiene la capacidad de reducir las emisiones de NOx hasta en un 70%. Dada la indisponibilidad de gas natural y su alto precio, en el presente trabajo se estudia la sustitución del gas natural en este tipo de sistemas, por un gas obtenido desde la gasificación de carbón [3]. Estimaciones iniciales con gas obtenido desde la gasificación de biomasa como combustible de requemado en la cocombustión con carbón, indican que la máxima reducción de emisiones de NOx fue de un 46%, considerando un 23% de aporte energético de syngas [4,5]. Aplicando estos antecedentes, pero con syngas de carbón en la central Unidad 5 de Guacolda perteneciente al SIC [6] para ejemplarizar esta tecnología, se obtuvo como resultado que el sistema SCR que se proyecta utilizar en esta Central es la mejor alternativa de reducción de emisiones de NOx con costos anuales de 800 USD/ton de NOx removido, frente a dos tecnologías de requemado de gas de síntesis estudiadas, cuyos costos anuales se encuentran entre los 2.500 y 6.000 USD/ton de NOx removido. Respecto a los costos variables proyectados en esta Central, se observó un aumento de hasta 4 USD/MWh con el uso de la tecnología de requemado, lo cual es atribuible principalmente al consumo adicional de carbón. Keywords: NOx, Requemado, Gasificación de Carbón, Co-combustión.

Referencias Us Environmental Protection Agency, Summary: Control of NOx Emissions by Reburning, EPA/625/R-96/001, February 1996. [2] J. Tobin, Reburn and advanced NOx Control Technologies, PEC Clean Fossil Energy Seminar Seoul, Korea, December 9-12, 2003. [3] D. Timmermann, A. Sáez, J.C. Olmedo, Diseño de política pública para sustituir o complementar la producción de gas natural a partir de un gas

producido en base a gasificación de carbón para abastecer la demanda de gas natural en Magallanes, Artículos de Tesis Magíster en Economía Energético UTFSM, 2013. [4] S.L. Chen, J.M. Mccarthy, W.D. Clark, M. P. Heap, W.R. Seeker, D.W. Pershing, Bench and pilot scale process evaluation of reburning for in Furnace NOx Reduction, Energy and

[1]

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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 cofiring and reburning in a coal fired boiler, Fuel 83, Octubre 2004.

[6]

233

Comisión Nacional de Energía, Informe Técnico Definitivo Abril 2015, Fijación de Precios de Nudo de Corto Plazo SIC, Gobierno de Chile, Abril 2015.

Análisis de la factibilidad técnico económico en la aplicación del proceso de Carbonización Hidrotermal para la biomasa cubana en zonas rurales aisladas de la red eléctrica 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 *E-mail Autor: [email protected]

Resumen El objetivo principal de la investigación se basa en analizar si es económicamente factible la utilización del proceso de Carbonización 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 utilizará como combustible en una planta combinada de energía y calor, para suplir la demanda de las viviendas y de la propia planta HTC. Para la realización del mismo se analizó y describió la tecnología HTC teniendo en cuenta sus parámetros principales y se 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 y Período de Recuperación. El resultado final fue que para que el proyecto fuera económicamente factible las 25 viviendas deberían estar alejados al menos 3 km del Sistema Energético Nacional (SEN) y el caso de estudio, una distancia superior a los 20 km. Keywords: Hydrothermal carbonization, biomass, rural zones.

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IX – EDUCACIÓN EN INGENIERÍA

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Importancia del Manejo de Materiales Sólidos a Granel en la Industria Nacional Francisco Cabrejos Marína,* a


Resumen El manejo de materiales sólidos a granel es, por lejos, la mayor actividad industrial en el mundo. De acuerdo a la British Materials Handling Board, en 2013 más de 16.000.000.000 de toneladas de materiales comunes se manejaron, transportaron y almacenaron 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 total de 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 no incluye 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, tales como 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 esta materia, y dispone desde el año 2003 de un Centro de Investigación para el Transporte de Materiales (CITRAM) que apoya la docencia, 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/o modelaciones de sistemas de transporte neumático, segregación en silos y stockpiles, tipos de flujo en tolvas, flujo de descarga 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 dispositivos aerodinámicos para vehículos de transporte terrestre. Ing. Freddy Faúndez Campodonicoa,* a

Academia 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 dispositivo aerodinámico 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 mediante simulaciones 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 de transporte 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 escala reducida en un túnel de viento subsónico [6,7] perteneciente a la Fuerza Aérea de Chile, y luego evaluados a escala intermedia en un vehículo de transporte terrestre a escala, denominado GRV, construido especialmente para realizar experimentos aerodinámicos en camiones; el GRV fue dotado de variados instrumentos, tales como sensores de presión estática, sonda de Pitot, acelerómetros, GPS, cámaras de video y otros equipos, con los que se registró fenómenos aerodinámicos 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 la geometría del prototipo inicial, resultando un diseño final que fue construido a escala real, e instalado y probado en un camión en carretera. Los resultados obtenidos con este prototipo final fueron consistentes con los datos conseguidos en las diferentes etapas experimentales anteriores, según los procedimientos implementados [8]. El presente trabajo ha establecido una metodología sin precedentes en el desarrollo del primer equipo aerodinámico para vehículos de transporte carretero construido en el país. Keywords: CFD, aerodinámica, túnel de viento, coeficiente de arrastre, capa límite.

