Informe Transferencia de Calor

INFORME DE LABORATORIO N° 6 “DETERMINACION DE LAS PERDIDAS DE CALOR EN UN HORNO ELECTRICO TIPO MUFLA” Cuando se enciende un horno, este empieza a absorber calor (paredes, estructura y otros componentes) hasta mantener un equilibrio en el entorno, en ese instante decimos que el horno está en estado estacionario. Entonces las pérdidas de calor de un horno eléctrico se transportan hacia el medio ambiente pasando por las paredes del mismo y llegar finalmente al medio ambiente, es decir que cuando e1 horno está en estado estacionario, solo la resistencia se encienden para compensar las pérdidas. Podemos tener el siguiente diagrama:

Q rad. Th

T Q Q cov.

Se puede determinar las pérdidas de acuerdo a los siguientes criterios: a) Usando Perdidas por radiación y convección al medio ambiente. b) Considerando las perdidas por conducción de las paredes del horno. c) Considerando todas las resistencias: es decir, las paredes del horno, la convección y radiación al medio ambiente. Es decir que si en la frontera de la pared externa del horno establecemos un equilibrio térmico, este sería:

𝛴𝑄 = 0 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑑 = 𝑄𝑟𝑎𝑑 + 𝑄𝑐𝑜𝑛𝑣

1. DETERMINACIÓN DE LAS PERDIDAS DE CALOR (FLUJO DE CALOR) A TRAVÉS DE LAS PAREDES DEL HORNO.

Th Q

Th  400º C

e  0.14m

Tf  25º C

k  0.070 W mº C

A  0.176m 2 kA(Th  Tf ) Q e 0.070  0.176(400  25) Q 0.14 Q  33W

Tf

No se considera la placa de acero que tiene una k = 48 W/mC

e = 0.14

Si consideramos la resistencia de la pared de acero, entonces tendríamos:

T  Ri e e 0.14 0.002 Ri  re  re    2.000042 k re k re 0.070 48

Q

(400  25)  187.5 W m 2 2.0 Q  185.7  0.176  33.0 W Q

Es decir que la influencia de la placa de acero como resistencia térmica es despreciable, por lo tanto se puede considerar para los cálculos 2.- DETERMINACIÓN DE LAS PERDIDAS DE CALOR CONSIDERANDO TODAS LAS RESISTENCIAS. Th  400º C kre  0.070 W mº C

Qrad

Th

Tf  25º C

Ta  18º C

ef  0.14m ε  0.90

Tc  20 w m 2 º C

Usando el concepto de resistencia térmica:

Tf

Q

R cond 

Qconv e = 0.14

e k

R rad 

1 hr

R conv 

1 hc

Cálculo de hr:

hr  4      Tm3 hr  4  0.9(5.67 10 8 )(21.5  273) 3 hr  5.21 w m 2 º C Podemos notar que las resistencias de radiación y convención en paralelo, entonces:

1 1 1   Rconv  rad Rconv Rrad 1 R conv-rad  hr  hc La resistencia de todo el sistema será:

e k

 Ri  

1 0.14 1    2.040 hr  hc 0.070 5.21  20.0

T (400  25)   187.25 W m 2 2.040  Ri Q  185.25  0.176  33.96W Q

USANDO EL CONCEPTO DE COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSFERENCIA (U)

Q  U  A(Th - Ta) 1 e 1 Rglobal     2.040 U k hr  hc 1 U Rglobal 1 U  0.4902 W m 2 º C 2.040l Q  0.4902(400 - 18)  187.25 W m 2 3.- DETERMINACIÓN DE LAS PERDIDAS DE CALOR CONSIDERANDO RADIACIÓN Y CONVECCIÓN.

kre  0.070 W mº C Tf  25º C Ta  18º C

hc  20 W m 2 º C ε  0.90

Para las perdidas por convección y radiación, se tiene:

Qconv  h(Tf  Ta) Qconv  20(25  18) Qconv  140 W m 2 Qconv  140  0.176  24.64W Qrad     (Tf  273) 4 - (Ta  273) 4 

Qrad  0.90  5.67  10 -8 (25 - 273)  (18  273) 4  Qrad  40.556 W m 2 Qrad  40.556  0.176  7.138W Luego las pérdidas totales serán:

Q  24.64  7.137  31.778W Resumen de las pérdidas de calor

Q total(W) Q unit(W/m2)

Conducción

RadiaciónConvección

33.0 187.5

31.79 180.56

Las tres resistencias 32.96 187.25

Podemos notar que los valores son iguales, lo que nos induce a que podemos usar cualquiera de ellos; siendo la condición que las temperaturas estén bien registradas y las características de los materiales estén correctamente determinadas. PROBLEMA PROPUESTO: Calcular la transferencia de calor que se produce en las paredes de un horno compuesto de una capa de ladrillos refractarios, una armadura de acero y un aislante. Chequear las temperaturas entre las juntas de materiales, así la armadura de acero y el aislante no deben de recibir una temperatura por encima de los 450°C, y la superficie externa del aislante no debe de tener una temperatura por encima de los 60°C. Datos: Temp. Del gas en el interior del horno: To=582°C Temp. Del aire del medio ambiente: T5=27°C 𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ𝑖𝐶 = 20.0 ℎ𝑟 − 𝑚2 − °𝐶 ℎ𝑖𝑅 = 4.41

𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ𝑟 − 𝑚2 − °𝐶

𝐾12 (𝑅𝑒𝑓𝑟𝑎𝑐𝑡𝑎𝑟𝑖𝑜) = 13.392 𝑘𝑐𝑎𝑙⁄ℎ𝑟 − 𝑚2 − °𝐶 ⁄𝑐𝑚 𝐾23 (𝐴𝑐𝑒𝑟𝑜) = 3.70 𝑘𝑐𝑎𝑙⁄ℎ𝑟 − 𝑚2 − °𝐶 ⁄𝑐𝑚 𝐾34 (𝐴𝑖𝑠𝑙𝑎𝑛𝑡𝑒) = 6.2 𝑘𝑐𝑎𝑙⁄ℎ𝑟 − 𝑚2 − °𝐶 ⁄𝑐𝑚 𝑒12 = 10.16 𝑐𝑚 𝑒23 = 0.64 𝑐𝑚 𝑒34 = 7.52 𝑐𝑚 ℎ𝑒𝐶 + ℎ𝑒𝑅 = 9.764 𝑘𝑐𝑎𝑙 ⁄ℎ𝑟 − 𝑚2 − °𝐶 𝐴𝑟𝑒𝑎 = 55.7 𝑚2

