Corrosion y Materiales

CORROSIÓN

La corrosión puede definirse como la reacción química o electroquímica de un metal o aleación con su medio circundante con el siguiente deterioro de sus propiedades.

La reacción básica de corrosión es por tanto:

Me → Meⁿ⁺ + ne^-

De acuerdo con ello también es posible definir la corrosión desde un punto de vista más químico como el transito de un metal de su forma elemental a su forma iónica o combinada con cesión de electrones a un no metal como el oxigeno o el azufre, por ejemplo. Es decir, el metal, a través de la corrosión, retorna a la forma combinada formando óxidos, sulfuros, hidróxidos, etc., que es como los metales se encuentran habitualmente en la naturaleza por tratarse de formas termodinámicamente más estables.

Desde el primer momento de su extracción, para lo cual es necesario cambiar las condiciones termodinámicas utilizando reductores, altas temperaturas, etc., el metal muestra una tendencia inherente a reaccionar con el medio ambiente(atmósfera, agua, suelo, etc.) retornando a la forma combinada. El proceso de corrosión es natural y espontáneo, y cuando mayor es la energía gastada en la obtención del metal a partir del mineral, tanto más fácilmente el metal revierte al estado combinado, es decir, tanto más favorecida temodinámicamente está la reacción de corrosión.

Metalurgia extractiva y corrosión son, por lo tanto procesos de acción opuesta.

El proceso de corrosión es la interacción de un metal con el medio que lo rodea, produciendo el consiguiente deterioro en sus propiedades tanto físicas como químicas. Las características fundamentales de este fenómeno, es que sólo ocurre en presencia de un electrolito, ocasionando regiones plenamente identificadas, llamadas estas anódicas y catódicas: una reacción de oxidación es una reacción anódica, en la cual los electrones son liberados dirigiéndose a otras regiones catódicas. En la región anódica se producirá la disolución del metal (corrosión) y, consecuentemente en la región catódica la inmunidad del metal.

Los enlaces metálicos tienden a convertirse en enlaces iónicos, los favorece que el material puede en cierto momento transferir y recibir electrones, creando zonas catódicas y zonas anódicas en su estructura. La velocidad a que un material se corroe es lenta y continua todo dependiendo del ambiente donde se encuentre, a medida que pasa el tiempo se va creando una capa fina de material en la superficie, que van formándose inicialmente como manchas hasta que llegan a aparecer imperfecciones en la superficie del metal.

Este mecanismo que es analizado desde un punto de vista termodinámico electroquímico, indica que el metal tiende a retornar al estado primitivo o de mínima energía, siendo la corrosión por lo tanto la causante de grandes perjuicios económicos en instalaciones.

PÉRDIDAS ECONÓMICAS ORIGINADAS POR LA CORROSIÓN

Las primeras estimaciones de los costos de la corrosión, así como las más recientes, coinciden en señalar que éstos corresponden a aproximadamente el 3% del PBI de un país. La corrosión es un fenómeno que puede afectar prácticamente a cualquier material y cuando ésta no es prevenida o controlada puede reducir significativamente la vida útil o la eficiencia de componentes, equipos, estructuras e instalaciones.

Las pérdidas económicas derivados de la corrosión pueden clasificarse en directas e indirectas. Las pérdidas directas se relacionan con los costos necesarios para la reposición de estructuras, equipos, maquinaria o componentes que pueden quedar inservibles por efecto de la corrosión. Respecto a pérdidas indirectas, se pueden nombrar las siguientes: pérdidas por interrupciones, pérdidas de productos, pérdidas por contaminación de productos, pérdidas de rendimiento, pérdidas por sobredimensionamiento, pérdidas por accidentes.

Se estima que la relación entre los gastos directos e indirectos se sitúa entre 1/6 y 1/10. Además se estima que entre el 10 y el 12% de la producción mundial de acero se pierde completamente cada año a causa de la corrosión.

