Revista cientifica cedit - 2006.pdf

Centro de Desarrollo e Investigación en Termofluidos CEDIT Página 2

REVISTA CIENTIFICA CEDIT

CENTRO DE DESARROLLO E INVESTIGACIÓN EN TERMOFLUIDOS CEDIT

Número 1 2006

Universidad Nacional Mayor de San Marcos (Universidad del Perú , Decana de América)


UNIVERSIDAD NACIONAL MAYOR DE SAN MARCOS FACULTAD DE CIENCIAS FÍSICAS

EAP INGENIERÍA MECÁNICA DE FLUIDOS

CENTRO DE DESARROLLO E INVESTIGACION EN TERMOFLUIDOS - CEDIT


Dr. Luis Izquierdo Vásquez

Rector

Dr. Víctor Peña Rodríguez Vicerrector Académico

Dra. Aurora Marrou Roldán Vicerrectora de Investigación

Dr. Ángel Bustamante Domínguez

Decano de la Facultad de Ciencias Físicas

Ing. Guido Américo Rozas Olivera Director de E.A.P Ingeniería Mecánica de Fluidos

COMITE EDITOR 2006

ASESORES Ing. Ormeño Valeriano Miguel Ángel Ph. D. Ing. José Guillermo Navarro Ing. Henry Manuel Pala Reyes Ing. Andrés Valderrama Romero Ph. D. Ing. César Alejandro Quispe González MSc. Ing. César J. Quispe Apaclla

La Revista de Investigación del Centro de Desarrollo e Investigación en Termofluidos CEDIT de la E.A.P Ingeniería Mecánica de Fluidos publica trabajos realizados por los docentes, estudiantes y egresados investigadores de la Universidad Nacional Mayor de San Marcos

Para solicitar información, dirigirse a: E.A.P Ingeniería Mecánica de Fluidos UNMSM Ciudad Universitaria Av. Venezuela Cdra. 34 s/n Lima 1 Perú Apartado postal 14-0149 Lima 14- Perú Teléfono (51-1) 6197000 anexo 3819 / 3810 /3806 Email: [email protected]

AÑO 2006

Edición Nº1



2006 NUMERO 1

INDICE

CENTRO DE DESARROLLO E INVESTIGACIÓN EN TERMOFLUIDOS C.E.D.I.T. .................................. Pág. 5

TRATAMIENTO ACUSTICO EN VENTILADORES CENTRIFUGOS ............................................................ Pág. 6

ACOUSTIC TREATMENT FOR CENTRIFUGAL FANS .................................................................................. Pág. 6

Ing. Ormeño Valeriano Miguel Ángel Ph. Dr.

SIMULACIÓN NUMÉRICA DE UN PERFIL NACA – 0012 ........................................................................... Pág. 11

NUMERICAL SIMULATION OF A FLOW AROUND NACA – 0012 AIRFOIL ........................................... Pág. 11

Ing. José Guillermo Navarro.

ANÁLISIS DE LA INVERSIÓN EN LA ACTIVIDAD DE ENERACIÓN DE ENERGÍA ELECTRICA EN EL PERÚ ................................................................................................................................................................. Pág. 14

INVESTMENT ANALYSIS IN POWER GENERATION IN PERU ............................................................... .Pág. 14

Ing. Henry Manuel Pala Reyes

EMPLEO DE ACEITES VEGETALES (SOYA, MAÍZ Y OLIVA) EN MEZCLA CON PETRÓLEO DIESEL, EN LOS MOTORES DIESEL ................................................................................................................................... Pág. 18

VEGETABLES OILS (SOY, CORN AND OLIVE) IN MIXTURES WITH DIESEL PETROLEUM, USED IN DIESEL ENGINE ............................................................................................................................................... Pág. 18

Ing. Andrés Valderrama Romero Ph. Dr.

ONDA DE CHOQUE TÉRMICA ....................................................................................................................... Pág. 26

SHOCKWAVE THERMAL ............................................................................................................................... Pág. 26

Ing. César Alejandro Quispe González ESTUDIO Y ANÁLISIS FLUIDODINAMICO EN REGIMEN SUPERSONICO DEL SOPORTE ANTENA TIPO: SPIKE-RO PARA SU UTILIZACIÓN EN UN COHETE SONDA ................................................................... Pág. 29

FLUID DYNAMIC STUDY AND ANALYSIS IN SUPERSONIC REGIMEN OF SUPPORT OF ANTENNA TYPE: SPIKE-RO FOR USE IN A ROCKET PROBE ...................................................................................... Pág. 29

Msc. Ing. César J. Quispe Apaclla; Universidad de Valladolid-España ................................................................ Pág. 29


CENTRO DE DESARROLLO E INVESTIGACIÓN EN TERMOFLUIDOS C.E.D.I.T.

La Universidad tiene como fin fundamental la investigación, tanto científica como tecnológica, la cual debería darse en todos los niveles universitarios, desde las propias aulas hasta los laboratorios. La Universidad Nacional Mayor de San Marcos posee el Consejo Superior de Investigación que canaliza las iniciativas y proyectos a nivel universitario, además de Institutos de Investigación dentro de cada facultad. Es así que en el año 2002 algunos estudiantes de últimos ciclos, especialmente ingresantes del año 1997, tomaron la iniciativa de formar el Centro de Desarrollo e Investigación de Termofluidos - CEDIT, teniendo entre otros los siguientes objetivos:

1. Fomentar, Incentivar y Desarrollar Investigación, principalmente en el área de Termofluidos. 2. Contribuir a la Mejora de la Formación Académica, promoviendo y realizando eventos

académicos de todo tipo y participando activamente con razones y planteamientos en los diferen-tes espacios de debate académico dentro de nuestra facultad y Universidad.

3. Contribuir a dar una mejor visión y conocimiento de nuestra especialidad dentro de la escuela, universidad y sociedad, sin distorsionar nuestra realidad.

El CEDIT no solamente es el núcleo de estudiantes de un gran nivel académico y capacidad crítica, sino también egresados que con su experiencia y compromiso constituyen uno de los pilares fundamentales de nuestra organización. Para cumplir a cabalidad los objetivos planteados, se cuenta con el apoyo de excelentes docentes de la especialidad (Máquinas Térmicas, Energía no Convencional, Modelamiento Numérico, Refrigeración y Aire Acondicionado), dentro y fuera de la universidad que son elementos de consulta y guía indispensables, para quienes nuestro agradecimiento y respeto es el mayor. En sus casi tres años de formación, y muy a pesar de las diferentes trabas administrativas, económicas y académicas que nos impone la Universidad, el CEDIT ha tratado de ejecutar los objetivos para los que fue creado, realizando para ello Proyectos de Investigación como son: Prototipo de un Motor Stirling, Diseño de una Aerogenerador de 10KW y Desalinizador Solar, los cuales han sido presentados a eventos de carácter nacional como el CONEIMERA en sus dos versiones pasadas; rompiendo con ello una vieja tara de participación en eventos solamente como espectadores. Aprovechamos este espacio para dar un saludo fraterno a los diferentes compañeros que conforman el Centro de Desarrollo e Investigación de Ingeniería Mecánica de Fluidos – CIDIMF y la Rama Estudiantil ACI-UNMSM los cuales, somos consientes que realizan una labor similar en otros campos de aplicación de nuestra especialidad y que contribuyen en igual medida al desarrollo de la misma; y también para comprometerlos en seguir bregando juntos por esa visión y objetivos comunes en bien de nuestra especialidad, en bien de nuestra cuatricentenaria universidad y en pos de un verdadero Desarrollo Nacional.


TRATAMIENTO ACUSTICO EN VENTILADORES CENTRIFUGOS

ACOUSTIC TREATMENT FOR CENTRIFUGAL FANS

Miguel A. Ormeño V.

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RESUMEN El presente artículo muestra los principales métodos de tratamiento acústico en ventiladores centrífugos, para la disminución de este ruido nocivo, que afecta de manera considerable a la salud humana, manifestándose a través de problemas cardiovasculares, incremento de la agresividad y en el cansancio mental. El principio fundamental de tratamiento acústico en turbo máquinas es similar y el objetivo principal es optimizar el flujo en el ducto del ventilador, el presente artículo incluye resultados experimentales utilizando un equipo instrumental acústico en tiempo real

ABSTRACT

The present article shows the most important methods of acoustic treatment for centrifugal fans to decrease this harmful noise that affects human health in a dangerous way, generating cardiovascular problems, increasing the level of aggressiveness and mental weariness too. The main principle of acoustic treatment in turbomachines is quite similar and the main objective is to optimize the flow inside the duct of the fan.. Also the present article includes experimental results obtained by using an acoustic equipment at real time. _______________________________________________________________________________________

INTRODUCCIÓN

La mayoría de las investigaciones en el campo del control del ruido en los ventiladores centrífugos son orientados primordialmente a la disminución del nivel de tono en la frecuencia de paso de los alabes, y el interés a esta componente es obvia. Desde el punto de vista objetivo, esta componente es la más nociva, por ello es tarea primordial la disminución de esa componente. Es conocido la localización de este fenómeno, que se encuentra en la zona periférica entre el impulsor y la lengüeta del ventilador. Esto motiva la posibilidad de influir en la formación del tono directamente en la fuente de origen. Este tono se forma como interacción del flujo de aire en la salida de la rueda móvil con la lengüeta del caracol. La disminución de otras componentes en el ventilador centrífugo es una tarea más difícil, ya que está relacionada con la acción sobre el flujo turbulento dentro de la rueda móvil como en el interior del ducto del ventilador. METODOS DE REDUCCIÓN DEL RUIDO EN VENTILADORES CENTRÍFUGOS A continuación se observa una serie de métodos orientados a la disminución del nivel de tono: � Incremento de la distancia periférica de la rueda

móvil y la lengüeta del caracol. � Incremento del radio de la curvatura del filo de la

lengüeta. � La aplicación de ángulos entre los alabes de la

rueda móvil y el filo de la lengüeta.

� Desplazamiento de alabes en los ventiladores de doble entrada o doble hilera de alabes.

� Mallas turbulizadoras en la entrada y en la salida de los filos de los alabes.

� Paso irregular de los alabes de la rueda móvil. � Descoordinación de la resistencia acústica del

ventilador en los sistemas de los ductos de entrada y salida.

� Faja direccional alrededor de la rueda móvil. � Ventilador con carcaza rectangular. � Tratamiento acústico de la carcaza del ventilador. � Holgura radial entre la tobera del ducto de entrada

y entrada a la rueda móvil. � Ventilador con carcaza cilíndrica. Resonadores en la lengüeta de los ventiladores centrífugos. En vista de la gran diversidad de los métodos de tratamiento acústico me dedicare a algunos representativos.

INCREMENTO DE LA DISTANCIA ENTRE LA PERIFERIA DE LA RUEDA MÓVIL Y LA LENGÜETA DEL CARACOL.

Muy cerca de la rueda móvil el perfil de velocidades posee máximos y mínimos fluctuantes originados por la acción del flujo a su paso entre alabes. La lengüeta que se encuentra en esta zona es sometida a fuertes pulsaciones de presión, que conlleva a emanación de ruido en la frecuencia de paso de los alabes y sus armónicas. A medida que se aleja la rueda móvil, el perfil de velocidades decrece al igual que la amplitud de las pulsaciones en la lengüeta.


De esta manera existe el otro efecto cuando la lengüeta se ubica muy cerca de la rueda móvil, lo que origina un atascamiento del flujo entre alabes y como es conocido es una de las causas de ruido en rotores. Es obvio que al alejarse la lengüeta de la rueda móvil el estancamiento del flujo tiende a decrecer.

Grafico1.Influencia del Incremento de la holgura de la lengüeta

En el gráfico 1 se muestran diversos resultados experimentales de la disminución de ruido a causa de la holgura de la lengüeta. Obteniendo por un lado la dependencia de la diferencia de nivel de tono en la frecuencia de paso de alabes y el cociente de la holgura de la lengüeta con el radio de la rueda móvil. /R = 0.06 que es el rango en donde se realizaron las investigaciones, en las abcisas se puede observar valores absolutos de , en el cual no se muestran los diámetros de los ventiladores. Como se aprecia el nivel de tono en la frecuencia de paso de alabes en forma monótona disminuye a medida que se incrementa la holgura de la lengüeta con excepción del trabajo (3) que presenta un mínimo con una definida holgura que al parecer se debió a efectos secundarios de los trabajos (4) y (5) son similares en los cuales se utilizó ventiladores con paletas flexionada hacia atrás y caracoles típicos con la diferencia que la holgura radial en el trabajo (4) se hizo incrementando las medidas del ventilador y en (5) vario sólo la posición de la lengüeta en un mismo caracol. La disposición del nivel de tono en ambos trabajos fue idéntica.