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J.D. Anderson, Computational Fluid Dynamics. New York, McGraw Hill, 1995. I.H. Shames, Mecánica de Fluidos, tercera edición. Santa Fé, McGraw-Hill Iberoamericana, 1995. J.D. Anderson, Fundamentals of Aerodynamics, second edition. New York, McGraw Hill, 1984. B. Thwaites, Incompressible Aerodynamics. New York, Dover Publications, 1960. H. Schlichting, Teoría de la Capa Límite, quinta edición. 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 Wind Tunnel Measurements. National Advisory Committee for Aeronautics, NACA Report 342, 1940. [12] H. Gutiérrez, R Salazar, Análisis y Diseño de Experimentos, segunda edición. Santa Fé, McGraw-Hill Iberoamericana, 2008.

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Diseño de una correa transportadora utilizando una cinta de 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, Chile c Gerencia de Ingeniería y Constructibilidad, Vicepresidencia de Proyectos, Alameda 1449 SDT2 Piso 9, Santiago centro, Santiago, Chile

*E-mail Autor: [email protected]

Resumen Este trabajo describe el proceso de diseño de las correas principales asociadas al Sistema de Manejo de Materiales del Proyecto Mina Chuquicamata Subterránea. Presentando los aspectos técnicos relevantes para la definición de los equipos y la generación del Layout general. Se analizan los aspectos de diseño fundamentales de las correas subterráneas, memorias de cálculo, factores de seguridad, chutes de traspaso, arreglo de motores, polines, sistema tensor, sistema de enfriamiento y manejo del polvo en el sector de las transferencias. Para el dimensionamiento y selección de la cinta se utilizan los factores de seguridad indicados en la norma DIN [1], dando como resultado el requerimiento de una cinta St10000, además de estimar los porcentajes de llenado de la correa [2], potencia necesaria para el sistema motriz tipo Gearless utilizado y el nivel de 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 22101:2011-12, Continuous conveyors – Belt conveyors for loose bulk materials – Basis for calculation and dimensioning (2011). [14] CEMA, Conveyor Equipment Manufacturers Association, Belt Conveyors for Bulk Materials, sixth edition (2007). [15] S. S. Vanamane, P.A. Mane, and K. H. Inamder, Design and its Verification of Belt Conveyor System [13] DIN

Used for Mould Using Belt Comp Software. Int. Journal of Applied Research in Mechanical Engineering. Vol. 1(2011) 48-52. [16] K. N. Anath, and V. Rakesh, Design and Selecting Proper Conveyor Belt. Int. Journal of Advanced Technology. 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 la Detección de la Inclinación del Cráneo Guillermo Echagüea,*, Michael Mirandab, Renato Salinasc a

Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Santiago de Chile, Av. Libertador Bernardo O`Higgins 3363, Casilla 9170022, Santiago, Chile b Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Santiago de Chile, Av. Libertador Bernardo O`Higgins 3363, Casilla 9170022, Santiago, Chile c Departamento de Ingeniería Mecánica, Universidad Santiago de Chile, Av. Libertador Bernardo O`Higgins 3363, Casilla 9170022, Santiago, Chile *E-mail Autor: [email protected]

Resumen El objetivo principal de este trabajo es el desarrollo de un controlador cinemático robusto que permita manipular a distancia un robot antropomórfico. El robot es de dimensiones fijas, posee 5 GDL todos rotacionales, accionado por motores de corriente continua y un grupo de encoders para determinar su posición espacial [1]. Para la construcción del control cinemático, se utiliza la cinemática directa e inversa del robot la cual es comparada con el modelo cinemático propuesto por Benbelkacem [2]. Por un lado, la cinemática directa se obtiene por medio del modelo de Denavit-Hartenberg [3] y por otro lado, la cinemática inversa, se obtiene a través de un analisis geométrico, teniendo como clave el desacoplo cinemático de su elemento 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, las cuales son determinadas por medio de reconocimiento de patrones relacionados con la combinación de variables, recibidas en un 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 la cinemática directa e inversa, implementadas vía hardware y software respectivamente, logrando así un control en lazo cerrado, preciso y con corrección de errores, es decir, un control con robustez. Lo que finalmente es enlazado a un modelo de realidad 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 RVM1. Manual usuario robot. [19] Y. Benbelkacem, Explicit kinematic model of the Mitsubishi RV-M1 robot arm. Proceedings of IEEE. (2012) 404-409. [20] Denavit, J.; Hartenberg, R. "A kinematic notation for lower-pair mechanisms based on matrices". Trans ASME 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 con VRML97. Universidad de Málaga, Málaga 3-18 Khaled, N. Virtual Reality and Animation for MatLab® and Simulink® User. Springer, London (2012) 1-139.

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COCIM 2015 UTFSM

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