Los paros de las plantas pueden ocurrir y ocurren como un resultado de la corrosión, provocando gastos directos e indirectos de aspecto económico y humano.

Dentro de los aspectos económicos tenemos:

a. Reposición del equipo corroído.

b. Coeficiente de seguridad y sobre diseño para soportar la corrosión.

c. Mantenimiento preventivo como la aplicación de recubrimientos.

d. Paros de producción debido a fallas por corrosión.

e. Contaminación de productos.

f. Pérdida de eficiencia ya que los coeficientes de seguridad, sobre diseño de equipo y productos de corrosión por ejemplo, decrecen la velocidad de transmisión de calor en cambiadores de calor.

g. Pérdida de productos valiosos.

h. Daño de equipo adyacente a aquel en el cual se tuvo la falla de corrosión.

Dentro de los aspectos humanos y sociales tenemos:

a. La seguridad, ya que fallas violentas pueden producir incendios, explosiones y liberación de productos tóxicos.

b. Condiciones insalubres por ejemplo, contaminaciones debido a productos del equipo corroído o bien un producto de la corrosión misma.

c. Agotamiento de los recursos naturales, tanto en metales como en combustibles usados para su manufacturera.

d. Apariencia, ya que los materiales corroídos generalmente son desagradables a la vista.

CLASIFICACIÓN Y CARACTERÍSTICAS DE LOS DISTINTOS PROCESOS DE CORROSIÓN.

La corrosión ocurre en muchas y muy variadas formas, pero su clasificación generalmente se basa en uno de los tres siguientes factores:

1. Naturaleza de la sustancia corrosiva. La corrosión puede ser clasificada como húmeda o seca, para la primera se requiere un líquido o humedad mientras que para la segunda, las reacciones se desarrollan con gases a alta temperatura.

2. Mecanismo de corrosión. Este comprende las reacciones electroquímicas o bien, las reacciones químicas.

3. Apariencia del metal corroído. La corrosión puede ser uniforme y entonces el metal se corroe a la misma velocidad en toda su superficie, o bien, puede ser localizada, en cuyo caso solamente resultan afectadas áreas pequeñas.

La clasificación por apariencia, uniforme o localizada, es muy útil para una discusión preliminar que en caso de requerirse en forma más completa, necesita del establecimiento de las diferencias entre la corrosión localizada de tipo macroscópico y el ataque microscópico local.

En el ataque microscópico, la cantidad de metal disuelto es mínima y puede conducir a daños muy considerables antes de que el problema sea visible. Los diferentes tipos de corrosión se presentan en la tabla No. 1 y se esquematizan en la figura No. 1, a continuación se enuncia cada una de estas formas.

i. CORROSION GALVANICA Y UNIFORME

El ataque uniforme sobre grandes áreas de una superficie metálica (Fig. No. 3b) es la forma más común de la corrosión y puede ser húmeda o seca, electroquímica o química, siendo necesario seleccionar los materiales de construcción y los métodos de protección como pintura, para controlarla.

Por otra parte, la corrosión uniforme es la forma más fácil de medir, por lo que las fallas inesperadas pueden ser evitadas simplemente por inspección regular.

La corrosión galvánica se presenta, cuando dos metales diferentes en contacto o conectados por medio de un conductor eléctrico, son expuestos a una solución conductora. En este caso, existe una diferencia en potencial eléctrico entre los metales diferentes y sirve como fuerza directriz para el paso de la corriente eléctrica a través del agente corrosivo, de tal forma que el flujo de corriente corroe uno de los metales del par formado.

Mientras más grande es la diferencia de potencial entre los metales, mayor es la probabilidad de que se presente la corrosión galvánica debiéndose notar que este tipo de corrosión sólo causa deterioro en uno de los metales, mientras que el otro metal del par casi no sufre daño.

El metal que se corroe recibe el nombre de metal activo, mientras que el que no sufre daño se le denomina metal más noble.

