tesis de carrera de grado en ingenierÍa mecÁnica · 2017-10-19 · tesis de carrera de grado en...

TESIS DE CARRERA DE GRADO EN INGENIERÍA MECÁNICA

PROTOTIPO PARA PURIFICACIÓN DE HIDRÓGENO EN FLUJO

E. J. NeumanGrado

Dr. A. BarujDirector

Dr. G. O. MeyerCo-director

Miembros del JuradoDr. Edmundo Lopasso (IB/CNEA)

Dr. Pierre Arneodo Larochette (IB/CONICET)Dr. Gabriel Meyer (IB/CNEA/CONICET)

Dr. Alberto Baruj (IB/CONICET)

Junio de 2015

Departamento de �sicoquímica de Materiales,

Gerencia de Investigación Aplicada, GAATEN

Instituto Balseiro

Universidad Nacional de Cuyo

Comisión Nacional de Energía Atómica

Argentina

A mi familia

A mis amigos

A mis compañeros de aquí

A mis compañeros de allá. . .

Índice de contenidos

Índice de contenidos v

Índice de �guras vii

Resumen xi

Abstract xiii

1. Introducción 1

1.1. Propósito del proyecto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

1.1.1. Potencial productivo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

1.1.2. Métodos de puri�cación de hidrógeno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

1.2. Aleaciones Formadoras de Hidruros . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

1.2.1. Comportamiento básico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

1.2.2. Variedad de materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

1.2.3. Modelo de reacción entre hidrógeno y AFH . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

1.2.4. Di�cultades . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

1.2.5. Utilidades de las AFH . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8

1.2.6. Puri�cador de hidrógeno a base de AFH . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

1.2.7. Antecedentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

1.3. El proyecto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

1.3.1. Caso de referencia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

1.3.2. Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

2. Diseño Conceptual 11

2.1. Requerimientos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

2.2. Análisis de funcionamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

2.3. Diseño propuesto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

3. Prototipo 17

3.1. Características . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

3.1.1. Diseño . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

3.1.2. Componentes utilizados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

3.1.3. Aleación formadora de hidruros utilizada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

3.2. Proceso de construcción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

3.2.1. Fabricación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

3.2.2. Prueba de estanqueidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

3.2.3. Calibraciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

3.2.4. Preparación del material . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

v

vi Índice de contenidos

3.2.5. Activación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

4. Simulador 31

4.1. Descripción general . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

4.2. Funcionamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

4.2.1. Celda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

4.2.2. Sistema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

4.2.3. Adaptación de ecuaciones diferenciales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

4.2.4. Interfaz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

4.3. Modelo matemático . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

4.3.1. Aleación formadora de hidruro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

4.3.2. Termodinámica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

4.3.3. Interacciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37

4.3.4. Condiciones de contorno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

5. Resultados y discusión 39

5.1. Caracterización del equipo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

5.2. Ajuste de parámetros del simulador . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

5.2.1. Modelado del prototipo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

5.2.2. Ajuste de parámetros . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

5.3. Validación del simulador y análisis de funcionamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

5.3.1. Resultados de las simulaciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

5.3.2. Análisis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

5.4. Prueba de operación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

5.4.1. Diseño de la prueba . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

5.4.2. Análisis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52

5.4.3. Simulación del proceso . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

6. Conclusiones 55

A. Detalle de mediciones 57

A.1. Carga reactores independientes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

A.2. Flujos opuestos a reactores acoplados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

B. Detalle de simulaciones 67

Agradecimientos 75

Índice de �guras

1.1. Isoterma típica de hidruración de una AFH [6]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3

1.2. Diagrama de clasi�cación de hidruros [6]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

1.3. Tipos de hidruros [6]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

1.4. Las diferentes etapas del modelo de núcleo decreciente [5]. . . . . . . . . . . . . . . . 5

1.5. Modelo de hidruración - deshidruración de núcleo decreciente. . . . . . . . . . . . . . 7

1.6. Recipiente destruido por expansión volumétrica del hidruro [10]. . . . . . . . . . . . . 8

1.7. Concepto de un puri�cador de hidrógeno a base de AFH. . . . . . . . . . . . . . . . . 9

1.8. Esquema conceptual de la propuesta en la planta FAE. . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

2.1. Esquema de las etapas de un proceso doble de compresión-puri�cación utilizando una

AFH. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

2.2. Esquema de las etapas de un proceso de puri�cación isotérmica utilizando una AFH. 12

2.3. Diseño conceptual del puri�cador. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

2.4. Ciclo de puri�cación. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

2.5. Sección de un reactor y reacomodamiento en la hidruración. . . . . . . . . . . . . . . 14

3.1. Subsistemas del prototipo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

3.2. Piping del prototipo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

3.3. Disposición real de los componentes del prototipo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

3.4. Alimentación eléctrica del prototipo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

3.5. Conexiones de la placa de adquisición. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

3.6. Isotermas medidas para el LaNi5 comercial utilizado en este trabajo. . . . . . . . . . 20

3.7. Diagrama de Van't Ho� del LaNi5 utilizado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

3.8. Decrepitación de la AFH utilizada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

3.9. Efecto del ciclado en la capacidad de carga del material. . . . . . . . . . . . . . . . . 21

3.10. Efecto de las impurezas del gas en la velocidad de carga del material de trabajo. . . . 22

3.11. Calibración de cero en los sensores de presión. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

3.12. Calibración de volúmenes, descompresión de reactor 2 + volumen intermedio hacia

reactor 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25


reactor 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25


reactor 2 - volumen de referencia. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

3.15. Calibración de la medición de temperatura del reactor 1. . . . . . . . . . . . . . . . . 26

3.16. Calibración de la medición de temperatura del reactor 2. . . . . . . . . . . . . . . . . 27

3.17. Procedimiento de calibración del controlador de �ujo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

3.18. Resultado calibración del controlador de �ujo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

vii

viii Índice de �guras

3.19. Expansiones de carga y descarga al reactor 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

3.20. Expansiones de carga y descarga al reactor 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

3.21. Presión y temperatura durante la activación a �ujo constante de 50 sccm. . . . . . . . 30

3.22. Presión y temperatura luego de la activación a �ujo constante de 50 sccm . . . . . . . 30

4.1. Modelo general que resuelve el simulador. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

4.2. Diagrama de bloques de la resolución de una celda. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

4.3. Diagrama de bloques de la resolución del sistema. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

4.4. Adaptación de sistema de ecuaciones diferenciales. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

4.5. Punto de vista del usuario. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

5.1. Esquema de la medición de cargas a reactores acoplados. . . . . . . . . . . . . . . . . 40

5.2. Esquema del �ujo térmico en la medición de carga con los reactores acoplados. . . . . 40

5.3. Presión y temperatura durante carga a 50 sccm a reactor acoplado térmicamente. . . 41

5.4. Esquema de los reactores en el modelo de cáscaras cilíndricas coaxiales. . . . . . . . . 41

5.5. Esquema común a ambos modelos de simulación propuestos. . . . . . . . . . . . . . . 42

5.6. Ajuste de impedancia de �ltro de entrada en el reactor 1. . . . . . . . . . . . . . . . . 43

5.7. Ajuste de impedancia de �ltro de entrada en el reactor 2. . . . . . . . . . . . . . . . . 43

5.8. Comparación de simulación con y sin factores de corrección en las ecuaciones de la AFH. 44

5.9. Resultados de los ajustes de parámetros térmicos utilizados sobre medición de carga a

reactores acoplados con el modelo de masa concentrada. . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

5.10. Resultados de los ajustes de parámetros térmicos utilizados sobre medición de carga a

reactores acoplados con el modelo de cáscaras cilíndricas coaxiales. . . . . . . . . . . . 45

5.11. Esquema de la medición de cargas a reactores independientes. . . . . . . . . . . . . . 46

5.12. Hidrógeno ingresado y temperatura máxima en función del �ujo. . . . . . . . . . . . . 47

5.13. Comparación entre valores medidos y simulados de Hidrógeno total ingresado y tempe-

ratura máxima en función del �ujo para la medición de carga a reactores independientes

según el modelo de masa concentrada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

5.14. Comparación entre valores medidos y simulados de Hidrógeno total ingresado y tempe-

ratura máxima en función del �ujo para la medición de carga a reactores independientes

según el modelo de cáscaras cilíndricas coaxiales. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

5.15. Presión y temperatura durante carga a 50 sccm a un reactor. . . . . . . . . . . . . . . 50

5.16. Presión y temperatura durante carga a 2000 sccm a un reactor. . . . . . . . . . . . . 50

5.17. Composición de las diferentes cáscaras del lecho en función del tiempo para un �ujo de

150 sccm y otro de 2000 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

5.18. Evolución temporal de la presión según los diferentes modelos para un �ujo de 2000 sccm. 51

5.19. Esquema de la medición de reactores acoplados con �ujos opuestos. . . . . . . . . . . 52

5.20. Hidrógeno ingresado y temperaturas extremas del último ciclo en función del �ujo. . . 52

5.21. Evolución del hidrógeno total ingresado y temperaturas extremas en función del ciclo,

�ujo de 1000 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

5.22. Comparación entre valores medidos y simulados de Hidrógeno total ingresado y tem-

peratura máxima en función del �ujo para la medición de �ujos opuestos a reactores

acoplados según el modelo de masa concentrada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

5.23. Comparación entre valores medidos y simulados de Hidrógeno total ingresado y tem-

peratura máxima en función del �ujo para la medición de �ujos opuestos a reactores

acoplados según el modelo de cáscaras cilíndricas coaxiales. . . . . . . . . . . . . . . . 54

A.1. Presión y temperatura durante carga a 50 sccm a un reactor. . . . . . . . . . . . . . . 57

Índice de �guras ix

A.2. Presión y temperatura durante carga a 150 sccm a un reactor. . . . . . . . . . . . . . 58

A.3. Presión y temperatura durante carga a 500 sccm a un reactor. . . . . . . . . . . . . . 58

A.4. Presión y temperatura durante carga a 1000 sccm a un reactor. . . . . . . . . . . . . 58



A.7. Presión y temperatura durante del último ciclo con �ujos opuestos de 100 sccm. . . . 60



A.10.Presión y temperatura durante del último ciclo con �ujos opuestos de 1000 sccm. . . 61



A.13.Evolución del hidrógeno total ingresado y temperaturas extremas en función del ciclo,

�ujo de 100 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63


�ujo de 500 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63


�ujo de 750 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64


�ujo de 1000 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64


�ujo de 1500 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65


�ujo de 2000 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

B.1. Comparación medición-simulación (masa concentrada) de presión y temperatura du-

rante carga a 50 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67






rante carga a 1000 sccm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68





B.7. Comparación medición-simulación (cáscaras coaxiales) de presión y temperatura du-






B.10.Comparación medición-simulación (cáscaras coaxiales) de presión y temperatura du-




x Índice de �guras



Resumen

El hidrógeno es un gas ampliamente utilizado en la industria, por ejemplo en tratamientos super-

�ciales en metales. En muchos de estos casos se descarta el hidrógeno remanente de los procesos por

la presencia de impurezas. Con el objetivo de reutilizar este gas, se diseñó y desarrolló una alternativa

basada en Aleaciones Formadoras de Hidruros (AFH) que permite puri�car hidrógeno en un proceso

continuo (en �ujo).

En este trabajo se fabricó, puso en marcha y probó el prototipo de dicho dispositivo. Los obje-

tivos del trabajo son: demostrar la factibilidad del concepto de diseño del dispositivo, identi�car las

di�cultades asociadas a sus procesos de construcción y operación, evaluar los modelos teóricos de

comportamiento y utilizarlo como banco de pruebas para escenarios de operación.

En paralelo con la construcción del prototipo, se desarrolló un sistema informático que permite

simular el funcionamiento del dispositivo en base a los modelos de comportamiento físico-químico

y térmico. Este simulador fue diseñado con la capacidad de ser adaptado fácilmente a diferentes

esquemas de funcionamiento del dispositivo y a diferentes formas de modelado. El objetivo del mismo

es validar los modelos teóricos contra mediciones realizadas con el prototipo. Con estos resultados es

posible mejorar la capacidad de predicción del modelo, lo cual puede redundar en mejoras del diseño.

Con las pruebas realizadas se ajustaron los parámetros relevantes del simulador y luego se pusieron

a prueba los modelos de comportamiento propuestos. Se encontró que en los casos en que se contaba

con información su�ciente de las condiciones de contorno, fue posible predecir el comportamiento del

sistema de manera certera. Finalmente, con la última prueba, se demostró la capacidad operativa del

prototipo.

Como resultado de este trabajo se tiene un prototipo en funcionamiento y un simulador validado

por mediciones.

Palabras clave: ALEACIONES FORMADORAS DE HIDRUROS, PURIFICACIÓN DE HIDRÓ-

GENO, INSTITUTO BALSEIRO

xi

Abstract

Hydrogen is a gas widely used in industry, for example for metal surface treatments. In many cases,

the remaining hydrogen is discarded due to the presence of impurities. In order to reuse this gas,

an alternative based on Hydride Forming Materials was designed and developed. The design allows

hydrogen puri�cation in a continuous process (in �ow).

In this work, a prototype for such a device was manufactured and tested. The objectives for this

work were: to demonstrate the feasibility of the design concept, to identify the di�culties associated

with its construction and operation, to evaluate theoretical models of behavior and to use it as a test

bench for operation scenarios.

In parallel with the construction of the prototype, a computer system that simulates the operation

of the device based on the models of physico-chemical and thermal behavior was developed. This

simulator can be adapted to di�erent device operation schemes and di�erent modeling strategies. Its

objective is to validate the theoretical models against measurements performed with the prototype so

that it can expand our design capabilities.

With the tests performed with the prototype, we adjusted the relevant parameters for the simulator

and then validated its capabilities. It was found that when there was su�cient information about the

boundary conditions, it was possible to accurately predict the behavior of the system. Finally, with

the last test, we demonstrated the operability of the prototype.

As a result of this work we have a working prototype and a simulator that is validated by mea-

surements.

Keywords: HYDRIDE FORMING ALLOYS, HYDROGEN PURIFICATION, BALSEIRO INSTI-

TUTE

xiii

Capítulo 1

Introducción

1.1. Propósito del proyecto

1.1.1. Potencial productivo

El hidrógeno es un gas ampliamente consumido en la industria, El consumo global se estima

en unos 500 mil millones de metros cúbicos estándar por año. Con un valor de aproximadamente

0, 1 US$ por m3, el mercado mundial de generación de hidrógeno está en el orden de 50 mil millones

de dolares [12]. Casi 90% del mismo se da en el re�namiento de crudo de petróleo y en la remoción de

contaminantes tales como azufre de los combustibles. Otro uso importante se da en la producción de

amonio, que consume aproximadamente el 6% de producción global. El resto del consumo se realiza

en la producción de semiconductores y vidrio, tratamiento de metales e hidrogenación de alimentos;

entre otros.