𝑅1, 𝑟𝑒𝑓𝑟𝑎𝑐𝑡𝑎𝑟𝑖𝑜 = 𝑅1, 𝑎𝑐𝑒𝑟𝑜 =

10.16 = 0.0136 ℎ𝑟 − °𝐶 ⁄𝑘𝑐𝑎𝑙 = 3.255 ∗ 10−6 ℎ𝑟 − °𝐶 ⁄𝐽 55.7 ∗ 13.392

0.64 = 3.105 ∗ 10−3 ℎ𝑟 − °𝐶 ⁄𝑘𝑐𝑎𝑙 = 7.421 ∗ 10−7 ℎ𝑟 − °𝐶 ⁄𝐽 55.7 ∗ 3.70

𝑅1, 𝑎𝑖𝑠𝑙𝑎𝑛𝑡𝑒 =

7.52 = 0.0217 ℎ𝑟 − °𝐶 ⁄𝑘𝑐𝑎𝑙 = 5.186 ∗ 10−6 ℎ𝑟 − °𝐶 ⁄𝐽 55.7 ∗ 6.2

ΣR=3.255 ∗ 10−6 + 7.421 ∗ 10−7 + 5.186 ∗ 10−6 = 9.183 ∗ 10−6 ∆T=T0-T5=582-27=555°C 𝑄=

∆𝑇 555°C = = 6043.77 ∗ 104 𝛴𝑅 9.183 ∗ 10−6

TIPOS DE HORNOS DE FUNDICION Y TRATAMIENTOS TERMICOS HORNOS DE CRISOL: Los hornos de crisol trabajan por combustión de un elemento como el gas el cual calienta el crisol que contiene el material a fundir. También puede ser calentado usando energía electica: horno de inducción. El crisol se apoya sobre la peana que está hecha también en material refractario y le da la posición necesaria con respecto a la salida del gas. Para lograr concentrar el calor alrededor del crisol este está contenido entre unas paredes refractarias que generan una cavidad para el flujo de los gases de combustión. Existen hornos con crisol móvil o con crisol fijo. La diferencia entre estos es que el crisol móvil al fundir el metal se levanta y sirve como cuchara de colada. Los hornos de crisol fijo se deben cucharear para realizar la fundición.

HORNO ELECTRICO: El tipo más sencillo de horno eléctrico es el horno de resistencia, en el que se genera calor haciendo pasar una corriente eléctrica por un elemento resistivo que rodea las paredes internas del horno. El elemento calefactor puede adoptar la forma de una bobina de alambre enrollada alrededor de un tubo de material refractario o puede consistir en un tubo de metal u otro material resistivo, como el carborundo. Los hornos de resistencia son especialmente útiles en aplicaciones en las que se necesita un horno pequeño cuya temperatura pueda controlarse de forma precisa.

HORNO CUBILOTE: Hornos de cubilote es un tipo de horno cilíndrico vertical de aproximadamente 6 metros de alto, el cual lleva los metales en el colocados, hasta el estado líquido y permite su colado, el mismo puede ser utilizado para la fabricación de casi todas las aleaciones de Hierro. El horno de cubilote su nombre proviene de la palabra cupa que significa cuba es un horno cilíndrico compuesto de una capa exterior de acero y una capa interior de ladrillos. Los mismos pueden variar en su tamaño desde sólo 1 pie (30 cm) de diámetro hasta más de 10 pies (3 metros) y son utilizados para derretir hierro crudo o bronce. El cubilote es un horno de uso generalizado en metalúrgica debido a su operación sencilla, eficiente y económica. El horno de cubilote es un horno que funciona con combustible sólido y en el cual la carga metálica, el combustible y el carburante están en íntimo contacto entre sí. Esto permite un intercambio térmico directo y activo, y por lo tanto, un rendimiento elevado. Sin embargo, por causa de este mismo contacto entre el metal, las cenizas y el oxígeno, el hierro colado producido no puede ser rigurosamente controlado desde el punto de vista metalúrgico. Ante de realizar una nueva colada lo primero que se debe realizar es limpiarlo de escoria y de los desechos que quedan en el refractario en torno a las toberas, de las coladas anteriores. A continuación se repara cualquier zona dañada con arcilla fina y arena sílice refractaria para recubrimiento de hornos. Después de limpiarlo y repararlo se giran las puertas del fondo a posición de cerrado y se coloca la estaca debajo de ellas. En el piso de la solera se coloca una capa de arena negra de moldeo, la cual se apisona y se le da una pendiente hacia el vertedero. La altura no debe ser menor a 10 cm, en el punto más bajo, se le deja un pequeño agujero para la sangría de aproximadamente 25 mm, de diámetro. El encendido del cubilote se hace de 2 a 3 horas para que alcance una temperatura entre los 1200 y 1500 grados centígrados, antes de que se deba tener el primer metal fundido, deberá utilizarse la suficiente cantidad de leña para quemar la primera cama de coque. Cuando se inicia un tipo natural, se añade coque poco a poco hasta que la cama crece a una altura conveniente. La altura de la cama de coque es importante, ya que determina la altura de la zona de fundición y afecta tanto a la temperatura como a la oxidación del metal. Cuando la cama del coque está encendida completamente se carga arrabio y la chatarra con una proporción de una parte de coque por 10 de hierro, esta relación es en masa. Además se suministra alrededor de 34 Kg, de fundente por tonelada de hierro, por lo general es piedra caliza, cuyo objetivo es eliminar impurezas en el hierro,

protegerlo de la oxidación y hacer la escoria más fluida para retirarla con mayor facilidad del cubilote. Tanto los cubilotes de aire frío como los de aire caliente están en uso. En estos últimos, el aire de entrada se precalienta en alguna forma de recuperador, utilizando los gases calientes del cubilote. El recuperador puede ser una unidad externa o por tubos verticales construidos en el propio cubilote. El aire de entrada pasa por estos tubos, calentándose así antes de llegar a las toberas. HORNO ROTATORIO: Como equipo principal en el proceso de cemento tanto en seco como húmedo, este horno rotatorio es utilizado ampliamente en la industria metalúrgica, industria química, en el sector de la construcción de material refractario, campo de protección del medio ambiente y así sucesivamente. El cuerpo está formado por un dispositivo de apoyo cilindro, un dispositivo de apoyo con ruedas de captura, dispositivo de conducción, cabeza de horno movible, equipo de sellado para el extremo del horno, tubo de pulverización carbón, etc. En cuanto a sus recambios, avanzados equipos hidráulicos de captura de rueda han sido equipados. Bomba de embolo de medición de alta precisión, válvula de control de velocidad de alta precisión y dispositivo bloque sellado tipo grafito ha sido instalado y el flujo de su proceso puede imitar a una pantalla fluorescente. La zona de calcinación se puede visualizar claramente en el escáner infrarrojo. Todos estos dispositivos le hacen más práctico confiable y visible en su operación. Comparado con otros productos similares, nuestro horno rotatorio de cemento tiene una tasa de operación del 10%superior, del 5%-10%mayor productividad y 15% de consumo menor de calor.

