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UNIVERSIDAD DE CARABOBO
FACULTAD DE INGENIERÍA
ESCUELA DE INGENIERÍA QUÍMICA
LABORATORIO DE INGENIERÍA QUÍMICALABORATORIO DE INGENIERÍA QUÍMICA II
INFORME N°2
ESTUDIO DE ALGUNOS PARÁMETROS EXPERIMENTALES DURANTE LA
OPERACIÓN DEL GENERADOR DE VAPOR UBICADO EN EL
LABORATORIO DE INGENIERÍA QUÍMICA
Jefe de Grupo:
Alberto Lugo
Valencia, 20 de enero de 2016
Profesor: Irina León/Domingo Osorio
Preparador: José Tortolero
Sección: 62
Grupo: IV
Integrantes:
ALVARADO, Jeraldine
LUGO, Alberto
SALERMI, Daniela
SUMOZA, Yehidis
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CAPÍTULO I
RESULTADOS EXPERIMENTALES Y DISUSIONES
En este capítulo se presentan los resultados experimentales con su respectiva
discusión en base a comparaciones con los comportamientos esperados de
acuerdo a las bases teóricas que fundamentan la experiencia práctica.
Objetivo 1: precisar el principio básico del funcionamiento del generador de vapor
e identificar el tipo del Laboratorio de Ingeniería Química.
El término de generador de vapor está siendo utilizado en la actualidad para reemplazar
la denominación de caldera, e indica al conjunto de equipos compuestos por: horno (u
hogar), cámaras de agua (o evaporador), quemadores, sobrecalentadores,recalentadores, economizador y precalentador de aire. Las calderas son dispositivos de
ingeniería diseñados para generar vapor saturado (vapor a punto de condensarse)
debido a una transferencia de calor, proveniente de la transformación de la energía
química del combustible mediante la combustión, en energía utilizable (calor), y
transferirla al fluido de trabajo (agua en estado líquido), el cual la absorbe y cambia de
fase (se convierte en vapor) (López, 2015).
Entre la clasificación de las calderas se puede catalogar:
• Por la naturaleza del servicio pueden ser: fija, portátil, locomotora o marina.
• Por el tipo de combustible: calderas de carbón, de combustibles líquidos, de
combustibles gaseosos, mixtos y de combustibles especiales (residuos, licor negro,
cáscaras de frutos).
• Por el tiro: tiro natural o tiro forzado (con hogar en sobrepresión, en depresión o en
equilibrio).
• Por los sistemas de apoyo: calderas apoyadas y calderas suspendidas.
• Por la transmisión de calor: calderas de convección, calderas de radiación, calderasde radiación-Convección.
• Por la disposición de los fluidos: calderas de tubos de agua (acuotubulares o
generadores de vapor) y calderas de tubos de humos (pirotubulares) (López, 2015)
Una vez analizado el generador de vapor del Laboratorio de Ingeniería Química (LIQ),
se observó que el mismo es un equipo de transferencia de calor de tubo y coraza
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pirotubular, es decir que en este caso el agua se encuentra en la coraza y el
combustible o fuego por los tubos, debido a esto, la transferencia de calor se realiza
desde el interior de los tubos, hacia el fluido ubicado en la coraza del equipo.
La caldera de vapor pirotubular, concebida especialmente para el aprovechamiento degases de recuperación está formada por un cuerpo cilíndrico de disposición horizontal,
incorpora interiormente un paquete multitubular de transmisión de calor y una cámara
superior de formación y acumulación de vapor, el hogar y los tubos están
completamente rodeados de agua, la llama se forma en el hogar pasando los humos
por el interior de los tubos de los pasos siguientes para finalmente ser conducidos hacia
la chimenea, una de sus desventajas es que presentan una elevada pérdida de carga
en los humos (Veletanga, 2006).Objetivo 2. Analizar los sistemas de tiro del generador de vapor.
El tiro es la diferencia en la presión absoluta del gas en cualquier punto dado de un
conducto y la de la atmósfera a la misma cota (altura). (Gómez, 2009)
Se denomina tiro, cuando se calienta una columna de aire o de otro gas encerrado
verticalmente, pero comunicado con el exterior por la base y por el extremo superior, se
produce una corriente gaseosa ascendente. El gas se dilata cuando se calienta, lo que
le hace más ligero que el gas exterior; este gas exterior, más frío y más pesado, empuja
por la base y obliga al gas caliente a moverse hacia arriba, a través de la columna
cerrada, para expulsarlo por la abertura superior. Esta acción continúa mientras siga
aplicándose calor al gas (Inmaculada, 2015).
Tiro Natural: Se produce por el efecto generado por una chimenea. Su valor depende
de la altura de la boca de la chimenea sobre el nivel del emparrillado del hogar
(Gómez, 2009).
Tiro Mecánico o forzado: Es el tiro creado por la acción de inyectores de aire, vapor
o mediante ventiladores, el cual se requiere cuando deba mantenerse un determinadotiro con independencia de las condiciones atmosféricas y del régimen de
funcionamiento de la caldera (Gómez, 2009).
Para el caso del generador de vapor del LIQ, se presentan ambos tiros, el natural
cuando la bomba está apagada y la diferencia de densidades entre los gases de
combustión y el aire permita que salgan los gases de manera natural y con poca
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velocidad por la chimenea de la caldera, y el tiro forzado cuando al encenderse el
electroventilador succiona aire del ambiente para aportar el oxígeno que se necesita
para realizar la combustión y aumentar al mismo tiempo la velocidad de los gases de
combustión que salen por la chimenea del equipo.Objetivo 3. Precisar y explicar los sistemas de control y seguridad previos a la
operación de la caldera.
Los sistemas de control y seguridad son un conjunto de componentes que nos permiten
conocer el buen funcionamiento del equipo durante su operación (Fonseca, 2004).
Regulador de presión: la presión del gas natural de suministro no es siempre
constante y, siempre, se encuentra a una presión mucho más alta de la que se
requiere. El regulador de gas hace bajar la presión al nivel debido y mantiene unapresión constante a la salida cuando el gas circula hacia la válvula de gas (Fonseca,
2004).
Mecanismos de seguridad de la llama: El detector de llama tiene como función
comprobar la existencia de combustión en el quemador de la caldera, para así evitar
que en un momento determinado el escape sin ser quemado, acumulándose
peligrosamente: termopares, dispositivos de seguridad bimetálicos, bulbo a distancia
lleno con líquido, electrodo de ionización, entre otros (Fonseca, 2004).
Tarjeta controladora de calderas: es un controlador de estado sólido para quemadores
automáticos y constituye el principal mecanismo de control y seguridad de las
calderas. Es un aparato electrónico que se encarga de controlar todas las secuencias
programadas del proceso de encendido, operación, parada y seguridad de la caldera
(Fonseca, 2004).
Control de nivel de agua: las calderas para vapor deben estar equipadas con este
elemento de control, que apaga la combustión cuando el nivel de agua se encuentra
por debajo del límite de seguridad (Fonseca, 2004). Presostatos: son unos interruptores de corriente eléctrica accionados por presión. Se
utilizan para el control del límite de presión máximo y mínimo, el control de la presión
diferencial y cortes de seguridad. Los valores de seguridad máximos y mínimos son
predeterminados mediante un resorte graduable, el cual se comprime, abriendo o
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La válvula de purga, es una válvula ubicada en la parte externa del equipo la cual se
deben abrir antes de encender la caldera para que al transformar el agua en vapor se
vaya liberando el aire contenido en la coraza, evitando que pueda existir una presión
interna alta, debido a la presión del vapor de agua junto con la presión ejercida por elaire contenido en dicha coraza (Pares, 2009).
Tapas oclusivas exteriores, son tapones de seguridad ubicados en el exterior de la
caldera, los cuales salen disparados a una determinada presión, la cual debe ser
mucho mayor a la de diseño. Este sistema se activa cuando ningún sistema de
seguridad activado ha logrado bajar la presión dentro de la caldera (Pares M, 2009).
Objetivo 4. Explicar el proceso de tratamiento de agua utilizado en el generador
de vapor dentro de las operaciones unitarias.La suavización del agua por medio de intercambio iónico, es un tratamiento muy
específico relacionado cuantitativa y cualitativamente con los sólidos disueltos
presentes en el agua empleando el intercambio iónico, haciendo uso de un equipo
llamado resina de intercambio iónico que se define como una macromolécula insoluble
en agua, compuesta por una alta concentración de grupos pobres ácidos o básicos
integrados en una matriz de un polímero sintético (estirénicas, acrílicas, entre otras). El
agua que va a ser tratada contiene distintas concentraciones de sales disueltas, las
cuales están disociadas en forma de iones. Los iones con carga positiva son los
cationes (Ca+2, Mg+2, Na+, entre otros) y los de carga negativa son los aniones (SO4-
,Cl-, HCO3-, CO3-, NO3-, PO4-2, entre otros).