En el trabajo (4) se apreció una disminución del rango de banda ancha que se asume que fue originado por la disminución de la velocidad del flujo e incremento de las medidas del ventilador, en el trabajo (5) no se observó estos cambios. En estos trabajos el incremento de la holgura no se acompañó con el decrecimiento de la eficiencia. Constatándose por otro lado que el mínimo nivel de ruido corresponde a la máxima eficiencia (La eficiencia fue el de 82% con una holgura /R = 0,25 y radio de redondeo del filo de la lengüeta r/R=0.2). De esta manera la forma y ubicación de la lengüeta, son dos parámetros constructivos esenciales con lo que respecta al ruido en los ventiladores centrífugos. El único defecto del método es la necesidad de incrementar las medidas del ventilador hasta el límite de sus medidas. El trabajo (6) observa la aplicación de ángulos en la arista de la lengüeta INCREMENTO DEL RADIO DE CURVATURA DEL FILO DE LA LENGÜETA La influencia de este factor en el nivel de tono del paso de los alabes es mucho menos apreciable con respecto al anterior factor. Por ejemplo el incremento de r/R de 0,01 a 0,2 obtiene una disminución máxima de 6 dB, obteniendo este resultado aplicando /R = 0,06; 0,1 y 0,25, conservándose la eficiencia del ventilador. APLICACIÓN DE ÁNGULOS ENTRE LOS ALABES DE LA RUEDA MÓVIL Y EL FILO DE LA LENGÜETA. En los ventiladores centrífugos el filo de la lengüeta es paralelo a los filos de salida de los alabes. Encontrándose las pulsaciones de presión en una fase. El aplicar un ángulo tanto en los alabes como en la lengüeta nos lleva a crear un desfase que traerá una compensación de pulsaciones y por consiguiente la disminución del ruido. Pero la aplicación de ángulos en los alabes tiene el defecto de ser difíciles de construir. El estudio de estos ángulos con un buen número de alabes flexionadas hacia atrás y hacia delante mostró que en el primer caso se obtuvo una pequeña reducción de 2 - 3 dB del nivel de tono, en cambio en el segundo caso se registró una disminución


de hasta 12 dB en el mismo nivel de tono, pero con esta rueda modificada se incrementó un ruido casual y a su vez el ruido total, en ambos casos el ángulo fue de 12° observándose una pequeña disminución del salto de presión en el ventilador. En cambio la lengüeta con ángulo es más fácil de fabricar, siendo un método más efectivo para disminuir el ruido. Como lo demuestran las investigaciones, el ángulo de estas lengüetas deberán tocar por lo menos dos alabes. Obteniéndose una disminución que dependerá mucho de la distancia entre la rueda móvil y la lengüeta, en el gráfico 2 se muestra la dependencia del nivel de tono con diferentes perfiles con ángulos con relación a la holgura 8 de la lengüeta, obteniendo por un lado la dependencia de la diferencia de tono en la frecuencia de paso de alabes y el cociente de la holgura de la lengüeta 8 con el radio de la rueda móvil. 8 /R = 0.06 que es el rango en que se realizaron las investigaciones, en las abscisas se observan los valores absolutos de 8 , en el cual no se muestran los diámetros de los ventiladores. El nivel de tono en la frecuencia de paso de alabes en forma monótona disminuye a medida que se incrementa la holgura de la lengüeta con excepción del trabajo (3) que presenta un mínimo con una holgura definida que al parecer se debió a efectos secundarios de los tra-bajos (4) y (5) y son similares a los que utilizó ventiladores con paletas flexionada hacia atrás y caracoles típicos con la diferencia que la holgura radial; en el trabajo (4) se hizo incrementando las medidas del ventilador y en (5) vario sólo la posición de la lengüeta en un mismo caracol. La disposición del nivel de tono en ambos trabajos fueron idénticos. Por otro lado en el trabajo (4) se descubrió una disminución del rango de banda ancha que se asume que fue originado por la disminución de la velocidad del fujo e incremento de las medidas del ventilador, en el trabajo (5) no se observó estos cambios. En estos el incremento de la holgura no se acompañó con el decrecimiento de la eficiencia. Constatándose por otro lado que el mínimo nivel de ruido corresponde a la máxima eficiencia (La eficiencia fue el de 82% con una holgura 8 /R = 0,25 y radio de redondeo del filo de la lengüeta r/R=0.2). De esta manera la forma y ubicación de la lengüeta, son dos parámetros constructivos esenciales con lo que respecta a la generación del ruido en los ventiladores centrífugos. El único defecto del método es la necesidad de incrementar las medidas del venti-lador hasta condiciones de medida límite. En el trabajo (6) se observa la aplicación de ángulos en la arista de la lengüeta INCREMENTO DEL RADIO DE CURVATURA DEL FILO DE LA LENGÜETA La influencia de este factor en el nivel de tono del paso de los alabes es mucho menos apreciable con

respecto al anterior factor. Por ejemplo el incremento de r/R de 0,01 a 0,2 obtuvo una disminución máxima de 6 dB obteniendo este resultado aplicando 8 /R = 0,06; 0,1 y 0,25, conservándose la eficiencia del ventilador. APLICACIÓN DE ÁNGULOS ENTRE LOS ALABES DE LA RUEDA MÓVIL Y EL FILO DE LA LENGÜETA En los ventiladores centrífugos el flo de la lengüeta es paralelo a los filos de salida de los alabes. Encontrándose las pulsaciones de presión en una fase. El aplicar un ángulo tanto en los alabes como en la lengüeta nos lleva a crear un desfase que traerá una compensación de pulsaciones y por consiguiente la disminución del ruido. Pero la aplicación de ángulos en los alabes tiene el defecto de ser difíciles de construir. El estudio de estos ángulos con un buen número de alabes flexionadas hacia atrás y hacia delante mostró que en el primer caso se obtuvo una pequeña reducción de 2 – 3 dB del nivel de tono, en cambio en el segundo caso se registró una disminución de hasta 12 dB en el mismo nivel de tono, pero con esta rueda modificada se incrementó un ruido casual y a su vez En el ruido total, en ambos casos el ángulo fue de 12° observándose una pequeña disminución del salto de presión en el ventilador. En cambio la lengüeta con ángulo es más fácil de fabricar, siendo un método más efectivo para disminuir el ruido. Como lo demuestran las investigaciones, el ángulo de estas lengüetas deberán tocar por lo menos dos alabes. Obteniéndose una disminución que dependerá mucho de la distancia entre la rueda móvil y la lengüeta, en el gráfico 2 se muestra la dependencia del nivel de tono con diferentes perfiles con ángulos con relación a la holgura δ de la lengüeta.

Gráfico 2. Dependencia del nivel de presión del sonido en la frecuencia de paso de alabes con relación a la holgura, D = 430 mm, n = 2,500 RPM


DESPLAZAMIENTO DE ALABES EN LOS VENTILADORES DE DOBLE ENTRADA O DE DOBLE HILERA DE ALABES Los ventiladores de doble admisión son fabricados de dos partes (son unidos en el montaje); si los alabes de una mitad son ubicados a la mitad entre alabes de la otra mitad se observa que las pulsaciones de presión se encontrarán en fases contrarias, obteniendo una reducción del nivel de ruido en la frecuencia de paso en 8 – 10 dB, viéndose la posibilidad que el uso de ruedas móviles con doble hilera de alabes tendrían el mismo efecto. El efecto de desfase está basado en la compensación de pulsaciones locales, muy parecido a los ángulos de la lengüeta con lo cual se debe suponer que esta dis-minución depende a su vez de la holgura. Este desfase es simple de realizar en ventiladores no muy grandes, en ventiladores de mayor tamaño tal asimetría nos conlleva a problemas con temperaturas, tensiones y deformaciones de la base del ventilador. VENTILADOR CON CARCAZA RECTANGULAR El cambiar la carcaza espiral y suprimirse la lengüeta; el nivel de tono disminuye, de otro lado se presume que las características aerodinámicas empeorarían. TRATAMIENTO ACÚSTICO DEL CARCAS DEL VENTILADOR

La aplicación de cubiertas acústicas en el ducto interno de la carcaza del ventilador nos proporciona una efectiva reducción de la intensidad de tono y nivel de ruido casual. En la grafico 3 se muestra el modelo del ventilador fabricado con una plancha perforada cubierta de un material poroso, como se observa el caracol está montado dentro de una carcaza cerrada.

RESULTADOS EXPERIMENTALES

El estudio presentado nos lleva a la optimización de los parámetros de flujo en el ducto del ventilador, que es el componente que define el nivel de ruido final y su variación en el tono de allí su importancia (primero se estima y se localiza para luego realizar los tratamientos respectivos). La causa de esta ruido es de tipo aerodinámico, y como ya antes se menciono se encuentra en la región periférica entre el rodete y la lengüeta del ventilador. En un intento de disminuir esta componente se procedió a optimizar y amortiguar el flujo en esta zona, llevando a cabo una serie de cambios estructurales específicamente en la lengüeta como, el de implantar en la zona, lengüetas de un material aislante, llegando a un resultado óptimo de reducción del nivel de tono. El estudio se hizo en un ventilador con diámetro de 400 mm. y

doce paletas en el rodete, dirigidas hacia atrás, en los espectrogramas (gráficos 4 y 5) se puede visualizar el efecto antes del tratamiento.

Gráfco3. Esquema del ventilador con tratamiento acústico

Grafico 4. Espectrograma del ventilador centrifugo antes del tratamiento Acústico


Grafico 5. Pectrograma del ventilador centrifugo después del tratamiento Acústico

CONCLUSIONES 1. El tratamiento acústico de las turbo maquinas

radica en la optimización del flujo en el ducto del dispositivo por donde circula el fluido.

2. Los índices de contaminación acústica han llegado a un límite en el cual deben ser normados, y para ello deberán ser reconocidos los niveles de ruido de cada turbo maquina, analizar la causa que origina este exceso de ruido y tratar de reducirlos, eligiendo un método de reducción eficiente.

3. El índice de ruido, por estudios ya realizados,

está ligado al termino más conocido como rendimiento, teniéndose que a menor índice de ruido, la efectividad de la turbo maquina es máxima y como consecuencia se reducen los costos en el consumo de energía eléctrica.

BIBLIOGRAFÍA

1. Schegliaiev, A; “ Turbinas de vapor”;

editorial MIR, Moscú 1985, dos tomos

2. Marks; “Manual del Ingeniero Mecánico”, editorial Mc Graw Hill, México 1988.

3. Organización de Aviación Civil

Internacional (OACI), volumen 59-Número 2- abril mayo 2004.

4. Eroglu et al, 2001.”Vortex Gen-erators in

Lean-Premix Combustion”, Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, Jan., vol 123, pp.41-49.


SIMULACIÓN NUMÉRICA DE UN PERFIL NACA – 0012

NUMERICAL SIMULATION OF A FLOW AROUND NACA – 0012 AIRFOIL

José G. Navarro

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RESUMEN

Este trabajo tiene como objetivo el análisis del flujo aerodinámico sobre un perfil NACA-0012 (a un ángulo de ataque nulo) utilizando simulación numérica, específicamente la técnica de los volúmenes finitos, la implementación de este método se realiza mediante el software comercial “PHOENICS”. Se busca determinar las características, como el campo de velocidad, presión y temperatura. Para validar estos resultados son comparados con los valores teóricos.

ABSTRACT

This study have as an objective to analyze the aerodynamic flow around NACA-0012 airfoil (with an angle of attack equal to zero) using numerical simulation, specifically the volume finite method. The employment of this method is done in the commercial software "PHOENICS". It is expected to determine the main characteristics such as the field of velocity, pressure and temperature. To validate these results they are compared with the theoretical values. _____________________________________________________________________________________________

INTRODUCCIÓN

Un perfil aerodinámico, es un cuerpo que tiene un diseño determinado para aprovechar al máximo las fuerzas que se originan por la variación de velocidad y presión cuando este perfil se sitúa en una corriente de aire. Un ala es un ejemplo de diseño avanzado de perfil aerodinámico.

OBJETIVO

El objetivo de presentar los resultados obtenidos en la etapa anterior, en forma grafica, es facilitar por medio de imágenes, el entendimiento de los procesos que ocurren en el flujo.

METODOLOGÍA

El trabajo fue dividido en tres etapas: Pre- proceso, Proceso y Post proceso, a saber: a. Pre- Proceso. Se genera la malla así como también se identifica el modelo, se establece las propiedades del fenómeno, las condiciones iníciales, de borde y los parámetros numéricos. Generación de la Malla, representación discreta de un dominio geométrico en formas menores y más simples, como triángulos o cuadriláteros en dos dimensiones, y tetraedros y hexaedros en tres dimensiones. Clasificación de las Mallas Malla Estructurada, el volumen elemental está conectado con el mismo número de elementos vecinos. Dentro de esta clasificación tenemos: a- Malla Uniforme.

b- Malla No Uniforme. No Estructurada (MNE), es aquella malla en la cual sus vértices pueden presentar vecinos locales arbitrariamente variados. Para nuestro caso, se opto por una malla estructurada, debido a la simetría del problema y a la facilidad de concentrar los puntos de la malla en regiones de mayor interés.

Figura.1.0. Malla uniforme.