HORNOS DE RESISTENCIA: Existen los llamados hornos de resistencia que son aquellos que obtienen la energía eléctrica a través de resistencias eléctricas que se calientan por el efecto Joule. Las resistencias transferirán el calor a la carga a través de la radiación. Este tipo de hornos de calentamiento por radiación suelen alcanzar temperaturas de hasta 1200ºC. En su interior podemos encontrar resistencias eléctricas de hilo bobinado tipo Kanthal.

Otra formas por las cual se transmite el calor es por convección. Por convección se emplea en procesos hasta 400ºC. Los hornos disponen de un sistema de recirculación forzada de aire caliente por medio de ventiladores. El aire circula a través de las resistencias eléctricas blindadas. La temperatura máxima de estos hornos está muy limitada ya que los ventiladores también están sometidos a estas temperaturas críticas. La energía calorífica necesaria para el calentamiento de los hornos procede de:

HORNO REVERBERO: El horno de reverbero es un tipo de horno generalmente rectangular, cubierto por una bóveda de ladrillo refractario y con chimenea, que refleja (o reverbera) el calor producido en un sitio independiente del hogar donde se hace la lumbre. Es utilizado para realizar la fusión del concentrado de cobre y separar la escoria, así como para la fundición de mineral y el refinado o la fusión de metales de bajo punto de fusión como el aluminio. Tales hornos se usan en la producción de cobre, estaño y níquel, en la producción de ciertos hormigones y cementos y en el reciclado del aluminio. Los hornos de reverbero se utilizan para la fundición tanto de metales férreos como de metales no férreos, como cobre latón, bronce y aluminio.

INFORME DE LABORATORIO N° 7 “CALENTAMIENTO Y ENFRIAMIENTO EN TRATAMIENTOS DE METALES” 1. RECOCIDO DE REGENERACIÓN, NORMALIZADO Y TEMPLE NORMAL. Los procesos que se siguen en estos tres tratamientos, tienen entre sí, ciertas semejanzas que conviene destacar conjuntamente para luego estudiar los caracteres que los diferencian En los tres casos se calienta el acero a una temperatura ligeramente superior a la crítica, luego, después de un periodo de permanencia a esa temperatura, suficiente para conseguir el estado austenítico, se enfrían las piezas. El enfriamiento es diferente en los tres casos.  En los recocidos, se hace muy lentamente dentro del horno.  En los temples, se hace muy rápidamente enfriando en agua, aceite, etc., y en  Los normalizados, el enfriamiento se efectúa al aire a una velocidad intermedia entre los temples y recocidos. Se puede decir que la velocidad de enfriamiento es lo que caracteriza y diferencia principalmente estas tres clases de tratamientos.

*Representación esquemática del recocido de regeneración, normalizado y temple de un acero*

TABLA XIII-A CICLO DE CALENTAMIENTO EN EL NORMALIZADO Y TEMPLE CARACTERIZACION

NORMALIZADO

TEMPLE

1020

1080

DATOS Acero:

AISI

Probeta: Diámetro en pulgadas

D:

1 1/2"

1/2"

Longitud en metros

L:

0.1

0.1

Temperatura de austenización en

°C

910

770

T,1=Th

920

780

Ts=To

20

20

Temperatura del horno en °C Temperatura de superficie en °C

Horno: Tipo Mufla (de las características de uso de recocido) PROPIEDADES Conductividad térmica a Tf en W/m-ºK

k

43

37

Calor especifico en J/kg-°K

Cp

557

470

Densidad del acero en kg/m3



7820

7800

Precalentamiento: 1hora/pulgada de diámetro

1.5

1/2

Permanencia de temperatura: 1/2 hora/pulg. De diámetro Ciclo de calentamiento: total en horas

0.75

1/2

2.25

1

PLANEAMIENTO DEL CALENTAMIENTO

ANALISIS EXPERIMENTAL: CALENTAMIENTO DE LAS PROBETAS PARA NORMALIZADO Y TEMPLE. Las pruebas experimentales de calentamiento para estos casos también se obtienen por lectura directa del registro del horno bajo intervalos de temperatura y tiempo.

TABLA XIV DATOS EXPERIMENTADOS: NORMALIZADOS PRE-CALENTAMIENTO LECTURA

TIEMPO (Min.)

TEMP. INICIAL (To) °C

TEMP. del horno (Ts,1) °C

01

00

20

20

02

04

20

100

03

08

20

200

04

14

20

300

05

24

20

400

06

37

20

500

07

53

20

600

08

74

20

700

09

104

20

800

10

130

20

900

11

133

20

910

PERMANENCIA DE TEMPERATURA 12

15

20

910

CICLO FINAL

148

20

910

TABLA XV DATOS EXPERIMENTADOS: TEMPLE

LECTURA 01 02 03 04 05 06 07 08 09

PRE-CALENTAMIENTO TEMP. INICIAL TIEMPO (Min.) (To)°c 0.00 20 1.02 20 2.50 20 4.30 20 6.50 20 9.40 20 13.50 20 16.50 20 21.20 20

TEMP. del horno (Ts,1)°C 20 100 200 300 400 500 600 650 700

10 11 12 CICLO FINAL

30.40 20 43.00 20 PERMANENCIA DE TEMPERATURA 20.00 20 63.00 20

750 770 770 770

MODELO EXPERIMENTAL. Por tener un comportamiento Newtoniano obedece al mismo modelo expuesto para el calentamiento del recocido. De los datos experimentales expuestos tomamos las condiciones de operación iníciales y finales que corresponden para cada caso, a fin de determinar C0 y e-k. Asimismo para el calentamiento de las probetas para el normalizado, la temperatura del horno T = 920°C y para el calentamiento de las probetas para el templado, la temperatura del horno T = 780°C. Por lo tanto:

dT/dt=-k (T- T) Ordenando e integrando se tiene:

T= T + C0e - k t En consecuencia, el modelo de las curvas experimentales será:

NORMALIZADO:

TEMPLE:

1 T  920  900   90 

t / 133

 1 T  780  760   76 

(º C ) t / 43

(º C )

t: tiempo de calentamiento en minutos 2. FASE DE ENFRIAMIENTO: RECOCIDO DE REGENERACIÓN. Se hace presente que en este caso, después de haber terminado el ciclo de calentamiento; el enfriamiento de las probetas se realiza en el interior del horno cerrado. Es importante determinar el área efectiva promedio del horno:

En hornos pequeños como los del laboratorio el área no es constante y es necesario emplear alguna clase de promedio de área de pared interior A1 y el área exterior A2. Las paredes del horno son confinadas interior y exteriormente por paralelepípedos rectangulares, el flujo térmico, especialmente en los aislantes de las aristas y esquinas tiene mayor efecto, no pueden ser perpendiculares a las superficies limitadoras exteriores y la media geométrica simple es demasiado grande. Algunos especialistas con el fin de compensar y evitar cálculos engorrosos sobre un análisis de transferencia de calor bidimensional recomiendan para esta configuración cuando A2 /A1 2; es apropiado emplear una media geométrica modificada igual a 0.725(A1A2)1/2 en la cual 0.725 = ( / 6)1 /2, es un factor de diseño e ingeniería para una superficie cúbica. Finalmente las temperaturas y la perdida de calor que corresponden por este método son: Centro del cilindro T(0,0,20min) 114°C

Centro cara circular T(0,5cm,20min)

Mitad altura lateral T(1.905cm,0,20min)

Transferencia de calor o energía

111°C

112°C

-396KJ

ANALISIS EXPERIMENTAL El enfriamiento se realizó sin restricciones en aire libre en reposo. El registro de temperaturas se hizo con termómetro digital permitido hasta 200°C. Lo que nos ha limitado presentar reportes de temperaturas antes de los 15 minutos.

TABLA XVII TEMPERATURAS DE ENFRIAMIENTOS EN EL NORMALIZADO TEMPERATURA °C LECTURA 01 02 03 04 05 06 07 08 09

TIEMPO (Min.) 00 15 20 25 30 35 40 45 50

Ts(superficial) 910 184 110 77 54 45 37 33 33

T∞(aire) 25 25 25 25 25 25 25 25 25

10 11

55 60

27 60

25 25

MODELO EXPERIMENTAL: De los antecedentes del estudio el comportamiento del enfriamiento en el Normalizado es Newtoniano, por lo que se puede usar el modelo matemático:

dT   K (T  T ) dt Ordenando e integrando y luego tomando las condiciones iniciales y finales se llega al modelo experimental de respuesta de temperatura al enfriamiento de la pieza

 1  T  25  885   885 

t / 60

t=minutos

3. FASE DE ENFRIAMIENTO: TEMPLE. El enfriamiento de las piezas en este caso se realiza en agua fría en reposo a 20°C EVALUACION DEL COEFICIENTE DE TRANFERENCIA DE CALOR ”h” Durante la etapa de enfriamiento en el templado los fenómenos de transferencia de calor puede deberse a: 1) En primera instancia conducción y radiación. 2) En segunda instancia convección por transporte de vapor en la ebullición de película. 3) Conducción y convección natural o libre comprendido desde 100°C a 20°C.

TABLA XVIII TEMPERATURAS DE ENFRIAMIENTOS EN EL TEMPLE TEMPERATURA °C LECTURA 01 02 03 04 05

TIEMPO (Min) 00 15 20 25 30

Ts(superficial)

T(agua)

770 171 108 71 48

20 20 20 20 20

06 07 08 09 10 11

35 40 45 50 55 60

37 30 25 23 22 21

20 20 20 20 20 20

MODELO EXPERIMENTAL: Tan igual que el caso anterior el enfriamiento durante el templado tiene comportamiento Newtoniano, por lo que se puede usar el mismo modelo matemático; en seguida después de seguir el mismo procedimiento se obtiene de esta manera el modelo experimental de respuesta al enfriamiento de pieza en agua:

t / 60  1  T  20  750   750 

t=minutos

CUESTIONARIO a) Con los datos experimentales de tablas XIV, XV, XVII y XVIII, graficar temperaturas vs tiempo de calentamiento y enfriamiento en los tratamientos térmicos de normalizado y temple GRAFICA N°01: TABLA XIV: DATOS EXPERIMENTADOS: NORMALIZADOS PRE-CALENTAMIENTO

PRE-CALENTAMIENTO TEMP. DEL HORNO (TS,1) °C

1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

20

40

60

80

TIEMPO (MIN)

100

120

140

GRAFICA N°02: TABLA XV: DATOS EXPERIMENTADOS: TEMPLE

PRE-CALENTAMIENTO TEMP. DEL HORNO (TS,1) °C

900 800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

2

4

6

8

10

12

TIEMPO (MIN)

ENFRIAMIENTO GRAFICA N°03: TABLA XVII: DATOS EXPERIMENTADOS: NORMALIZADOS

ENFRIAMIENTO 1000 900

TS(SUPERFICIAL) °C

800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

10

20

30

40

TIEMPO (MIN)

50

60

70

GRAFICA N°04: TABLA XVII: DATOS EXPERIMENTADOS: NORMALIZADOS

ENFRIAMIENTO 900

TS(SUPERFICIAL) °C

800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

10

20

30

40

50

60

70

TIEMPO (MIN)

b) Con los modelos experimentales correspondientes (modelos matemáticos deducidos a partir de la ecuación de Newton (dT/dt=-k (T- T)), graficar temperaturas vs. Tiempo de calentamiento y enfriamiento en los tratamientos térmicos de normalizado y temple. CALENTAMIENTO

Modelo Matemático Experimental Para Normalizado

1 T  920  900   90 

t / 133

(º C )

Tenemos los siguientes datos obtenidos: TIEMPO (Min.)

TEMP. del horno (°C)

0

20.00

4

133.92

8

233.42

14

359.56

24

520.43

37

662.62

53

770.21

74

846.39

104

893.32

130

908.93

133

910.00

PRE-CALENTAMIENTO 1000

TEMP. DEL HORNO (°C)

900 800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

20

40

60

80

100

120

TIEMPO (MIN.)

Modelo Matemático Experimental Para el Temple

 1 T  780  760   76 

t / 43

(º C )

Tenemos los siguientes datos obtenidos:

TIEMPO (Min.)