El agua cruda ingresa por la parte inferior del equipo de la columna de ablandamiento
de agua, atraviesa el manto de resinas, pasa por las boquillas difusoras hacia la
cámara superior, saliendo por el punto de salida fijo de la parte superior del recipiente.
La absorción es realizada por medio de resinas catiónicas sódicas que adhieren los
iones de difícil disolución y liberan en su lugar iones simples, que se disuelven con
facilidad. Desde el punto de vista de las operaciones unitarias, este procedimiento se
realiza para mejorar la calidad de las aguas por medio de la absorción de los iones
dobles de difícil disolución (especialmente calcio y magnesio) que producen el
endurecimiento del agua (Perry, 2001).
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Objetivo 5. Proponer métodos para conocer el comportamiento del generador de
vapor.
- Realizar inspecciones periódicas al generador de vapor : Las inspecciones al
equipo se deben realizar ya que básicamente se desea que haya unatransferencia de calor desde los gases de combustión que van por los tubos
hacia el agua que los rodea; es necesario que los tubos estén en las mejores
condiciones para que la transferencia de calor sea la más efectiva, por lo que se
recomienda hacer inspecciones periódicamente para cerciorar que los tubos
estén en buen estado.
- Realizar un análisis Orsat: Es de vital importancia realizar este análisis, pues
mediante los resultados que arroje sobre las concentraciones de los
componentes de los gases de combustión, se apreciará si la reacción de
combustión dentro del hogar del generador de vapor fue completa o incompleta.
- Análisis de la dureza del agua: Se debe realizar este estudio ya que es de gran
importancia mantener en buenas condiciones los componentes del generador de
vapor, para así eliminar cualquier posibilidad de formación de incrustaciones o
sedimentos formados dentro del generador de vapor, para ello se analiza si el
agua que está ingresando al sistema posee la dureza adecuada, en caso
contrario se debe cambiar la resina de intercambio iónico o regenerarla.Objetivo 6: Determinar el tiempo correspondiente a un ciclo de operación de un
generador de vapor mediante la construcción del gráfico de consumo de agua y
combustible.
La operación de un generador de vapor consiste en la alimentación adecuada de agua
y combustible líquidos, para permitir la liberación de la energía térmica necesaria dentro
del hogar para ser transmitida al agua por mecanismos de transferencia de calor como
convección, conducción y radiación (Incropera, 1999).
Para determinar el ciclo de operación de la caldera, se traza un gráfico característico del
consumo de agua y combustible por el generador de vapor en función de los intervalos
de tiempo de operación de sus respectivas bombas de suministro. Esto se hace debido
a que el ciclo de operación de un generador de vapor está relacionado con el consumo
de agua y combustible en un tiempo específico; de hecho existen diferentes criterios
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para definir el evento que da inicio y culminación a un ciclo de operación, entre los
cuales están:
1. Coincidencia del tiempo en el cual las bombas de suministro de agua y
combustible se encienden simultáneamente.
2. Coincidencia del tiempo en el cual las bombas de suministro de agua y
combustible se apagan simultáneamente.
3. Coincidencia del tiempo en el cual la bomba de suministro de agua se apaga y la
de combustible se enciende.
4. Coincidencia del tiempo en el cual la bomba de suministro de agua enciende y la
de combustible se apaga.
Para todo proceso de trabajo es fundamental que lo gastado sea menor a lo producido;
lo cual es un principio de costos y funcionalidad.
Respecto al ciclo de operación del generador de vapor, se tomaron dos eventos: el
encendido de PUMP-502 y el apagado de PUMP-501 para un mismo tiempo como
evento final, y el encendido de ambas bombas al mismo tiempo como evento inicial,
siendo PUMP-502 la bomba referencia. Resultando que el ciclo duró un tiempo total de
(4196,73 ± 0,02) s aproximadamente, lo cual se expresa en la figura 1.1 y con respecto
a la masa total consumida en todo el ciclo se obtuvo que para el agua fueron 272,41 kg
y para el combustible 22,12 kg de masas consumidas.
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Figura 1.1: Gráfico de consumos de agua y combustible en función del tiempo.
Los errores cometidos en esta parte de la experiencia práctica radican en tomas detiempo un poco retrasados y que a la hora de la selección del ciclo se realiza una
aproximación al evento específicamente repetido; como se pudo observar muestra en la
figura 1.1.
TABLA 1.1
TIEMPO DEL CICLO DE OPERACIÓN, MASA DE AGUA Y COMBUSTIBLE
CONSUMIDOS DURANTE LA OPERACIÓN DEL
GENERADOR DE VAPOR
Tiempo del ciclo
(t ± 0,02) s
Masa de agua
(mH2O ± 0,1) kg/s
Masa de combustible
(mcomb ± 0,1) kg/s
4196,73 272,41 22,12
Presión atmosférica: (707,92 ± 0,05) mmHg
Temperatura ambiente: (30,0 ± 0,5) ºC
0.00
2.00
4.00
6.00
8.00
10.00
12.00
14.00
16.00
18.00
20.00
0 2000 4000 6000 8000 10000
M a s a c o n s u m i d a ( m ± 2 ) K g
E y 1 : 0 , 4
Tiempo de funcionamiento del generador de vapor (t±0,01) s Ex 1:400
Encendido PUMP-502
Apagado PUMP-502
Encendido PUMP-501
Apagado PUMP-501
Temperatura ambiente (30,0 ± 0,5) ̊ CPresión Atmosférica (707,92 ± 0,05) mmHg
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OBJETIVO 7: Determinar la fórmula empírica del combustible empleado en la
generación de calor (Método del balance atómico y el del PERRY).
Para la combustión, los combustibles líquidos se vaporizan o atomizan en el aire de
combustión. El combustóleo o aceite combustible destilado se puede quemar con unallama azul, si se vaporiza completamente, y si se dispersa en forma homogénea en el
aire antes de quemarse. La combustión de llama azul se representa como un
mecanismo de dos etapas, de tal modo que la hidroxilación de combustible se produce
en la primera de ellas. La llama amarilla indica el resplandor de partículas de carbón,
debido a la pirolisis del combustible en las partes de la llama con deficiencias de
oxígeno. Las gotitas de combustible se pueden volatilizar en forma parcial, dejando que
los residuos menos volátiles se descompongan y ardan como partículas de coque. Sepuede preferir ya sea la llama azul o la amarilla, dependiendo de la necesidad de
transferencia de calor por medios conductivos o por medios radiantes. Los dos tipos de
llama pueden producir una combustión completa si no se extingue en forma prematura.
El tiempo, la temperatura y la turbulencia son los criterios para una buena combustión
(Perry, 1997).
Las especificaciones de los combustibles de diversas fuentes pueden diferir respecto a
las pruebas de azufre, densidad, análisis Orsat luego de la combustión, entre otros.
Generalmente se conoce el combustible de vaporización tipo queroseno, destilado o
gasóleo para quemadores por atomización, el cual es utilizado por el generador de
vapor durante la experiencia práctica; sin embargo, existen mezclas más viscosas y
otros residuos utilizados como combustibles para industrias del tipo pesadas. Es
importante argumentar que para un generador de vapor, es imprescindible utilizar
combustibles que tengan un poder disolvente elevado ya que por esta característica se
evita la precipitación de asfáltenos o algunos coloides de peso molecular elevado que
representan impurezas en el combustible (Perry, 2001).La fórmula empírica del combustible se determinó a partir del procedimiento motrado en
el manual del ingeniero químico, determinando primeramente el valor de los grado API
(°API) del combustible e ingresando con este valor en una base de datos experimental,
la cual se basa en análisis finales usuales de combustibles de petróleo (combustóleos).
El contenido de hidrógeno en los combustibles de petróleo es un parámetro importante
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debido a que a partir del mismo se puede determinar la estequiometria del componente
original con errores permisibles menores a 1% para líquidos derivados del petróleo que
no contengan azufre, agua y cenizas (Perry, 2001).
En algunas industrias se utilizan instrumentos llamados hidrómetros especiales paramedir los grados API (°API) a la temperatura ambiente del lugar donde se realizce la
medición (Perry, 2001).
Otra manera de determinar la fórmula empírica es aplicando un balance molar en
elementos sabiendo que la materia no se destruye sino que solo se transforma y
aplicando las ecuaciones de balance de masa y moles pertinentes con apoyo en un
análisis en base seca de los gases de combustión a la salida de la chimenea del
generador de vapor. Los resultados obtenidos por ambos métodos se pueden acontinuación en la tabla 1.2.
TABLA 1.2
FÓRMULA EMPÍRICA DEL COMBUSTIBLE UTILIZADO EN LA EXPERIENCIA
PRÁCTICA OBTENIDA POR DOS MÉTODOS DIFERENTES
Método empleado Fórmula empírica
Base de datos de combustibles gasóleos C7H12
Balance atómico C10H18
Presión atmosférica: (707,92 ± 0,05) mmHg
Temperatura ambiente: (30,0 ± 0,5) ºC
OBJETIVO 8: DETERMINAR LA EFICIENCIA TÉRMICA DEL GENERADOR DEVAPOR DEL LABORATORIO DE INGENIERÍA QUÍMICA.