Figura 2.0 Malla No Estructurada

b.- Proceso. En esta etapa se lleva a cabo la solución de la ecuación de Navier – Stokes (NS), ecuación que gobierna el fenómeno. La resolución numérica de la ecuación de NS es resuelta mediante la técnica de los Volúmenes Finitos, aplicada sobre la malla generada anteriormente. Ecuación de Navier Stokes, en la figura 3 podemos apreciar el Módulo Earth del programa PHOENIX, en donde el computador realiza el cálculo numérico. c.- Post-Proceso. Se presenta los campos de presión, temperatura y velocidad de forma grafica, tal como lo muestran las figuras 4, 5 y 6.


CONCLUSIONES

1. Los resultados numéricos obtenidos en el cálculo del flujo sobre perfiles se muestran coherentes con el modelo teórico adoptado en su concepción, se muestra en las figuras 4,5 y 6; de manera general las soluciones numéricas y teóricas estuvieron bien próximas.

2. Se debe tener en cuenta las pequeñas imprecisiones en la región del borde de fuga, donde alteraciones sutiles provocan grandes desvíos numéricos, este problema será solucionado en la medida que se de continuidad a este primer trabajo.

3. Los datos teóricos con los cuales fueron comparados los resultados numéricos de este trabajo se basan en la teoría de flujo potencial, que se aproxima al flujo real. La teoría de flujo potencial supone un flujo no viscoso e incompresible lo que no ocurre exactamente, en un flujo real.

4. Se ha optado utilizar esos valores teóricos como parámetro, ya que nuestro modelo actual no tiene en consideración los efectos de la viscosidad y por lo tanto no sería razonable comparar los valores numéricos obtenidos con los valores exactos

BIBLIOGRAFÍA

1. Software comercial “PHOENICS 2. Abbot – Ira H. Dover, “Theory of Wing

Sections”, P. 693. Publications INC. 1959, New York.

3. Peyret, R. ; Taylor, T ; Computational Methods

for Fluid Flow, Univer-sity of Nice and Johns Hopkins University, 1982


ANÁLISIS DE LA INVERSIÓN EN LA ACTIVIDAD DE GENERACIÓN DE ENERGÍA ELÉCTRICA EN EL PERÚ

INVESTMENT ANALYSIS IN POWER GENERATION IN PERU

Henry M. Pala R. _____________________________________________________________________________________

RESUMEN

Se han iniciado una serie de preocupaciones sobre el nivel de competencia en el mercado libre, los mecanismos para el crecimiento de la oferta de transmisión, las implicancias de los procesos de integración vertical y horizontal, y el nivel de competencia en la generación de energía. El servicio eléctrico, donde la generación representa un 58% de las tarifas finales, es un bien básico por lo que cualquier distorsión afecta a toda la población. En el caso de muchas industrias intensivas en el uso de energía, donde este representa una proporción importante de sus costos, señales alteradas en los precios pueden reducir la competitividad y la inversión, con el consiguiente impacto macroeconómico. En este contexto, es imprescindible buscar mecanismos que fomenten la eficiencia y a la vez den los incentivos adecuados para una reducción de costos

ABSTRACT

Today in Perú, a series of worries has emerged about the level of competition on the free market of power generation, the mechanisms for the growth of the electricity transmisión offer, the implications from the processes of vertical and horizontal integration and the level of competition in the electricity generation. On the electricity service, the power generation represents 58% of the tariffs and is a basic good therefore any distortion would affect the whole population. For many intensive industries of energy use this represents an important proportion of their costs so that some altered signs could reduce the competitiveness and the investment, coming to us a consequent macroeconomic impact. In this context, it is so important to look for mechanisms that support the efficiency and give the appropriate incentives for a cost reduction at the same time. ______________________________________________________________________________________

INTRODUCCIÓN En el sector eléctrico se transan una serie de servicios, capacidad de suministro ó potencia, la energía, los servicios de transmisión y distribución por mencionar algunos; pero son los dos primeros los que recibe el usuario y producen las generadoras. La energía tiene como principal particularidad que no es almacenable es decir que tanto oferta como demanda deben coincidir en cada momento, esta energía puede ser producida de diferentes técnicas, agrupándose en hidráulicas y térmicas. Así, las plantas hidroeléctricas utilizan caídas de agua para generar electricidad, mientras que las centrales térmicas se basan en máquinas de combustión interna o turbinas a gas, que queman diferentes combustibles, generalmente derivados del petróleo. Además, para que la energía llegue al usuario final es necesario el uso de redes de transmisión y distribución; la primera de uso común para todos los usuarios y la segunda es específica para cada zona de suministro. La actividad de transmisión se refiere principalmente al transporte de la energía, en altos niveles de voltaje, desde los generadores hacia los centros de consumo. Para ello cuenta con un conjunto de redes de diferente tensión

y subestaciones de transformación. La actividad de distribución es la encargada de llevar la energía a menores niveles de voltaje desde las subestaciones hasta el consumidor. Comprende un conjunto de líneas de transmisión a bajo voltaje y de subestaciones donde funcionan los transformadores que reducen la tensión a niveles apropiados para el uso industrial o doméstico. Aunque generalmente se asocia la actividad de distribución con el abastecimiento directo a los usuarios, experiencias recientes han tratado de identificar mejor las actividades involucradas en la provisión de energía, ello con el fin de no establecer mayores restricciones en actividades donde se puede establecer competencia. Este es el caso de la comercialización, que puede separarse de la distribución y abarca principalmente la facturación y cobranza al usuario final. CAMISEA Y LA INVERSIÓN EN LA ACTIVIDAD DE GENERACIÓN ELÉCTRICA Proyecto Camisea es considerado por muchos como el proyecto energético más importante de la historia energética en el Perú, basándose en la dimensión del


yacimiento y la importancia de sus reservas. Considerando que el gas natural seco de Camisea está compuesto básicamente por Metano (CH4 = 90.5%) y Etano (C2H6 = 9.5%). Si el gas natural seco se empleara como fuente energética, todos los 12711 Tera BTU no podrían ser utilizados, ya que la combustión del gas natural seco con el oxígeno (O2) origina como productos de la combustión anhídrido carbónico (CO2) y vapor de agua (H2O), siendo útil únicamente en los procesos térmicos el anhídrido carbónico. Aproximadamente el 10% de la energía del gas natural seco es absorbida por la formación del vapor de agua quedando el restante 90% como utilizable. Normalmente el calor retenido en el vapor de agua queda reflejado en el Poder Calorífico Inferior (PCI) del gas natural seco. Por consiguiente, la energía utilizable del gas natural seco de Camisea como fuente energética equivale a 11440 Tera BTU. Si consideramos que al año 2002 la energía eléctrica producida en el país fue del orden de los 21 982 Giga Watt hora (GWh), con las reservas de energía de Camisea y tecnología de centrales térmicas de ciclo combinado, con una ef-ciencia del 55%, podríamos abastecer los requerimientos de energía eléctrica (a niveles actuales) por aproximadamente 83 años. Sin embargo, esta no es una conclusión totalmente cierta, si se toma en cuenta el crecimiento del sector eléctrico (el crecimiento de la energía producida en el periodo 2001-2002 llego al 6%), podríamos cubrir tan sólo 30 años de requerimientos energéticos del país. La implementación del proyecto Camisea en el sector energético ha introducido un conjunto de preguntas sobre la forma y los efectos de la entrada del gas natural como fuente de energía así como una serie de impactos en el sector eléctrico, industrial, transporte y residencial. Si hablamos del sector eléctrico nos preguntaremos ¿Es un proyecto conveniente?; respecto a la tecnología: ¿Cuál es el tipo de central conveniente, una central a ciclo simple o una central a ciclo combinado?, en cada uno de estos casos: ¿Cuál es la rentabilidad individual?, a nivel microeconómico: ¿Cuál es el impacto en las tarifas y el bienestar de los individuos?, a nivel macroeconómico: ¿se trata de un shock de oferta significativo?, a nivel de la industria: ¿Cómo se afectará la rentabilidad de las otras empresas?, a nivel de la inversión: ¿Cómo se modificará la composición del parque a futuro?. Estas son algunas de las preguntas que han surgido y cuyas respuestas probablemente requieren de la elaboración de un documento aparte. Sin embargo, se analiza lo referente a la evolución del parque generador y a los posibles efectos sobre la rentabilidad de las empresas. Asumiendo un esquema de planificación centralizada y en presencia de sólo dos tecnologías (Diesel (D) e hidráulica (H)), dejando de lado otros sistemas de generación como la energía solar y otras energías no convencionales; un sistema económicamente adaptado implica una mezcla de tecnologías de producción que minimiza el costo medio de la

generación de energía y que remunerado de acuerdo a los costos de inversión y operación de las centrales marginales logra el equilibrio financiero de las empresas eficientes . Este resultado se fundamenta en la relación inversa que suele existir entre el costo de inversión y operación entre los diferentes tipos de centrales (ver Gráfico Nº 2). Si se toma en cuenta los valores del costo fijo y el costo variable para diversas tecnologías, en un escenario simple donde sólo hay centrales hidráulicas y térmicas que utilizan diesel, se tendría que las centrales hidroeléctricas debieran representar aproximadamente el 88% del parque generador y el 12% debería estar conformado por centrales térmicas . Esta situación sería similar a la que en algún momento enfrentó el Perú, pese al ingreso de algunas centrales a gas natural (Aguaytía y EEPSA) y de la central a carbón de Enersur. La introducción de una nueva tecnología, como el gas natural, con un costo fijo mayor que el de una central diesel pero menor que el de una central hidroeléctrica; así como un menor costo variable que el de una diesel, pero mayor que el de una hidráulica, genera una modificación en el parque óptimo.

Figura Nº 2. Minimización de costos en un escenario sin gas natural. En una perspectiva de largo plazo, el efecto de dicha incorporación sería una reducción en la participación en la potencia óptima que debería mantenerse en generadores diesel (D) e hidráulicos (H) y una mayor participación del gas natural (CS y CC) de aproximadamente 40% (ver Gráfco Nº 3). El resultado descrito se basa en un sistema que minimiza el costo total unitario en la situación en la que se instala el nivel de potencia óptimo por tipo de tecnología. En este esquema, es esperable que las centrales térmicas a ciclo combinado, y en menor medida a ciclo simple, tengan una participación importante en la capacidad del sistema y en el despacho de energía, en particular en el bloque medio e incluso en la base de la


Figura N°3. Maximización de costos en un escenario con gas natural Sin embargo, en el marco regulatorio peruano, si bien se basa en los principios marginalistas expuestos, los precios de energía se calculan minimizando el costo de operación variable del sistema y tomando como dada la potencia efectiva de las centrales existentes por lo que existen diferencias con la solución del planificador señalada anteriormente. Un resultado en el sistema actual, donde se usan las potencias instaladas de las centrales existentes para el despacho, es que no deberían ingresar más centrales hidráulicas y Diesel con costos estándares, ya que la nueva combinación óptima (que tiene su correlato en términos de equilibrio financiero) implicará que en el futuro entren sólo centrales a gas natural hasta tener la participación adecuada en el parque generador. Esta situación podría llevar a que el sistema se tome un tiempo mayor en adaptarse debido a que la entrada de una nueva central, sea de ciclo combinado o ciclo simple, puede reducir significativamente los precios de energía en un contexto donde el precio de ca-pacidad se fija en base a los costos de una central con menores costos de inversión que difícilmente dejaría de marginar en algún momento del año. Este impacto sobre las tarifas se puede inferir de los actuales niveles de producción de las centrales en el Sistema Eléctrico Interconectado (SEIN), donde la energía generada con centrales hidráulicas superó el 91% en el año 2002 y cuya capacidad es mayor a la demanda de potencia promedio del SEIN, y donde centrales como la de carbón (125 MW de Enersur) y la de gas natural a ciclo simple (238 MW de Aguaytía y EEPSA) vienen incrementando su participación en el despacho y marginando más tiempo. En el sistema actual, el pago por potencia de la central corresponderá a los costos de inversión y fijos de la central definida como eficiente para abastecer la demanda de punta . Este costo de inversión es menor que el que tiene las demás centrales (hidráulicas, gas natural y carbón). La lógica del sistema marginalista implicará que esta diferencia en costos deba ser recuperada con los

excedentes que pueden lograr las centrales infra-marginales en los períodos donde el precio del sistema lo ponen centrales con costos variables más altos (debe recordarse que en el corto plazo la curva de oferta de la industria en un mercado competitivo con restricciones de capacidad estará representada por el costo variable de la última empresa). Un caso extremo son las centrales hidroeléctricas de pasada que tienen un costo variable unitario igual a cero. En este contexto, se puede analizar el potencial efecto de la puesta en operación de una central de ciclo combinado que use el gas de Camisea en una fecha como agosto del 2004. Dados los actuales niveles de capacidad instalada de centrales hidráulicas y el moderado incremento esperado de la demanda, existiría la posibilidad que al entrar una unidad de mediano tamaño con ciclo combinado esta empiece a ser utilizada en períodos punta pudiendo inclusive marginar. Sin embargo, el escenario planteado difícilmente sucedería en la realidad en tanto existe el riesgo hidrológico y condiciones técnicas que hacen más efciente la entrada al despacho de centrales a ciclo simple (rápido arranque, mínimos operativos) en el sistema interconectado. A su vez, un escenario como el descrito no sería efciente socialmente pues la mini-mización de costos de abastecimiento implica usar centrales con costos de inversión bajos como las Diesel en los períodos punta. Por ende, la factibilidad de una central de ciclo combinado o ciclo simple dependerá de la magnitud de las ventas de energía y de la posibilidad de que estas ventas constituyan la demanda infra-mar-ginal (con el fn de recuperar por ventas de energía lo que perdería por el pago de potencia). INVERSIÓN EFECTIVA EN GENERACIÓN ELÉCTRICA EN EL PERÚ. A septiembre del 2003 la capacidad instalada del SEIN (Sistema Eléctrico Interconectado Nacional) supera en 51% a la máxima demanda del sistema (4350 MW versus 2900 MW) existiendo un pre-dominio de centrales hidráulicas (59,4%) y Diesel (23,2%), aunque estas últimas operan muy poco debido a sus altos costos variables. Este margen de reserva supera los requerimientos técnicos necesarios para mantener la confiabilidad del servicio en el sistema peruano, que se han establecido en el indicador conocido como Margen de Reserva Firme Objetivo (MRFO), el cual actualmente es de 19,5%. Se observa que la configuración eficiente del sistema ha enfrentado algunas distorsiones derivadas de los compromisos de privatización y la forma como se implementó inicialmente el pago por potencia. FACTORES DE LA DESADAPTACIÓN DE LA INVERSIÓN EN GENERACIÓN Entre los factores que han generado distorsiones para


la adaptación del parque generador se pueden mencionar: • El establecimiento de un sistema de pagos por

capacidad que no estaba alineado con los criterios del modelo marginalista, ya que hasta 1999 las centrales térmicas eran remuneradas prioritari-amente.