Se espera un aumento del consumo a corto plazo, principalmente por mayores demandas ecológicas

en la calidad de los combustibles. A largo plazo, existe la posibilidad de un aumento mucho más

importante. Esto se debe principalmente al esfuerzo global por reducir la emisión de gases invernadero

reemplazando el uso de combustibles fósiles por otras tecnologías. Una de ellas consiste en utilizar

al hidrógeno como vector de energía, es decir para almacenar la energía en forma química y luego

consumirla en el vehículo, como actualmente se realiza con la gasolina. Actualmente existen diversas

di�cultades técnicas [7], sin embargo aún se considera a la tecnología híbrida de baterías y celdas de

combustible de hidrógeno como la más probable a ser utilizada en las próximas décadas.

Dentro de muchas de las aplicaciones industriales, el hidrógeno no es consumido en su totalidad.

Sin embargo, el gas se inutiliza por la incorporación de impurezas que impiden su recirculación en

el proceso, por lo que es venteado luego del primer uso. En estos casos, la puri�cación para reuso

generaría un ahorro importante de insumos.

1.1.2. Métodos de puri�cación de hidrógeno

En la actualidad existen diversas tecnologías para separar hidrógeno de otros componentes. A

continuación se hará un repaso general de ellas.

Adsorción por presión oscilante Esta tecnología (conocida como PSA por sus siglas en inglés,

Pressure Swing Adsorption) es la más utilizada en la actualidad. Funciona adsorbiendo las

impurezas en lechos especí�camente diseñados. Cuando estos lechos quedan saturados, se procede

a bajar la presión y ventear el gas restante (de aquí, presión oscilante). Dado que cada lecho

es especí�co para un tipo de impureza determinado, se requiere información precisa del gas a

1

2 Introducción

puri�car, para elegir los materiales adsorbentes adecuados. La adsorción de los gases se asocia

a su volatilidad y polaridad, moléculas polares y poco volátiles se adsorben fácilmente mientras

que el hidrógeno (no polar y volátil) atraviesa los lechos. Esta tecnología genera hidrógeno con

pureza de 99.999% y rendimientos de recuperación de hasta 90%, pero tiene la desventaja de

un elevado costo inicial por su complejidad y especi�cidad, y un elevado consumo energético.

Esto hace que esta tecnología se utilice para caudales elevados.

Destilación criogénica Este proceso consiste en licuar la mezcla de gases. Por la diferencia de tem-

peratura de licuefacción, los distintos componentes condensan a sus respectivas temperaturas,

lo cual puede aprovecharse para separarlos. La principal desventaja del método es que se debe

llegar a las temperaturas de licuefacción de los diferentes gases, usualmente criogénicas, por lo

que el gasto energético suele ser elevado.

Membranas en base Pd Las membranas son estructuras de dimensiones mucho mayores al espesor,

a través del cual, con una fuerza impulsora, se induce una transferencia de masa. El hidrógeno

es elevadamente soluble en paladio metálico en un amplio rango de temperaturas [4]. Ante una

diferencia de presión de hidrógeno entre las caras de la membrana, el hidrógeno es selectivamente

absorbido por el metal en una de las caras, difunde por el material y luego es liberado del otro

lado. Esta tecnología obtiene niveles de pureza mayores al 99.9999% y recuperaciones de hasta

el 99%. No obstante el paladio sufre una serie di�cultades relacionadas con la fragilización y

degradación del material que se utiliza a temperaturas y presiones elevadas. Estas di�cultades

pueden ser mitigadas aleando al material con otros metales tales como Cu, Ni, Fe, Pt, Ag, Y y

Au. En el presente, la tecnología está en desarrollo.

Aleaciones formadoras de hidruros Se aprovecha la selectividad de la reacción de materiales ca-

paces de absorber hidrógeno formando fases hidruro. Esta es la tecnología en que se basa el

desarrollo de este trabajo. A continuación, se detallan las propiedades de estas aleaciones que

permiten comprender como funciona esta tecnología.

1.2. Aleaciones Formadoras de Hidruros

1.2.1. Comportamiento básico

Las aleaciones formadoras de hidruros (AFH) son compuestos que presentan la siguiente reacción

reversible con hidrógeno:

M +x

2H2 ↔MHx (1.1)

La dirección de esta reacción depende de las condiciones de presión, composición y temperatura. La

forma más simple de visualizar la relación entre estas variables es �jando la temperatura, y observando

la dependencia entre las otras dos variables.

La �gura 1.1 muestra la dependencia típica entre la composición y la presión de equilibrio (presión

a la cual ocurre la reacción). Cuando la presión parcial de hidrógeno es superior a la de equilibrio,

se formará hidruro, es decir, la aleación absorberá hidrógeno. En el caso opuesto, es decir, la presión

parcial de hidrógeno en el medio es inferior a la de equilibrio, el estado de equilibrio será el material

en fase metálica con, a lo sumo, hidrógeno en solución.

Esta dependencia se mide experimentalmente, y se la conoce como isoterma-presión-composición

(PCT). Para medirla experimentalmente se comienza con la aleación en estado puro y, manteniendo la

temperatura constante, se agrega un �ujo de hidrógeno mientras se mide la presión en forma continua.

1.2 Aleaciones Formadoras de Hidruros 3

A partir del caudal de hidrógeno incorporado al sistema y el volumen libre, se puede calcular cuanto

hidrógeno fue absorbido por la aleación. El �ujo debe ser lo su�cientemente bajo para que el material

se mantenga en equilibrio con la fase gaseosa y no se observen situaciones de no-equilibrio.

Figura 1.1: Isoterma típica de hidruración de una AFH [6].

De la isoterma, además, se pueden obtener tres datos característicos sobre el proceso: la pendiente

de plateau, la histéresis y la capacidad de hidrógeno reversible.

Finalmente, para caracterizar completamente el equilibrio entre el material y el hidrógeno, es nece-

sario caracterizar la dependencia con la temperatura. Por simplicidad experimental, se suelen realizar

varias isotermas a diferentes temperaturas y registrar una presión media de plateau. La ecuación de

van't Ho� describe muy bien la relación entre la temperatura y la presión de plateau:

lnP

P0=

∆H

RT− ∆S

R(1.2)

∆H es el cambio de entalpía de la reacción, ∆S el cambio de entropía, P0 una presión de referencia

(normalmente 1 bar) y R la constante de los gases. Según la aleación utilizada, se tendrán diferentes

valores de ∆H y ∆S.

Al gra�car diferentes presiones de plateau en función de sus respectivas temperaturas se obtiene un

grá�co de van't Ho�. Usualmente, en las ordenadas se gra�can logaritmos de la presión y en las abscisas

inversas de la temperatura, lo cual permite representar la dependencia de la presión de equilibrio con

la temperatura en forma de recta. Con este grá�co se simpli�ca enormemente la comparación de

diferentes AFH, para encontrar la más adecuada según la situación.

4 Introducción

1.2.2. Variedad de materiales

El hidrógeno es un elemento altamente reactivo, por lo que forma miles de hidruros de metales y

de aleaciones. En la �gura 1.2 se muestra su clasi�cación.

Además de existir una amplia cantidad de AFH, la variabilidad de sus propiedades es grande. Las

aleaciones formadoras de hidruros suelen caracterizarse por su contenido de elementos a�nes al hidró-

geno (usualmente denominados �tipo A�) y de elementos de desestabilizadores de hidruros (llamados

elementos �tipo B�). Así se caracterizan varias familias de AFH como AB, AB2, A2B, etc (ver dia-

grama de la �gura 1.2). Una familia especialmente versátil es la de los AB5. En este caso, el elemento

A es un lantánido (número atómico 57-71), La, Ce, Pr o una mezcla de varios lantánidos llamada

�mischmetal� (Mm). El elemento tipo B es usualmente Ni aunque puede reemplazarse parcialmente

con diversos elementos sustituciones, cómo el Co, Al,Mn, Fe, Cu, Sn, Si para ajustar las propiedades

de la aleación.

Figura 1.2: Diagrama de clasi�cación de hidruros [6].

La �gura 1.3 es un grá�co de van't Ho� de diferentes compuestos dentro de esta familia. El

rectángulo corresponde a un rango de temperaturas de 0◦C a 100◦C y un rango de presiones de 1 a

10 atm. Como se puede ver en esta �gura, la familia de aleaciones AB5 resulta ser muy versátil para

temperaturas y presiones convencionales, por lo que, para los �nes prácticos, resultan muy útiles. De

aquí en adelante, se la considerará la familia de AFH en uso.

Esta versatilidad da la posibilidad de adaptar diseños de componentes que utilicen AFH a diferentes

condiciones.


Figura 1.3: Tipos de hidruros [6].

1.2.3. Modelo de reacción entre hidrógeno y AFH

Figura 1.4: Las diferentes etapas del modelo de núcleo decreciente [5].

El proceso de absorción de hidrógeno en una aleación AB5 puede interpretarse en términos del

modelo de núcleo decreciente [1], según las siguientes etapas:

i La molécula de hidrógeno se transporta en fase gaseosa hasta la super�cie de la partícula interme-

tálica.

ii La molécula de hidrógeno es adsorbida físicamente en la super�cie de la partícula.

iii La molécula de hidrógeno se disocia y sus átomos son adsorbidos químicamente en la super�cie.

6 Introducción

iv Los átomos de hidrógeno penetran la super�cie de la partícula.

v Los átomos de hidrógeno difunden a través del hidruro hasta la interfaz (teórica) de hidru-

ro/aleación.

vi Luego difunden dentro por la fase metálica (solución sólida).

vii Cuando se llega a una concentración su�ciente de hidrógeno en la fase metálica, se forma más

hidruro.

La capacidad del material para almacenar hidrógeno en solución sólida es mucho menor a la proporción

de hidrógeno que puede almacenarse en el hidruro. La �gura 1.4 muestra esquemáticamente estos pasos.

Durante el proceso de deshidruración, el material hidrurado más cercano a la super�cie externa

se descompone en aleación (con algo de hidrógeno en solución sólida) e hidrógeno gaseoso. A medida

que el proceso avanza, el hidrógeno difunde por la fase metálica hasta la super�cie, donde luego es

liberado.

Con este modelo, se pueden explicar los siguientes comportamientos de estas aleaciones:

En la isoterma de hidruración, a composiciones bajas, la presión de equilibrio tiene una pendiente

pronunciada. Esto se debe a que los procesos físicos relevantes son la adsorción de hidrógeno en

la super�cie y su incorporación al material en solución sólida, ya que la presión es insu�ciente

para crear un �ujo neto positivo de moléculas que pasen a las siguientes etapas.

En el plateau existe una pendiente. Esto se debe a que al aumentar la composición del hidruro,

los átomos de hidrógeno deben difundir a través de más material.

La presión de equilibro tiene un ciclo de histéresis. Esto se explica de la siguiente manera: cuando

se hidrura, la interfaz aleación/hidruro se mueve de afuera hacia adentro, con la fase hidrurada del

lado exterior; cuando se deshidrura, interfaz aleación/hidruro también se mueve de afuera hacia

adentro, pero esta vez con la fase hidrurada del lado interior. Esto tiene la consecuencia adicional

que tanto la presión de equilibrio como la cinética de la reacción no sólo están afectados por la

presión, temperatura y composición, sino además por la estructura interna, que está dictaminada

por las hidruraciones/deshidruraciones anteriores. En la �gura 1.5 se muestran una hidruración

comenzando con la aleación pura y una deshidruración, comenzando con la partícula sin que

haya sido completamente hidrurada.


Figura 1.5: Modelo de hidruración - deshidruración de núcleo decreciente.

1.2.4. Di�cultades

Estos materiales poseen una serie de propiedades que deben tomarse en consideración en los diseños

de sus aplicaciones. Los desafíos principales que presentan los materiales de la familia AB5 son los

siguientes:

Degradación del material Al ciclar estos materiales en presión de hidrógeno, ocurren dos tipos de

degradación que disminuyen la utilidad del material. Hay una degradación intrínseca relaciona-

da con la formación de hidruros estables que reducen la cantidad de hidrógeno que puede ser

almacenado de forma reversible, ya que requieren condiciones más extremas para deshidrurar.

Luego, existe una degradación extrínseca que está relacionada con la adsorción de contaminan-

tes en la super�cie de las partículas. Estos contaminantes super�ciales impiden la adsorción

de hidrógeno, disminuyendo fuertemente la cinética de la hidruración. Un caso especialmente

problemático para los sistemas AB5 es el monóxido de carbono que disminuye notablemente la

cinética de reacción del material en unas pocas decenas de ciclos. [2]

Baja conductividad térmica En general, estos materiales presentan conductividades térmicas muy

bajas, del orden de 0, 5Wm−1K−1. Esto se combina con dos propiedades importantes: la entalpía

de reacción que está en el orden de 30 KJmol−1H2, y la sensibilidad de la presión de equilibrio con

la temperatura. El efecto �nal es que si no se diseña adecuadamente al reactor, la temperatura

del material llega rápidamente a la de equilibrio, por lo que la reacción prácticamente se detiene.

Expansión volumétrica La fase hidrurada y la aleación pura tienen una diferencia de densidad del

orden del 20%. Esto tiene un efecto positivo muy importante que es la decrepitación del material:

en los primeros ciclos de uso del material, este cambio de densidad hace que se fracturen las

partículas formando otras más pequeñas, lo que aumenta la super�cie de reacción. Sin embargo,

si no se toman las medidas de diseño adecuadas, el material puede destruir a su recipiente, como

muestra la �gura 1.6.

Di�cultad para conocer el estado de carga La presión de equilibrio y la cinética de la reacción

no sólo dependen de la temperatura y la composición, sino también de los estados de carga

8 Introducción

anteriores. Esto hace que si no se miden precisamente todos los �ujos (de entrada y salida) de

hidrógeno, sea muy difícil estimar el estado de carga actual del material.