El principal objetivo de una caldera, es generar la mayor cantidad de vapor posible,
pero adicionalmente hacerlo con una gran eficiencia para la buena transferencia de
calor; la eficiencia se puede definir como la cantidad de calor absorbido por el fluido en
cuestión, entre el calor cedido por los gases de combustión (Incropera,1999).
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En la tabla 1.3 se puede observar una eficiencia térmica de 72%, esto se debe a que
parte del calor liberado por los gases de combustión es absorbido por el agua de la
caldera produciéndose un cambio de fase del agua desde un estado de líquido
subenfriado hasta otro de vapor saturado, pero debido a que no hay suficiente contactopara una mayor transferencia de calor, los gases de combustión salen por la chimenea
llevando con ellos una parte de la energía térmica producida que no fue aprovechada
por el agua, esto se puede solventar precalentado el agua antes de entrar al generador
de vapor.
TABLA 1.3
PARÁMETROS CARACTERÍSTICOS DEL RENDIMIENTODEL GENERADOR DE VAPOR
Calor absorbido por el
agua (Qabs ± 5) KJ/s
Calor cedido por el
combustible (Qcomb ± 1)
KJ/s
Eficiencia (ƞ ± 0,04)
151 244 0,62
Temperatura ambiente: (30,0 ± 0,5) °C
Presión ambiente: (707,92 ± 0,05) mmHg.Presión de operación del generador de vapor (52,0 ± 2,8) psig
Objetivo 9: Analizar las pérdidas de calor por los humos y por unidad de área del
generador de vapor.
Las pérdidas por radiación y convección en el exterior de una caldera pueden causar
una gran pérdida de eficiencia en una caldera, si no se le da un buen mantenimiento al
refractario y aislamiento de la caldera. En el caso de operar la caldera a un bajo factorde carga, las pérdidas en eficiencia debido a la radiación y convección podrían alcanzar
un 7%. Las pérdidas de calor por radiación y convección a la atmósfera, son
proporcionales al tamaño de las calderas. Existen cuartos de calderas donde operan
varias calderas al mismo tiempo, en muchas ocasiones a fuego bajo. Es recomendable
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analizar la posibilidad de reducir al máximo el uso de las calderas para disminuir las
pérdidas de radiación y convección (Corporación Interamericana de Inversiones, 2014).
Al comparar el calor perdido al ambiente por el generador de vapor con el calor que
cede el combustible reportado en la tabla 1.3, se consigue que el primero esaproximadamente el 6% del calor total generado. Estos resultados coinciden con lo
esperado ya que aunque idealmente no deberían presentarse pérdidas de calor al
ambiente, el valor obtenido se encuentra en una proporción cercana al 2% sugerido por
la bibliografía. La diferencia entre los valores porcentuales antes mencionados puede
estar originada en un aislamiento inadecuado del generador (Esquerra, 1988).
Para el desarrollo de este objetivo, el calor transferido por los humos fue calculado
como la sumatoria de las pérdidas producidas por los mismos durante el tiro natural yforzado, tomando en cuenta la consideración planteada en el objetivo 7 de despreciar la
producción de monóxido de carbono en los gases de combustión y de considerar la
mezcla de gases conformada solamente por: dióxido de carbono, oxígeno, nitrógeno y
agua, como una mezcla de gases ideal, además de considerar que la reacción de
combustión fue completa.
Al comparar el calor transferido por el combustible reportado en la tabla 1.3 con el valor
de las pérdidas de calor por los humos reportadas en la tabla 1.4, se observa que éstas
últimas resultaron ser bastante significativas, representando un poco más del 25% del
calor generado por la combustión.
Se debe considerar que como máximo, para instalaciones ya existentes, las pérdidas
por gases de escape no deben sobrepasar un 18%. Así bien, se dice que este exceso
se puede ser producir por varias razones, entre las cuales está un excedente de aire
elevado en la combustión. Este aire caliente (innecesario) se pierde a través de la
chimenea provocando una mayor diferencia de temperatura con el ambiente y por lo
tanto una mayor transferencia de calor. Esta situación se produce cuando hay un ajustedeficiente del quemador o un tiro excesivo en la chimenea. Otra de las posibles razones
es que en una operación anterior del generador de vapor, se halla formado hollín en la
calefacción de combustible producto de una combustión incompleta por insuficiencia de
aire. Esta capa de hollín en la caldera dificulta la transmisión de calor al agua y una
parte importante de ese calor se pierde en los gases de escape (Margarida, 1983).
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TABLA 1.4PÉRDIDAS DE CALOR EN EL GENERADOR DE VAPOR PARA EL CICLO DE
OPERACIÓNCalor de los humos en el tiro natural (
± kW 0
Calor de los humos en el tiro forzado ( ± kJ 1709 Calor total de los humos ( ± kW 1709Calor por unidad de área ( ± kJ/m2
148 Presión atmosférica: (707,92 ± 0,05) mmHg
Temperatura ambiente: (30,0 ± 0,5) ºC
La tabla anterior muestra el comportamiento de la transferencia de calor bajo un mismomecanismo pero a distintas condiciones de flujo, una en donde el generador de vapor
opera bajo un tiro forzado, por el turbo ventilador al inicio de la operación del generador
de vapor y otra que opera por flujo natural en donde el mecanismo de transferencia de
calor ocurre por diferencia de densidades entre la temperatura de los humos de gases
de combustión y la temperatura del ambiente, en donde la que posee menor nivel
energético tendera a descender respecto a la que posee mayor nivel de energía. A
mayor cantidad de colisiones mayor será el intercambio térmico, esto es debido a quemayor cantidad de partículas cederán su energía por lo tanto es de esperarse que la
transferencia térmica sea de mayor índice bajo un tiro forzado, reafirmando los valores
obtenidos a nivel experimental en donde el calor de pérdida al ambiente por tiro
forzado es mayor al calor a tiro natural.
Objetivo 10. Definir y analizar los factores que influyen en la eficiencia del
generador de vapor.
Para mejorar la eficiencia de un generador de vapor deben estudiarse los siguientes
parámetros:
Incrustaciones en las superficies de intercambio térmico: Verificar la calidad del
agua de alimentación porque las incrustaciones en estas superficies, producidas
por el agua, dificultan la transmisión de calor a través de ellas disminuyendo el
rendimiento de la caldera. Puede llegar incluso, a formarse una capa tan gruesa,
que impida la refrigeración de los tubos.
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Hollín: Se produce cuando ocurren combustiones incompletas. Se deben ajustar
quemadores y realizar labores de limpieza.
Condensaciones en los humos: Impedir que las temperaturas de entrada de los
fluidos a los recuperadores de calor desciendan por debajo del punto de rocío del
anhídrido sulfuroso/sulfúrico de los humos, que es aproximadamente 130ºC, con
la finalidad de impedir su condensación y formación de ácido sulfúrico.
Chimeneas: Extraer periódicamente los hollines depositados generalmente en
sus bases, que pueden obstruir parcialmente la salida de humos, influyendo
negativamente en el tiro y, por lo tanto, en el proceso de la combustión. Además,
el hollín contiene restos de azufre que en contacto con el agua de lluvia puede
producir ácido sulfúrico y corroer las paredes metálicas. Ventilación: Una entrada insuficiente de aire exterior puede empobrecer el
contenido de oxígeno en el aire comburente, y disminuir la eficiencia de la
combustión.
Defectos en el aislamiento térmico.
Fugas por bridas, prensas de válvulas.
Objetivo 11: Calcular el porcentaje de exceso de oxígeno real y teórico, en el
proceso de combustión.
TABLA 1.5
PORCENTAJE DE EXCESO DE OXÍGENO REAL Y TEÓRICO
Porcentaje de exceso de oxígeno
teórico (%±9)% Porcentaje de exceso de oxígeno real(%±9)%10 9
Presión atmosférica: (707,92 ± 0,05) mmHg
Temperatura ambiente: (30,0 ± 0,5) ºC
La cantidad justa de oxígeno o aire que se necesita para quemar carbón, hidrógeno
neto y azufre en un combustible, para obtener dióxido de carbono, vapor de agua y
dióxido de azufre, es el oxígeno o aire teóricos. El volumen o el peso teórico del
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oxígeno o del aire que se requiere para quemar un peso determinado de un
combustible tiene un interés primordial en los cálculos de ingeniería para el diseño de
los equipos. En la práctica, se requiere una cantidad de aire mayor que la teórica para
lograr la combustión completa. Este aire en exceso se expresa como porcentaje del aireteórico o como aire total dividido por aire teórico. La primera expresión es la que se
utiliza con mayor frecuencia. La última se denomina a veces número de aire en exceso.