TEMP. del horno (Ts,1) (°C)

0

20.00

1.02

94.20

2.5

189.17

140

4.3

287.13

6.5

385.08

9.4

485.11

13.5

584.87

16.5

635.75

21.2

690.15

30.4

744.43

43

770.00

PRE-CALENTAMIENTO 900

TEMP. DEL HORNO (TS,1) (°C)

800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

5

10

15

20

25

30

35

TIEMPO (MIN.)

ENFRIAMIENTO

Modelo Matemático Experimental Para Normalizado

 1  T  25  885   885  Tenemos los siguientes datos obtenidos:

t / 60

40

45

50

TIEMPO (Min.)

Ts(superficial)

0

910.00

15

187.26

20

117.18

25

77.37

30

54.75

35

41.90

40

34.60

45

30.45

50

28.10

55

26.76

60

26.00

ENFRIAMIENTO 1000 900

TS(SUPERFICIAL)

800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

10

20

30

40

TIEMPO (MIN.)

Modelo Matemático Experimental Para el Temple

t / 60  1  T  20  750   750  Tenemos los siguientes datos obtenidos:

50

60

70

TIEMPO (Min.)

Ts(superficial)

0

770.000

15

163.316

20

102.548

25

67.547

30

47.386

35

35.774

40

29.086

45

25.233

50

23.014

55

21.736

60

21.000

ENFRIAMIENTO 900,000 800,000

TS(SUPERFICIAL)

700,000 600,000 500,000 400,000 300,000 200,000 100,000 0,000 0

10

20

30

40

50

60

70

TIEMPO (MIN.)

c) Realizar las conclusiones correspondientes comparadas en los dos casos. En el normalizado observamos que las curvas con el modelo experimental es más curva y precisa a comparación de la que contiene datos experimentales, en el temple casi no hay mucha diferencia puesto que es un tratamiento térmico eficaz que ayuda a mejorar las propiedades del acero.

INFORME DE LABORATORIO N° 8 “TRATAMIENTOS TERMICOS DE NORMALIZADO Y TEMPLE DISEÑO DE LAS PRUEBAS EXPERIMENTALES” 1. SELECCIÓN DEL ACERO, PROPIEDADES FISICAS, MECANICAS Y COMPOSICION QUIMICA Acero AISI 1020 Características: Es un acero clasificado en el grupo de los aceros bajo carbono. Su composición química le permite entregar un mejor desempeño en sus propiedades mecánicas, soldabilidad y maquinabilidad que otros aceros del mismo grupo. Tiene un rango de maquinabilidad de alrededor del 76%. Fácil de ser soldado por los procedimientos más comunes entregando resultados de una excelente calidad, el tipo de soldadura a usar depende del servicio, diseño y medidas requeridas. Composición Típica: %C %Mn

%P

%S

0.20 0.60- 0.90 0.04 máx. 0,05 máx. Dureza: 120 - 150 HB Propiedades Mecánicas Típicas: Estirado en frío: Resistencia a la Tracción psi T 64000

Límite Elástico psi 54000

Elongación en 2% 15

Reducción de área % 40

Tratamiento térmico: FORJADO ºC

RECOCIDO ºC

1120 -1290

850 - 900

TEMPLE ºC No se logra un incremento significativo en la dureza

Dureza Brinell* 126

1.1 ANALISIS DE MICROESTRUCTURAS INICIALES Antes de ser sometido a las operaciones de tratamientos térmicos las probetas de acero, debe ser rigurosamente sometida al microscopio a fin de conocer su estructura y características preliminares. Se sigue los siguientes pasos:  Selección de la probeta.  Preparación de la probeta.  Resultados del análisis. 1.2

PARAMETROS A CONSIDERAR EN LAS PRUEBAS EXPERIEMENTALES

Equipos, probetas y variables Horno eléctrico: tipo mufla Tipo de acero Dimensiones (piezas) Fase de calentamiento Temperatura optima del proceso Tiempo transitorio Temperatura de permanencia Tiempo total Velocidad de calentamiento Fase de enfriamiento Medio de enfriamiento Temperatura del medio Tiempo de enfriamiento Velocidad de enfriamiento Observaciones: 1.3

Normalizado

Templado

X

X

Acero AISI 1020 ∅ = 1 𝑝𝑢𝑙𝑔𝑎𝑑𝑎 ; L=5 cm

Acero AISI 1020 ∅ = 1 𝑝𝑢𝑙𝑔𝑎𝑑𝑎 ; L=5 cm

800 °C

750°C

-

-

85.50 -

71.43 min -

aire 23 °C En 10s paso de 750°C a 38°C -

agua 20°C En 16 min paso de 800°C a 437.8 °C -

-

-

ANALISIS DE MICROESTRUCTURAS FINALES

Después del proceso de tratamientos térmicos de normalizado y templado se debe realizar el análisis final en el microscopio. Se sigue los siguientes pasos:  Selección de la probeta  Preparación de la probeta  Resultados del análisis

1.4

CALCULOS DE LOS FENOMENOS DE TRANSFERENCIA

1)

Evaluar el calentamiento del horno

Normalizado:

TEMP. DEL HORNO (°C)

PRE-CALENTAMIENTO 1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

20

40

60

80

100

120

140

TIEMPO (MIN.)

Temple:

PRE-CALENTAMIENTO TEMP. DEL HORNO (TS,1) (°C)

900 800 700 600 500 400 300 200 100 0 0

10

20

30

40

TIEMPO (MIN.)

2) Evaluar la perdida de calor en el horno Datos: Temperatura superficial en el interior del horno: T1 = 750 °C Temperatura superficial en el exterior del horno: 𝑇5 = 27 °𝐶 𝑤 k1 (refractario) = 1.07 𝑚−𝑘 𝑤 k 2(𝑡𝑒𝑐𝑛𝑜𝑝𝑜𝑟) = 0.264 𝑚−𝑘

50

𝑤 k 3(𝑎𝑠𝑏𝑒𝑠𝑡𝑜) = 0.158 𝑚−𝑘 𝑤 k 4(𝑎𝑐𝑒𝑟𝑜) = 43 𝑚−𝑘 e1 = 0.02 m e2 = 0.157 m e3 = 0.01 m 𝑒4 = 0.003 𝑚 Solución: Determinación de calor unidimensional: Datos de paredes del sistema: Interna: a. 2 paredes con dimensiones: 27 cm X 29 cm cada uno. Área: 0.0783 m^2 b. 2 paredes con dimensiones: 27 cm x 30 cm cada uno. Área: 0.0810 m^2 c. 2 paredes con dimensiones: 29 cm x 30 cm cada uno. Área: 0.0870 m^2 Externa: a. 2 paredes con dimensiones: 65 cm X 67 cm cada uno. b. 2 paredes con dimensiones: 65 cm x 68 cm cada uno. c. 2 paredes con dimensiones: 67 cm x 68 cm cada uno. Determinar la perdida de calor total unidimensional en la caja térmica. Use la Ec. de Fourier: 𝑸=