Manipulación del material Debido a la decrepitación del material y la alta super�cie fresca que

se forma, en dicho proceso, el material adquiere una fuerte tendencia a oxidarse en contacto

con el aire, liberando grandes cantidades de calor en poco tiempo. Esto obliga a manipular el

material (una vez decrepitado) en atmósferas controladas libres de agentes reactivos, como cajas

de guantes con atmósfera inerte. Sin embargo, el hecho que el material pueda contener hidrógeno

disuelto puede ser un problema en estas cámaras ya que podría afectar a otras muestras.

Activación del material Para que el material sea utilizable, se requiere una preparación previa que

consiste en romper el óxido super�cial para que las diferentes etapas de la hidruración puedan

llevarse a cabo.

A éstas hay que sumarle las di�cultades adicionales que resultan de trabajar con hidrógeno, ya que es

sumamente volátil, explosivo, y fragiliza a muchos metales.

Figura 1.6: Recipiente destruido por expansión volumétrica del hidruro [10].

1.2.5. Utilidades de las AFH

Por lo visto en la sección 1.2, las AFH de la familia AB5 tienen la capacidad de hidrurarse reversi-

blemente según las condiciones de presión y temperatura. Esta propiedad les da una serie de posibles

usos, de los cuales algunos serán descriptos a continuación:

Almacenador Al hidrurarse, estas aleaciones absorben grandes cantidades de hidrógeno por unidad

de volumen y lo hacen a presiones relativamente bajas. Considerando posibles formas de alma-

cenamiento de hidrógeno, esto los hace mucho más seguros y compactos que los tanques a alta

presión. En términos de energía almacenada por unidad de volumen también son muy competi-

tivos, no tanto así por unidad de masa dado que la masa de hidrógeno en el hidruro representa

alrededor de 1% de la masa total.

Compresor Dado que la presión de equilibrio depende de la temperatura, variando esta segunda

se puede construir un sistema que absorbe hidrógeno a baja temperatura y presión y luego,

al aumentar la temperatura del hidruro, éste libera el hidrógeno a una presión mayor. Estos

compresores, a pesar de no tener un rendimiento energético alto (10% - 20%), tienen una serie

de ventajas. Una de ellas es no poseer partes móviles y, por la tanto, no requerir lubricantes

que pueden agregar impurezas en el gas, lo cual es especialmente importante para las celdas de

combustible, donde la limpieza del gas es fundamental. Otra ventaja es la robustez y el hecho

que pueden funcionar además como un puri�cador del gas, como muestra la referencia [8].


Actuador La expansión volumétrica al hidrurarse puede ser aprovechada para generar presiones

mucho más altas que con gas comprimido solo, y sin necesidad de sellos so�sticados. El cambio

de estado puede ser realizado alterando la presión del gas o cambiando la temperatura de la

aleación.

Puri�cador La reacción de hidruración es muy selectiva con el hidrógeno, es decir, sólo absorbe

hidrógeno. Esto abre la posibilidad a un dispositivo que ingrese una mezcla de gases a un reactor

con una AFH, que el hidrógeno sea absorbido, el gas restante sea venteado y luego se desorba

el hidrógeno mucho más puro. Esta aplicación es la que se desarrolla en este trabajo.

1.2.6. Puri�cador de hidrógeno a base de AFH

La puri�cación de hidrógeno con una AFH tiene tres pasos:

Absorción La mezcla de gas entra al compartimento donde se encuentra la AFH. Dadas las condi-

ciones de presión y temperatura favorables, parte del hidrógeno será absorbido por el material.

Venteo El gas libre es retirado del compartimento en un proceso rápido de manera que el material

desorba la mínima cantidad de hidrógeno posible. En esta etapa se retiran las impurezas del gas.

Desorción El hidrógeno presente en la AFH es desorbido y reciclado o almacenado para su posterior

uso.

En la �gura 1.7 se esquematiza un puri�cador conceptual, el cual contiene una entrada del gas

mezclado y dos salidas: una para la salida de la etapa de venteo (rico en impurezas), y otra para la

desorción (gas puri�cado).

Figura 1.7: Concepto de un puri�cador de hidrógeno a base de AFH. La entrada tiene el gas a puri�car ycorresponde a la etapa de absorción. Una salida se utiliza durante el venteo y contiene principalmente impurezas.La otra salida es para la etapa de desorción y contiene el hidrógeno puri�cado.

1.2.7. Antecedentes

Existen antecedentes respecto al uso industrial de AFH para puri�cación de hidrógeno, en parti-

cular el departamento de ciencia e ingeniería de la universidad de Zhejiang reportó dos casos. En 1996

se construyeron contenedores móviles que utilizan a la AFH para almacenar, puri�car y comprimir el

hidrógeno [9]. Luego, en 2005 construyeron un compresor puri�cador de hidrógeno a base de AFH [8].

En dichos trabajos se muestra el mérito económico de estas tecnologías; sin embargo, no hay más in-

formación publicada al respecto. Es por esta combinación de mérito económico y falta de información

adicional que se realiza este trabajo exploratorio sobre esta tecnología.

10 Introducción

1.3. El proyecto

1.3.1. Caso de referencia

La empresa Fabricación de Aleaciones Especiales SA (FAE) en la cual la CNEA tiene participación

del 32%, tiene un proceso en donde utiliza hidrógeno de alta pureza. Sin embargo, sólo una fracción

del hidrógeno es consumido por el proceso y el resto es venteado. Siendo el hidrógeno un importante

insumo en el proceso, existe la posibilidad de reciclar el hidrógeno venteado por una puri�cación del

mismo. Debido a que este proceso funciona en continuo, al sistema propuesto se lo llama puri�cación

en �ujo.

Proceso

Provisión

Proceso

Provisión

Provisión

Venteo

Puri cación

Venteo

Actual Propuesta

Figura 1.8: Esquema conceptual de la propuesta en la planta FAE.

1.3.2. Objetivos

En este contexto, se decidió desarrollar un puri�cador de hidrógeno a base de aleaciones formadoras

de hidruros para la planta de FAE como caso de referencia. Dentro del grupo se ha estado trabajando

con AFH desde el año 1996, por lo tanto, tiene extensa experiencia en el uso de hidrógeno y estos

materiales. Además, se ha estado trabajando sobre este proyecto desde el año 2013, por lo que, al

comenzar este trabajo integrador, ya se contaba con un elevado grado de avance, especialmente en la

parte conceptual y en la caracterización de materiales. El punto que faltaba para �nalizar el desarrollo

era la construcción y prueba de un prototipo que pudiera probar las capacidades del diseño. Dicho

prototipo ya estaba diseñado y en proceso de compra de los componentes.

El objetivo general de este trabajo fue el de generar un aporte al proyecto, en colaboración con

otros miembros del grupo. Los objetivos particulares fueron los siguientes:

Prototipo Colaborar en la construcción y puesta en marcha del prototipo.

Simulador Desarrollar un simulador que permita interpretar de manera más completa el funciona-

miento del prototipo.

Análisis del funcionamiento Realizar mediciones con el prototipo y con su análisis, obtener infor-

mación que mejore el diseño del puri�cador para la planta.

Capítulo 2

Diseño Conceptual

2.1. Requerimientos

De la planta de FAE se conocen los siguientes datos de operación:

Se utiliza hidrógeno de alta pureza que, luego del proceso, es liberado con un contenido de

impurezas menor al 10%.

El �ujo de gas está entre 8 m3h−1 y 25 m3h−1.

Las impurezas incorporadas son principalmente humedad, CO, CO2 y N2.

La presión de entrada del proceso es de 1, 2 bar.

La presión de salida del proceso es de 1, 1 bar.

2.2. Análisis de funcionamiento

Existen diversas maneras de lograr el proceso de puri�cación en las condiciones dadas. Una opción

es controlar la temperatura de la AFH y realizar un proceso doble comprimiendo y puri�cando el gas.

Para lograr esto, en la etapa de absorción se establece la temperatura del material de forma tal que la

presión de equilibrio se encuentre por debajo de la presión de salida del proceso (1, 1 bar), se ventean

las impurezas, y luego se calienta la AFH para que libere el hidrógeno a una presión superior a la de

entrada del proceso (1, 2 bar). Para este diseño, teniendo en cuenta los requerimientos de planta, una

AFH adecuada sería el LaNi5−xSnx. En este grupo de aleaciones, el agregado de Sn en reemplazo

parcial de Ni produce un descenso en la presión de equilibrio. De esta manera, se pueden obtener

AFH con presiones de equilibrio por debajo de la presión atmosférica normal a temperatura ambiente

[1]. La �gura 2.1 muestra un esquema de ese proceso en un diagrama de Van't Ho� en donde se puede

visualizar la fase de equilibrio para cada paso del proceso.

Otra opción es que al gas de salida del proceso se lo comprima mecánicamente a una presión

superior a la de equilibrio. De esta forma, la AFH absorbe el hidrógeno, luego se ventean las impurezas,

y �nalmente se desorbe al hidrógeno a una presión superior a la de entrada del proceso. Para este

diseño, se identi�có como AFH adecuada al LaNi5. La �gura 2.2 muestra este proceso en un diagrama

de Van't Ho�.

Esta segunda opción tiene la ventaja de que no se necesita de un control �no de la temperatura,

lo cual simpli�ca considerablemente la implementación. Si bien requiere un componente mecánico

adicional, se trata de un compresor comercial de diafragma. Debido a esta simplicidad, se optó por

desarrollar el prototipo en base a esta segunda opción con LaNi5 como AFH.

11

12 Diseño Conceptual

Figura 2.1: Esquema de las etapas de un proceso doble de compresión-puri�cación utilizando una AFH, re-presentado en un diagrama de van't Ho�. 1 - Salida del proceso y absorción, 2 - venteo, 3 - calentamiento, 4 -desorción y entrada del proceso.

Figura 2.2: Esquema de las etapas de un proceso de puri�cación isotérmica utilizando una AFH, representadoen un diagrama de van't Ho�. 1 - Salida del proceso y entrada del compresor mecánico, 2 - salida del compresormecánico y absorción, 3 - venteo, 4 - desorción y entrada del proceso.

2.3. Diseño propuesto

En la subsección 1.2.6 se discutió que la puri�cación de hidrógeno con AFH consiste en tres pasos:

absorber el hidrógeno, ventear las impurezas y liberar el hidrógeno puri�cado. Una particularidad del

proyecto abordado es que se tiene un �ujo considerable por un tiempo inde�nido, por lo que conviene

puri�car continuamente y no por lote. Para poder hacer esto, se propuso un esquema de dos reactores,

de forma que cuando uno de ellos está absorbiendo el gas que se utilizó en el proceso, el otro desorbe

el hidrógeno puri�cado, y viceversa. La �gura 2.3 muestra el diseño conceptual del puri�cador y la

2.3 Diseño propuesto 13

�gura 2.4 las etapas del funcionamiento.

Figura 2.3: Diseño conceptual del puri�cador.

Figura 2.4: Ciclo de puri�cación. Durante la etapa 1, el reactor inferior (RI) desorbe hidrógeno puri�cado, yel reactor superior (RS) absorbe gas contaminado. En la etapa 2, el RI entra en etapa de absorción, mientras seventean los gases no absorbidos (contaminantes) en el RS. En la etapa 3, �nalizado el venteo, el RS comienzala etapa de desorción, el RI sigue absorbiendo. En la etapa 4, se ventean las impurezas del RI, mientras el RScomienza su etapa de absorción. El proceso continúa de manera cíclica retornando tras este punto a la etapa 1.

Como se puede ver, el esquema de funcionamiento es relativamente simple. El principal desafío está

en superar las di�cultades descriptas en la subsección 1.2.4. A continuación se describe la propuesta

de solución.

Activación del material El tratamiento adecuado para facilitar la activación consiste en tratar

super�cialmente al material con ácido �uorhídrico. Esto reduce ampliamente las condiciones de

presión y temperatura necesarias para la activación de la AFH, reduciendo los requerimientos

mecánicos de los reactores.

Degradación intínseca Este efecto es reversible, pero la recuperación del material requiere con-

diciones de temperatura y vacío dinámico más exigentes que las que se alcanzan durante el

funcionamiento usual. El proceso de recuperación podría efectuarse de dos maneras. Una es

directamente en la planta, por lo que se tendrían que elegir componentes que soporten las tem-

peraturas de recuperación y prever una forma de elevar la temperatura de la AFH. La otra

es retirando los reactores de la planta para ser llevados a un laboratorio donde se efectúe la

recuperación. En el caso de un prototipo este punto no es muy importante ya que el número

de ciclos que resiste el material es bastante alto (en el orden de 3000 ciclos completos), y en el

laboratorio se tiene mucha mayor �exibilidad para efectuar diferentes acciones.

14 Diseño Conceptual

Degradación extrínseca Una de las maneras más simples de reducir el impacto de las impurezas

en el gas es �uorando la super�cie de la aleación [10]. Como fue mencionado, esto también sirve

para facilitar la activación del material. Sin embargo, este procedimiento se realiza antes de que

se decrepite el material, por lo tanto, una gran parte de la super�cie queda expuesta sin haber

recibido tratamiento. Si las impurezas fuesen muy reactivas para la AFH, habría que realizar

la �uoración dos veces (una para la activación y otra luego de la decrepitación), o combinar el

puri�cador en base de AFH con una etapa previa de PSA para detener los gases más nocivos

para la aleación.

Baja conductividad térmica A este problema se lo enfrenta de dos formas en simultáneo. Una es

agregando algún material de mayor conductividad térmica, como el Cu, entre las partículas del

hidruro dentro del reactor. La otra es eligiendo la forma del reactor que tenga una relación de

super�cie/volumen e�ciente. Para optimizar este factor de diseño es útil tener una simulación

validada. Esto permite analizar distintos escenarios posibles, sin tener que fabricarlos.

Calor generado Dado que mientras un reactor absorbe, el otro desorbe, el calor total generado por

uno es prácticamente igual al requerido por el otro. Por lo tanto, la forma que se optó para

mantener las temperaturas estables fue conectando térmicamente los reactores.

Expansión volumétrica Este efecto se mitiga directamente con la forma física del reactor. Para

empezar debe haber una super�cie libre hacia donde se pueda expandir el material. Esto de

por sí es insu�ciente si el recipiente es esbelto y alto ya que, por un lado, las partículas más

pequeñas van a caer a los sectores más bajos, compactándose en estas zonas y ampli�cando

el efecto de la expansión, y por otro, el rozamiento interno y contra las paredes hará que las

partículas no se reacomoden lo su�ciente durante la expansión, y entonces generen sobrepresiones

contra las paredes. Para favorecer el reacomodamiento, se diseña con fondos de recipiente curvos,

relaciones de altura/ancho bajas y super�cies libres amplias. En nuestro caso, se optaron por

recipientes cilíndricos dispuestos horizontalmente, ya que, por experiencias previas, funcionan

bien. La �gura 2.5 muestra el reacomodamiento en una sección del reactor.