Los productos de la combustión consisten, en el caso de los combustibles sólidos, en
residuos sólidos que pueden contener combustibles no quemados y gases
denominados POC (productos gaseosos de la combustión). La cantidad de los residuos
sobrepasará al contenido de cenizas del combustible sólido original en una cantidad
igual al combustible no quemado que haya en dichos residuos. Se puede estimardeterminando el contenido de cenizas de los residuos (Perry, 1997).
En el porcentaje de exceso experimental, se compara lo que se alimenta con lo que
sale de oxígeno en el generador de vapor, lo que significa algo más real. Se ha
considerado para estos cálculos que el caudal de combustible empleado siempre es el
mismo, así como la velocidad angular del turboventilador es constante, por lo que las
cantidades alimentadas tanto de combustible como de oxígeno son las mismas
estequiométricamente hablando. Esto lleva a entender que el porcentaje de exceso
calculado fue el mismo durante toda la experiencia práctica. Es importante mencionar
que de ser posible disminuir este porcentaje de exceso de oxígeno, sería ventajoso,
aunque es conveniente tener oxígeno en abundancia para garantizar una combustión
completa, también es necesario tener presente que si el porcentaje en exceso de
oxigeno es muy elevado, ellos absorberían el calor liberado por los gases de chimenea,
pues la alimentación de oxigeno viene a temperatura ambiente lo cual produce un
gradiente de transferencia de calor desde los gases de combustión hasta el aire,
retirando así energía de los gases de chimenea, y como consecuencia se produce unapérdida que afecta negativamente la eficiencia del equipo.
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CONCLUSIONES
1. El equipo empleado en la generación de vapor en el laboratorio de ingeniería
Química es de tipo pirotubular.2. El tiempo de ciclo del generador de vapor fue (4196,73 ± 0,02) s.
3. El consumo de agua fue mayor que el de combustible.
4. La fórmula empírica del combustible utilizado mediante el método del manual del
ingeniero químico Perry es C7H12, y mediante el método del balance atómico es
C10H18.
5. El generador de vapor operó con una eficiencia de (0,62 ± 0,04) Adim.
6. Las pérdidas de calor por los humos a través de la chimenea son completamentesignificativas, ya que no hubo pérdida de calor por los humos en tiro natural.
7. No se presentó pérdida calor al ambiente en tiro natural.
8. En la reacción de combustión ocurrida en el hogar durante la operación del
equipo se tuvo un 9,09% de exceso de oxígeno real y un 10% de exceso de
oxígeno teórico.
RECOMENDACIONES
Realizar un Análisis Orsat periódicamente para cada generación de gases de
combustión, debido a que las condiciones de operación del generador de vapor
varían en cada una de las prácticas realizadas.
Realizar un mantenimiento interno periódico al generador de vapor.
Reemplazar el aislante térmico que tiene actualmente el generador de vapor por
otro de mayor resistencia a la transferencia de calor, con la finalidad de reducir
las pérdidas energéticas hacia el entorno del equipo. Instalar un termómetro en la salida de la chimenea para evitar la suposición
equívoca de que la temperatura de entrada de los gases de combustión se
mantiene constante a lo largo de la chimenea.
Aprovechar el calor generado por los humos de la chimenea para precalentar el
agua de alimentación al generador de vapor y así aumentar la eficiencia térmica.
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REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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[21] López, C. (2015). Funcionam iento de un generador de vapor [Documento en
línea, pdf]. Disponible en: http://www.electrosector.com/wp-
content/ftp/descargas/generador.pdf?64b304 [Consultado: 2016, Enero 06].
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APÉNDICE A
CÁLCULOS TÍPICOS
En esta sección se muestran los cálculos necesarios con el desarrollo de modelos
matemáticos adecuados para la obtención de resultados que permiten
el logro de los objetivos propuestos en la práctica.
6. Determinar el tiempo correspondiente a un ciclo de operación de un generador
de vapor mediante la construcción del gráfico de consumo de agua y
combustible.
Cálculo de la densidad de los fluidos de trabajo:
Para determinar la densidad del agua se hace empleo de la siguiente ecuación:ρ=
mpll-mpv
Vpic ⋅Fc1 A.1 (Perry, 2001)
Donde:
ρ: densidad del fluido (g/mL)
mpll: masa del picnómetro lleno (g)
mpv: masa del picnómetro vacio (g)
Vpic: volumen del picnómetro (mL)Fc1: factor de conversión 1 (1000 kg.mL/g.m3)
Sustituyendo los valores pertinentes al agua en la ecuación A.1, se obtiene:
ρ=48 g-24 g
25 mL⋅ 1000 kg⋅mL
g⋅m3 ρ=960 kg m3⁄
Aplicando el método de propagación de errores para la densidad del agua, se tiene:
∆ρ= ∆mpllmpll + ∆mpvmpv + ∆VpicVpic + ∆Fc1Fc1 ⋅ ρ Como “Fc1”es valor teórico entonces se considera nulo su error por lo que se desprecia
dicho término, entonces:
∆ρ= ∆mpllmpll
+ ∆mpvmpv
+ ∆VpicVpic
⋅ ρ
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∆ρ= 1 g48 g
+1 g
24 g+
1 mL
25 mL ⋅(960 kg m3⁄ )
∆ρ=98,40 kg m3
⁄ ≅98 kg m3
⁄
Finalmente, la densidad del agua es:ρ=960±98 kg m3⁄
Cálculo del radio externo de los tanques de almacenamiento utilizados:
Para determinar el radio externo de los tanques de almacenamiento se hace empleo de
la siguiente ecuación:
r o=Per
2⋅π ⋅Fc2 A.2 (Perry, 2001)
Donde:
r o: radio externo del tanque de almacenamiento (m)
Per: perímetro del tanque de almacenamiento (cm)
Fc2: factor de conversión 2 (1 m/100 cm)
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.2, se obtiene:
r o=
100,50 cm
2⋅π ⋅ 1 m
100 cm
r o=0,159154 m
Aplicando el método de propagación de errores para el radio externo del tanque de
almacenamiento pequeño de agua, se tiene:
∆r o= ∆Per Per + ∆Fc2Fc2 ⋅r o Como “Fc2” es valor teórico entonces se considera nulo su error por lo que se desprecia
dicho término, entonces:
∆r o= 0,05 cm100,50 cm ⋅0,159154 m ∆r o=0,0000791810 m≅0,0001 m
Finalmente, el radio externo del tanque de almacenamiento de agua es:
r o=0,1591±0,0001 m
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De la misma manera se procede a determinar el radio externo del tanque de
almacenamiento de combustible, por lo tanto:
r o=
0,05650±0,00002
m
Cálculo del radio interno de los tanques de almacenamiento utilizados: Para determinar el radio interno de los tanques de almacenamiento se hace empleo de
la siguiente ecuación:
r i=r o-ϵ⋅Fc2 A.3 (Perry, 2001)
Donde:
r i: radio interno del tanque de almacenamiento (m)
ϵ: espesor del tanque de almacenamiento (cm)
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.3, se obtiene:
r i=0,1591 m-0,25 cm⋅ 1 m100 cm r i=0,1566 m
Aplicando el método de propagación de errores para el radio interno del tanque de
almacenamiento de agua, se tiene:
∆r = ∆r or o + ∆ϵϵ + ∆Fc2Fc2 ⋅r Como “Fc2” es valor teórico entonces se considera nulo su error por lo que se desprecia
dicho término, entonces:
∆r = ∆r or o + ∆ϵϵ ⋅r ∆r i= 0,0001 m0,1566 m + 0,05 cm0,25 cm ⋅0,1566 m
∆r i=0,03142 m≅0,03 m Finalmente, el radio interno del tanque de almacenamiento de agua es:r i=0,16±0,03 m
De la misma manera se procede a determinar el radio interno del tanque de
almacenamiento de combustible, por lo tanto:
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r i=0,053±0,001 m Cabe destacar que es necesario determinar también las dimensiones de los visores
empleados, tanto en el tanque de almacenamiento de combustible y agua, ambos se
determinan con el mismo procedimiento usado anteriormente y se obtiene lo siguiente:r iH2O= 0,006±0,001 m
r iCOMB= 0,0057±0,0003 m Cálculo del área de la sección transversal de los tanques de
almacenamiento utilizados:
Para determinar el área de la sección transversal de los tanques de almacenamiento se
hace empleo de la siguiente ecuación:
Ast=π⋅r i2
A.4 (Perry, 2001)Donde:
Ast: área de la sección transversal del tanque de almacenamiento (m 2)
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.4, se obtiene:
Ast=π⋅0,16 m2 Ast=0,080424 m
2
Aplicando el método de propagación de errores para el área de la sección transversal
del tanque de almacenamiento pequeño de agua, se tiene:
∆Ast= ∆r ir i ⋅ Ast ∆Ast= 0,005 m0,16 m ⋅(0,080424 m2) ∆Ast=0,00251325 m
2
≅0,003 m2
Finalmente, el área de la sección transversal del tanque de almacenamiento pequeñode agua es:
Ast=0,080±0,003 m2 Cálculo del área total ocupada por el fluido de trabajo en los tanques de
almacenamiento utilizados:
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Para determinar el área total ocupada por el fluido en los tanques de almacenamiento
se hace empleo de la siguiente ecuación:
Atotal=Ast+Asti
A.5
(Perry, 2001)Donde:
Atotal: área total ocupada por el fluido (m2)
Asti: área de la sección transversal del visor del fluido en estudio (m 2)
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.5, se obtiene:
Atotal=
0,080+0,001
m2
Atotal =0,081 m2
Aplicando el método de propagación de errores para el área total ocupada por el agua
en el tanque de almacenamiento pequeño, se tiene:
∆Atotal = ∆Ast + ∆Asti ∆Atotal=0,003+0,00002 m2
∆Atotal=0,00302 m2≅0,003 m2
Finalmente, el área total ocupada por el agua en el tanque de almacenamiento pequeño
es:
Atotal=0,081±0,003 m2 De la misma manera se determina el área total ocupada por el combustible en el tanque
de almacenamiento pequeño.