𝑲𝑨(𝑻𝟏 − 𝑻𝟐 ) 𝑳

Cálculos:  Flujo calorífico en las paredes de “a” 𝑨𝒂 (𝑻𝟏 − 𝑻𝟐 ) 𝟎. 𝟎𝟕𝟑𝟖(𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟔. 𝟓) 𝑸𝒂 = = 𝑳𝒂 𝑳𝒃 𝑳𝒄 𝑳𝒅 𝟎. 𝟎𝟐 𝟎. 𝟏𝟓𝟕 𝟎. 𝟎𝟏 𝟎. 𝟎𝟎𝟑 𝑲𝒂 + 𝑲𝒃 + 𝑲𝒄 + 𝑲𝒅 𝟏. 𝟎𝟕 + 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 + 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 + 𝟒𝟑 = 𝟖𝟒. 𝟑𝟓 𝑾 

Flujo calorífico en las paredes de “b” 𝐴𝑏 (𝑻𝟏 − 𝑻𝟐 ) 𝟎. 𝟎𝟖𝟏𝟎(𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟔. 𝟕) 𝑸𝒃 = = 𝑳𝒂 𝑳𝒃 𝑳𝒄 𝑳𝒅 𝟎. 𝟎𝟐 𝟎. 𝟏𝟓𝟕 𝟎. 𝟎𝟏 𝟎. 𝟎𝟎𝟑 𝑲𝒂 + 𝑲𝒃 + 𝑲𝒄 + 𝑲𝒅 𝟏. 𝟎𝟕 + 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 + 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 + 𝟒𝟑 = 𝟗𝟐. 𝟓𝟔 𝑾



Flujo calorífico en las paredes de “c” 𝐴𝑐 (𝑻𝟏 − 𝑻𝟐 ) 𝟎. 𝟎𝟖𝟕𝟎(𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟕. 𝟐) 𝑸𝒃 = = 𝑳𝒂 𝑳𝒃 𝑳𝒄 𝑳𝒅 𝟎. 𝟎𝟐 𝟎. 𝟏𝟓𝟕 𝟎. 𝟎𝟏 𝟎. 𝟎𝟎𝟑 𝑲𝒂 + 𝑲𝒃 + 𝑲𝒄 + 𝑲𝒅 𝟏. 𝟎𝟕 + 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 + 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 + 𝟒𝟑 = 𝟗𝟗. 𝟑𝟓 𝑾

Por lo tanto el calor total es: 𝑸𝑻 = 𝟐(𝟖𝟒. 𝟑𝟓) + 𝟐(𝟗𝟐. 𝟓𝟔) + 𝟐(𝟗𝟗. 𝟑𝟓) = 𝟓𝟓𝟐. 𝟓𝟐 𝑾 Determinación de transferencia de calor bidimensional: Si 𝑸 = 𝑲𝑺 ∆𝑻 𝑸=

∆𝑻 ∆𝑻 = 𝟏/𝑲𝑺 ∑ 𝑹

A. Perdida de calor en las paredes: 𝑹 = ∑ 𝟏/𝑲𝑺 

En paredes de “a”

𝑹𝒂 =

𝑺𝟏 =

𝑨𝒂 𝟎. 𝟎𝟕𝟑𝟖 = = 𝟑. 𝟔𝟗 𝑳𝟏 𝟎. 𝟎𝟐

𝑺𝟐 =

𝑨𝒂 𝟎. 𝟎𝟕𝟑𝟖 = = 𝟎. 𝟒𝟕 𝑳𝟐 𝟎. 𝟏𝟓𝟕

𝑺𝟑 =

𝑨𝒂 𝟎. 𝟎𝟕𝟑𝟖 = = 𝟕. 𝟑𝟖 𝑳𝟑 𝟎. 𝟎𝟏

𝑺𝟒 =

𝑨𝒂 𝟎. 𝟎𝟕𝟑𝟖 = = 𝟐𝟒. 𝟔 𝑳𝟒 𝟎. 𝟎𝟎𝟑

𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 [ + + + ] 𝟐 𝟏. 𝟎𝟕 ∗ 𝟑. 𝟔𝟗 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 ∗ 𝟎. 𝟒𝟕 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 ∗ 𝟕. 𝟑𝟖 𝟒𝟑 ∗ 𝟐𝟒. 𝟔 = 𝟒. 𝟓𝟗 °𝑪/𝑾 𝑸𝒂 =



𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟔. 𝟓 = 𝟏𝟔𝟖. 𝟓𝟐 𝑾 𝟒. 𝟓𝟗

En paredes de “b” 𝑨𝒃 𝟎. 𝟎𝟖𝟏𝟎 = = 𝟒. 𝟎𝟓 𝑳𝟏 𝟎. 𝟎𝟐 𝑨𝒃 𝟎. 𝟎𝟖𝟏𝟎 𝑺𝟐 = = = 𝟎. 𝟓𝟐 𝑳𝟐 𝟎. 𝟏𝟓𝟕 𝑨𝒃 𝟎. 𝟎𝟖𝟏𝟎 𝑺𝟑 = = = 𝟖. 𝟎𝟏 𝑳𝟑 𝟎. 𝟎𝟏 𝑨𝒃 𝟎. 𝟎𝟖𝟏𝟎 𝑺𝟒 = = = 𝟐𝟕 𝑳𝟒 𝟎. 𝟎𝟎𝟑 𝑺𝟏 =

𝑹𝒃 =

𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 [ + + + ] = 𝟒. 𝟏𝟓 °𝑪/𝑾 𝟐 𝟏. 𝟎𝟕 ∗ 𝟒. 𝟎𝟓 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 ∗ 𝟎. 𝟓𝟐 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 ∗ 𝟖. 𝟎𝟏 𝟒𝟑 ∗ 𝟐𝟕