Figura 2.5: Sección de un reactor y reacomodamiento en la hidruración.

Incerteza en el estado de carga Este efecto cobra importancia cuando se requiere esta informa-

ción, por ejemplo, para almacenamiento de hidrógeno. En nuestro caso, dicha información no

2.3 Diseño propuesto 15

es requerida durante el funcionamiento del equipo, sin embargo, es útil para la caracterización

del sistema durante el desarrollo. Para resolver este problema, se recurren a cargas y descargas

completas que permiten extraer información sobre la cantidad de hidrógeno que se tenía absor-

bido. Además, se realizan simulaciones que pueden ser comparadas con datos experimentales

para inferir el estado de carga y además veri�car el modelo teórico utilizado.

Capítulo 3

Prototipo

Para la generación y veri�cación de modelos de comportamiento de las AFH en procesos de puri�-

cación y para la evaluación y prueba de escenarios posibles, se decidió construir un prototipo a escala

de laboratorio donde medir los parámetros físicos relevantes. El diseño tiene como objetivos no sólo

permitir la evaluación del concepto de puri�cación por medio de AFH, sino proveer una herramienta

�exible que permita probar diferentes con�guraciones, poner a prueba los modelos teóricos, encontrar

cuellos de botella y de�nir la escala de operación para avanzar hacia un producto de�nitivo.

3.1. Características

3.1.1. Diseño

El prototipo es un objeto en el que ingresa hidrógeno con impurezas y salen por un lado las impu-

rezas con algo de hidrógeno y por otro hidrógeno puri�cado. A este objeto se lo puede descomponer

en tres sistemas: las conexiones (lo que en la jerga se denomina �piping�) compuesto por el arreglo de

conductos y transductores que controlan y miden el proceso, la alimentación eléctrica que permite que

todos los transductores y sensores funcionen y el sistema de medición y control, que conecta los senso-

res y transductores a un ordenador. La Figura 3.1 muestra un esquema que ilustra esta descomposición

en subsistemas.

Alimentacióneléctrica

Medición ycontrol

PipingHidrógeno+

impurezas

Hidrógenopurificado

Hidrógeno+

impurezas

Figura 3.1: Subsistemas del prototipo.

17

18 Prototipo

Piping

La Figura 3.2 muestra una disposición esquemática del piping del prototipo.

Figura 3.2: Piping del prototipo. El elemento F es un sensor/controlador de �ujo, los elementos T son sensoresde temperatura y los elementos P son sensores de presión.

La Figura 3.3 muestra la disposición real de los componentes de piping del prototipo.

Figura 3.3: Disposición real de los componentes del prototipo. Los elementos M son válvulas manuales, los Vson válvulas actuadas por solenoides y los elementos R son los reactores que contienen AFH.

Alimentación eléctrica

La alimentación se compone de dos fuentes de 24 V . Inicialmente, se consideró que una serviría para

los transductores y la otra para los sensores, de manera que un consumo elevado de algún transductor

no afectase la señal del sensor. La Figura 3.4 muestra la manera en que se habían conectado inicialmente

3.1 Características 19

los componentes. Sin embargo, debido a un problema de interferencia de masa, hubo que cambiar de

fuente a uno de los conversores de señal de termocupla.

Figura 3.4: Alimentación eléctrica del prototipo. Los componentes marcados como OR# son relés de estadosólido y los CT# son conversores de señal de termocuplas.

Control y medición

El sistema de control y medición se compone por los transductores y sensores, algunos adaptadores

de señal intermedios, una placa de adquisición y un ordenador con un software. Este arreglo permite

gran �exibilidad para realizar diferentes procesos y pruebas, obteniendo las mediciones en formato

digital que puede ser analizado con mayor facilidad. La Figura 3.5 muestra las conexiones de la placa

de adquisición.

Figura 3.5: Conexiones de la placa de adquisición. AI son las entradas analógicas, DO las salidas digitales yAO la salida analógica de la placa de adquisición.

3.1.2. Componentes utilizados

Válvulas solenoides

Las válvulas solenoides sirven para controlar el sistema desde una computadora y automatizar

el proceso de prueba del prototipo. Las válvulas solenoides utilizadas fueron marca ASCO modelo

SU8262.

20 Prototipo

Válvulas manuales

Estas válvulas son requeridas durante la construcción o modi�cación del aparato, la veri�cación de

pérdidas y para aumentar la seguridad por redundancia cuando el equipo está apagado. Las válvulas

utilizadas fueron marca ABAC modelo SS.

Sensores de presión

Estos sensores son necesarios para tomar las decisiones de control del equipo. Los sensores de

presión utilizados fueron marca Swagelok modelo S.

Controlador de �ujo

El componente utilizado para la entrada fue un controlador másico de �ujo marca Brooks, modelo

4800, de 2 litros estándar por minuto de caudal máximo de hidrógeno e incerteza del 1% respecto al

fondo de escala. Además, se contó con otro componente igual pero de 10 litros estándar por minuto

que fue utilizado para controlar el �ujo de salida en uno de los experimentos.

3.1.3. Aleación formadora de hidruros utilizada

Para realizar el trabajo de puri�cación, hemos seleccionado una AFH comercial (LaNi5). A con-

tinuación se detallan los parámetros obtenidos previamente respecto al LaNi5 comercial utilizado.

Cambio de entalpía por absorción: ∆Ha = (31, 8± 0, 2) kJmol−1.

Cambio de entropía por absorción: ∆Sa = (112, 0± 0, 5) JK−1mol−1.

Cambio de entalpía por desorción: ∆Hd = (32, 70± 0, 05) kJmol−1.

Cambio de entropía por desorción: ∆Sd = (113, 0± 0, 2) JK−1mol−1.

Figura 3.6: Isotermas medidas para el LaNi5 comercial utilizado en este trabajo.

El material utilizado muestra un comportamiento estándar para el LaNi5. Su presión de equilibrio

a temperatura ambiente en absorción se encuentra alrededor de los 3, 5 bar, y la desorción en 2, 5 bar

(Figura 3.6). La capacidad reversible de absorción de hidrógeno es de , aproximadamente, un 1, 1 %.

3.1 Características 21

Figura 3.7: Diagrama de Van't Ho� del LaNi5 utilizado.

Figura 3.8: Decrepitación de la AFH utilizada: a - luego de 3 ciclos, b - luego de 1000 ciclos. Fotos obtenidascon microscopía electrónica de barrido (SEM).

Figura 3.9: Efecto del ciclado en la capacidad de carga del material. a - carga, b - descarga.

Los valores de entalpía y entropía de reacción que se presentan al comienzo de la sección fueron

calculados a partir del diagrama de van't Ho� presentado en la Figura 3.7. Si bien el material se

entrega en forma de granalla gruesa, tras unos pocos ciclos se veri�ca el proceso de decrepitación

22 Prototipo

Figura 3.10: Efecto de las impurezas en la velocidad de carga del material de trabajo. a - 100 ppm, b - 10 ppmde CO.

(Figura 3.8a). Con el correr de los ciclos de carga y descarga de hidrógeno, el tamaño de las partículas

se estabiliza en alrededor de 1 µ (Figura 3.8b). Este hecho obliga a la inclusión de �ltros en el diseño

del prototipo. El ciclado también produce efectos sobre la capacidad de reacción del material (Figura

3.9), lo cual se debe tomar en cuenta para programar pasos de recuperación periódicos. Finalmente,

la Figura 3.10 presenta el efecto de CO sobre la cinética de reacción y la capacidad de absorción del

material. Una discusión mas detallada puede encontrarse en la referencia [5].

3.2. Proceso de construcción

3.2.1. Fabricación

Los reactores fueron diseñados y fabricados por el sector técnico en base a los parámetros calculados

para temperaturas y presiones de trabajo, y la cantidad de AFH necesaria. Se partió de un tubo de

cobre de 1 pulgada de diámetro externo, 2 mm de pared y se le soldó con plata (brazing) una tapa de

un lado y una brida del otro. La elección del material se justi�ca por la alta conductividad térmica y

la resistencia a la fragilización por hidrógeno a bajas temperaturas. La brida contiene un �ltro para

evitar el transporte de la AFH hacia afuera del reactor, una entrada para el sensor de temperatura,

una salida para conectar al resto de la tubería, un O-ring para el sello y una rosca para facilitar el

desmontaje. Los reactores pueden operarse por separado, o puede establecerse una conexión térmica

ente ellos, mediante un conjunto de �ejes de cobre.

Por otra parte, se cortaron y doblaron todos los tubos necesarios para conectar los componentes,

luego se presentaron todas las conexiones y se veri�có que fueran compatibles. Finalmente, se ensambló

al equipo.

3.2.2. Prueba de estanqueidad

Debido a los riesgos asociados con la explosividad del gas utilizado, hidrógeno, es fundamental

veri�car que no existen fugas en el equipo. Para ello se realizan dos procedimientos: prueba por vacío

y detección de hidrógeno. En el primero, se genera vacío dentro del sistema y se veri�ca que no suba

la presión con el tiempo. Cerrando las válvulas se puede sectorizar al sistema y encontrar dónde se

produjo la fuga en caso de detectarse pérdidas. Cuando se detecta que entró aire, se vacía nuevamente

al sistema (para no mezclar aire con hidrógeno), se llena de hidrógeno al equipo y con un detector de

gases combustibles con alarma sonora, se van recorriendo todas las juntas.

3.2 Proceso de construcción 23

3.2.3. Calibraciones

Para veri�car el correcto funcionamiento y caracterizar al equipamiento de medición, se calibraron

los sensores de temperatura, el controlador de �ujo, los volúmenes y se corrigió el cero de los sensores

de presión. Todas estas calibraciones se realizaron antes de agregar la AFH ya que ésta enmascara

algunas mediciones por las reacciones con el gas y además imposibilita la apertura del reactor por su

reacción con el oxígeno, lo cual entorpece modi�caciones que puedan ser requeridas.

Calibración de los sensores de presión

Dado que los sensores de presión utilizados tienen una precisión más alta que los elementos de

calibración disponibles, se los utilizó directamente. Sin embargo, cuando el sistema estaba en vacío, se

registraba una presión medida (menor a la incerteza). Para que los dos sensores reportaran una presión

de cero estando en vacío, se realizó una corrección para anular estos valores. La Figura 3.11 muestra

los valores medidos para cada reactor cuando se estaba en vacío. La corrección se obtuvo a partir

de estos valores. En esta Figura se observa la magnitud de la corrección así como las �uctuaciones

en la medida. Variaciones de 0, 01 kPa como las observadas constituyen valores aceptables, ya que

representan 0, 01 % de una medición típica.

0 20 40 60 80 100 120 140-0.52

-0.5

-0.48

-0.46

-0.44

-0.42

Medición

Presión

medida

[KPa]

P1P2

Figura 3.11: Calibración de cero en los sensores de presión.

24 Prototipo

Calibración de volúmenes

Para caracterizar correctamente al sistema, es necesario conocer el volumen libre que hay en cada

uno de los sectores. En este caso, los sectores de interés son los dos reactores y el volumen intermedio

entre la entrada y las válvulas de entrada de los reactores. Esto se debe a que cuando se está cargando

hidrógeno, parte del �ujo de entrada es absorbido por la AFH y parte queda libre, aumentando la

presión. Si se conoce el volumen libre y la presión, se puede calcular aproximadamente cuánto gas

libre hay, y si se conoce el �ujo de entrada, cuánto fue absorbido. Variaciones de temperatura debidas

a la reacción introducen incerteza en el cálculo.

Para calcular el volumen libre se podría medir con un calibre diferentes aspectos de la geometría,

pero dada la complejidad que esto tiene, resultaría impreciso. Una metodología aceptada para estos

procesos es la realización de expansiones. Consiste en presurizar diferentes sectores del sistema, como

al reactor 1 y al volumen intermedio, y vaciar a otro, en este caso, el reactor 2. Luego, se abre la

válvula correspondiente y se mide la presión de equilibrio. Utilizando la ecuación de estado de gases

ideales, con la relación entre las presiones iniciales y la �nal, se puede obtener la relación entre los

volúmenes. Luego, se agrega un volumen conocido en uno de los sectores y se repite el procedimiento.

Con el volumen conocido y las relaciones, se pueden obtener los volúmenes de cada uno de los sectores.

Matemáticamente, esto se describe de la siguiente manera. Se parte de dos supuestos: la ecuación

de gases ideales y la conservación de la masa.

PV = nRT (3.1)

Donde P es la presión, V el volumen, n el número de moles, R la constante de gases ideales y T la

temperatura.

n1(t0) + n2(t0) = n1(t1) + n2(t1) (3.2)

Donde n1 y n2 son el número de moles en cada sector evaluados en diferentes tiempos.

Despejando el número de moles en la primera ecuación y sustituyendo en la segunda, y operando

sobre ello, se obtiene la relación entre volúmenes.

P1(t0)V1RT1(t0)

+P2(t0)V2RT2(t0)

=P1(t1)V1RT1(t1)

+P2(t1)V2RT2(t1)

V1

(P1(t1)

T1(t1)− P1(t0)

T1(t0)

)= V2

(P2(t1)

T2(t1)− P2(t0)

T2(t0)

)V1V2

=

P2(t1)T2(t1)

− P2(t0)T2(t0)

P1(t0)T1(t0)

− P1(t1)T1(t1)

Dado que se obtiene la relación de volúmenes de dos sectores, y se desea conocer tres, se requiere

una ecuación más para cerrar al sistema, y esta se obtiene realizando otra descompresión, pero con

los volúmenes intercambiados para que las ecuaciones sean linealmente independientes. Por lo tanto,

se realizan en total tres descompresiones, dos para conocer las relaciones entre los volúmenes internos

y otra con el volumen de referencia. Dado que la temperatura se mantuvo constante en todas las

mediciones, se puede cancelar de ambos lados de la ecuación.

Los volúmenes obtenidos fueron los siguientes:

Volumen de referencia: (16, 39± 0, 02)cm3

Volumen reactor 1: (96± 3)cm3

Volumen reactor 2: (127± 4)cm3


0 100 200 300 4000

100

200

300

400

500

600

P1(t

1)−P1(t

0)[KPa]

0 100 200 300 400-6

-4

-2

0

2

4

6

P2(t0)− P2(t1)[KPa]

Error

regresión

[KPa]

Figura 3.12: Calibración de volúmenes, descompresión de reactor 2 + volumen intermedio hacia reactor 1.