Atotal=0,01±0,001 m2 Cálculo del flujo másico consumido del fluido de trabajo:
Para determinar la masa consumida del fluido de trabajo se emplea la siguiente
ecuación:m ̇ =ρ⋅∙∆H A.10
(Perry, 2001)
Donde:
m: masa de agua consumida del fluido en estudio (kg/s)
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∆tciclo=∆teventof ∆teventoi ∆tciclo=0,01+0,01 s
∆tciclo=0,02 s
Finalmente, el tiempo del ciclo de operación del generador de vapor es:
tciclo=4196,72 ± 0,02 s Cálculo de la densidad del combustible:
Para determinar la densidad del combustible se sustituyen los valores pertinentes
suministrados por el Laboratorio de Ingeniería Química II en la ecuación A.1, se
obtiene:
ρcomb
=0,0455 kg -0,0232 kg
25 mL
⋅ 1000 mL
1 L
⋅1000 L
1 m3
ρcomb
=892 kg m3⁄ Aplicando el método de propagación de errores para la densidad del combustible, se
tiene:
∆ρcomb
= ∆mpllmpll
+ ∆mpvmpv
+ ∆VpicVpic
⋅ ρcomb
∆ρcomb
= 0,0001 kg0,0455 kg
+0,0001 kg
0,0232 kg+
1 mL
25 mL ⋅(892 kg m3⁄ )
∆ρcomb=41,485267 kg m3⁄ ≅42 kg m3⁄ Finalmente, la densidad del combustible empleado es:ρ
comb=892 ± 42 kg m3⁄
Objetivo 7. Determinar la fórmula empírica del combustible empleado en la
generación de calor (método de balance atómico y el del Perry).
Método del Perry:
Determinación de la gravedad específica del combustible empleado
como fluido de trabajo:Para determinar la gravedad específica del combustible se emplea la siguiente
ecuación:
g.e=ρ
comb
ρref@60ºF
A.13 (Himmelblau, 1997)
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Donde:
g.e: gravedad específica del fluido (Adim.)
ρcomb: densidad del combustible (kg/m3)
ρref@60ºF: densidad del fluido de referencia a 60ºF (kg/m3)
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.13, se obtiene:
g.e=892 kg m3⁄
1000 kg m3⁄ g.e=0,892 Adim.
Aplicando el método de propagación de errores para la gravedad específica, se tiene:
∆g.e= ∆ρ
combρ
comb + ∆ρ
ref@60ºFρ
ref@60ºF ⋅ g.e ∆g.e= 42 kg m3⁄
892 kg m3⁄ + 0,000001 kg m3⁄1000 kg m3⁄ ⋅0,892 ∆g.e=0,0420855 Adim. ≅0,04 Adim.
Finalmente, la gravedad específica del combustible empleado es:
g.e=0,89 ± 0,04 Adim. Cálculo de la densidad en ºAPI:
Para determinar la densidad en ºAPI se emplea la siguiente ecuación:
ºAPI=141,5
g.e-131,5 A.14
(Himmelblau, 1997)
Donde:
ºAPI: densidad del fluido en estudio (Adim.)
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.14, se obtiene:ºAPI=
141,5
0,89-131,5
ºAPI=27,132287 Adim.
Aplicando el método de propagación de errores para la densidad del fluido en ºAPI, se
tiene:
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∆ ºAPI= ∆g.eg.e
⋅ºAPI ∆ ºAPI=
0,04
0,89
⋅26,809796
∆ ºAPI=1,204934 ≅1,2 Adim. Finalmente, la densidad en ºAPI del combustible empleado es:ºAPI=27,1 ± 1,2 Adim.
Determinación de la composición de hidrógeno y carbono en el
combustible:
Se utiliza el valor de la densidad en ºAPI para así proceder obtener las composiciones
másicas de carbono e hidrogeno de la tabla B.2 y se extraen los siguientes resultados:
XC=86,83322663%, XH=12,06574133%
Cálculo de las masas de hidrógeno y carbono presentes en el
combustible:
Se procede a tomar una base de cálculo de masa total 100g para obtener las masas
individuales de ambos elementos mediante la siguiente ecuación:
mi=xi.mt A.15 (Himmelblau, 1997)
Donde:mi: masa del elemento en estudio (g)
xi: composición másica del elemento en estudio (Adim)
mt: masa total del compuesto (g)
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.15, se obtiene:
mC=
86,83322663 %
100 %
⋅100 g
mC=86,83322663 g
De la misma manera se determina la masa de hidrógeno presente en la base de cálculo
realizada.
Cálculo del número de moles de hidrógeno y carbono presentes en el
combustible:
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Para determinar el número de moles de los elementos presentes en el combustible se
emplea la siguiente ecuación:
ni=mi
PMi
A.16
(Himmelblau, 1997)
Donde:
ni: número de moles del elemento en estudio (mol)
PMi: peso molecular del elemento en estudio (g/mol)
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.16, se obtiene:
nC=86,83322663 g
12,0107 g mol
⁄
nC=7,224799 mol
De la misma manera se determinan el número de moles de hidrógeno presentes en el
combustible problema. Por lo tanto, el número de átomos de hidrógeno en el
combustible es 12 y el número de átomos de carbono es de 7. Finalmente, la fórmula
empírica del combustible es: C7H12.
Método del balance atómico:
Inicialmente se procede a suponer que se lleva a cabo tanto una reacción de
combustión completa e incompleta, por lo tanto:
CaHb+c⋅ O2+ 7921 N2 →dCO2+eO2+fN2+gH2O+hCO Se procede a realizar un balance de elementos, se obtiene:
C: d-a=0
H: 2⋅g-b=0O: 2⋅d+2⋅e+g-2⋅c=0N: 2f-2
⋅(79/21)
⋅c=0
Se procede a realizar un balance molar de los gases de combustión a partir de la
reacción anterior, se obtiene:
YCO2+YO2+YN2=100 A.17 (Perry, 2001)
Donde:
YCO2: fracción molar del dióxido de carbono (Adim.)
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YO2: fracción molar del oxígeno (Adim.)
YN2: fracción molar del nitrógeno (Adim.)
Partiendo del análisis de Orsat aplicado a los gases de combustión de chimenea setiene que los porcentajes volumen/volumen de oxígeno y dióxido de carbono son 7,4%
y 10, 1% respectivamente además se sabe que la concentración del monóxido de
carbono presente en los gases de combustión es 12 ppm, lo cual se puede considerar
como un valor despreciable con respecto a la concentración de oxígeno y dióxido de
carbono, de ésta forma se puede considerar que la reacción de combustión que se lleva
a cabo es completa. Además se realiza la consideración de que la fracción volumétrica
será igual a la fracción molar de dichos gases debido a que la presión atmosférica esmenor a 3 bar y de esa forma los gases presentan un comportamiento ideal.
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación A.17, se obtiene:
N2=100-10,1-7,4
N2=82,5 Adim.
Sustituyendo los valores pertinentes en los balances de elementos planteados
anteriormente, se obtiene:
d=a=10,1 Adim.
c=21,94 Adim.
g=8,88 Adim.
b=17,76 Adim.
Finalmente, la fórmula empírica del combustible empleado es: C10H18.
Objetivo 8. Determinar la eficiencia térmica del generador de vapor del
Laboratorio de Ingeniería Química.