• Los compromisos de privatización que inducían a la inversión en determinadas tecnologías a través del establecimiento de plazos (privatización de Egenor, Etevensa, Edegel y EEPSA).

Tratamientos tributarios diferenciados (ISC al carbón para generación de electricidad desde 1999). • Inversión pública en centrales hidroeléctricas

como San Gabán. • La propia forma como los mecanismos de fijación

de tarifas dan las señales a la inversión eficiente cuando existe un pago separado por potencia y donde las tarifas de energía se obtienen de minimizar el costo de operación variable (despacho) utilizando la capacidad instalada exis-tente.

CONCLUSIONES

El realizar inversiones en tecnologías que puedan ser individualmente rentables sin considerar las inversiones establecidas en el sistema favorecen la inversión ineficiente. Un resultado en el sistema actual peruano, donde se usan las potencias instaladas de las centrales existentes para el despacho, es que no deberían ingresar más centrales hidráulicas y Diesel con costos estándares, ya que la nueva combinación óptima (que tiene su correlato en términos de equilibrio financiero) implicará que en el futuro entren sólo centrales a gas natural hasta tener la participación adecuada en el parque generador. En el sistema actual, el pago por potencia de la central corresponderá a los costos de inversión y fijos de la central definida como eficiente para abastecer la demanda de punta (Central Turbogas Al-stom GT11N2 de 114,22 MW ISO Diesel). Este costo de inversión es menor que el que tiene las demás centrales (hidráulicas, gas natural y carbón). La lógica del sistema marginalista implicará que esta diferencia en costos deba ser recuperada con los excedentes que pueden lograr las centrales infra-marginales en los períodos donde el precio del sistema lo ponen centrales con costos variables más altos. - Los precios en barra y spot deberían dar una señal

de inversión a las tecnologías eficientes. La lógica del sistema marginalista indica que cuando se tiene acceso a una nueva tecnología con costos eficientes, como el gas natural, el proceso de formación de precios debería inducir a que este tenga una mayor participación en la combinación de tecnologías eficientes que deben abastecer la demanda. Por lo tanto, para evitar el desarrollo de brechas entre la inversión eficiente e inversión efectiva se debería:

a. Diseñar mecanismos que fomenten el incremento de capacidad eficiente que cubra los incrementos de la demanda, removiendo barreras a la entrada y reduciendo los riesgos comerciales de los generadores. Ello sin afectar los mecanismos de competencia diseñados. b. Crear incentivos adecuados y reducción de rigideces institucionales para permitir que los mecanismos de mercado funcionen, en particular crear facilidades para el desarrollo de un mercado de contratos flexible. c. El esquema tarifario debe generar las señales correctas para que las inversiones eficientes tengan un lugar en el abastecimiento de electricidad. d. Debe analizarse la forma como el sistema tarifario considera otros riesgos como el hidrológico y la subida de precios de los combustibles. Los generadores hidráulicos asumirían el riesgo de las condiciones hidrológicas y los generadores térmicos asumen el riesgo de los incrementos en los precios de combustibles más allá de las expectativas previstas en la fijación tarifaría. Sobre este punto se puede mencionar la reciente controversia entre empresas generadores y empresas distribuidores de electricidad a raíz del alza de combustibles en el mercado internacional. -Incentivar un mayor crecimiento de la demanda, por lo que dada la demanda actual y el mecanismo de despacho, en el corto plazo sería poco factible que entre una central de ciclo combinado como consecuencia de la llegada de Camisea en agosto del 2004. -Así mismo la competencia entre las hidráulicas y las centrales térmicas a gas natural se dan en el largo plazo, si las centrales térmicas a gas natural son más competitivas que las hidráulicas, el valor de oportunidad de las hidráulicas equivale a la central térmica con la que compite. -Si el sistema es mayormente hidráulico y el modelo de optimización predice que el costo del sistema es a base de gas natural, esto no quiere decir que deba eliminarse las hidráulicas, sino que la expansión óptima es a base de gas natural y por lo tanto el valor de costo de oportunidad de cualquier hidráulica es la térmica ingresante.

BIBLIOGRAFÍA 1. De la Cruz, R. & García, R. “Mecanismos de

Competencia en Generación de Energía y su impacto en la Efciencia: El caso peruano”. Gallardo, J. & García, R.; “Diseño de Mercados Eléctricos”- Oficina de Estudios Económicos OSINERG.

2. Ensuring Generation Adequacy in Competitive Electricity Markets Shmuel S. Oren University of California, Berkeley.


EMPLEO DE ACEITES VEGETALES (SOYA, MAÍZ Y OLIVA) EN MEZCLA CON PETRÓLEO DIESEL, EN LOS MOTORES DIESEL

VEGETABLES OILS (SOY, CORN AND OLIVE) IN MIXTURES WITH DIESEL PETROLEUM, USED IN DIESEL ENGINE

Andrés Valderrama R. _____________________________________________________________________________________

RESUMEN

En este artículo se presentan los resultados de los ensayos experimentales del empleo de mezclas de aceites vegetales (soya, maíz y oliva) con petróleo Diesel 2; los ensayos se realizaron en el Instituto de Motores de Combustión Interna de la Universidad Nacional de Ingeniería-Lima, en un motor de un cilindro (S/D=111/87.3), demostrando que es factible el reemplazo; siendo el porcentaje óptimo del 6 al 8% en volumen, se demostró también que es necesario regular el motor para estas mezclas. Asimismo se encontró que el aceite vegetal más adecuado para ser empleado como combustible en los motores Diesel, considerando los parámetros de potencia y economía es el aceite de soya. PALABRAS CLAVES: Formación de la mezcla, combustión, pulverización del dardo, aceite vegetal

ABSTRACT

The reservations of petroleum in Peru and in the world are draining; due to this problem there is a tendency to look for alternative fuels that substitute partially or totally the Diesel 2 petroleum. In this article the results of the experimental tests using mixtures of oils vegetables are presented as fuels (soya oil, corn and olive) with Diesel petroleum 2; the tests were carried out in the Institute of Internal Combustion Engine of the National University of Engineering-Lima, in a engine of one cilínder (S/D=111/87.3), demonstrating that it is feasible the substitution; being the good percentage from the 6 to 8% in volume, it was also demonstrated that it is necessary to regulate the engine for these mixtures. Also it was found that the most appropriate vegetable oil to be used as fuel in the motors Diesel, considering parameters of power and economy, is the soya oil. ______________________________________________________________________________________

INTRODUCCIÓN

Los motores Diesel son los emisores principales de hollín (compuesto de partículas finas de carbono) debido a que la formación de la mezcla aire-combustible dentro del cilindro no es uniforme, existen zonas con insuficiente aire (mezcla sobre enriquecida) y al producirse la combustión el combustible en dichas zonas se desintegra. Al usar en los motores Diesel, las mezclas de petróleo D -2 con aceites vegetales: aceite de maíz, de oliva y de soya; se prevé que mejorarán los procesos de formación de la mezcla aire-combustible y de la combustión (no se formarán zonas con mezcla sobreenriquecida) ya que las mezclas actuarán mejorando la formación de la mezcla aire-combustible, aumentando la efectividad de funcionamiento del motor Diesel y disminuyendo el nivel de humeado (hollín), debido a que las mezclas como combustibles presentarán mejores características físico-químicas, las que permitirán elevar la eficiencia de operación del motor Diesel. De lo antes mencionado, para conseguir una mezcla

de petróleo D-2 con aceites vegetales óptima, con la que se obtienen los mejores índices de potencia, economía y ecología (un menor nivel de hollín), se deben efectuar el análisis de distintas mezclas, en las que se variará el porcentaje en volumen de componentes, tanto del D-2 como de los aceites, respecto al volumen total a usar. Cada mezcla tendrá sus características como combustible: Número de cetano, densidad, poder calorífico, viscosidad y otros cuyos efectos se revelan en los parámetros operativos y de explotación del motor. El empleo de las mezclas no debe reducir las características operativas del motor, porque habría una disminución significativa de funcionamiento de éste con respecto al empleo de combustible Diesel solo. Además se necesitará mantener un rango de índices de cetano para la mezcla Diesel 2 con los Aceites Vegetales que permite una corta duración del período de retraso de la infamación y funcionamiento suave del motor. Una mezcla es la unión física de dos o más sustancias que cumplen con las siguientes condiciones:


1. Cada una de las sustancias componentes conserva sus propiedades.

2. Las sustancias componentes son separables por medios físicos.

3. Las sustancias componentes pueden intervenir en cualquier proporción.

4. En su formación, las mezclas no presentan manifestaciones energéticas. Una mezcla es un agregado de una o más sustancias entre las que no produce reacción química alguna.

Entonces se puede concluir que las mezclas de petróleo Diesel 2 con aceite de maíz, de oliva y de soya son heterogéneas. ESTUDIO DE LAS CARACTERÍSTICAS DE LOS ACEITES VEGETALES 1. Aceite de Maíz.- Se obtiene de los gérmenes de la planta de maíz zea mays. La pulpa del maíz contiene solamente de 3-7 % de aceite, pero el contenido de aceite del germen es de alrededor del 50%. El germen de maíz se separa de la semilla en las plantas de molturación de este grano. El peso del germen representa alrededor del 4 al 6% del peso de la al-mendra. La composición del germen en estado natural es: Agua 35-40%

Grasa 15-20%

Sustancia nitrogenada y no nitrogenada

40-50%

Cenizas 2-3%

Si el germen no se diseca inmediatamente se producen fenómenos fermentativos y la acidez de la sustancia grasa aumenta sensiblemente; se muestra la composición del germen disecado: El proceso para obtener el aceite de maíz consiste en mojar la semilla limpia en agua caliente, luego estos granos suavizados se pasan por molinos extrusores, que son placas con salientes resaltados y estos al moverse rompen las almendras sin triturar los gérmenes. Los gérmenes que contiene aceite debido a un menor peso específico, flotan en la parte superior. Estos pasan a través de unos rodillos escamosos y se convierten en harina gruesa. El aceite se extrae en prensas de tornillo o por extracción de solventes. 2. Aceite de Oliva.- El fruto del olivo es la aceituna; fruta de forma ovalada, dividida en dos partes principales: pericarpio y endocarpio. El pericarpio está compuesto por el epicarpio o piel y el mesocarpio o pulpa. El endocarpio, también llamado hueso, contiene la semilla. El pericarpio representa el (66-85)% en peso del fruto. El peso de la semilla no pasa de ser el 3% del total del fruto. El pericarpio contiene el 96 - 98% del total del aceite, mientras que el restante 2 - 4% es procedente del hueso. La

composición química de las aceitunas se muestra a continuación:

Componente %

Agua 50,0

Aceite 22,0

Azúcares 19,1 Celulosa 5,8 Proteínas 1,6 Cenizas 1,5

El aceite de oliva se encuentra en forma de diminutas gotas contenidas en la pulpa. El molido (trituración) de los frutos ayuda a efectuar mejor la separación del aceite. Durante la molienda, las gotas microscópicas se unen para formar otras más grandes. El batido que sigue a la trituración, conduce a la formación de gotas aún mayores, hasta que produce la separación de una fase aceitosa. El proceso de molienda afecta tanto el rendimiento como la calidad del aceite. Durante este proceso, se debe evitar exponer la superficie del aceite con el aire para evitar pérdidas de aromas y limitar el deterioro de dicho aceite por oxidación; se pueden incorporar trazas de metales al aceite, que pueden provocar cambios en sus características sensoriales, y actuar como catalizadores de la oxidación del aceite durante su almacenamiento. El aceite de oliva está compuesto principalmente por triglicéridos, conteniendo pequeñas cantidades de ácidos grasos libres, glicerol, fosfátidos, pigmentos, hidratos de carbono, proteínas, compuestos aromáticos, esteroles y sustancias resino-sas sin identificar .