100 200 300 400 5000

100

200

300

400

500

P2(t

1)−P2(t

0)

100 200 300 400 500-6

-4

-2

0

2

4

6

P1(t0)− P1(t1)

Error

regresión

[KPa]

Figura 3.13: Calibración de volúmenes, descompresión de reactor 1 + volumen intermedio hacia reactor 2.

Volumen intermedio: (14, 0± 0, 5)cm3

26 Prototipo

100 200 300 400 5000

100

200

300

400

500

P2(t

1)−P2(t

0)

100 200 300 400 500-6

-4

-2

0

2

4

6

P1(t0)− P1(t1)

Error

regresión

[KPa]

Figura 3.14: Calibración de volúmenes, descompresión de reactor 1 + volumen intermedio hacia reactor 2 -volumen de referencia.

Calibración de los sensores de temperatura

Para calibrar el sistema de medición de temperatura se utilizó un calibrador de bloque seco marca

Ametek modelo Jofra serie ETC. Con este equipo se �ja una temperatura determinada con resolución

y precisión de 0, 1◦C y se toma la medición. A partir de las discrepancias entre la temperatura

determinada y la medida, se pueden realizar correcciones que mejoren la medición. La ventaja de este

método es que se efectúa la corrección sobre el sistema de medición completo, desde el instrumento,

por los conversores de señal, por los controladores, el software, hasta el número reportado.

40 60 80 10020

40

60

80

100

Tem

peraturamedida

[◦C

]

40 60 80 100-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

Temperatura calibrador [◦C]

Error

regresiónlin

eal

[◦C

]

Figura 3.15: Calibración de la medición de temperatura del reactor 1.


40 60 80 10030

40

50

60

70

80

90

100

Tem

peraturamedida

[◦C

]

40 60 80 100-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

Temperatura calibrador [◦C]

Error

regresiónlin

eal

[◦C

]

Figura 3.16: Calibración de la medición de temperatura del reactor 2.

Calibración del controlador de �ujo

Para calibrar el controlador de �ujo, se establecieron distintos �ujos y se midió el aumento de

presión en el sistema. Con los volúmenes medidos anteriormente, se pudo determinar cuál había sido

el �ujo real.

1000 1500 2000 2500 3000 3500 40000

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

1000 1500 2000 2500 3000 3500 40000

1

2

3

4

5

6

Tiempo [s]

Flujo

[sccm

]

Figura 3.17: Procedimiento de calibración del controlador de �ujo.

28 Prototipo

0 1 2 3 4 5-500

0

500

1000

1500

2000

Flujo

[sccm

]

0 1 2 3 4 5-30

-20

-10

0

10

20

30

40

Señal [V ]

Error

regresiónlin

eal

[sccm

]

Figura 3.18: Resultado calibración del controlador de �ujo.

Impedancia al �ujo de los �ltros

Se realizaron cuatro expansiones, dos por cada reactor, una de carga y la otra de descarga, para

revisar el comportamiento de los �ltros. Las expansiones de carga consistieron en los siguientes pasos

en cada reactor: se vació el reactor, luego se cerró la válvula manual del reactor, se llenó el volumen

entre las válvulas solenoides y la manual, y �nalmente, al abrir rápidamente la válvula manual, se

midió la presión en función del tiempo. Para las expansiones de descarga el procedimiento fue similar.

Primero, se llenó el reactor, luego se cerró la válvula manual, se vació el volumen restante, y luego se

abrió rápidamente la válvula manual para caracterizar la expansión.

0 1 2 3 40

200

400

600

800

1000

Tiempo [s]

Presión

[KPa]

0 1 2 3 4 50

50

100

150

200

Tiempo [s]

Presión

[KPa]

Figura 3.19: Expansiones de carga y descarga al reactor 1.

Si bien se realizaron análisis de estos datos crudos, los mejores resultados se obtuvieron ajustando

parámetros del simulador, como será visto en la subsección 5.2 de los resultados.


0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5400

500

600

700

800

900

1000

Tiempo [s]

Presión

[KPa]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

50

100

150

200

250

Tiempo [s]

Presión

[KPa]

Figura 3.20: Expansiones de carga y descarga al reactor 2.

3.2.4. Preparación del material

Una vez que obtenida la AFH de trabajo, se colocó dentro de los reactores junto con hilos de

cobre para mejorar la conductividad térmica en el volumen de hidruro. En el reactor 1 se colocaron

(23, 9±0, 1)g de cobre y (150, 0±0, 1)g de LaNi5. En el reactor 2 se colocaron (30, 6±0, 1)g de cobre

y (150, 0± 0, 1)g de LaNi5.

3.2.5. Activación

Con el prototipo constructivamente listo, se prosiguió a activar el material. Este procedimiento se

realizó �jando un �ujo de 50 sccm y dejando las válvulas de entrada de ambos reactores abiertas.

En la Figura 3.21 se pueden ver la presión y temperatura del reactor 1 durante la activación del

material. A modo de comparación, en la Figura 3.22 se puede observar una carga similar (50 sccm

al reactor 1 únicamente), pero luego de algunos ciclos. Como se puede ver, a pesar que aumentó la

temperatura (tanto del reactor como la del ambiente) y el �ujo es dirigido hacia un solo reactor, la

presión de plateau bajó de alrededor de 600 kPa a 300 kPa.

30 Prototipo

5 10 15 200

200

400

600

800

1000Presión

[KPa]

P

5 10 15 2020

22

24

26

28

30

Tiempo [h]

Tem

peratura

[◦C

]

Tr

Text

Figura 3.21: Presión y temperatura durante la activación a �ujo constante de 50 sccm. P es la presión medidaen el reactor 1, Tr es la temperatura medida en el reactor 1 y Text es la temperatura exterior. La temperatura yla presión del reactor 2 no muestran diferencias apreciables respecto a las del reactor 1.

2 4 6 80

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

P

2 4 6 822

24

26

28

30

32

Tiempo [h]

Tem

peratura

[◦C

]

Tr

Text

Figura 3.22: Presión y temperatura luego de la activación a �ujo constante de 50 sccm de hidrógeno puro. P esla presión medida en el reactor 1, Tr es la temperatura medida en el reactor 1 y Text es la temperatura exterior.

Capítulo 4

Simulador

4.1. Descripción general

El objetivo principal de la construcción de un prototipo es la demostración del principio de fun-

cionamiento bajo el cual fue diseñado, la identi�cación de di�cultades asociadas a la construcción y

operación que aparecen en la implementación y que resulte un banco de prueba para escenarios, de

operación y evaluación de modelos de comportamiento cinético y térmico. Para esto último es que se ha

desarrollado en el marco de este trabajo un sistema informático que permita simular el funcionamiento

del prototipo ante escenarios determinados y en base a modelos de comportamientos.

Sintéticamente, el simulador resuelve el funcionamiento resultante a partir del comportamiento de

volúmenes de control que tienen propiedades internas, que interactúan entre sí y con el entorno. El

usuario puede de�nir tantos volúmenes como le sea útil. En la �gura 4.1 se puede observar un esquema

general.

Figura 4.1: Modelo general que resuelve el simulador.

Dentro de cada volumen se tienen materiales sólidos, que quedan �jos al volumen, y gases, que se

pueden transportar. Las propiedades internas consideradas son la temperatura, las presiones parciales

de los gases, las masas de los sólidos y el volumen.

Las interacciones (internas y con el entorno) consideradas son el transporte de calor y de ma-

31

32 Simulador

sa. Las interacciones con el entorno se separan porque se supone que el entorno tiene propiedades

predeterminadas, y por lo tanto, no requieren ser simuladas.

Como lenguaje de programación se eligió �octave� ya que se pueden obtener programas funcionales

rápidamente, es adecuado para operaciones matriciales y tiene prestaciones aceptables [11]. La facilidad

de programación permite re�nar el sistema con rapidez. Está abierta la posibilidad de migrar el

programa a un lenguaje con mejores prestaciones (como C++) o con una interfaz grá�ca (como

Visual).

4.2. Funcionamiento

Para comprender el funcionamiento de este simulador, conviene empezar por el núcleo del progra-

ma, la resolución de una celda, e ir construyendo hacia afuera hasta llegar a la interfaz del usuario.

4.2.1. Celda

A cada celda se la puede entender como un objeto1 con una serie de propiedades y de variables, que

en función de ellas y de las interacciones con el resto del sistema, exhibe variaciones. Las propiedades

del objeto son aquellos datos que se mantienen durante la simulación, como por ejemplo qué gases

están presentes en el sistema (completo) y qué sólidos hay dentro de la celda. Las variables, pueden

cambiar con el transcurso del tiempo y son la temperatura, las presiones parciales, las masas, el

volumen de la celda y los �ujos másicos y térmicos con el entorno.

Las ecuaciones que se resuelven en la celda se pueden agrupar en dos grandes grupos: reacciones

químicas y termodinámica. Las reacciones químicas van a establecer cambios en la entalpía y en las

masas de los sólidos y gases. Estos cambios junto con las interacciones externas son puestos en las

ecuaciones termodinámicas que dan como resultado las derivadas temporales de la temperatura, las

presiones, las masas y el volumen.

Figura 4.2: Diagrama de bloques de la resolución de una celda. T es la temperatura de la celda, T es su derivada

temporal, ~P son las presiones parciales de los diferentes gases dentro de la celda, ~P sus derivadas, ~M las masas

de los sólidos, ~M sus derivadas, V el volumen total de la celda, V su derivada, ~f el �ujo másico neto de los gaseshacia la celda y q el �ujo térmico neto hacia la celda. ~freac y qreac son los �ujos másicos y térmicos generadospor las reacciones de los sólidos.

1no en el sentido de programación orientada a objetos

4.2 Funcionamiento 33

Este componente está implementado en una función que toma como entrada las propiedades y

parámetros de la celda, itera sobre las reacciones de los sólidos y da a la salida las derivadas temporales

de las variables de interés.

4.2.2. Sistema

Para resolver las interacciones entre las celdas y suministrar los datos de entrada necesarios para

cada celda, se creó una rutina de resolución de sistema. En esta instancia, se toman como entrada los

parámetros y las variables del sistema (temperaturas, presiones, etc.) y se lee un archivo creado por

el usuario con los datos de con�guración (matrices de interacción y condiciones de contorno). Luego,

se resuelven las interacciones térmicas y másicas, y con esta información, se itera sobre cada celda

suministrando sus datos de entrada y recolectando sus salidas. Finalmente, se construye la salida que

está compuesta por:

~T Vector de derivadas temporales de las temperaturas, donde cada elemento corresponde a una celda.

¯P Matriz de derivadas de las presiones, cada columna corresponde a una celda y cada �la a un

determinado gas.

¯M Matriz2 de derivadas de las masas.

~V Vector de derivadas de los volúmenes, cada elemento corresponde a una celda.

En la �gura 4.3 se muestra una representación grá�ca de esta instancia.

Figura 4.3: Diagrama de bloques de la resolución del sistema. ~T son las temperaturas de las celdas, P las

presiones parciales de los gases en cada celda, M las masas, ~V los volúmenes, ~q los �ujos térmicos, f los �ujosmásicos, AU son los coe�cientes de transferencia térmica (multiplicadas por las áreas) entre cada celda y AK sonlas conductividades másicas.

4.2.3. Adaptación de ecuaciones diferenciales

Como se está resolviendo un sistema de ecuaciones diferenciales, ya existen rutinas optimizadas

para dicha tarea. Por lo tanto, en este trabajo se buscó aprovechar estas herramientas existentes para

cumplir el objetivo de manera e�ciente.

2Está implementado en un �Cell Array� ya que el número de sólidos puede ser diferente en cada celda.

34 Simulador

Una de estas librerías es �lsode� que resuelve sistemas de ecuaciones diferenciales parciales que

tienen la siguiente forma:

~X = f( ~X, t) (4.1)

Como fue visto anteriormente, la rutina de resolución del sistema tiene una forma diferente ya que

sus variables están agrupadas en temperaturas, presiones, masas y volúmenes, y que además toma a la

entrada otros parámetros. Para subsanar esta diferencia, se realiza una adaptación que, por un lado,

construye una función temporal para guardar y suministrar los parámetros del sistema, y por otro,

que codi�ca y decodi�ca las variables vectoriales y matriciales a un único vector de variables.

Para cerrar al sistema, sólo faltan las condiciones iniciales, y éstas son provistas en una instancia

de inicialización.

Figura 4.4: Adaptación de sistema de ecuaciones diferenciales.

4.2.4. Interfaz

Un objetivo propuesto fue simpli�car la relación entre el usuario y el programa de simulación, pro-

moviendo el uso del tiempo en la de�nición al sistema. El usuario sólo escribe un archivo que establece

las condiciones iniciales y el diseño del sistema (disposición e interacciones de los volúmenes de con-

trol), ejecuta el programa y obtiene como resultado la evolución temporal de todas las temperaturas,

presiones parciales, masas y volúmenes de cada uno de los volúmenes de control.

La �gura 4.5 muestra la simulación vista desde el usuario.

4.3 Modelo matemático 35

Figura 4.5: Punto de vista del usuario.

4.3. Modelo matemático

4.3.1. Aleación formadora de hidruro

Las reacciones de las AFH modi�can tres parámetros relevantes en el sistema: las proporciones de

material hidrurado y no hidrurado, la cantidad de hidrógeno y el calor. Al primero se lo considera

directamente como una variación en las masas de las fases de la aleación, al segundo como un �ujo

másico de hidrógeno y al tercero como un �ujo térmico.

Para expresar las variaciones de las masas se utiliza una tasa de reacción de�nida como la cantidad

de moles de aleación que son hidrurados por unidad de tiempo. Expresada de esta manera, la tasa

es positiva en absorción y negativa en desorción. Utilizando esta de�nición, se puede ver que las

variaciones de las masas pueden ser calculadas de la siguiente manera,

dmMH

dt= r mmMH (4.2)

dmM

dt= −r mmM (4.3)

donde r es la tasa de reacción y mmMH y mmM son las masas molares de material hidrurado y no

hidrurado respectivamente [3].

De�nido positivo cuando se libera hidrógeno, el �ujo molar de hidrógeno queda dado por la siguiente

ecuación,

freac = −r fe (4.4)

donde fe es el factor estequiométrico, es decir, la cantidad de moles de hidrógeno gaseoso (H2) que

son absorbidos o desorbidos por cada mol de AFH.