Cálculo de la presión de operación absoluta.Popabs
=Pamb+(Pop(g)∙FC) (A.18)
(Silva, 2003)
Donde:P: presión ambiente (mmHg)P: presión de operación manométrica (psi)
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Ps: presión de operación absoluta (mmHg)Fc: factor de conversión , s Sustituyendo los valores correspondientes, se tiene:
Popabs=707,92 mmHg+52 Psi. 760 mmHg
14,696 Psi
Popabs=3397,08712 mmHg
Aplicando el método de propagación de errores se tiene el cálculo del error:
∆Popabs= ∆Pamb
Pamb+
∆Pop(g)
Pop(g) .Popabs
∆Popabs= 0,05mmHg708,85mmHg + 2,8 Psi50 Psi .3294,538mmHg
∆Popabs=184,727mmHg
∆Popabs=185mmHg
Finalmente:
Popabs=3397 ±185mmHg
Cálculo de temperatura de saturación del agua.
Haciendo uso de la ecuación de Antoine, se tiene:
ln ( Pop (abs))=A-B
C+ Tsat (A.19)
(Van Ness, 2007)
Donde:
A, B y C: constantes de la ecuación de Antoine, según el fluido (Adim.): temperatura (K)Despejando la temperatura de saturacion
Tsat=B
A-ln (Popabs) -C (A.20) Sustituyendo los valores correspondientes, se tiene:
Tsat=3816,44
18,3036-ln (3294) --46,13
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Tsat=421,2865533 K
Aplicando el método de propagación de errores se tiene el cálculo del error:
∆Tsat=
∆Popabs
Popabs .Tsat
∆Tsat= 185mmHg3294mmHg .420,16K∆Tsat=23,5973K
∆Tsat=24K
Finalmente:
Tsat=421 ± 24K Cálculo del flujo másico:
Empleando la siguiente ecuación:
m ̇ agua= m ̇ aguatciclo (A.21) (Himmelblau,2002)
Donde:̇: flujo másico del agua, (kg/s)Sustituyendo los valores correspondientes al agua, se tiene:
m ̇ agua= 272,41 kg4196,723 s m ̇ agua=0,064910196 kg/s
Aplicando el método de propagación de errores, se tiene el cálculo del error:
∆m ̇ agua= ∆maguamagua + ∆tciclotciclo ∙m ̇ agua ∆m
̇agua=
0,02 Kg
111,788551kg+
0,02 s
2933 s
∙0,038114 kg/s
∆m ̇ agua=0,00000707 kg/s ∆m ̇ agua=0,00001 kg/s Finalmente:
m ̇ agua=0,06491 ± 0,00001kg/s Cálculo del calor absorbido por el agua.
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Calculando el valor de temperatura promedio para hallar el valor de Cp
Tm=Tent+Tsat
2 (A.23)
(Perry, 2001)Donde: temperatura promedio (K)El valor de Cp se encuentra en tabla bibliográfica mediante el uso de la temperatura
promedio
CP=4,198737 kJ/kg
Sustituyendo los valores correspondientes al agua, se tiene:
QSensible=0,06491 kg/s∙4,198737 kJ/kg 420- 299K QSensible=12,9642928 kJ/s
Aplicando el método de propagación de errores, se tiene el cálculo del error:
∆QSensible= ∆m ̇ aguam ̇ agua + ∆TentTent + ∆TsatTsat ∙QSensible ∆QSensible= 0,00001kg/s0,03811kg/s + 0,02°C26°C + 24K420K ∙19,389kJ/s
∆QSensible=1,12795kJ/s
∆QSensible=1kJ/s
Finalmente:
QSensible=13 ± 1 kJ/s Ahora el calor absorbido por el agua durante el ciclo de operación, se obtiene por:
Qabs(agua)=QSensible+ Qlatente (A.24)
(Incropera, 1999)
Donde: : flujo de calor absorbido por el agua (kJ/s)Sustituyendo, se tiene:
Qabs(agua)= 137,84 + 13 kJ/s
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Qabs(agua)=150,84 kJ/s
Aplicando el método de propagación de errores, se tiene el cálculo del error:
∆Qabs(agua)= ∆QSensibleQSensible + ∆QlatenteQlatente ∙Qabs(agua) ∆Qabs(agua)= 0,02kJ/s80,93kJ/s + 1kJ/s19kJ/s ∙100,324kJ/s
∆Qabs(agua)=5,305kJ/s
∆Qabs(agua)=5kJ/s
Finalmente:
Qabs(agua)=
151 ±
5
kJ/s
Cálculo del calor cedido por el combustible.
Para la determinación de dicho calor es necesario realizar ciertos cálculos mostrados a
continuación:
Para el combustible
Sustituyendo los valores correspondientes al combustible, se tiene:
m ̇ combustible=0,00527 ± 0,00001kg/s Poder calorífico neto del combustible
PCcomb=H
ρcomb
∙FC A.25 (Perry, 2001)
Donde:PC: poder calorífico neto de combustible,(kJ/kg)H: poder calorífico neto a volumen constante (BTU/gal)
FC: factor de conversión
278,692.
.
Para la determinación del calor de combustión se requiere el poder calorífico neto del
combustible a volumen constante, se hace uso de la tabla 8.2 y del valor de los °API
determinados anteriormente.
H=144000BTU/gal
Sustituyendo, se tiene:
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PCcomb= 148000BTU/gal892 Kgm3 .278,692BTU.kJgal.m3
PCcomb=46240,37668 kJ/kg
Aplicando el método de propagación de errores, se tiene el cálculo del error:
∆PCcomb= ∆ρcombρcomb
∙PCcomb ∆PCcomb= 6kg/m3
892kg/m3 ∙46240,37668 kJ/kg
∆PCcomb=302,607kJ/kg
∆PCcomb=303kJ/kg
Finalmente:
PCcomb=46240 ± 303 kJ/kg El calor de cedido por el combustible viene dado por:
Qced(comb)=m ̇ combustible∙ PCcomb (A.26) (Van Ness, 2007)
donde:
: flujo de calor cedido por el combustible (kJ/s)Qced(comb)=0,00527 kg/s. 46240 kJ/kg Qced(comb)= 243,7228123 kJ/s
Aplicando el método de propagación de errores, se tiene el cálculo del error:
∆Qced(comb)= ∆m ̇ combustiblem ̇ combustible + ∆PCcombPCcomb ∙ Qced(comb) ∆Qced(comb)=
0,00001kg/s
0,00307kg/s +
303kJ/kg
44990kJ/kg ∙137,98kJ/s∆Qced(comb)=1,37872kJ/s ∆Qced(comb)=1kJ/s
Finalmente:
Qced(comb)=244 ± 1kJ/s
-
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Cálculo de la eficiencia del generador de vapor.
η=Qabs(agua)
Qced(comb) (A.27)
(Incropera, 1999)Donde:: eficiencia del generador (Adim.)
Al sustituir los valores correspondientes, se tiene:
η=151 kJ/s
244 kJ/s
η=0,72709 adim.
Aplicando el método de propagación de errores, se tiene el cálculo del error:
∆η=∆Qabs(agua)Qabs(agua) + ∆QQced(comb)QQced(comb) ∙ η∆η= 5kJ/s
100kJ/s+
1kJ/s
138kJ/s ∙ 0,72709
∆η=0,041623 adim.
∆η=0,04 adim.
Finalmente:
η=0,62 ± 0,04 Objetivo 9. Analizar las pérdidas de calor por los humos y por unidad de área delgenerador de vapor.
Para el cálculo del ángulo de inclinación del manómetro diferencial inclinado PDI-501,
se emplea la siguiente ecuación:
θ=tg-1 PyPx
(A.28) (Perry,2001)
Donde:
θ: ángulo de inclinación del manómetro (rad).: proyección horizontal (cm).: Proyección vertical (cm).Sustituyendo los valores correspondientes al PDI-501 en la ecuación anterior, se tiene:
θ=tan-1 4 cm19cm
-
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θ=0,2074 rad
Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error del ángulo de
inclinación, se tiene:
∆θ= ∆PyPy + ∆PxPx ∙θ∆θ= 0,05cm
20,4cm+
0,05cm
5,5cm ∙ 0,2074 rad
∆θ=0,003039 rad≅0,003 rad Finalmente: θ = 0,207±0,003rad De manera análoga se determina el ángulo de inclinación del manómetro diferencial
PDI-502 correspondiente al Annubar.
Para determinar la caída de presión manométrica se emplea la siguiente ecuación:-∆P=γfm
∙L∙Senθ·fc2 (A.29)
(Silva, 2003)
Donde:∆: caída de presión manométrica (kg /m)
L: lectura diferencial manométrica (cm)
: peso específico del fluido manométrico (kgf/m3)Sustituyendo los valores correspondientes a la primera corrida en tiro forzado para la
caída de presión hogar-chimenea, siendo agua el fluido manométrico, se tiene:
-∆P=4,5cm∙998 kgf m3
∙Sen(0,207°)·0,01m
cm
-∆P
=9,2519
kgf
m2
Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error de la caída de
presión, considerando despreciable el error del peso específico por ser un valor
bibliográfico, se tiene:
∆∆P = ∆LL + ∆θθ ∙ ∆P
-
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∆-∆P= 0,05cm4,5cm
+0,003 rad
0,263rad ∙11,6756 kgf
m2
∆
∆P
=0,2629
≅0,3 kg
f /m2
Finalmente: -∆P=9,2 ± 0,3kgf /m2 De manera análoga se calculan las demás caídas presión para todas las corridas de tiro
forzado y tiro natural para el hogar ambiente y hogar chimenea así como para el PDI-
502 correspondiente al Annubar.