Los componentes del aceite de oliva se pueden dividir en dos categorías: Fracción saponificable (triglicéridos, ácidos grasos libres, fosfátidos y otros) y fracción insaponificable (hidratos de carbono, alcoholes grasos y otros). 3. Aceite de Soya.- La semilla de soya se obtiene de las plantas G1ycine soya, Do1i-chos soya, variedades pertenecientes a la familia de las leguminosas y originales del asía oriental; esta planta crece en una gran variedad de condiciones climatológicas, pero prefieren veranos con clima caliente y húmedo. Las semillas están incluidas en una vaina y tienen forma achatada; existe un gran número de variedades, pero solo algunas son adecuadas para la extracción de aceite.

El contenido de aceite oscila del (15,5 al 22,7)% en peso, según la variedad; la más apreciada como oleaginosa es la Glycine hispida cultivada sobre todo en China, que produce en promedio el 20,9% en

Agua 5-7%

Grasa 30-35% Sustancia nitrogenada y no nitrogenada 55-60%

Cenizas 3-5%


aceite. También las mejores variedades norteam-ericanas contienen alrededor del 20% de aceite; de modo particular, es apreciado el tipo “haba amarilla”, la composición media de la soya amarilla es: El aceite de soya crudo puede contener una cantidad variable pero relativamente pequeña de proteínas, ácidos grasos libres y fosfátidos que han de eliminarse del producto final.

Agua 8-10%

Grasa 17-20% Sustancias Nitrogenadas

38-40% Sustancias no 26-29% Fibra bruta 5% Cenizas 5.5%

Durante el proceso de refinación del aceite de soya se obtiene una importante cantidad de lecitina (fosfátidos); del frijol se producen salsas de soya, harina, plásticos, adhesivos, papel y fibras textiles y el residuo de la extracción del aceite es utilizado como alimento de ganado y como fertilizante. TECNOLOGÍA PARA LA OBTENCIÓN DE LOS ACEITES VEGETALES La mayoría de aceites en estado crudo obtenidos mediante prensado, extracción por solventes, o por fusión; se someten a un tratamiento preliminar de limpieza y clarificación por asentamiento, colado, filtración o centrifugación, para hacerlos más resistentes a deteriorarse durante su almacenaje.

Las operaciones de pre-extracción son similares a las utilizadas en el prensado, consisten en el limpiado, descascarado, separación de las cáscaras, cocido y triturado o escamado. Además, para obtener un rendimiento óptimo, dándole a la sustancia un tratamiento de enfriado y en-crispado para mejorar las condiciones de la superficie. Cuando se requieren para propósitos alimenticios casi siempre los aceites siguen un tratamiento posterior de refinación; si se destinaran a propósitos técnicos no alimenticios, necesitan algún tratamiento para eliminar impurezas, productos de degradación o constituyentes indeseables que interferirán con su uso. La purificación se realiza para eliminar los aceites constituyentes que se encuentran en los aceites crudos. Las impurezas pueden ser: • Partículas insolubles en grasa y se encuentran dispersadas en ella. Estas partículas se eliminan por medios mecánicos: asentamiento, filtración y centrifugación. • Material en suspensión coloidal en la grasa. Se elimina mediante asentamiento, desgomado, lavado por ácido. • Sustancias solubles en grasa. • Ácidos grasos libres, los que se someten al proceso

de neutralización. • Color (blanqueo). • Olor (desodorización). • Glicéridos saturados, conocidos como esterinas (invernación). Los compuestos solubles en las grasas son primariamente ácidos grasos libres, que derivan junto con pequeñas cantidades de monoglicéridos y cantidades variables de estos de la hidrólisis de los triglicéridos, materias colorantes tales como los carotenoides, clorofilas y otras sustancias, productos de oxidación y descomposición, cetonas y aldehídos que frecuentemente tienen sabor y olor desagradables, esteroles, hidrocarburos y resinas Muchas de estas sustancias deben eliminarse antes que la grasa sea apropiada para su uso. Cuantitativamente la impureza más importante son los ácidos grasos libres y aunque en pequeño porcentaje, cerca del 0,51% de los ácidos grasos libres con 16 o más átomos de carbono en las cadenas no afectan el sabor de las grasas animales preparadas cuidadosamente o de los aceites vegetales elaborados a bajas temperaturas a partir de frutos y semillas seleccionados, como las aceitunas y los cacahuates, pero su eliminación es necesaria en muchas grasas y ayuda también a reducir el costo de eliminación de otros constituyentes indeseables. Los métodos usados y el grado al cual los aceites deben refinarse dependen de la cantidad de aceite crudo y el uso al que se destinará el aceite tratado. El análisis de las características físico-químicas de los aceites vegetales y de las características del petróleo D-2, permitirá determinar si es posible el uso de los aceites vegetales solos como combustibles para los motores Diesel, a partir de la tabla siguiente: PROPIEDADES MAIZ OLIVA SOYA

% Contenido grasa 50 25 - 60 11 - 25 Gravedad específica (15/15ºC)

0,925 0,918 0,922

Índice de refracción (15ºC)

1,4767 1,4673 1,4770

Punto de fusión (ºC) -10 a -15 -6 a 10 -8 a -18

Índice de saponificación

187 - 93 188 - 19 6189 - 195

Índice de Yodo 103 - 130 78 - 86 120 - 141

%No saponificables 1,3 - 2 0,5 - 1,5 0,2 - 1,5

Título (ºC) 14 - 20 17 - 21 20 - 24 Aceite de Maíz. No es posible usarlo como combustible porque presenta un número de cetano muy bajo; una densidad alta que provocaría una gran disminución en la potencia del motor, También presenta una viscosidad muy alta, debido a esto no se podría pulverizar bien. Aceite de Oliva. Presenta una densidad más alta que


el petróleo D-2, su número de cetano es bajo y para emplear el aceite de oliva como combustible se aumentará el ángulo de adelanto a la infamación. Como todos los aceites vegetales, este tiene una viscosidad más alta que el petróleo Diesel Aceite de Soya.- Sólo no sirve como combustible porque tiene una viscosidad mayor que el límite máximo para el petróleo Diesel 2, la viscosidad del aceite de soya es de 135,2 ssu. Su número de cetano es más bajo con respecto al del petróleo D-2, pero su densidad es más alta que la de este. CARACTERÍSTICAS DE LOS ACEITES VEGETALES COMO COMBUSTIBLES Se ha convenido en analizar la máxima proporción de aceite de palma, de oliva o de maíz que puede mezclarse con el petróleo D-2 sea del 10% del volumen total, debido a que las mezclas hasta esta proporción presentan las especificaciones requeridas para los combustibles usados en los motores Diesel; para el caso específico de estas mezclas sus características deben ser similares a las del petróleo D-2. Si los porcentajes de los aceites vegetales (soya, oliva y soya) son mayores del 10% en la mezcla; sus características difieren respecto al petróleo D-2; por lo tanto, no pueden emplearse como combustibles para los motores Diesel. Las características físico-químico de las mezclas con 10% de aceites vegetales (análisis efectuados para mezclas de D-2 con aceite de soya, oliva y soya), permiten obtener los siguientes resultados: � La gravedad API para las mezclas tiene valores

mayores con respecto al D-2. � El punto de infamación tiene valores más altos

que el D-2, lo que permite trabajar con las mezclas a mayores temperaturas.

� La viscosidad SSU a 100ºF, con respecto al D-2, tiene valores más elevados, dependen de la viscosidad del aceite vegetal usado.

� El punto de escurrimiento, para la mezcla es menor que el D-2, este valor para las mezclas permiten trabajar a menores temperaturas en el motor Diesel.

� Azufre total, para las mezclas, el contenido de azufre es menor que en el D-2.

� Cenizas, el contenido de cenizas en las mezclas es inexistente.

� Agua y sedimentos es nulo tanto en las mezclas como en el D-2.

� Corrosión, para las mezclas y para el D-2 tiene un mismo valor.

� Poder calorífico, el valor del D-2 es mayor que las mezclas, lo que se requerirá mayor cantidad de mezcla. Para obtener el mismo calor para la combustión.

� Índice de cetano, la mezcla tiene menores valores que el D-2.

� Destilación, en el punto inicial de las mezclas es mayor que el D-2, este tiene mayor cantidad de

productos volátiles que las mezclas. En el punto final de ebullición, los valores de las mezclas son menores que el D-2. Basándonos en el análisis físico - químico de las mezclas de aceites vegetales y D-2 y en su empleo como combustibles en los motores Diesel influirán las siguientes características:

Viscosidad. Las mezclas, presentan un aumento de su viscosidad, debido a la alta viscosidad de los aceites vegetales, siendo una propiedad física del combustible influirá sobre el proceso de formación de la mezcla y combustión, ya que determinará la calidad de pulverización del combustible. Las fuerzas de fricción interna reducen las perturbaciones en flujo durante su movimiento en el pulverizador, en consecuencia, con el aumento de la viscosidad empeoran la finura y la uniformidad de la pulverización del combustible. Entonces al aumentar la viscosidad, la penetración del dardo o chorro en el medio gaseoso de la cámara de combustión se incrementa, favoreciendo a la homogenización de la mezcla aire- combustible; pero existe una limitación al respecto, ya que si la viscosidad es muy alta, las gotas del combustible pulverizado son más grandes, por lo que necesitan más tiempo en fraccionarse en gotas más pequeñas, incrementándose el período de retraso de la infamación y la emisión de carbonilla en el motor Diesel. De lo mencionado se puede establecer que para las mezclas de petróleo D-2 con aceites vegetales existe un porcentaje de aceite vegetal óptimo para el volumen total de la mezcla, esta mezcla optima tendrá una característica física de viscosidad tal que la mezcla en la cámara de combustión será más homogénea, mejorando así el consumo especifico efectivo de combustible (ge) y la emisión de car-bonilla (hollín). Además al aumentar la viscosidad del combustible será necesario incrementar la presión de inyección, para mejorar la finura y la homogeneidad de la pulverización. Densidad. Las densidades de las mezclas de petróleo D-2 con aceites vegetales presentan mayores valores, comparadas con el petróleo D-2 solo. Los parámetros indicados del motor dependen de la densidad del combustible: Cuando la densidad aumenta, el máximo valor de potencia indicada (Pi) disminuye; esta disminución será más evidente para un alto incremento en la densidad del combustible, además el consumo especifico de combustible y la cantidad de emisión de humos se incrementan. La presión máxima del ciclo (Pz) y la rigidez (Dp/D) a medianas y elevadas cargas disminuyen a medida que aumenta la densidad del combustible (Dc). A pequeñas cargas, cuando la temperatura de las paredes que limitan la cámara de combustión consid-erablemente disminuye (Pi < 0,55 MPa), el mejor aprovechamiento de calor se logra cuando trabaja con combustible Diesel con Dc=0,82 g/cm3.


Entonces el porcentaje de aceite vegetal presente en el volumen de la mezcla es óptimo cuando al aumentar la densidad, el porcentaje de disminución de la potencia es pequeño. Número de Cetano. La gravedad API de las mezclas es menor porque tienen una densidad mayor respecto al petróleo D-2; por lo tanto las mezclas presentarán bajo número de cetano. Al disminuir el número de cetano se reduce la capacidad del combustible a la auto inflamabilidad, lo que hace necesario incrementar el ángulo de adelanto de la inyección de las mezclas con respecto al ángulo para el Diesel 2. En caso contrario el periodo de retraso a la infamación crece en duración, en la fase de combustión rápida el valor de Dp/D D resulta elevado. Debido a esto la presión se eleva bruscamente y la presión máxima (Pz) es muy alta. Azufre. Al disminuir el nivel de azufre en las mezclas; con lo que se reduce el nivel de emisiones y el desgaste del motor.

Metodología del Trabajo de Investigación

ETAPA

CARACTERÍSTICAS

EN FUNCIÓN A:

1 Regulación -% aceite vegetal en mezcla con D-2. - Presión de inyección. - Ángulo de adelanto a la inyección -Posición de la cremallera (suministro de combustible)

2 Velocidad - Velocidad de giro del eje cigüeñal

3 Carga - Potencia del motor Diesel (suministro de combustible).

Especificaciones Técnicas del Motor Diesel Marca Petter Modelo PHW Número de cilindros 1 Diámetro del cilindro 87,3 mm Cámara del embolo 111 mm Cilindrada 0. 659 litros Relación de compresión 16.5 : 1

Potencia nominal 4,8 kW @2000 rpm Torque máximo 25,7 N-m @1400 rpm

Angulo de avance a la inyección 28 º

Formulas Empleadas para los Cálculos: Poder Calorífico de la Mezcla:

Número de cetano de la mezcla:

Donde: NCD2

:Número de cetanodeliJetróleoDiesel2 NCx : Número de cetano del aceite vegetal γD2 : Viscosidad del petroleó Diesel2 γx : Viscosidad del aceite vegetal NCM

: Numero de cetano de la mezcla


Cálculo del consumo específico de combustible (ge): ge = 1000x Ge

Ne …(3)

Donde: Ge: Consumo específico de combustible. Ge: Gasto de combustible (G/h). Ne: Potencia efectiva del motor (Ne).