Luego, el �ujo térmico está dado por la siguiente expresión,

qreac = −∆H freac (4.5)

donde ∆H es el calor especí�co de reacción. En el caso de absorción se utiliza el calor de hidruración

y en la desorción el de deshidruración, ya que di�eren.

36 Simulador

La tasa de reacción tanto en absorción como en desorción, depende de la cantidad de material

disponible para reaccionar, de la temperatura del lecho y de una función de la relación entre la

presión parcial de hidrógeno y la de equilibrio. Una manera generalmente aceptada para expresar esta

dependencia es separar la expresión en un producto de tres funciones: material presente, Arrhenius y

fuerza impulsora. Cabe destacar que como hay muchas constantes que di�eren según el caso, se calcula

una tasa de reacción para absorción y otra para desorción. La de absorción es sólo tenida en cuenta

cuando ésta es positiva y la de desorción únicamente cuando es negativa.

r = K Mp A F (4.6)

K es una constante (que di�ere en el caso de hidruración que del de deshidruración),Mp es el material

de reacción presente, A es la ecuación de Arrhenius y F es la fuerza impulsora.

En el caso de hidruración el material presente relevante es el material no hidrurado y en el de

deshidruración el material hidrurado. Según como esté de�nida la constante K, se puede expresar al

material presente en unidad molar o másica.

La ecuación de Arrhenius se puede expresar de la siguiente manera,

A(T ) = eEacRT (4.7)

Eac es la energía de activación y es diferente según se considere la absorción o la desorción.

Existen diversas maneras de evaluar la fuerza impulsora. En nuestro caso, se vio que la siguiente

relación con la presión de equilibrio reproduce bien las mediciones experimentales tanto en absorción

como en desorción.

Fa(P ) =P − Peqa

Peqa(4.8)

Fd(P ) =Peqd − PPeqd

(4.9)

Fa y Fd son las fuerzas impulsoras y Peqa y Peqd son las presiones de equilibrio durante absorción

y desorción respectivamente.

Las presiones de equilibrio se calculan utilizando la siguiente expresión, evaluando las constantes

según corresponda en cada caso (absorción/desorción).

Peq = P0e∆HRT −∆S

R +p(X−0,5) (4.10)

Las constantes que di�eren según la reacción son ∆H que es la entalpía especí�ca de reacción, ∆S

que es la entropía especí�ca de reacción y p que es la pendiente del plateau. Por otra parte, X es la

proporción de material hidrurado, P0 es una presión de referencia y R es la constante de gases ideales.

Como se puede observar, tanto la temperatura como la proporción de material hidrurado afectan la

presión de equilibrio, y por lo tanto tienen doble efecto sobre la tasa de reacción. La temperatura afecta

a través de la ecuación de Arrhenius y a través de la fuerza impulsora por la presión de equilibrio, y

la proporción de material hidrurado está relacionada con el material presente.

4.3.2. Termodinámica

La termodinámica del problema abarca la parte de la conservación de masa, de la primera ley de

la termodinámica y de la ecuación de gases ideales. La conservación de la masa puede ser expresada

4.3 Modelo matemático 37

de la siguiente manera,dn

dt= f + freac (4.11)

donde n es la cantidad de moles de un determinado gas, f es el �ujo molar por interacciones con

otros volúmenes de control, freac es el �ujo molar por reacciones químicas (en nuestro caso, sólo el

hidrógeno reacciona con las AFH).

La primera ley de la termodinámica o conservación de energía se puede expresar de la siguiente

manera,d(C T )

dt= q + qreac (4.12)

donde C es la capacidad calorí�ca, q el �ujo térmico por interacciones del sistema y qreac el �ujo

térmico por reacciones químicas.

Dado que la capacidad calorí�ca es diferente para el material hidrurado que no hidrurado, para

obtener la variación temporal de la temperatura, se separa el producto. El resultado es el siguiente,

dT

dt=q + qreac − dC

dt T

C(4.13)

Finalmente, derivando la ecuación de gases ideales en función del tiempo y separando los productos,

se obtiene la siguiente expresión,

dVldt

P + VldP

dt=dn

dtRT + nR

dT

dt(4.14)

donde Vl es el volumen libre. Dado que las densidades del material hidrurado y no hidrurado tienen una

diferencia de alrededor del 20%, el volumen libre puede tener variaciones importantes, dependiendo

de las proporciones de volumen total y volumen ocupado por la AFH. Si se despeja la derivada de P ,

se obtiene la siguiente expresión,

dP

dt=

dndtRT + nR dT

dt −dVl

dt P

Vl(4.15)

4.3.3. Interacciones

Las interacciones entre celdas se dividen en interacciones térmicas y transferencias másicas. En

ambos casos se de�ne una matriz de conductividades entre celdas. Para el caso de las interacciones

térmicas esta conductividad representa al coe�ciente global de transferencia de calor multiplicada

por el área de contacto, pero matemáticamente se puede ver directamente como la constante que

relaciona el �ujo térmico con la diferencia de temperaturas entre dos celdas. Análogamente, para

las transferencias másicas, la conductividad relaciona el �ujo molar con la diferencia de presiones.

Matemáticamente, el �ujo térmico neto de una celda (i) resulta ser el siguiente,

qi =∑j

¯AUij(Tj − Ti) (4.16)

AUij es la conductividad térmica entre las celdas i y j.

Análogamente, el �ujo molar neto para la celda i resulta,

fi =∑j

¯AKij(Pj − Pi) (4.17)

Cuando ocurre un �ujo de masa se podría considerar el calor transmitido por advección, sin

embargo el hecho que los calores involucrados en las reacciones de las AFH son órdenes de magnitud

38 Simulador

superiores, se decidió despreciar esta contribución.

4.3.4. Condiciones de contorno

Dentro del simulador se incluyeron cuatro tipos de condiciones de contorno: temperatura constante,

presión constante, �ujo térmico constante y �ujo molar constante. Las primeras dos condiciones se

calculan de manera análoga a las interacciones entre celdas (simplemente se evita simular una celda

adicional) y las últimas dos no requieren realizar muchas cuentas, ya que se obtienen los �ujos por

condiciones de contorno de manera prácticamente directa.

Capítulo 5

Resultados y discusión

Con el prototipo terminado, se realizaron diversas mediciones con las que se pudo realizar las

siguientes tareas:

Terminar de caracterizar físicamente al equipo

Ajustar parámetros del simulador

Validar al simulador y analizar el funcionamiento del equipo

Probar la operación del equipo

En cada una de las siguientes secciones se detallará cómo se realizó cada una de ellas.

5.1. Caracterización del equipo

Gran parte de la caracterización del equipo había sido realizada antes de �nalizar la construcción,

y fue detallada en la sección 3.2.3. Sin embargo, faltaban dos características fundamentales que resultó

más simple medirlas con el sistema en funcionamiento: las propiedades térmicas del lecho y la isoter-

ma real del material de trabajo. A continuación se explicará la medición de carga con los reactores

térmicamente acoplados que fue utilizada para obtener esta información faltante.

Carga a reactores acoplados

Esta medición consistió en cargar a un �ujo constante de 50 sccm un reactor, teniendo al otro

acoplado térmicamente y conectado a la bomba de vacío. En la �gura 5.1 se muestra un esquema de

esta medición.

39

40 Resultados y discusión

Figura 5.1: Esquema de la medición de cargas a reactores acoplados.

A partir de esta medición se pudo obtener un dato crucial para el modelado del equipo: la conduc-

tividad interna del lecho. Esto se debe a que, si el acople térmico es e�ciente, la temperatura medida

en el reactor vacío será cercana a la del recipiente del reactor en carga. Combinando este dato con la

temperatura medida en el reactor en carga y el �ujo de entrada, se tienen los tres datos necesarios

para caracterizar la conductividad: la temperatura en el centro del lecho, la temperatura en la pared

y el �ujo térmico. La �gura 5.2 muestra el per�l térmico representado con su análogo eléctrico, en

donde se puede ver que la temperatura medida en el lecho 2 debe se igual a la del recipiente 1.

Figura 5.2: Esquema del �ujo térmico en la medición de carga con los reactores acoplados. La línea rojarepresenta el �ujo térmico generado por la carga del reactor 1. Las resistencias son la inversa de la conductividad,Ri es la resistencia interna del lecho, Ra del acople y Re la del recipiente con el ambiente. Si Ra << Re, T2 esigual a la temperatura del recipiente 1.

Las mediciones de temperatura y presión en función del tiempo se pueden observar en la �gura

5.3.

5.2 Ajuste de parámetros del simulador 41

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000Presión

[KPa]

0 100 200 300 40017

18

19

20

21

22

23

Tiempo [m]

Reactor 1

Tc

Td

Tamb

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 100 200 300 40016

18

20

22

24

Tem

peratura

[◦C

]

Reactor 2

Tc

Tamb

Td

Figura 5.3: Presión y temperatura durante a �ujo constante de 50 sccm a un reactor acoplado térmicamentecon el otro. Tc es la temperatura del reactor en carga, Td la de del reactor en descarga y Tamb es la temperaturaambiente medida.

5.2. Ajuste de parámetros del simulador

5.2.1. Modelado del prototipo

Para validar al simulador, se buscó realizar mediciones y simulaciones de un mismo sistema. Para

modelar al prototipo se decidió realizar dos modelos, uno relativamente simple que, en caso de funcio-

nar, aceleraría el proceso de simulación, y otro más detallado que da un entendimiento más completo

del proceso térmico dentro del lecho. El primer modelo, considera la AFH como una única masa con

temperaturas y composiciones uniformes. En el siguiente modelo, se divide al lecho en cáscaras cilín-

dricas concéntricas ya que, dada la geometría del mismo, se espera una simetría de revolución. En la

�gura 5.4 se muestra la sectorización del volumen interno del reactor según este modelo.

Cáscara 1

Cáscara 2

Cáscara 3

Volumen libre

Figura 5.4: Esquema de los reactores en el modelo de cáscaras cilíndricas coaxiales.

En ambos casos, se armó un esquema como el que se muestra en la �gura 5.5 para modelar los

diferentes sectores del prototipo.


Figura 5.5: Esquema común a ambos modelos de simulación propuestos.

5.2.2. Ajuste de parámetros

Para poder simular estos modelos correctamente, se requieren las características físicas del proto-

tipo. A continuación se detalla cómo fueron obtenidos cada uno de estos datos.

Volúmenes

Los volúmenes de las celdas se determinaron utilizando la calibración de volúmenes de la subsec-

ción 3.2.3. Para separar los volúmenes de los pre-�ltros y de los reactores, se utilizaron mediciones

geométricas del recipiente ya que se trata de una forma geométrica simple.

Las celdas de los recipientes, al no contener gas, tienen volumen nulo para el simulador.

Impedancia

Como fue mencionado en la subsección 3.2.3, se realizaron cuatro expansiones para caracterizar la

impedancia de los �ltros de entrada. Sobre estas mediciones, se realizaron ajustes con el simulador.

Sus resultados se pueden observar en las �guras 5.6 y 5.7

Los parámetros obtenidos fueron diferentes para cada reactor y además se consideró si se trataba

de una carga o una descarga. No solo esto, sino también, en otros ajustes se vio que la impedancia cam-

biaba sensiblemente con el �ujo. Al no tener una caracterización exhaustiva de este comportamiento,

hubo que reajustar este parámetro en cada simulación.


0 1 2 3 40

200

400

600

800

1000

Tiempo [s]

Presión

[KPa]

0 1 2 3 4 50

50

100

150

200

Tiempo [s]

Presión

[KPa]

Figura 5.6: Ajuste de impedancia de �ltro de entrada en el reactor 1.

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5400

500

600

700

800

900

1000

Tiempo [s]

Presión

[KPa]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

50

100

150

200

250

Tiempo [s]

Presión

[KPa]

Figura 5.7: Ajuste de impedancia de �ltro de entrada en el reactor 2.

Corrección de isoterma

Hasta el momento, el modelo utilizado en el simulador corresponde al plateau de la curva PCT

del material. Para lograr simulaciones más precisas en la etapa inicial y �nal de la hidruración se

modi�caron las ecuaciones de fuerza impulsora agregando dos factores de corrección. Estos factores

de corrección fueron implementados de la siguiente manera:

Fa(P ) =P − Peqa ∗ fc1/fc2

Peqa/fc2(5.1)

Fd(P ) =Peqd ∗ fc1/fc2 − P

Peqd/fc2(5.2)

El factor fc1 se utilizó para corregir la presión de equilibrio a composiciones bajas (< 0, 1) y fc2 para

corregirla a composiciones altas (> 0, 9).

Para ambos factores de corrección se eligió la siguiente función debido a la simplicidad de mani-


pulación y características suaves que mejoran los tiempos de simulación.

fci = 0, 5 (tanh(Ci ∗ (X −Xi)) + 1) (5.3)

Aprovechando las mediciones realizadas en el reactor 1 se ajustaron los parámetros de esta función.

En la �gura 5.8 se puede observar una comparación para una simulación con y sin los factores de

corrección junto con los valores de presión medidos en el prototipo.

0 2 4 6 8 100

200

400

600

800

1000

Tiempo [h]

Presión

[KPa]

MedidoSin fcCon fc

Figura 5.8: Comparación de simulación con y sin factores de corrección en las ecuaciones de la AFH.

Masas de los sólidos

Por como fue ajustada la isoterma, la masa de LaNi5 en el reactor 1 es estrictamente 150 g. Sin

embargo, se vio en la medición anterior que el reactor 2 tardó menos en hidrurarse que el reactor 1.

Dado que el �ujo era lento, no hay razones para pensar que se trata de un efecto térmico, por lo que

se decidió ajustar la masa efectiva de LaNi5 en el reactor 2 a un valor de 141 g.

Interacciones térmicas

El ajuste de estos parámetros es crítico ya que el comportamiento del material es fuertemente

dependiente de la temperatura. Algunos de estos parámetros tienen además el inconveniente que los

cálculos analíticos conllevan una gran incerteza y que además su medición es di�cultosa.

El primer coe�ciente que se obtuvo fue el del acople térmico entre reactores. En el simulador,

este parámetro conecta las temperaturas de los recipientes en las simulaciones con el acople térmico

instalado. Utilizando las dimensiones del acople (6 placas de 30 × 1 mm2 de sección y 13 mm de

espaciado) y la conductividad térmica del cobre, se obtiene un coe�ciente de AU = (7 ± 2) W K−1.