Para el cálculo de la presión de los humos se emplea la siguiente ecuación:
Ph=Pamb∙fc+(-∆P)Hog-amb-(-∆P)Hog-Ch (A.30)
(Perry, 2001)
Donde:P: presión de los humos (kg /m P: presión ambiente (mmHg)P−: hogar-ambienteP−: hogar-chimeneafc3: factor de conversión 3
, ∙
/
.
Sustituyendo los valores pertinentes en la ecuación anterior se tiene:
Ph=707,92 mmHg∙1,01322 ∙
105 kg
f
m2
760mmHg+5,1399 kg
f /m2 - 9,2519 kg
f /m2
Ph=94374,66466 kgf /m2
Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error de la presión
de los humos, considerando que el error del factor de conversión es nulo debido a que
proviene de la bibliografía, se tiene:
∆Ph= ∆PambPamb + ∆(-∆P)Hog-amb(-∆P)Hog-amb + ∆(-∆P)Hog-Ch(-∆P)Hog-Ch ∙Ph ∆Ph= 0,05mmHg708,85mmHg + 0,3 kgf /m26,75460kg
f /m2
+0,3 kg
f /m2
3,11750 kgf /m2
∙94374,66466 kgf /m2
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∆Ph =13298,01 kgf /m2≅13298 kg
f /m2
Finalmente:
Ph=
94374 ±
13298
kg
f /m2
De forma análoga se obtiene la presión de los humos para el resto de las corridas en
tiro forzado y en tiro natural.
Una vez determinada la formula molecular del combustible del objetivo 7, la reacción de
combustión queda de la siguiente manera:
CH + 11 O + 0,790,21 . N → 7 CO + O + 41 N + 6 HOSabiendo que los humos están compuestos de todos los productos de la reacción
anterior y que los coeficientes estequiométricos en este caso representan los moles decada uno de los compuestos, tenemos que los moles totales de los humos vienen
dados por la siguiente ecuación:
nT=nO₂+nN₂+nCO₂+nH₂O (A.31) (Himmelblau, 2002)
Donde:n: moles totales de los humos (gmol)n₂
: moles de oxígeno (gmol)
n₂: moles de nitrógeno (gmol)n₂: moles de dióxido de carbono (gmol)n₂ : moles de agua (gmol)Sustituyendo los valores correspondientes, se tiene:
nT=(1+41+7+6) gmol
nT=55gmol
Para determinar la fracción molar de los gases se emplea la siguiente ecuación:
Xi=ni
nT (A.32)
(Himmelblau, 2002)
Donde: : fracción molar del componente “i” de los humos (Adim.)
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: moles del componente “i” de los humos (gmol)Sustituyendo los valores correspondientes al oxígeno en la ecuación anterior, se tiene:
XO₂= 1gmol55gmol XO₂=0,0181
De forma análoga se realiza el cálculo de la composición molar del resto de los
componentes del humo.
Para determinar el peso molecular promedio de los humos se emplea la siguiente
ecuación:
PMh= ∑ Xi∙PMi (A.33)(Himmelblau, 2002)Donde:PM: peso molecular de los humos (g/gmol)PM: peso molecular del componente “i” de los humos (g/gmol) Sustituyendo los valores correspondientes, considerando que los humos estan
compuestos por agua, dioxido de carbono, oxigeno y nitrógeno, la ecuación anterior
queda:PMh=0,0181∙32
g
gmol+0,7454∙28,04
g
gmol+0,1273∙44,01
g
gmol+0,1092∙18,02
g
gmol
PMh=29,050473g
gmol
Para determinar la temperatura de los humos en ºF se emplea la siguiente ecuación de
conversión:
TK=T-32
1,8+273,15 (A.34)
(Himmelblau, 2002)
Donde:
T: temperatura leída (°F)T: temperatura leída en sistema internacional (K)
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Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida en tiro forzado en la
ecuación anterior, se tiene:
TK= 520°F-321,8 +273,15
TK=544,2611 K
Empleando el método de propagación, se tiene:
∆TK= ∆TT ∙TK ∆TK= 5°F350 ºF ∙449,81 K
∆TK=6,4258 K
≅6 K
FinalmenteTK=544 ± 6 K
De forma análoga se realiza la conversión de las temperaturas leídas para el resto de
las corridas, tanto en tiro forzado como natural.
Para determinar la densidad de los humos se utiliza la ecuación de gases ideales se
emplea la siguiente ecuación:
ρh=
Ph∙PMh∙fc4
R∙ TK (A.35)
(Himmelblau, 2002)
Donde:ρ: densidad de los humos (kg/m³)R: constante universal de los gases (8,314 Pa.m³/gmol.K)fc4: factor de conversión 4 (0,001kg/g)Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida en tiro forzado en la
ecuación anterior, se tiene:
ρh=
94374 Pa ∙29,050473 ggmol
∙0,001kg/g
8,314 Pa.m³/gmol.K∙ 544K
ρh=0,6058 kg/m³
Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error de la
densidad de los humos, considerando que los errores del factor de conversión,
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constante universal de los gases y del peso molecular son nulo debido a que provienen
de la bibliografía, se tiene:
∆ρh=
∆Ph
Ph+
∆TK
TK ∙ρ
h
∆ρh= 13298kgf /m2
94502 kgf /m2
+6K
450K ∙0 ,6058kg/m³
∆ρh=0,1130 kg/m³≅0,1kg/m³
Finalmente
ρh=0,6 ± 0,1kg/m³
De forma análoga se realiza el cálculo de la densidad de los humos para el resto de las
corridas, tanto en tiro forzado como natural.
Para determinar la velocidad promedio de los humos se emplea la siguiente ecuación:
vh=√ 2∙gC·(-∆P)ρh
(A.36)
(Perry, 2001)
Donde:
̅
: velocidad promedio de los humos (m/s)
: factor de conversión de Newton (9,8 kg.m/kgf.s²)Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida en tiro forzado,siendo la caída de presión la correspondiente al Annúbar, la ecuación anterior queda:
vh= 2∙9,8 kg∙mkgf∙s2 ∙4,4632 kg
f
m2
0,6 kg/m³
vh=12,0159 ms Empleando el método de propagación de error para el cálculo del error de la velocidadde los humos, considerando que el error del factor de conversión de Newton es nulo
debido a que provienen de la bibliografía, se tiene:
∆vh= ∆(-∆P)(-∆P) + ∆ρhρh
∙vh (A.37)
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∆vh= 0,6 kgf m25,0
kgf
m2
+0,07kg/m³
0,63kg/m³ ∙12,6554 m/s
∆vh=2,9248≅3 m/s Finalmente:vh=12 ± 3m/s
De forma análoga se realiza el cálculo de la velocidad de los humos para el resto de
las corridas, tanto en tiro forzado como natural.