ANÁLISIS DE RESULTADOS Los valores del porcentaje en volumen óptimo de aceite, según se observa en la figura 1, en los cuales se obtienen los mínimos consumos específicos de combustible (geMIN), son los siguientes: Mezclas

geMIN

(g/kW-h)

Para % aceite / Mezcla ge MIN Petróleo + Soya 323.14 6%

Petróleo + Maíz 314.55 6% Petróleo + Oliva 271.74 5%

Fig. 1: Consumo específco del motor Diesel en función al % en volumen de aceite vegetal en la mezcla Los valores del porcentaje de aceite en volumen para los cuales se obtiene el mínimo nivel de humo (B MIN), según se observa en la figura 2, son los siguientes: Mezclas BMIN

(u.Bosch) % aceite/ mezcla geMIN

Petróleo + Soya 4.03 5%

Petróleo + Maíz 3.68 6%

Petróleo + Oliva 3.20 5%

Entonces con respecto al uso del petróleo

Fig.2: Nivel de carbonilla del motor Diesel en función del % en volumen de aceite vegetal en la mezcla D-2, las variaciones del consumo especifico de combustible (ge) empleando las mezclas de petróleo Diesel 2 con aceites vegetales, expresadas en porcentajes, para D= 27.5, son: Dge MIN %

Petróleo + Soya /Petróleo Diesel 2 -11.45 Petróleo + Maíz /Petróleo Diesel 2 -13.95 Petróleo + Oliva /Petróleo Diesel 2 -15.31

Fig.3: Consumo específco de combustible del motor Diesel en función al ángulo de adelanto de la inyección Entonces con respecto al uso del D-2, las variaciones del consumo especifico de combustible (ge) empleando las mezclas, expresadas en porcentajes, para PINY= 215lb/pulg2 son: Dge MIN % Petróleo + Soya /Petróleo Diesel 2 -10.89 Petróleo + Maíz /Petróleo Diesel 2 -12.48 Petróleo + Oliva /Petróleo Diesel 2 -13.69

Las partículas de combustible muy finas, que son


características de la presión óptima (PINY >PINY OPT), se evaporan cerca de la boquilla del inyector, dificultando la llegada del combustible a las zonas alejadas de la cámara de combustión; formándose una mezcla con zonas sobre enriquecidas, produciéndose la disminución de los parámetros efectivos del motor.

Fig.4. Consumo específico de combustible del motor Diesel en función de la presión de inyección Entonces con respecto al uso del petróleo Diesel 2, las variaciones del consumo especifico de combustible (ge) empleando las mezclas de petróleo Diesel 2 con aceites vegetales, expresadas en porcentajes, para Ne= 3.96 kW, son:

Dge MIN %

Petróleo + Soya /Petróleo Diesel 2 -9.33 Petróleo + Maíz /Petróleo Diesel 2 -12.10 Petróleo + Oliva /Petróleo Diesel 2 -19.05

Al disminuir la carga, incrementándose D, el rendimiento indicado (Di) se eleva mientras que la presión máxima (Pz) disminuye, mejorando así el consumo específico (ge). Después de alcanzar el mínimo consumo especifico (ge MIN), este aumenta debido a que a las menores cargas, cercanas al vacío, se observa una disminución de Di (eficiencia indicada) y la elevación de gi (consumo especifico indicado), la temperatura dentro de la cámara de combustión baja por el aumento de Dv, siendo mayor el coeficiente de exceso del aire (D), por esto el período de retraso a la infamación aumenta, y también el tamaño de las gotas del combustible pulverizado. También a consecuencia de esto la presión indicada del ciclo Pi disminuirá, porque sólo una parte del combustible se quemará en pequeñas zonas de la cámara de combustión.

Fig.5: Variación del consumo especifico de combustible en función de la potencia

ANÁLISIS DE COSTOS Las características del costo específico de combustible se obtiene a partir del consumo específco de combustible mediante la siguiente ecuación:

Ke = C*ge …………(4) 10900 *ρ Siendo Ke : Constituye el costo específico de combustible ($/kW-h) Ge : constituye el consumo específico de combustible (g/kW-h) C : Constituye el costo por galón del petróleo ($) ρ: Constituye la densidad del petróleo (g/cm3) Las densidades y los costos por galón de los combustibles se presentan a continuación:

Combustible Costo por galón ($/gal)

Densidad (g/cm3)

Petróleo Diesel 2 Petróleo + soya Petróleo + maíz Petróleo + oliva

4,00 4,69 6,65 6,30

0,84 0,8496 0,8499 0,8486

Las variaciones de costo específico de combustible (Ke) al emplear las mezclas de petróleo Diesel 2 con los aceites vegetales, con respecto al empleo de petróleo D-2 solo, expresadas en porcentaje, son: Las mezclas de petróleo D-2 con aceite de oliva y de maíz consiguen los mejores rendimientos en el motor Peter, pero sus costos específicos son mayores, siendo más elevado el costo de la mezcla de D-2 con aceite de maíz. Con la mezcla de petróleo Diesel 2 y aceite de soya se mejoran las prestaciones del motor en un menor porcentaje que las otras mezclas, pero su costo especifico es menor que el petróleo D-2.


Dge MIN %

Petróleo + Soya /Petróleo Diesel 2 -1.34 Petróleo + Maíz /Petróleo Diesel 2 +13.59 Petróleo + Oliva /Petróleo Diesel 2 +2.57

Fig. 6. Costo específico de combustible vs velocidad.

CONCLUSIONES 1. Al mezclar petróleo D-2 con los aceites

vegetales (maíz, oliva y soya), varían las características físico-químicas; se eleva la viscosidad y la densidad y disminuye el Número de Cetano.

2. De los aceites vegetales que se ensayaron en el motor Petter monocilin-drico, el aceite vegetal más apropiado a ser empleado en mezcla es el aceite de soya.

3. Durante el arranque y el apagado del motor Diesel, deberá emplearse D-2 y luego de

alcanzar la temperatura óptima de funcionamiento: mínimo 70 grados se puede

introducir la mezcla. 4. Las regulaciones para emplear aceites vegetales

con el D-2 son los siguientes: -El ángulo de adelanto a la inyección es de 28º. -La presión de inyección es de 220 lb/ pulg2

5. Los porcentajes óptimos en volumen de los aceites vegetales que se emplearon son:

-Aceite de soya y aceite de maíz, con respecto al volumen de la mezcla es 6%.

-Aceite de oliva con respecto al volumen de la mezcla es 5%.

6. Las regulaciones necesarias para poder emplear la mezcla de petróleo D-2, con respecto al suministro de combustible son: - Con aceite soya y de oliva, cremallera de la bomba de inyección es de 15mm - Con aceite de maíz, cremallera de la bomba de inyección es de 15,25 mm.

7. Para los motores Diesel se presenta como una

alternativa el empleo de mezclas de petróleo Diesel 2 con aceites de soya y de oliva, debido a la mejora de sus parámetros de economía y ecología, a pesar de que se observa una pequeña disminución en los parámetros de potencia, y un ligero aumento del costo especifico en el caso del aceite de oliva y una ligera disminución para el caso, de la mezcla con aceite de soya. La mezcla con aceite de maíz no se recomienda debido a su alto costo específico.

RECOMENDACIONES

1. Los ensayos del empleo de combustibles

vegetales en mezcla con el petróleo 2. D-2, deberán ser efectuados en motores Diesel de

seis (06) u ocho (08) cilindros instalados en vehículos de transporte urbano o de otro uso, a efecto de poder corroborar estos resultados o verificar su validez en condiciones reales de operación y funcionamiento.

3. Debido al bajo presupuesto no se pudo visualizar el estado técnico de los componentes principales del motor: anillo, guías de válvulas, inyector y otros, que deberían ser verificados

BIBLIOGRAFÍA 1. Patrakaltsev, Lira y otros; “Toxicidad en los

Motores de Combustión Interna”; Instituto de Motores de Combustión Interna - U.N.I.; Lima, Perú; 1993.2.

2. Jovaj M. S.; “Motores de Automóvil”; Editorial MIR; Moscú; 1982.Walsh, M.; “Gestión de los problemas Ambientales de la Motorización”; 1991.

3. Lukanin; “Motores de combustión interna”

Editorial Mir, 1988, Moscú. 4. IMCI – UNI; “Experimentación y cálculo de

motores de combustión interna” 1995, Lima. 5. Arias Paz; “Manual de Automóviles” Editorial

Dossat, 1974, Madrid. 6. Morosov; “Soluciones a los problemas de

desarrollo de los Motores de Combustión Interna”, Editorial APEGUS, 1988, Lima.

7. Obert, Edward; “Motores de Combustión

Interna”, editorial CECSA, 1996, México


ONDA DE CHOQUE TÉRMICA

SHOCKWAVE THERMAL

César A. Quispe G. _____________________________________________________________________________________

RESUMEN En el presente análisis teórico, se describe la formación de ondas de choque térmicas que son producidas por la entrega de calor localizada. Se efectúa el análisis general considerando que el flujo cambia de propiedades físicas al atravesar esta onda. Así también, para casos prácticos; se observa que estas propiedades varían levemente en un amplio intervalo de temperatura, por lo que también se analiza la formación de esta onda sin variación de las propiedades físicas del flujo; demostrando que en el flujo no solamente pueden aparecer ondas de choque dinámicas, si no también ondas de choque térmicas.

ABSTRACT

In this theoretical analysis, it is described the formation of thermal shock waves that are produced for the delivery of localized heat. General analysis is made considering that the flow changes of physical properties when go through this wave. Also, for practical cases, it is observed that these properties vary slightly in a wide temperature range, so it is also analyzed the formation of this wave with no change in the physical properties of flow, demonstrating that in the flow can occur not only dynamic shock waves, but also thermal shock waves. _____________________________________________________________________________________

INTRODUCCIÓN

En la práctica, el carácter del movimiento del fluido a través de conductos de forma cualesquiera se determina por el grado de interacción sobre el fluido. Muy comúnmente una de ellas corresponde a la interacción geométrica, cuando tiene a lugar solo la variación del área de la sección transversal del conducto. Si se toma en cuenta que el flujo se mueve en forma unidimensional a lo largo del eje x, y teniendo en cuenta la ecuación de continuidad, ésta se puede escribir bajo una forma diferencial de la siguiente manera:

Después de realizar evidentes transformaciones, se puede arribar a la forma común y bastante estudiada:

Si se define el coeficiente adimensional de velocidad, llamado también Mach crítico M* como: Velocidad crítica del sonido

….. Haciendo las transformaciones correspondientes se puede obtener:

Lo que al ser llevado a la ecuación (a) nos da como resultado la ecuación diferencial que enlaza la variación de la velocidad con la variación de área:

Pero el aceleramiento del fluido no solamente puede darse en conductos cuya área de la sección transversal varía constantemente; también puede darse en conductos cuya área transversal permanece constante, pero están bajo condiciones de intercambio o transferencia de calor. En efecto, bajo la condición de gasto másico constante, para un conducto de área transversal constante se puede escribir:

bajo la condición: P* = const : diferenciando la ecuación de estado respecto a x se puede obtener:

después de reemplazar en esta ecuación el valor de la variación de la densidad calculada anteriormente se obtiene:


si de esta ecuación se excluye dp/dx con ayuda de la ecuación de Euler para el movimiento unidimensional y realizando transformaciones elementales, teniendo en cuenta que a2 = ksr se obtiene una ecuación de la forma:

Si la parte derecha de esta ecuación se reemplaza por la ecuación de energía, de la forma:

donde q es la cantidad de calor transmitida por unidad de masa, entonces la última ecuación se puede rescribir como:

multiplicando toda la expresión por

—k = permite obtener finalmente:

De aquí se puede realizar el análisis de las diversas posibilidades de variación de la velocidad del flujo en función de la transferencia de calor. En relación a esto, es necesario analizar un caso muy particular e importante, que ocurre cuando la transferencia de calor ocurre en forma concentrada; es decir, en un pequeño tramo del canal a través del cual el gas fluye continuamente y en este caso, esta sección se puede considerar de área constante. Esta forma de intercambio de calor concentrado ocurre durante el proceso de combustión, fenómenos de detonación o reacciones químicas. En estos casos, los parámetros termodinámicos y la velocidad del gas varían en forma de saltos (discontinuidades) formando lo que se conoce como onda de choque térmica. Para el cálculo de las discontinuidades térmicas, se debe analizar una zona del canal de longitud infinitesimal, en la dirección del flujo, suponiendo que por toda la sección de esta zona se produce un intercambio uniforme de una cantidad determinada de calor por unidad de masa. Si se designa con el subíndice 1 los parámetros del flujo antes de la onda de choque térmica y con el subíndice 2 los parámetros del flujo después de ella, además de considerar que los eventos de difusión, conductividad térmica y la influencia del rozamiento son sumamente pequeños como para poder despreciarlos, así también que el gas toma la forma ideal, físicamente homogéneo hasta antes de la onda y

después de ella, pero que en la zona donde se produce la onda de choque térmica, la cual se ha de considerar normal; el calor específico y el índice isoentrópico del proceso variará en forma de salto. Para este caso, las ecuaciones básicas de entrada serán las siguientes: Ecuación de continuidad:

Ecuación de cantidad de movimiento:

Ecuación de conservación de energía:

q- Cantidad de calor transmitido por unidad de masa. La ecuación de conservación de energía puede expresarse a través de la entalpía y temperatura de estancamiento de la siguiente manera:

Además, se deberá tener en cuenta la ecuación de estado del gas ideal para el flujo antes y después de la onda de choque térmica:

Para encontrar la solución, se debe resolver conjuntamente las ecuaciones (1), (2) y (3). Para esto, de la ecuación (3) se puede obtener

con ayuda de la ecuación de estado se puede transformar la ecuación anterior en:

La temperatura después de la onda se elimina con ayuda de la ecuación de energía (3):


Reemplazamos el valor de T2 en la ecuación (5):

Para continuar, se ha de introducir en esta ecuación el concepto de velocidad adimensional. Ya que la entalpía de estancamiento y el índice isoentrópico varía al cruzar el flujo por la onda de choque térmica, entonces las velocidades críticas no deben ser iguales; es decir, estas se expresaran de la siguiente manera:

La relación de los cuadrados de las velocidades críticas pueden ser encontradas a partir de la ecuación (6) bajo la forma:

donde:

Considerando, que así mismo: La ecuación (10) se simplifica para el caso

Después de ciertas transformaciones la ecuación (8) se muestra como:

Donde:

Resolviendo la ecuación (9) se obtiene la velocidad adimensional tras la onda:

particular en que las propiedades físicas del gas no varían en la onda de choque térmica. En este caso es por eso que:

Las ecuaciones 10 y 11 muestran que

Teóricamente es posible la existencia de cuatro tipos de ondas de choque térmicas normales, que responden a la condición M>1 y M<1, bajo los cuales, en depen-dencia del valor:

, la velocidad adimensional tras la onda puede ser λ1>1 y λ2> 1. A su vez, en realidad no es posible la realización de aquellas ondas de choque térmicas que corresponden a velocidades λ1>1 y λ2> 1 , ya que en este caso es necesario extraer calor del flujo, lo cuál es imposible. Así mismo, tampoco se podrá realizar la onda térmica cuando λ1>1 y λ2> 1 ya que estas ondas se moverían respecto al fluido que se encuentra antes de la onda con velocidad supersónica y su aparición no debería reflejarse en el estado del gas. En consecuencia, solo es posible la realización de las ondas térmicas de dos tipos: • λ1>1 y λ2> 1 lo que origina una onda de choque térmica producida por un flujo supersónico en el cual la transferencia de calor va acompañado de la compresión del gas (p2>p1). • λ1>1 y λ2> 1, lo que origina una onda subsónica en la cual la transferencia de calor va acompañada de un proceso de expansión del gas (p2<p1)

CONCLUSIONES

1. La onda térmica puede ser oblicua y curvilínea. 2. El análisis realizado establece que las ondas

adiabáticas de diferentes tipos, son casos particulares de explosiones que aparecen bajo velocidades supersónicas y están relacionadas con el contorneo de superficies sólidas de diversas formas.

3. El aceleramiento del flujo puede darse también por un intercambio de calor localizado.

BIBLIOGRAFÍA

1. Deich, M; Hidrogasodinámica; editorial de

Energía Atómica (en ruso), Moscú 1984. 2. Abramovich, G; Gsodinámica Aplicada (en

ruso); editorial Ciencia, Moscú 1976. 3. Povj; Hidromecánica Técnica; editorial

Machonoestrayenie (en ruso), Moscú 1976. 4. Fabricant, N; Aerodinámica; editorial ciencia

(en ruso), Moscú 1964. 5.Krasnov, I; Aerodinámica; editorial Escuela Superior (en ruso).


ESTUDIO Y ANÁLISIS FLUIDODINAMICO EN RÉGIMEN SUPERSONICO DEL SOPORTE ANTENA TIPO: SPIKE-RO PARA SU UTILIZACION EN UN COHETE SONDA

FLUID DYNAMIC STUDY AND ANALYSIS IN SUPERSONIC REGIMEN OF SUPPORT OF ANTENNA TYPE: SPIKE-RO FOR USE IN A ROCKET PROBE

César J. Quispe

_____________________________________________________________________________________

RESUMEN

El presente trabajo, responde a la necesidad de conocer las condiciones de trabajo a la cual estará expuesta el elemento cilíndrico cerámico, que se encuentra en el soporte de antena, cuando se generen cargas de presión en este, al moverse junto con el cohete sonda a velocidades supersónicas. El desarrollo del trabajo, se realiza en dos aspectos: El primer aspecto es el análisis estructural del el-emento cilíndrico cerámico, obteniendo la resistencia y deformación de la pieza a diferentes condiciones de carga (Presión). Identificando una deformación máxima considerando un factor de seguridad “FS”, según el criterio de “Máximo esfuerzo normal” (En este articulo solo se presenta el resultado del análisis estructural).Y el segundo aspecto es el análisis fluidodinámico, de la ojiva, soporte de antena y elemento cilíndrico cerámico (Al cual, está referido el presente artículo). Generando un túnel de viento supersónico virtual y en él, determinar las condiciones de carga de presión que se dan en el elemento cilíndrico cerámico según su régimen de flujo (numero de Mach), con sus respectivas variantes como una nueva posición del elemento cerámico y con un ángulo de inclinación respecto a la dirección de vuelo. Finalmente, identificar estas condiciones de régimen y presión en los resultados del análisis estructural del elemento cilíndrico cerámico y poder estimar una posible falla o descartar la misma

ABSTRACT This paper responds to the need to know the conditions of work which will be exposed the cylindrical ceramic element, which is located in the antenna support when creating pressure load on it, moving along with the rocket probe at supersonic speeds. The development work is done in two aspects: The first is the structural analysis of the cylindrical ceramic-element, obtaining strength and deformation of the workpiece to different load conditions (pressure). Identifying a maximum deflection considering a safety factor "FS", according to the criterion of maximum normal stress (in this article it is only presents the results of structural analysis). And the second aspect is the fluid dynamic analysis of the warhead, support of antenna and cylindrical ceramic element (which is mentioned in this article). Generating a virtual supersonic wind tunnel and on it, determine the load of pressure that occur in the cylindrical ceramic element according to their flow regime (Mach number) with their respective variants as a new position of the ceramic element and an angle to the direction of flight. Finally, to identify these conditions of regimen and pressure in the results of structural analysis of cylindrical ceramic element and to estimate possible failure or exclude it. ________________________________________________________________________________________

INTRODUCCIÓN

Los problemas de la ingeniería relacionados con el flujo de fluidos y transferencia de calor, requieren la solución de un conjunto de ecuaciones diferenciales parciales no lineales acopladas, que expresan la conservación de masa y la cantidad de movimiento. Debido a las no linealidades y al fuerte acoplamiento existente entre las ecuaciones, es necesario la utilización de métodos numéricos para la obtención de la solución. En este contexto el método de volúmenes

finitos, consiste en que la solución resultante satisfaga la conservación integral de la masa, la cantidad de movimiento y de la energía, en los volúmenes de control en todo el dominio. Lo cual resulta una técnica de solución de muy buenos resultados y de fácil comprensión e interpretación del fenómeno físico. Para el estudio del movimiento de los fluidos y de sus efectos, se utilizan ensayos experimentales, es común realizar las medidas en apenas algunos puntos en la región que ocurre el fenómeno de interés. Por tanto no siempre los tratamientos teóricos y/ o experimentales


son satisfactorios. En la actualidad se utilizan técnicas numéricas avanzadas y de esta manera poder simular los fenómenos de flujo de fluidos y a la vez poder analizar sus efectos en forma cualitativa y cuantitativa. La Dinámica de Fluidos Computacional tiene como objetivo básico de reducir él número de experimentos y explorar fenómenos que no podían ser estudiados en laboratorio de forma práctica. Con esta información el investigador puede optimizar un trabajo, reduciendo los costos operacionales y mejorando el desarrollo del análisis. Con el desarrollo de la cohetería; la aerodinámica, la gasodinámica y la dinámica de fuidos computacional han adquirido una gran importancia para el investigador. El régimen de vuelo del cohete sonda es supersónico, lo que hace más importante el desarrollo del túnel de viento virtual a partir de un modelo matemático desarrollado en el software especializado en CFD - Dinámica de fluido computacional, ya que en su defecto sería necesario contar con túnel de viento supersónico (físico), el cual no se cuenta en el país.

OBJETIVO

Estudio y análisis de las condiciones de trabajo de un elemento cilíndrico cerámico, ubicado en el soporte de antena, instalado en la parte exterior de la ojiva del cohete. A fn de determina si soporta las condiciones de trabajo; considerando dos posiciones y la inclinación del cohete respecto a su dirección de vuelo en régimen supersónico, para descartar una posible falla o deformación extrema del elemento cerámico.

DESCRIPCION DEL TRABAJO:

CONSIDERACIONES GENERALES

Para el estudio del soporte de antena (específicamente; elemento cerámico), se parte de la siguiente información otorgada por el IGP-Instituto Geofísico del Perú: * Ojiva y parte del cohete donde ira ubicado el soporte (Plano) * Condiciones de vuelo del cohete: Velocidad máx. = 1500 m/s * Angulo de Inclinación de vuelo respecto a la dirección de fujo = 5°

* Soporte de antena tipo SPIKE-RO de acero inoxidable (Pieza Física). * Elemento cilíndrico de cerámica (Pieza física)

Nota: Por ser cerámico, se considera Temperatura constante en sus paredes (adiabático).

(El incremento de la temperatura en la pared en estas condiciones de régimen no supera los 550ºC)

PLANTEAMIENTO DEL TRABAJO

Para determinar las condiciones del elemento cerámico a partir de las consideraciones generales, se

plantea los siguientes análisis: Primero se realiza el estudio de las características de resistencia y deformación del elemento cerámico, cuando se encuentra en la posición original y luego en la posición modificada. Para ello se identifica la geometría y el material, así mismo se ubica las características físico-mecánicos del material. Luego establecemos los esfuerzos que se originan sobre el elemento cerámico a partir de la presión (como carga predominante). Por lo tanto considerando la velocidad supersónica que adquiere el Cohete Sonda, establecemos diferentes cargas de presión (distribución de presión) sobre el elemento cerámico, la cual consideramos para el análisis estructural. Utilizamos el software SolidWork 2001, para el modelamiento en 3D y el Cosmos Works para el análisis estructural por el método de elementos finitos y utilizando los criterios de análisis de falla para materiales frágiles “Máximo Esfuerzo Normal”. Obteniendo como resultado; la resistencia y deformación máxima del elemento cerámico a diferentes cargas de presión, con sus diferentes variantes de posición de la cerámica en el soporte de antena. Segundo, se realiza el estudio y análisis fluidodinámico del elemento cerámico. Para tal propósito se genera un modelo matemático en el software Phoenics, para la simulación del fenómeno de flujo de fluido en régimen supersónico (generación de un túnel de viento supersónico virtual). De tal manera que una vez obtenido el túnel de viento virtual validado a partir de parámetros teóricos, se pueda simular en principio el vuelo del cohete (ojiva, soporte de antena y elemento cerámico) en régimen supersónico, de esta simulación se identifica las condi-ciones de flujo en la zona del soporte de antena. Luego procedemos a realizar la simulación localizada, es decir solo la zona del soporte de antena, en esta zona se procederá a la simulación de las diferentes variantes: Primero la simulación del soporte de antena con el elemento cerámico en la posición original, segundo la simulación del soporte de antena con el elemento cerámico en la posición original con un ángulo de inclinación 5° con respecto a la dirección de vuelo, tercero la simulación del soporte de antena con el elemento cerámico en la posición modificada y cuarto la simulación del soporte de antena con el elemento cerámico en la posición modificada con un ángulo de inclinación 5° con respecto a la dirección de vuelo. Estas simulaciones nos permiten el análisis de las presiones que se presentan en régimen supersónico del elemento cerámico en la posición original, posición modificada y en situación extrema (para ambos casos considerando un ángulo de inclinación de 5° respecto a la dirección de vuelo). De esta manera estimar el in-cremento de la presión en la posición modificada respecto a la posición original y obtener la presión a la que estará expuesto el elemento cerámico en sus dife-rentes variantes.


Finalmente identificar estas condiciones de presión, en el análisis estructural de resistencia y deformación del elemento cerámico, para poder estimar una posible falla ó descartar la misma.