La relación de áreas entre los dos metales es muy importante, ya que un área muy grande de metal noble comparada con el metal activo, acelerará la corrosión, y por el contrario, una mayor área del metal activo comparada con el metal noble disminuye el ataque del primero.

La corrosión galvánica a menudo puede ser reconocida por el incremento del ataque junto a la unión de los metales, como se indica en la figura No. 3c y este tipo puede ser controlado por el uso de aislamientos o restringiendo el uso de uniones de metales cuando ellos forman diferencias de potencial muy grande en el medio ambiente en el que se encuentran. La diferencia de potencial puede ser medida, utilizando como referencia la serie galvánica de los metales y aleaciones que se presentan más adelante, en la serie de los potenciales tipo (standard) de óxido de reducción.

Otro método para reducir la corrosión galvánica, es evitar la presencia de grandes áreas de metal noble con respecto a las de metal activo.

ii. CORROSION POR EROSION

Cuando el movimiento del medio corrosivo sobre la superficie metálica incrementa la velocidad de ataque debido a desgaste mecánico, este recibe el nombre de corrosión por erosión. La importancia relativa del desgaste mecánico y la corrosión, es a menudo difícil de establecer y varia grandemente de una situación a otra, y el mecanismo de la erosión generalmente se atribuye a la remoción de películas superficiales protectoras, como por ejemplo, películas de óxido formadas por el aire, o bien, productos adherentes de la corrosión.

La corrosión por erosión, generalmente tiene la apariencia de picaduras poco profundas de fondo terso, como se ve en la figura No. 1d, y el ataque puede presentar también una distribución direccional debido al camino seguido por el agente agresivo cuando se mueve sobre la superficie del metal, tal.

La corrosión por erosión prospera en condiciones de alta velocidad, turbulencia, choque, etc., y frecuentemente se observa en impulsores de bombas, agitadores y en codos y cambios de dirección de tuberías. Los líquidos con suspensión conteniendo partículas sólidas duras pueden igualmente causar este tipo de problema.

La corrosión por erosión puede ser evitada por cambios de diseño o por selección de materiales más resistentes.

La corrosión por cavitación y desgaste (fretting) son formas especiales de la corrosión por erosión. La primera es causada por la formación y colapso de burbujas de vapor en la superficie del metal. Las altas presiones producidas por este colapso pueden disolver el metal, remover las partículas protectoras, etc.

La corrosión por desgaste (fretting) ocurre cuando las piezas de metal se deslizan una sobre la otra, causando daño mecánico a una o ambas piezas (Figura No. 3e) y el deslizamiento es generalmente un resultado de la vibración.

La corrosión se cree que juega uno de los siguientes papeles: el calor de la fricción oxida el metal y a continuación el óxido se desgasta, o bien, la remoción mecánica de las partículas protectoras de óxido, o los productos de la corrosión resultantes, dan como resultado la exposición de superficies limpias del metal al medio agresivo, en tal forma que el fenómeno corrosivo se acelera.

La corrosión por deslizamiento se atenúa utilizando materiales de construcción más duros, empleando lubricación o bien incrementando la fricción hasta un punto tal en que el deslizamiento es imposible.

iii. CORROSION POR AGRIETAMIENTO

Las condiciones ambientales en una grieta, pueden con el tiempo volverse muy diferentes de las existentes en una superficie limpia y abierta, por lo que un medio ambiente muy agresivo puede desarrollar y causar corrosión en las grietas (figura No.3f).

Las grietas o hendeduras generalmente se encuentran en los empaques, traslapes, tornillos, remaches, etc., y también pueden formarse por depósitos de suciedad, productos de la corrosión y raspaduras en las películas de recubrimiento.

La corrosión por agrietamiento, generalmente se atribuye a los siguientes factores:

· Cambios de acidez en la grieta o hendidura.

· Escasez de oxígeno en la grieta.

· Desarrollo de iones diferentes en la hendidura.

· Agotamiento de Inhibidor en la grieta.