A pesar de tener una incerteza relativa importante, el hecho que sea un coe�ciente alto implica que

este error tendrá un efecto reducido.

Los parámetros propios del prototipo restantes son el coe�ciente térmico entre el lecho y el reci-

piente (relacionado con la conductividad del lecho) y el del recipiente con el ambiente. Aprovechando

la caracterización realizada con la carga con los reactores térmicamente acoplados se pudo realizar el

ajuste de estos parámetros.


0 100 200 300 4000

1

2

3

4

5

Tiempo [m]

Reactor 1

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000Presión

[KPa]

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 100 200 300 400-1

0

1

2

3

4

5

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

Figura 5.9: Resultados de los ajustes de parámetros térmicos utilizados sobre medición de carga a reactoresacoplados con el modelo de masa concentrada.

0 100 200 300 4000

1

2

3

4

5

Tiempo [m]

Reactor 1

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 100 200 300 400-1

0

1

2

3

4

5

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

Figura 5.10: Resultados de los ajustes de parámetros térmicos utilizados sobre medición de carga a reactoresacoplados con el modelo de cáscaras cilíndricas coaxiales.

Por otra parte, se vio en la referencia [13] que con valores de temperatura típicos de las mediciones,

el número Nu para un cilindro horizontal tiene una dependencia con la raíz cuarta de la temperatura.

Dado que este parámetro está directamente relacionado con la relación entre �ujo térmico y diferencia

de temperatura, este comportamiento debió ser tomado en cuenta.

Un dato interesante que se obtuvo con este ajuste fue que el reactor 2, al que se le agregó más

cobre, tuvo una conductividad interna un 75 % superior.


5.3. Validación del simulador y análisis de funcionamiento

La serie de mediciones elegidas para realizar la validación del simulador fue una prueba que se

había realizado con el prototipo recién terminado, cuando aún no se había instalado el acople térmico.

El esquema de esta prueba es simple, se cargan ambos reactores por separado con un �ujo de entrada

controlado hasta que se llega a una presión límite. Se realizaron varias mediciones, cada una a un �ujo

de entrada diferente, aprovechando todo el rango del controlador de �ujo. La �gura 5.11 muestra un

esquema de la medición.

Figura 5.11: Esquema de la medición de cargas a reactores independientes.

Los resultados completos de esta medición se detallan en el apéndice A. Para compactar la in-

formación obtenida, se construyó un grá�co que muestra la cantidad total de hidrógeno ingresado

(calculado como la integral del �ujo por diferencial tiempo) y la temperatura máxima obtenida en

el lecho en función del �ujo de entrada. Estos dos parámetros resumen, por una parte, cuál fue el

aprovechamiento del material y, por la otra, cómo se comportó térmicamente el reactor. La �gura 5.12

es dicho grá�co, se escogió una escala logarítmica en las abscisas para esparcir los diferentes �ujos de

manera más clara.

5.3 Validación del simulador y análisis de funcionamiento 47

1e+2 1e+35

10

15

20

25

30

35

40

Flujo [sccm]

T−Tam

b[◦C

]

1e+2 1e+35

10

15

20

25Hidrógeno

totalingresado

[lt s

]

Reactor 2Reactor 1

Figura 5.12: Hidrógeno ingresado y temperatura máxima en función del �ujo.

5.3.1. Resultados de las simulaciones

Con los ajustes previamente realizados, se simuló el comportamiento del prototipo en las con-

diciones de la medición anterior. El único parámetro modi�cado durante la simulación fue el de la

impedancia del �ltro, ya que no se tiene una caracterización adecuada del mismo.

Para comparar rápidamente los resultados medidos con los simulados, se construyeron las �guras

5.13 y 5.14 en donde, nuevamente, se gra�can las temperaturas máximas y el hidrógeno ingresado en

función del �ujo.

Se puede observar que ambos modelos predicen correctamente la temperatura de lecho máxima,

especialmente el modelo de masa concentrada. Eso demuestra que los parámetros de transferencia

de calor fueron ajustados correctamente. Por otra parte, mirando las curvas de hidrógeno ingresado,

se puede ver que para �ujos elevados el modelo de masa concentrada genera una sobrestimación

importante. El modelo de las cáscaras cilíndricas, si bien también sobrestima, tiene un error mucho

menor. Esto indica que el lecho no tiene un comportamiento uniforme como presupone el modelo de

masa concentrada, especialmente a �ujos elevados.

Se puede decir que los modelos planteados fueron exitosos. El modelo de cáscaras cilíndricas obtuvo

valores muy cercanos a los medidos, especialmente si se considera la complejidad del proceso. Por otra

parte, el modelo más simple de masa concentrada obtiene valores correctos a �ujos bajos. Para �ujos

elevados, la predicción tuvo errores mayores pero describe cualitativamente la forma de la curva.

En el apéndice B está el detalle completo de los valores obtenidos para la presión y temperatura


1e+2 1e+30

10

20

30

40

50

Flujo [sccm]

T−Tam

b[◦C

]

1e+2 1e+35

10

15

20

25

Flujo

xtiem

po

[lt s

]

Medición R2Medición R1Simulación R2Simulación R1

Figura 5.13: Comparación entre valores medidos y simulados de Hidrógeno total ingresado y temperaturamáxima en función del �ujo para la medición de carga a reactores independientes según el modelo de masaconcentrada.

en función del tiempo.

5.3 Validación del simulador y análisis de funcionamiento 49

1e+2 1e+35

10

15

20

25

30

35

40

Flujo [sccm]

T−Tam

b[◦C

]

1e+2 1e+35

10

15

20

25

Flujo

xtiem

po

[lt s

]


Figura 5.14: Comparación entre valores medidos y simulados de Hidrógeno total ingresado y temperaturamáxima en función del �ujo para la medición de carga a reactores independientes según el modelo de cáscarascilíndricas coaxiales.

5.3.2. Análisis

En estas mediciones se detectaron dos comportamientos distinguibles, a �ujos bajos (lentos) el

hidrógeno total ingresado se mantiene prácticamente constante y la temperatura máxima crece con

el �ujo, mientras que a �ujos elevados (rápidos), la temperatura máxima se mantiene constante y el

hidrógeno total ingresado cae con el �ujo. Esto se lo puede ver de forma directa en la �gura 5.12.

En las curvas de presión y temperatura se puede observar que, a diferencia de las obtenidas a �ujos

rápidos, a �ujos lentos la temperatura se estabiliza en un cierto valor y se ve una curvatura positiva

hacia el �nal de la medición de presión. En la �gura 5.15 se pueden ver las presiones y temperaturas

medidas para un �ujo lento y en la 5.16 las correspondientes a un �ujo rápido.

Se puede inferir que en el primer caso, el factor limitante es la cantidad de AFH ya que el material

se hidrura completamente, la cantidad de hidrógeno que éste absorbe es siempre la misma, por lo que

la velocidad del �ujo tiene poco efecto en la cantidad total de hidrógeno ingresado.

En el segundo caso, el factor limitante es la transferencia de calor: el material no logra evacuar el

calor generado lo su�cientemente rápido, por lo que se eleva su temperatura y aumenta así la presión

de equilibrio. Dado que la presión de entrada está limitada, el proceso se detiene y deja de entrar

hidrógeno. El hecho de que la temperatura máxima esté alrededor de 63◦C apoya a esta idea ya que

la presión de equilibrio (para una composición de 50%) para esta temperatura es levemente menor

a la presión de corte. Además, hay un �ltro que aumenta la presión del lado del sensor y durante la


0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 100 200 300 40022

24

26

28

30

32

Tiempo [m]

Reactor 1

Tr

Tamb

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 100 200 300 40022

24

26

28

30

32

34

Tem

peratura

[◦C

]

Reactor 2

Tr

Tamb

Figura 5.15: Presión y temperatura durante a �ujo constante de 50 sccm a un reactor. Tr es la temperaturadel reactor y Tamb es la temperatura ambiente medida.

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.520

30

40

50

60

70

Tiempo [m]

Reactor 1

Tr

Tamb

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 320

30

40

50

60

70

Tem

peratura

[◦C

]

Reactor 2

Tr

Tamb

Figura 5.16: Presión y temperatura durante a �ujo constante de 2000 sccm a un reactor. Tr es la temperaturadel reactor y Tamb es la temperatura ambiente medida.

absorción la presión es superior a la de equilibrio.

Si se observa la evolución de las composiciones de las diferentes cáscaras obtenidas con el simulador

para el �ujo de 1000 sccm, se puede ver como los sectores más cercanos a la pared se hidruran más

rápido. Debido a que el lecho no se calienta uniformemente, se requiere menos calor para elevar la

temperatura en el centro del lecho que si todo el lecho debiera llegar a la misma temperatura. Este

doble efecto de calentamiento más rápido del centro del lecho y diferentes velocidades de hidruración

cambian la forma de la curva de presión. En este caso, dado que el mayor factor limitante es la

conductividad con la fuente fría (en este caso, el ambiente), las curvas de presión no muestran grandes

diferencias. En la �gura 5.17 se pueden ver las diferencias en las composiciones del lecho a un �ujo

rápido y a un �ujo lento.

En la �gura 5.18 se pueden ver las curvas de presión obtenidas con cada modelo a 2000 sccm.

Como se puede observar, no hay grandes diferencias en la forma de la curva pero sí en la pendiente.

5.4 Prueba de operación 51

0 50 100 150 2000

0.2

0.4

0.6

0.8

1

Tiempo [m]

Proporción

hidruro

150 sccm

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

Tiempo [min]

2000 sccm

Figura 5.17: Composición de las diferentes cáscaras del lecho en función del tiempo para un �ujo de 150 sccmy otro de 2000 sccm.

0 1 2 3 4 50

200

400

600

800

1000

Tiempo [min]

Presión

[KPa]

CáscarasConcentrado

Figura 5.18: Evolución temporal de la presión según los diferentes modelos para un �ujo de 2000 sccm.

5.4. Prueba de operación

5.4.1. Diseño de la prueba

Esta prueba se realizó con el objetivo de emular la operación del dispositivo. Para ello, se realizaron

ciclos de absorción, venteo y desorción como está propuesto en el diseño conceptual con una condición

de �ujo de salida que se diferencie del venteo y que permita realizar una cantidad inde�nida de ciclos.

Si bien lo esperable en el proceso industrial sería tener una presión constante de 1,1 bar a la salida, con

los elementos y tiempo disponibles en el laboratorio en esta etapa, se decidió implementar un �ujo de

salida constante e igual al de entrada, ya que, de esta manera, con el acople térmico instalado, el calor

generado por la hidruración de un reactor debía ser absorbido por la deshidruración del otro. Para

caracterizar el comportamiento a diferentes regímenes, se realizó esta prueba utilizando diferentes

�ujos.

En el apéndice A se muestran las presiones y temperaturas del último ciclo y la evolución del

hidrógeno total ingresado y temperaturas extremas según el número de ciclo. En la �gura 5.20 se


Figura 5.19: Esquema de la medición de reactores acoplados con �ujos opuestos.

muestra la dependencia del hidrógeno total ingresado y las temperaturas extremas en función del

�ujo.

1e+2 1e+3-10

-5

0

5

10

15

Flujo [sccm]

T−Tam

b[◦C

]

1e+2 1e+30

5

10

15

20

25

Flujo

xtiem

po

[lt s

]

Reactor 2Reactor 1

Figura 5.20: Hidrógeno ingresado y temperaturas extremas del último ciclo en función del �ujo. Las tempera-turas superiores corresponden al reactor en carga y las inferiores al de descarga.

5.4.2. Análisis

Como se puede ver en la �gura 5.20, para �ujos menores a 750 sccm, el prototipo mantuvo la

cantidad de hidrógeno ingresado por encima de los 17 litros estándar, comparado a alrededor de 12

litros estándar de las cargas con los reactores independientes (que al no realizar ciclado, está en una

condición mucho más favorable). Sin embargo, por encima de 1000 sccm, el hidrógeno total ingresado

cae. Si se observan las temperaturas máximas del ciclo, considerando una temperatura ambiente de

5.4 Prueba de operación 53

22◦C, se puede ver que están a 20◦C debajo de las que habían limitado las cargas de los reactores

independientes. Esto indica que los factores térmicos de la absorción no generan la limitación.

Analizando la �gura 5.21, se puede ver que al pasar los ciclos, el volumen de hidrógeno ingresado

cae. Esto indica que en la desorción no llega a deshidrurarse la misma cantidad de hidrógeno que se

había absorbido, haciendo que en el siguiente ciclo la absorción comience con una composición del

lecho mayor, teniendo menos AFH restante. Con esto se puede decir que el factor limitante es la

desorción, por lo tanto, el �ujo de salida debió terminar siendo menor al de entrada.

5 10 15 20-10

-5

0

5

10

15

Ciclo

T−Tam

b[◦C

]

5 10 15 2010

12

14

16

18

20

22

Flujo

xtiem

po

[lt s

]

Reactor 2Reactor 1

Figura 5.21: Evolución de hidrógeno ingresado y temperaturas del reactor en carga y reactor en descarga enfunción del ciclo, �ujo de 1000 sccm. Las temperaturas más altas corresponden al reactor en carga y las inferioresal de descarga.

Por otra parte, gracias a la diferencia en conductividad térmica interna entre los reactores, se

puede ver el efecto de este parámetro en el rendimiento del equipo. A pesar de tener menos material

hidrurable, el reactor 2, que tiene más cobre interno, absorbe más hidrógeno a partir de 750 sccm.

También se puede ver que la temperatura mínima para este reactor es más alta, favoreciendo la

desorción.

En cierta forma, esta prueba demuestra el funcionamiento del equipo. A partir de ella, se pueden

realizar algunas modi�caciones para favorecer la deshidruración, como implementar una resistencia

calefactora, o aumentar la presión de entrada aislando a los reactores, de forma que se eleve la tempe-

ratura. Otra opción sería desorber sin un �ujo controlado, directamente a la bomba de vacío, pero esto

generaría nuevos inconvenientes. Luego de agregar alguna de estas modi�caciones, se podría realizar

una prueba con un gas contaminado y terminar de demostrar el funcionamiento del diseño.

5.4.3. Simulación del proceso

Si bien se intentó simular esta prueba, por limitaciones en el sistema de medición y control del

prototipo, no se pudieron grabar los datos del controlador de �ujo a la salida, lo cual impidió una

correcta caracterización de este parámetro. Sin esta información crucial, las simulaciones realizadas

no pudieron predecir correctamente el funcionamiento del equipo. Esto se puede ver en las �guras 5.22

y 5.23.