𝑸𝒃 = 

𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟕 = 𝟏𝟖𝟔. 𝟐𝟕 𝑾 𝟒. 𝟏𝟓

En paredes de “c” 𝑨𝒄 𝟎. 𝟎𝟖𝟕𝟎 = = 𝟒. 𝟑𝟓 𝑳𝟏 𝟎. 𝟎𝟐 𝑨𝒄 𝟎. 𝟎𝟖𝟕𝟎 𝑺𝟐 = = = 𝟎. 𝟓𝟓 𝑳𝟐 𝟎. 𝟏𝟓𝟕 𝑨𝒄 𝟎. 𝟎𝟖𝟕𝟎 𝑺𝟑 = = = 𝟖. 𝟕 𝑳𝟑 𝟎. 𝟎𝟏 𝑨𝒄 𝟎. 𝟎𝟖𝟕𝟎 𝑺𝟒 = = = 𝟐𝟗 𝑳𝟒 𝟎. 𝟎𝟎𝟑 𝑺𝟏 =

𝑹𝒄 =

𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 [ + + + ] = 𝟑. 𝟗𝟐 °𝑪/𝑾 𝟐 𝟏. 𝟎𝟕 ∗ 𝟒. 𝟑𝟓 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 ∗ 𝟎. 𝟓𝟓 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 ∗ 𝟖. 𝟕 𝟒𝟑 ∗ 𝟐𝟗

𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟕. 𝟐 = 𝟏𝟗𝟕. 𝟏𝟒 𝑾 𝟑. 𝟗𝟐 Entonces aplicando en la formula 𝑸𝒃 =

𝑸𝒑 = 𝟏𝟔𝟖. 𝟓𝟐 + 𝟏𝟖𝟔. 𝟐𝟕 + 𝟏𝟗𝟕. 𝟏𝟒 = 𝟓𝟓𝟏. 𝟗𝟑 𝑾 B. Perdida de calor en los bordes: 

Bordes de “29 cm” Si 𝑺 = 𝟎. 𝟓𝟒𝑳 Donde “L” es la longitud del borde Entonces: 𝑺𝟐𝟗 = 𝟎. 𝟓𝟒 ∗ 𝟎. 𝟐𝟗 = 𝟎. 𝟏𝟔 𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 𝑹𝟐𝟗 = [ + + + ] 𝟒 𝟏. 𝟎𝟕 ∗ 𝟎. 𝟏𝟔 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 ∗ 𝟎. 𝟏𝟔 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 ∗ 𝟎. 𝟏𝟔 𝟒𝟑 ∗ 𝟎. 𝟏𝟔 = 𝟏𝟕. 𝟑𝟎 °𝑪/𝑾 𝑸𝟐𝟗 =



𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟔. 𝟕 = 𝟒𝟒. 𝟕𝟎 𝑾 𝟏𝟕. 𝟑𝟎

Bordes de “30 cm” 𝑹𝟑𝟎

𝑺𝟑𝟎 = 𝟎. 𝟓𝟒 ∗ 𝟎. 𝟑𝟎 = 𝟎. 𝟏𝟔𝟐 𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 = [ + + 𝟒 𝟏. 𝟎𝟕 ∗ 𝟎. 𝟏𝟔𝟐 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 ∗ 𝟎. 𝟏𝟔𝟐 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 ∗ 𝟎. 𝟏𝟔𝟐 𝟏 + ] = 𝟏𝟕. 𝟎𝟗 °𝑪/𝑾 𝟒𝟑 ∗ 𝟎. 𝟏𝟔𝟐 𝑸𝟑𝟎 =

𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟔. 𝟕 = 𝟒𝟓. 𝟐𝟓 𝑾 𝟏𝟕. 𝟎𝟗



Bordes de “27 cm” 𝑹𝟐𝟕

𝑺𝟑𝟎 = 𝟎. 𝟓𝟒 ∗ 𝟎. 𝟐𝟕 = 𝟎. 𝟏𝟓 𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 = [ + + + ] 𝟒 𝟏. 𝟎𝟕 ∗ 𝟎. 𝟏𝟓 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 ∗ 𝟎. 𝟏𝟓 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 ∗ 𝟎. 𝟏𝟓 𝟒𝟑 ∗ 𝟎. 𝟏𝟓 = 𝟏𝟖. 𝟒𝟔 °𝑪/𝑾 𝑸𝟐𝟕 =

𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟔. 𝟕 = 𝟒𝟏. 𝟖𝟗 𝑾 𝟏𝟖. 𝟒𝟔

Por lo tanto la pérdida de calor será: 𝑸𝒃 = 𝟒𝟒. 𝟕 + 𝟒𝟓. 𝟐𝟓 + 𝟒𝟏. 𝟖𝟗 = 𝟏𝟑𝟏. 𝟖𝟒 𝑾 C. Perdida de calor en vértices: Si: 𝑺 = 𝟎. 𝟏𝟓 ∗ ∆𝒙 Entonces: 𝑺𝟏 = 𝟎. 𝟏𝟓 ∗ 𝟎. 𝟎𝟐 = 𝟎. 𝟎𝟎𝟑 𝑺𝟐 = 𝟎. 𝟏𝟓 ∗ 𝟎. 𝟏𝟓𝟕 = 𝟎. 𝟎𝟐𝟒 𝑺𝟑 = 𝟎. 𝟏𝟓 ∗ 𝟎. 𝟎𝟏 = 𝟎. 𝟎𝟎𝟏𝟓 𝑺𝟒 = 𝟎. 𝟏𝟓 ∗ 𝟎. 𝟎𝟎𝟑 = 𝟎. 𝟎𝟎𝟎𝟒𝟓 Luego: ∑𝑹 =

𝟏 𝟏 𝟏 𝟏 [ + + 𝟖 𝟏. 𝟎𝟕 ∗ 𝟎. 𝟎𝟎𝟑 𝟎. 𝟐𝟔𝟒 ∗ 𝟎. 𝟎𝟐𝟒 𝟎. 𝟏𝟓𝟖 ∗ 𝟎. 𝟎𝟎𝟏𝟓 𝟏 + ] = 𝟓𝟗𝟐. 𝟓𝟔 °𝑪/𝑾 𝟒𝟑 ∗ 𝟎. 𝟎𝟎𝟎𝟒𝟓 𝑸𝒗 =

∆𝑻 𝟖𝟎𝟎 − 𝟐𝟔. 𝟕 = = 𝟏. 𝟑𝟎 𝑾 ∑𝑹 𝟓𝟗𝟐. 𝟓𝟔

Por los tanto la perdida de calor total es: 𝑸𝑻 = 𝑸𝒑 + 𝑸𝒃 + 𝑸𝒗 𝑸𝑻 = 𝟓𝟓𝟏. 𝟗𝟑 + 𝟏𝟑𝟏. 𝟖𝟒 + 𝟏. 𝟑 = 𝟔𝟖𝟓. 𝟎𝟕 𝑾