Para determinar el área de la chimenea se emplea la siguiente ecuación:
ACh=
Per Ch∙fc2
π 2
∙π
4
(A.38)
(Perry, 2001)
Donde: : área de la sección transversal de la chimenea (m 2): perímetro de la chimenea (cm)Sustituyendo los valores correspondientes en la ecuación anterior, se tiene:
ACh=
78 cm∙0,01 m/cm
π
2
∙π
4
ACh=0,04841482 m2
Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error del área
transversal de la chimenea, se tiene:
∆ACh= ∆Per ChPer Ch ∙ACh (A.39) ∆ACh=
0,05cm
78,5 cm
∙0,04841482 m2
∆ACh=0,000031234 m2≅0,00003 m² Finalmente:
ACh=0,04841 ± 0,00003 m² Para determinar el flujo másico de los humos se emplea la siguiente ecuación:
mh ̇ =ρh∙vh∙ACh (A.40)
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(Himmelblau, 2002)
Donde:
̇: flujo másico de los humos (kg/s)
Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida de tiro forzado en laecuación anterior, se tiene:
mh ̇ =0,6kg/m³∙12m/s∙0,04841 m2 mh ̇ =0,3525 kg/s
Empleando el método de propagación de error para el cálculo del error del flujo másico
de los humos, se tiene:
∆mh ̇=
∆ρ
h
ρh+
∆v
h
vh+
∆ACh
ACh ∙
̇m
h ̇
∆mh ̇ = 0,1kg/m³0,7kg/m³ + 3 m/s13m/s+ 0,00003 m20,04904 m2 ∙ ̇ 0,3525 kg/s ∆mh ̇ =0,16698 kg/s≅0,2 kg/s
Finalmente
mh ̇ =0,4 ± 0,2 kg/s De forma análoga se realiza el cálculo del flujo másico de los humos para el resto de
las corridas, tanto en tiro forzado como natural.Para determinar la capacidad calórica de los humos se emplea la siguiente ecuación:
Cph= ∑ Xi∙Cpi ∙ 1PMi (A.41)(Himmelblau, 2002)
Donde:
: capacidad calorífica de los humos (J/g.K)Cp
: capacidad calorífica del componente “i” de los humos (J/gmol.K)
Sustituyendo los valores correspondientes a la primera corrida de tiro forzado,
considerando que los humos estan compuestos por agua, dioxido de carbono, oxigeno
y nitrógeno, y que además las capacidades caloríficas se evalúan a una temperatura
media entre los humos y el ambiente, la ecuación anterior queda:
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Cph=30,6
J
gmol∙K∙0,0181∙
gmol
32 g+29,4
J
gmol∙K∙0,7454∙
gmol
28,04 g
+41,4J
gmol∙K∙0,1272∙
gmol
44,01g+34,6
J
gmol∙K∙0,1090∙
gmol
18,02g
Cph=1,1283
J
g.K
Para determinar el calor transferido por los humos se emplea la siguiente ecuación: ̇ = ̇ ∙ . ∙4 .42 (Incropera, 1999)
Donde:
̇: flujo de calor transferido por los humos (J/s)
Sustituyendo los valores correspondientes para la primera corrida de tiro forzado en la
ecuación anterior, se tiene:
Qh = 0,5 kgh ∙1,1283 Jg∙K ∙544 - 303,15K∙ 1000g1 kg Q ̇ h= 95887,3103 J/s
Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error del flujo de
calor transferido por los humos, considerando que los errores del factor de conversión y
de la capacidad calorífica son cero por provenir de la bibliografía, se tiene:
∆Qh= ∆mmh + ∆TkTk + ∆TambTamb ∙Qh ∆Qh= 0,2 kgs
0,5kgs
+6K
450K+
0,5K
302,15K ∙95887,3103 J/s
∆Q ̇ h=30060,13 J/s≅30060 J/s Finalmente:
Q ̇ h=(95887 ± 30060) J/s De forma análoga se obtiene el flujo de calor transferido por los humos para el resto de
las corridas en tiro forzado, así como en tiro natural.
Para determinar el total transferido por los humos durante el ciclo, se tiene:
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Sustituyendo los valores correspondientes en la ecuación anterior, se tiene:
As=
320,00cm∙227,00cm
+
(320,00cm)
2
2π 1m2
10000 cm2
As=8,893742806 m2
Empleando el método de propagación de errores para el cálculo del error del área de
transferencia del generador de vapor, considerando que el error del factor de
conversión es nulo por provenir de la bibliografía, se tiene:
∆As= ∆Per CaldPer Cald + ∆LCaldLCald ∙As (A.66) ∆As=
0,05cm
317,7cm +0,05cm
225,00cm ∙8,893742806 m2 ∆As= 0,0033321m2≅0,003m2 Finalmente
As=8,894 ± 0,003m² Cálculo del calor transferido al ambiente por unidad de área del generador
Se emplea la siguiente ecuación:
Q A
=Qh tot
As (A.45)
(Incropera, 1999)
Donde:: calor transferido al ambiente por unidad de área del generador (kJ/m2)Sustituyendo los valores correspondientes en la ecuación anterior, se tiene:
Q A=1314,581472 kJ
8,894 m² =147,8097 kJ/m²
Empleando el método de propagación de error para el cálculo del error del flujo de calor
al ambiente por unidad de área transferido por el generador de vapor, se tiene:
∆Q A= ∆QhtotQhtot + ∆As As ∙Q A ∆Q A= 480 kJ 1729kJ + 0,003m²8,778m² ∙196,9709 kJ/m²
∆Q ̇ A=54,74≅55 kJ/m²
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Finalmente:
Q A=148 ± 55 kJ/m² Objetivo 11. Calcular el porcentaje de exceso de oxígeno real y teórico, en el
proceso de combustión. Aplicando el cálculo para un ciclo del generador de vapor
Cálculo del peso molecular promedio:
Se utiliza la siguiente ecuación (A.46) para el combustible:
PMcomb=96,17018 g/mol
Cálculo de los moles de combustible consumidos
Partiendo de la masa de combustible determinada en el objetivo 6 para un ciclo del
generador de vapor, y del peso molecular del combustible, los moles se determina de la
siguiente manera:
ncomb=mcomb
PMcomb∙ fc4 (A.47)
(Himmelblau, 2002)
Donde:
comb :del combustiblemcomb: masa del combustible (kg)
Sustituyendo los valores obtenidos, se tiene:
ncomb=22,12 kg
96,17018g
mol∙0,001
kgg
ncomb= 230,0089279 moles
Cálculo experimental:
Cálculo de Moles de oxígeno alimentado:
Para determinar de los moles experimentales de oxígeno, se plantea la reacción de
combustión incompleta que ocurre en el hogar, obteniendo los coeficientes
estequiométricos a partir del análisis de Orsat de los gases de chimenea, provisto por el
laboratorio, como se realizó en el objetivo 7, mediante la reacción de combustión
incompleta, se determinaron los moles de los componentes de la misma, partiendo de
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dicha reacción, por estequiometria, se tiene la fórmula para determinar los moles de
nitrógeno:
nN = xN ∗ nCHxCH A.48
(Himmelblau, 2002)
Donde:
x: coeficiente estequiométrico.(adim.)
Sustituyendo los coeficientes estequiométricos y los moles de combustible, se tiene:
nN2=41*230,0089279 moles
1
nN2= 9430,366045 moles
De igual manera se determinan los moles de oxígeno alimentados, pero partiendo de
los moles de nitrógeno, los cuales permanecen constantes por ser este el compuesto
inerte en la reacción de combustión, por lo que se tienen los moles experimentales de
oxígeno:
Sustituyendo los coeficientes estequiométricos y los moles de nitrógeno, se tiene:
nO2exp=11*9430,366045 moles
41
nO2exp=2530,098207 moles
Cálculo de los moles de oxigeno consumidos experimentalmente
Se sabe que:
nO2 cons= nO2exp-nO2 no reacc (A.49)
(Himmelblau, 2002)
Con el coeficiente estequiométrico del oxígeno que no reacciona y del combustible se
obtienen los moles de oxígeno como sigue:
nO2 no reacc
=1
∙230,0089279 moles
1
nO2 no reacc=230,0089279 moles
Sustituyendo en la ecuación A.49, se tiene:
nO2 cons= 2530,098207 moles - 230,0089279 moles nO2 cons= 2300,089279 moles
Cálculo del porcentaje de exceso de oxigeno real
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Se realiza mediante la ecuación:
%O2exc= nO2exp- nO2 cons nO2exp .100 (A.50) (Himmelblau, 2002)
Donde:%O: porcentaje de exceso de oxigeno real (%)Sustituyendo los valores correspondientes, se tiene:
%O2exc= 2530,098207 mol - 2300,089079 mol2530,098207 mol .100
%O =9,090909091%
Cálculo teórico:
Cálculo de la cantidad teórica requerida de oxígeno
Para determinar los moles de oxígeno teórico, se hace uso la reacción de combustión
completa del combustible, para determinar los mismos por estequiometria, de la
siguiente manera:
CaHb+
4∙a+b
4
O2 ∆
⃗ aCO2+
b
2H
2O
Sustituyendo los valores de los coeficientes estequiométricos, se tiene:
C7H12+1O2 ∆⃗ 7CO2+6H2O A partir de la reacción anterior de combustión completa, se aplica la ecuación (A.51)
para determinar los moles de oxígeno teóricos:
ntO2=nC7H12.
xO2
xC7H12 (A.51)
(Himmelblau, 2002)
Donde:ntO2
: moles de oxígeno teóricos (moles)
ntO2=
10∙230,0089279 moles1
ntO2=2300,089279 moles
Cálculo del porcentaje de exceso de oxígeno teórico
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Aplicando la ecuación A.xx con los datos de moles teóricos y moles alimentados
%O2 exc,t=2530,098207 mol - 2300,089279 mol
2300,089279 mol∙100
%O , = 10%
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APÉNDICE B
TABLAS Y FIGURAS BIBLIOGRÁFICAS
TABLA B.1: Densidad del agua a diferentes temperaturas (Perry, 2001)
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TABLA B.2: Análisis finales usuales de combustibles de petróleo combustóleos)
(Perry, 2001)
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TABLA B.3: Masa molar de Algunos compuestos (Van ness, 2007)
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Figura B.4: Poder calorífico del combustible en función de los grados API (Perry,
2001)
Fig
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ura B.6: Tabla periódica de los elementos químicos.