1e+2 1e+3-10

0

10

20

30

Flujo [sccm]

T−Tam

b[◦C

]

1e+2 1e+35

10

15

20

25Flujo

xtiem

po

[lt s

]


Figura 5.22: Comparación entre valores medidos y simulados de Hidrógeno total ingresado y temperaturamáxima en función del �ujo para la medición de �ujos opuestos a reactores acoplados según el modelo de masaconcentrada.

1e+2 1e+3-10

-5

0

5

10

15

20

25

Flujo [sccm]

T−Tam

b[◦C

]

1e+2 1e+35

10

15

20

25

Flujo

xtiem

po

[lt s

]


Figura 5.23: Comparación entre valores medidos y simulados de Hidrógeno total ingresado y temperaturamáxima en función del �ujo para la medición de �ujos opuestos a reactores acoplados según el modelo de cáscarascilíndricas coaxiales.

Capítulo 6

Conclusiones

El hidrógeno es un gas ampliamente utilizado en la industria y en la investigación. En muchos

casos, a pesar de estar constituido mayoritariamente por hidrógeno, el gas remanente de procesos es

descartado debido a la presencia de impurezas que tornan inviable su reutilización. Puri�car el gas a

la salida de un proceso permitiría reutilizar el gas y generar importantes ahorros en los insumos. La

tecnología actualmente más difundida para puri�car hidrógeno requiere de una selección de reactivos

especí�ca para cada caso, ya que se basa en captar las impurezas. Esto resulta costoso por lo que

requiere de un gran caudal de gas para ser económicamente viable. Aprovechando la selectividad de la

hidruración de ciertas aleaciones, se podría realizar un puri�cador que se base en captar al hidrógeno,

haciendo que pueda tener un uso general.

Con esta posibilidad en mente se decidió desarrollar un puri�cador para un proceso en donde se

descarta el gas de salida que sirva como caso de estudio y de referencia para futuras implementaciones.

El uso de estos materiales para puri�cación ya ha sido demostrado, sin embargo, la idea de implemen-

tarlo en un proceso continuo (en �ujo) es novedosa y tiene sus complicaciones adicionales. Dentro del

grupo de trabajo, se ha estado trabajando desde el año 2013 en este proyecto, habiendo logrado un

avance signi�cativo en el desarrollo conceptual y en la caracterización de materiales. Para completar

el trabajo, se decidió construir un prototipo para demostrar el concepto de diseño, identi�car posibles

di�cultades de implementación en un contexto de laboratorio, y realizar pruebas que ayuden a tomar

decisiones fundamentadas respecto a cambios de diseño y aplicación práctica.

Este trabajo consistió en la fabricación, puesta en marcha y prueba de dicho prototipo. Para poner

a prueba los modelos teóricos y para ampliar la capacidad de predicción sobre los diseños. En paralelo

al prototipo, se desarrolló un simulador computacional. Éste fue diseñado para que sea �exible y

adaptable a diferentes modelos. En la construcción del prototipo se calibraron los instrumentos, se

midieron los volúmenes internos del equipo y además, se detectaron di�cultades que hubieran sido

mucho más costosas de remediar en la implementación industrial.

Con el prototipo y el simulador en marcha, se realizaron tres pruebas. En la primera se terminó de

caracterizar al prototipo para ajustar todos los parámetros necesarios del simulador. En la segunda,

se realizaron mediciones de carga en condiciones controladas, luego se simularon las mismas pruebas

con diferentes modelos y se compararon los resultados. Con dichos resultados, se validó la capacidad

de predicción del simulador, lo cual fundamenta su uso para la toma de decisiones en la optimización

del diseño. En la prueba �nal, se emuló al proceso de puri�cación por una serie de ciclos, demostrando

la utilidad del prototipo al encontrarse los factores limitantes de operación.

Como resultado de este trabajo se tiene el prototipo en funcionamiento con el cual se podrá medir

su comportamiento en el marco de distintos esquemas de uso, y además un simulador validado con

mediciones que permite extender la capacidad de predicción a situaciones difíciles de medir.

55

Apéndice A

Detalle de mediciones

A.1. Carga reactores independientes

A continuación se muestran las presiones y temperaturas medidas para cada �ujo de carga y

reactor.

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 100 200 300 40022

24

26

28

30

32

Tiempo [m]

Reactor 1

Tr

Tamb

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 100 200 300 40022

24

26

28

30

32

34

Tem

peratura

[◦C

]

Reactor 2

Tr

Tamb

Figura A.1: Presión y temperatura durante a �ujo constante de 50 sccm a un reactor. Tr es la temperaturadel reactor y Tamb es la temperatura ambiente medida.

57

58 Detalle de mediciones

0 20 40 60 80 100 120 1400

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 20 40 60 80 100 120 14020

25

30

35

40

45

Tiempo [m]

Reactor 1

Tr

Tamb

0 20 40 60 80 100 120 1400

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 20 40 60 80 100 120 14020

25

30

35

40

45

Tem

peratura

[◦C

]

Reactor 2

Tr

Tamb


0 5 10 15 20 250

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 5 10 15 20 2520

30

40

50

60

70

Tiempo [m]

Reactor 1

Tr

Tamb

0 5 10 15 20 250

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 5 10 15 20 2520

30

40

50

60

70

Tem

peratura

[◦C

]

Reactor 2

Tr

Tamb


0 2 4 6 80

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 2 4 6 820

30

40

50

60

70

Tiempo [m]

Reactor 1

Tr

Tamb

0 2 4 6 80

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 2 4 6 820

30

40

50

60

70

Tem

peratura

[◦C

]

Reactor 2

Tr

Tamb


A.1 Carga reactores independientes 59

0 1 2 3 4 50

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 1 2 3 4 520

30

40

50

60

70

Tiempo [m]

Reactor 1

Tr

Tamb

0 1 2 3 40

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 1 2 3 420

30

40

50

60

70

Tem

peratura

[◦C

]

Reactor 2

Tr

Tamb


0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.520

30

40

50

60

70

Tiempo [m]

Reactor 1

Tr

Tamb

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 320

30

40

50

60

70Tem

peratura

[◦C

]

Reactor 2

Tr

Tamb



A.2. Flujos opuestos a reactores acoplados

A continuación se muestran la presión y la temperatura durante el último ciclo para cada �ujo.

0 50 100 150 2000

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 50 100 150 200-4

-3

-2

-1

0

1

2

Tiempo [m]

Carga Reactor 1

0 50 100 150 2000

200

400

600

800

1000

Tiempo [m]

0 50 100 150 200-4

-3

-2

-1

0

1

2

T−Tam

b[◦C

]

Carga Reactor 2

Figura A.7: Presión y temperatura durante último ciclo con �ujos opuestos de 100 sccm. Las líneas lisascorresponden al reactor en carga y las rayadas al de descarga.

0 10 20 30 400

100

200

300

400

500

600

Presión

[KPa]

0 10 20 30 40-10

-5

0

5

10

15

Tiempo [m]

Carga Reactor 1

0 10 20 30 400

100

200

300

400

500

600

700

Tiempo [m]

0 10 20 30 40-10

-5

0

5

10

15

T−Tam

b[◦C

]

Carga Reactor 2


A.2 Flujos opuestos a reactores acoplados 61

0 5 10 15 200

100

200

300

400

500

600

Presión

[KPa]

0 5 10 15 20-10

-5

0

5

10

Tiempo [m]

Carga Reactor 1

0 5 10 15 20 250

100

200

300

400

500

600

700

Tiempo [m]

0 5 10 15 20 25-10

-5

0

5

10

T−Tam

b[◦C

]

Carga Reactor 2


0 2 4 6 8 100

100

200

300

400

500

600

700

Presión

[KPa]

0 2 4 6 8 10-10

-5

0

5

10

Tiempo [m]

Carga Reactor 1

0 2 4 6 8 10 120

100

200

300

400

500

600

700

Tiempo [m]

0 2 4 6 8 10 12-10

-5

0

5

10

15

T−Tam

b[◦C

]

Carga Reactor 2


0 0.5 1 1.5 2 2.50

100

200

300

400

500

600

700

Presión

[KPa]

0 0.5 1 1.5 2 2.5-10

-5

0

5

10

15

Tiempo [m]

Carga Reactor 1

0 0.5 1 1.5 2 2.50

100

200

300

400

500

600

Tiempo [m]

0 0.5 1 1.5 2 2.5-10

-5

0

5

10

15

T−Tam

b[◦C

]

Carga Reactor 2



0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.40

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4-5

0

5

10

15

Tiempo [m]

Carga Reactor 1

0 0.5 1 1.50

200

400

600

800

Tiempo [m]

0 0.5 1 1.5-5

0

5

10

15

T−Tam

b[◦C

]

Carga Reactor 2



A continuación se muestra la evolución del hidrógeno total ingresado y las temperaturas extremas

en función del número de ciclo, para cada �ujo.

2 4 6 8-4

-2

0

2

4

6

Ciclo

T−Tam

b[◦C

]

2 4 6 819.5

20

20.5

21

21.5

22

Flujo

xtiem

po

[lt s

]

Reactor 2Reactor 1

Figura A.13: Evolución de hidrógeno ingresado y temperaturas del reactor en carga y reactor en descarga enfunción del ciclo, �ujo de 100 sccm. Las temperaturas más altas corresponden al reactor en carga y las inferioresal de descarga.

2 4 6 8 10-10

-5

0

5

10

15

Ciclo

T−Tam

b[◦C

]

2 4 6 8 1021.2

21.4

21.6

21.8

22

Flujo

xtiem

po

[lt s

]

Reactor 2Reactor 1



2 4 6 8-10

-5

0

5

10

Ciclo

T−Tam

b[◦C

]

2 4 6 817

18

19

20

21

22Flujo

xtiem

po

[lt s

]

Reactor 2Reactor 1


5 10 15 20-10

-5

0

5

10

15

Ciclo

T−Tam

b[◦C

]

5 10 15 2010

12

14

16

18

20

22

Flujo

xtiem

po

[lt s

]

Reactor 2Reactor 1



5 10 15 20-10

-5

0

5

10

15

20

25

Ciclo

T−Tam

b[◦C

]

5 10 15 200

5

10

15

20Flujo

xtiem

po

[lt s

]Reactor 2Reactor 1


5 10 15 20-5

0

5

10

15

20

25

30

Ciclo

T−Tam

b[◦C

]

5 10 15 200

5

10

15

20

Flujo

xtiem

po

[lt s

]

Reactor 2Reactor 1


Apéndice B

Detalle de simulaciones

Carga a reactores independientes

A continuación se muestran las presiones y temperaturas medidas y simuladas para cada �ujo de

carga y reactor.

Modelo de masa concentrada

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 100 200 300 4000

2

4

6

8

10

Tiempo [min]

Reactor 1

0 100 200 300 4000

2

4

6

8

10

Tiempo [min]

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Figura B.1: Comparación medición-simulación de presión y temperatura durante a �ujo constante de 50 sccmpara el modelo de masa concentrada.

67

68 Detalle de simulaciones

0 20 40 60 80 100 120 1400

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 20 40 60 80 100 120 140-5

0

5

10

15

20

Tiempo [min]

Reactor 1

0 20 40 60 80 100 120 140-5

0

5

10

15

20

Tiempo [min]

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 20 40 60 80 100 120 1400

200

400

600

800

1000


0 5 10 15 20 250

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 5 10 15 20 250

10

20

30

40

Tiempo [min]

Reactor 1

0 5 10 15 20 25-10

0

10

20

30

40

Tiempo [min]T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 5 10 15 20 250

200

400

600

800

1000


0 2 4 6 80

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 2 4 6 80

10

20

30

40

50

Tiempo [min]

Reactor 1

0 2 4 6 8-10

0

10

20

30

40

Tiempo [min]

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 2 4 6 80

200

400

600

800

1000


69

0 1 2 3 4 50

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 1 2 3 4 50

10

20

30

40

50

Tiempo [min]

Reactor 1

0 1 2 3 4 5-10

0

10

20

30

40

Tiempo [min]

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 1 2 3 4 50

200

400

600

800

1000


0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

10

20

30

40

Tiempo [min]

Reactor 1

0 1 2 3-10

0

10

20

30

40

Tiempo [min]

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 1 2 30

200

400

600

800

1000



Modelo de cáscaras cilíndricas coaxiales

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 100 200 300 4000

2

4

6

8

10

Tiempo [min]

Reactor 1

0 100 200 300 4000

2

4

6

8

10

Tiempo [min]

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 100 200 300 4000

200

400

600

800

1000

Figura B.7: Comparación medición-simulación de presión y temperatura durante a �ujo constante de 50 sccmpara el modelo de cáscaras coaxiales.

0 20 40 60 80 100 120 1400

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 20 40 60 80 100 120 140-5

0

5

10

15

20

Tiempo [min]

Reactor 1

0 20 40 60 80 100 120 140-5

0

5

10

15

20

Tiempo [min]

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 20 40 60 80 100 120 1400

200

400

600

800

1000


71

0 5 10 15 20 250

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 5 10 15 20 250

10

20

30

40

Tiempo [min]

Reactor 1

0 5 10 15 20 25-10

0

10

20

30

40

Tiempo [min]

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 5 10 15 20 250

200

400

600

800

1000


0 2 4 6 80

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 2 4 6 80

10

20

30

40

Tiempo [min]

Reactor 1

0 2 4 6 8-10

0

10

20

30

40

Tiempo [min]T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 2 4 6 80

200

400

600

800

1000

Figura B.10: Comparación medición-simulación de presión y temperatura durante a �ujo constante de1000 sccm para el modelo de cáscaras coaxiales.

0 1 2 3 4 50

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 1 2 3 4 50

10

20

30

40

Tiempo [min]

Reactor 1

0 1 2 3 4 5-10

0

10

20

30

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Tiempo [min]

T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 1 2 3 4 50

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0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

200

400

600

800

1000

Presión

[KPa]

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.50

10

20

30

40

Tiempo [min]

Reactor 1

0 1 2 3-10

0

10

20

30

40

Tiempo [min]T−Tam

b[◦C

]

Reactor 2

0 1 2 30

200

400

600

800

1000


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Agradecimientos

A todos los que hicieron este trabajo no sólo posible, sino también agradable.

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tesis de carrera de grado en ingenierÍa mecÁnica · 2017-10-19 · tesis de carrera de grado en...

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