3) Evaluar el intercambio de calor entre la carga (probeta más caja) y el horno. Para esto utilizamos la fórmula: 𝑄1 = 𝐴1 𝐹1−2 (𝑇14 − 𝑇24 ) 4) Evaluar el coeficiente de transferencia de calor para el tratamiento térmico de normalizado (enfriamiento de la probeta en el aire del medio ambiente) Si nuestra probeta cuenta con las siguientes dimensiones:

Datos: NORMALIZADO TIEMPO MINUTOS TEMPERATURA °C 0 800 16 120 Si Temperatura ambiente 23°C, la temperatura de película: 𝑇𝑓 =

800 + 23 = 411.5°𝐶 ≊ 685 𝐾 2

Propiedades para del aire a 685 K 𝐾𝑔 𝜌 = 0.5154 3 𝑚 𝐽 𝐶𝑝 = 1071.57 𝑘𝑔 − °𝐾 𝑘𝑔 𝜇 = 3.2839 × 10−5 𝑚 − 𝑠𝑒𝑔 𝑊 𝐾 = 0.05144 𝑚 − °𝐾 𝑚2 𝛼 = 3.619 𝑠 𝑃𝑟 = 0.683 𝛽 = 1.46 × 10−3 °𝐾 −1 Luego para determinar el Nu, primero debemos determinar el Ra. La fórmula del número de Ra: 𝑅𝑎 = 𝐺𝑟𝑃𝑟 Determinación de Gr: 𝑔𝛽𝜌2 𝐿3𝑐 ∆𝑇 𝐺𝑟 = 𝜇2 Reemplazando: 9.81 ∗ 1.46 ∗ 10−3 ∗ 0.51542 ∗ 0.02543 ∗ 1050.15 𝐺𝑟 = (3.2839 ∗ 10−5 )2 𝐺𝑟 = 60713.23 Por lo tanto el 𝑅𝑎 = 0.683 ∗ 60713.23 = 41467.14 < 109 Luego 1

𝑁𝑢 = 0.53 ∗ (𝑅𝑎)4 Reemplazando: 1

𝑁𝑢 = 0.53 ∗ (60713.23)4 = 7.56 Entonces: ℎ𝑐𝑜𝑛𝑣 =

𝑁𝑢 𝐾 7.56 ∗ 0.05144 = = 15.32 𝐿 0.0254

Determinando h radiación: Para determinar el ℎ𝑟 de manera aproximada utilizamos: ℎ𝑟 = 4𝜖𝜎𝑇𝑚3 Si:

𝑤

𝜎 = constante de boltzman = 5.668x10−8 𝑚2 −𝐾4 𝜖 = 0.8 800 + 23 𝑇𝑚 = = 411.5°𝐶 ≊ 684.65 2 Reemplazando datos: ℎ𝑟 = 4(0.8)(5.668x10−8 )(684.65)3 = 58

𝑚2

𝑊 − °𝐾

5) Evaluar el coeficiente de transferencia de calor para el tratamiento térmico de templado (enfriamiento de la probeta en el agua fría) El enfriamiento se dio en agua, a una temperatura de 20°C. Si consideramos como transferencia de calor por cambio de fase entonces: Para determinar el h en temple utilizamos la siguiente formula: ′ 𝑔(𝜌𝑙 − 𝜌𝑣 )𝜌𝑣 𝑘𝑣3 ℎ𝑓𝑔 ℎ𝑐 = 0.62 𝑑𝑖 𝜇𝑣𝑎𝑝 (𝑇𝑤 − 𝑇𝑠𝑎𝑡 )

Dónde: ′ ℎ𝑓𝑔 = ℎ𝑓𝑔 + 0.40𝐶𝑣𝑎𝑝 (𝑇𝑤 − 𝑇𝑠𝑎𝑡 )

Donde de tablas: para 20°C 𝐾𝐽 ℎ𝑓𝑔 = 2455 𝑘𝑔 𝐾𝑔 𝜌𝑙 = 1000.52 3 𝑚 Y a 1 atm y temperatura de película: 𝑇𝑓 = Propiedades: 𝜌𝑣 = 0.4

𝐾𝑔 𝑚3

750 + 20 = 385°𝐶 ≊ 658 𝐾 2

𝐽 𝐾𝑔 − 𝐾 𝑊 𝐾𝑊 0.0000464𝐾𝐽 𝐾𝑣 = 0.0464 = 0.0000464 = 𝑚−𝐾 𝑚−𝐾 𝑚−𝑠−𝐾 𝐾𝑔 −6 µ𝑣 = 22.5𝑥10 𝑚−𝑠 𝐶𝑝,𝑣 = 2𝑥103

Reemplazando datos: ′ ℎ𝑓𝑔 = 2455 + 0.40 ∗ 2(1003) = 3257.4 𝐾𝐽/𝐾𝑔

Luego reemplazando en la fórmula: 9.81(100.52 − 0.4)0.4 ∗ 0.00004643 ∗ 3257.4 𝐾𝐽 −4 ℎ𝑐 = 0.62 = 3.23𝑥10 0.0254 ∗ 22.5 ∗ 10−6 (1003) 𝑚2 . 𝑠. 𝐾 1.5

FICHA DE PRUEBAS EXPERIMETALES

Normalizado:

LECTURA 1 2 3 4

FASE DE CALENTAMIENTO TIEMPO: TEMPERATURA TEMPERATURA (Min) aire (𝑻∞ )°C HORNO (𝑻𝑯 ) °C 0.00 26 26 2.88 26 100 26 4.38 150 26 6.28 200

5

8.65

26

250

6

11.53

26

300

7

15.43

26

350

8

20.00

26

400

9

25.47

26

450

10

31.33

26

500

11

38.17

26

550

12

45.42

26

600

13

53.22

26

650

14

61.75

26

700

15

71.43

26

750

16

85.50

26

800

17

100

26

800

FASE DE ENFRIAMIENTO 1

0

26

800

2

16

26

437.8

Temple:

LECTURA 1 2 3 4

FASE DE CALENTAMIENTO TIEMPO: TEMPERATURA TEMPERATURA (Min) agua (𝑻∞ )°C HORNO (𝑻𝑯 ) °C 0.00 20 26 2.88 20 100 20 4.38 150 20 6.28 200

5

8.65

20

250

6

11.53

20

300

7

15.43

20

350

8

20.00

20

400

9

25.47

20

450

10

31.33

20

500

11

38.17

20

550

12

45.42

20

600

13

53.22

20

650

14

61.75

20

700

15

71.43

20

750

FASE DE ENFRIAMIENTO 1

0

20

750

2

0.17

20

38