DESARROLLO DEL TRABAJO ESTUDIO DE LAS CARACTERÍSTICAS MECANICAS

Determinación de las características de resistencia y deformación de un elemento cerámico. (Este estudio fue desarrollado por el Área de Cálculo y Análisis Estructural, el cual se encuentra en otro documento). Para este análisis estructural, consideramos un rango de cargas de presión a la que debe estar expuesta este elemento. Para ello utilizamos el software SolidWork 2001 en el modelamiento en 3D. Y el Cosmos Works para el análisis estructural, por el método de elementos finitos y utilizando los criterios de análisis de falla para materiales frágiles “Máximo Esfuerzo Normal”. Obteniendo como resultado los siguientes parámetros; “resistencia”, “deformación máxima” y el “Factor de seguridad” del elemento cerámico, en sus diferentes posiciones en el soporte de antena, a partir de las diferentes cargas de presión referenciados al régimen de flujo que alcanza la ojiva. Parámetros necesarios para el análisis del presente trabajo. Lo cual se presenta en la siguiente tabla:

RESISTENCIA Y DEFORMACION DEL ELEMENTO

CERAMICO

Carga Elemento cerámico en Posic. original (Modelo1)

Elemento

cerámico

en Posic. modificada (Modelo2)

Presión Esfuerzo

Deformación

“FS1” Factor

Esfuerzo

Deformación

“FS2” Factor

(Pa) Principal1

(Mpa)

Max1 (mm)

Seguridad1

Principal2

(Mpa)

Max2 (mm)

Seguridad2

314220,0 18,00 0,00001 4,73 20,80 0,00012 3,62

369696,2 18,30 0,00003 4,5 22,40 0,00016 3,4

432836,8 18,80 0,00005 4,3 24,00 0,00023 3,15

501641,8 20,00 0,00007 4,07 26,00 0,00029 2,9

575111,2 20,30 0,00009 3,85 28,00 0,00037 2,7

648245,0 21,40 0,00012 3,67 31,50 0,00044 2,5

728043,2 22,90 0,00015 3,45 34,70 0,00053 2,3

821005,8 24,40 0,00019 3,23 38,80 0,00064 2,1

1144398,9 30,50 0,00032 2,74 54,90 0,00103 1,63

1371884,8 35,35 0,00043 2,43 68,70 0,0013 1,35

1771175,0 45,83 0,000585 2,05 89,82 0,0018114 1,05 (Crítico

) 2549990,0 66,00 0,000842 1,42 129,33

0,0026115 0,73

3470445,0 89,82 0,001147 1,05 (Crítico)

176,03 0,0035548 0,53

3878281,8 100,40 0,001281 0,94 196,70 0,0039727 0,48

ESTUDIO Y ANÁLISIS FLUIDODINÁMICO.- Estudio y análisis fluidodinámico en régimen supersónico del soporte antena, para su utilización en

un cohete sonda. GENERACIÓN DE PLANOS Y ARCHIVOS TIPO CAD: Generar archivos tipo CAD, a partir de los planos generados en Mechanical Desktop de la Ojiva del Cohete, Soporte de antena, considerando la pieza cerámica en su posición original y en la posición modificada. (Para luego ser exportados al Software Phoenics). Para este trabajo se cuenta con el perfil ojiva del Cohete (Plano), y la pieza de soporte con el elemento cerámico (Físico). Generando sus respectivos planos y archivos tipo CAD en 3D.

PLANOS DEL SOPORTE DE ANTENA


Para la modelación y simulación del vuelo supersónico de la ojiva del cohete y soporte de antena, utilizamos el Software de Simulación en Dinámica de Fluidos computacional “PHOENICS”.

Para lo cual primero, importamos los cuerpos tipo CAD, de la ojiva, el soporte de antena y el elemento cilíndrico cerámico, en el Ambiente Virtual de trabajo “VR-Edi-tor” del Phoenics.

Una vez importado los cuerpos procedemos a definir las condiciones de contorno (establecer la entrada de flujo y el cuerpo) y aplicamos la malla del dominio. Así mismo en el VR-Editor, establecemos el modelo

matemático para la simulación del flujo de fluido alrededor de la ojiva y del soporte de antena.

CUERPO DE LA OJIVA Y SOPORTE DE ANTENA, EN EL DOMINIO (Volumen de Control)

PROCESO Y POST-PROCESO EN EL SOFTWARE PHOENICS

Luego de establecer el modelo matemático para la simulación de flujo de fluidos en régimen supersónico. Se define las condiciones de borde, en la entrada; Fluido aire, con velocidad de flujo de 1500 m/s y con dirección de flujo igual a la dirección de vuelo del cohete, Presión 1.0x105 Pa y Temperatura 260°K, para el cuerpo; Tipo de material (acero inoxidable para el soporte y cerámica para la pieza cilíndrica) y temperatura constante (pared- adiabático). Para seguidamente activar el proceso de cálculo en el ambiente “Earth” del software Phoenics. Una vez finalizada el proceso de cálculo, con la convergencia de los parámetros numéricos y variables establecidas. Visualizamos los resultados en el ambiente del Post-Proceso “Vr-Viewer” del Phoenics. VALIDACIÓN DEL MODELO EN RÉ-GIMEN SUPERSÓNICO En él modulo “VR Viewer” del software Phoenics, podemos visualizar la simulación del flujo de aire a través de la ojiva y el soporte de antena. En este ambiente visualizaremos los parámetros, de Velocidad, Numero de Mach y Presión Presentados en forma vectorial y líneas de contorno. Al analizar estos parámetros alrededor del cuerpo. Observamos que la configuración del Numero de Mach corresponde a los parámetros teóricos para este tipo de ojiva en un vuelo supersónico (referencia bibliográfica), así como los valores de velocidad que alcanza el cohete en régimen supersónico y configuración de la presión, que se produce en este régimen de fujo alrededor del cuerpo. Prácticamente el Dominio generado en el “VR Viewer”, es un túnel de Viento supersónico virtual validado teóricamente, donde podemos visualizar los parámetros fluidodinámico, para el análisis y evalu-ación de las condiciones en que se encuentra el soporte de antena y el elemento cerámico. De la Simulación de la ojiva del cohete con el soporte de antena en régimen supersónico, con velocidad de vuelo igual a 1500 m/s y alcanzando un Mach de 4.38, determinamos lo siguiente


SIMULACION Y ANALISIS DEL SOPORTE DE ANTENA Y ELEMENTO CERÁMICO EN LA OJIVA: Prácticamente el Ambiente generado en el “VR Viewer” es un túnel de Viento supersónico virtual, donde podemos visualizar los parámetros fluidodinámico, que servirán para el análisis y evaluación de las condiciones en que se encuentra, el soporte de antena y el elemento cerámico, respecto de las cargas de presión. SIMULACION LOCALIZADA DEL SOPORTE DE ANTENA Y ELEMENTO CE-RAMICO EN POSICION ORIGINAL, Y ORIENTADOS EN LA DIRECCIÓN DE VUELO Realizamos la Simulación localizada en régimen supersónico, del soporte de antena con el elemento cerámico cilíndrico, en su posición original y orientando la ojiva en la dirección de vuelo.

De la Simulación localizada del soporte de antena con el elemento cilíndrico cerámico en su posición original, en la misma dirección de vuelo a un régimen de flujo de 3.15 Mach y velocidad de aproxi-madamente de 1090 m/s, determinamos lo siguiente: Que el elemento cilíndrico cerámico se encuentra en un régimen de flujo aproximadamente Mach 2.45 y soporta una Presión estática de 2.45x104 Pa. (Cuadros de simulación) y por lo tanto estará sometida a una carga de Presión total aproximadamente de 4.46x105 Pa. Si ubicamos este valor en la tabla del análisis estructural del elemento cilíndrico cerámico (Modelo1). Se observa que esta carga de Presión, ob-tiene un “Esfuerzo Principal1” cercano a 18.80 Mpa y con ello obtenemos un factor de seguridad “FS1” igual a 4.3, lo cual está muy por encima del factor seguridad “FS1” crítico (igual a 1.05), descartando una posible falla. SIMULACION LOCALIZADA DEL SOPORTE DE ANTENA Y ELEMENTO CERAMICO EN POSICION ORIGINAL, Y ORIENTADOS 5° A LA DIRECCIÓN DE VUELO

Realizamos la Simulación localizada en régimen supersónico, del soporte de antena con el elemento cerámico cilíndrico, en su posición original y orientando la ojiva unos 5o de inclinación respecto a su dirección de vuelo.


De la Simulación localizada del soporte de antena con el elemento cilíndrico cerámico en su posición original, en una posición extrema de 5o de inclinación respecto a la dirección de vuelo a un régimen de flujo de 3.15 Mach y velocidad de aproximadamente de 1090 m/s., determinamos lo siguiente: Que el elemento cilíndrico cerámico se encuentra en un régimen de flujo aproximadamente Mach 2.75 y soporta una Presión estática de 2.1x104 Pa. (cuadros de simulación) y por lo tanto estará sometida a una carga de Presión total aproximadamente de 5.46x105 Pa. Si ubicamos este valor en la tabla del análisis estructural del elemento cilíndrico cerámico (Modelo 1). Se observa que esta carga de Presión, obtiene un "Esfuerzo Principal" cercano a 20.30 Mpa y con ello obtenemos un factor de seguridad "FS1" igual a 3.85, lo cual está muy por encima del factor seguridad "FS1" crítico (igual a 1.05), descartando una posible falla.

SIMULACIÓN LOCALIZADA DEL SOPORTE DE ANTENA Y ELEMENTO CERÁMICO EN POSICIÓN MODIFICADA, Y ORIENTADOS EN LA DIRECCION DE VUELO:

Realizamos la Simulación localizada en régimen supersónico, del soporte de antena con el elemento cerámico cilíndrico, en su posición modificada y

orientando la ojiva en la dirección de vuelo. De la Simulación localizada del soporte de antena con el elemento cilíndrico cerámico en su posición modificada, en la misma dirección de vuelo a un régimen de flujo de 3.15 Mach y velocidad de aproxi-madamente de 1090 m/s. determinamos lo siguiente: Que el elemento cilíndrico cerámico se encuentra en un régimen de flujo aproximadamente Mach 2.70 y soporta una Presión estática de 2.2x104 Pa. (cuadros de simulación) y por lo tanto estará sometida a una carga de Presión total aproximadamente de 5.36x105 Pa. Si ubicamos este valor en la tabla del análisis estructural del elemento cilíndrico cerámico (Modelo2). Se observa que esta carga de Presión, obtiene un "Esfuerzo Principal2" aproximadamente 27 Mpa y con ello obtenemos un factor de seguridad "FS2" igual a 2.8, lo cual esta por encima del factor seguridad "FS2" crítico (igual a 1.05), descartando una posible falla. SIMULACIÓN LOCALIZADA DEL SOPORTE DE ANTENA Y ELEMENTO CERÁMICO EN POSICIÓN MODIFICADA, Y ORIENTADOS 5O A LA DIRECCIÓN DE VUELO Realizamos la Simulación localizada en régimen supersónico, del soporte de antena con el elemento cerámico cilíndrico, en su posición modificada y orientando la ojiva unos 5o de inclinación respecto a su dirección de vuelo.

Modificada, en una posición extrema de 5o de inclinación respecto a la dirección de vuelo a un régimen de flujo de 3.15 Mach y velocidad de


aproximadamente de 1090 m/s., determinamos lo siguiente: Que el elemento cilíndrico cerámico se encuentra en un régimen de flujo aproximadamente Mach 2.95 y soporta una Presión estática de 1.5x104 Pa. (Cuadros de simulación) y por lo tanto estará sometida a una carga de Presión total aproximadamente de 6.31x105 Pa. Si ubicamos este valor en la tabla del análisis estructural del elemento cilíndrico cerámico (Modelo2). Se observa que esta carga de Presión, obtiene un "Esfuerzo Principal2" cercano a 31.5 Mpa y con ello obtenemos un factor de seguridad "FS2" igual a 2.5, lo cual esta por encima del factor seguridad "FS2" crítico (igual a 1.05), descartando una posible falla.

CONCLUSIONES

Mediante la generación del modelo matemático y la validación del mismo ha sido posible obtener un túnel de viento virtual supersónico, lo cual ha permitido el análisis y determinación de las condiciones de trabajo del elemento cilíndrico cerámico. Podemos concluir que al modificar la posición del elemento cilíndrico cerámico en el soporte de antena, considerando la velocidad máxima del cohete de 1500 m/s y el eje de simetría del cohete en la misma dirección de vuelo, así también asumiendo que el elemento cilíndrico cerámico trabajara dentro del rango de temperatura de 0 a 550° C; por efectos de cargas de presión no tendrá problemas de deformación extrema o una posible falla. •Así mismo, considerando lo anterior y estableciendo una condición extrema de exposición del elemento cilíndrico cerámico es decir cuando el eje de simetría del cohete vuela con 5° de inclinación con respecto al dirección de vuelo, tenemos que los efectos de carga de presión se incrementan pero no lo suficiente como para presentar problemas de deformación extrema o una posible falla.

RECOMENDACIÓN • Sería conveniente complementar este trabajo con

un análisis que considere los efectos térmicos sobre la pieza cilíndrica cerámica.

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