Al igual que todas las formas de corrosión localizada, la corrosión por agrietamiento no ocurre en todas las combinaciones metal-agente corrosivo, y algunos materiales son más susceptibles para producirla que otros, como por ejemplo aquéllos que dependen de las películas protectoras de óxido formadas por el aire para adquirir su resistencia a la corrosión, tal y como sucede con el acero inoxidable y el titanio. Estos materiales pueden ser aleados para mejorar su resistencia y el diseño deberá hacerse de tal manera, que se reduzcan las hendiduras, tratando de mantener las superficies limpias para combatir este tipo de corrosión.

iv. CORROSION POR PICADURA

La corrosión por picadura se presenta por la formación de orificios en una superficie relativamente inatacada y las picaduras pueden tener varias formas (figura No. 3g).

La forma de una picadura es a menudo responsable de su propio avance, por las mismas razones mencionadas en la corrosión por agrietamiento, es decir, una picadura puede ser considerada como una grieta o hendidura formada por si misma.

Para reducir la corrosión por picadura se necesita una superficie limpia y homogénea, por ejemplo, un metal homogéneo y puro con una superficie muy pulida deberá ser generalmente, mucho más resistente que una superficie que tenga incrustaciones, defectos o rugosidad.

La corrosión por picadura es un proceso lento que puede llevarse meses y años antes de ser visible, pero que naturalmente, causará fallas inesperadas. El pequeño tamaño de la picadura y las minúsculas cantidades de metal que se disuelven al formarla, hacen que la detección de ésta sea muy difícil en las etapas iniciales.

La limpieza de la superficie y la selección de materiales conocidos, resistentes a la formación de picaduras en un medio ambiente determinado, es generalmente el camino más seguro para evitar este tipo de corrosión.

v. CORROSION POR EXFOLIACION Y DISOLUCION SELECTIVA

La corrosión por exfoliación es una corrosión subsuperficial que comienza sobre una superficie limpia, pero se esparce debajo de ella y difiere de la corrosión por picadura en que el ataque tiene una apariencia laminar.

Capas completas de material son corroídas (figura No. 3h) y el ataque es

generalmente reconocido por el aspecto escamoso y en ocasiones ampollado de la superficie.

Al final del ataque, una muestra tiene la apariencia de un mazo de barajas en el cual algunas de las cartas han sido extraídas. Este mecanismo es bien conocido en las aleaciones de aluminio y se combate utilizando aleaciones y tratamientos térmicos.

La corrosión por disolución selectiva se produce al efectuarse la remoción de uno de los elementos de una aleación siendo el ejemplo más común la eliminación del zinc en aleaciones de cobre-zinc, conocido con el nombre de dezincificación. Este fenómeno corrosivo produce un metal poroso (figura 3i) que tiene propiedades mecánicas muy pobres y obviamente el remedio a este caso es el empleo de aleaciones que no sean susceptibles a este proceso.

vi. CORROSION INTERGRANULAR O INTERCRISTALINA

Para entender este tipo de ataque es necesario considerar que cuando un metal fundido se cuela en un molde, su solidificación comenzó con la formación de núcleos al azar, cada uno de los cuales crece en un arreglo atómico regular para formar lo que se conoce con el nombre de granos o cristales.

El arreglo atómico y los espaciamientos entre las capas de los granos, son los mismos en todos los cristales de un metal dado; sin embargo, debido a la nucleación al azar, los planos de los átomos en las cercanías de los granos no encajan perfectamente bien y el espacio entre ellos recibe el nombre de límite de grano. Si se dibuja una línea de 2.5 cm de longitud sobre la superficie de una aleación, esta deberá cruzar aproximadamente 1 000 límites de grano.

Los límites de grano son a veces atacados preferencialmente por un agente corrosivo y el ataque se relaciona con la segregación de elementos específicos o por la formación de un compuesto en el límite. La corrosión generalmente ocurre, porque el agente corrosivo ataca preferencialmente el límite de grano o una zona adyacente a él, que ha perdido un elemento necesario para tener una resistencia a la corrosión adecuada.

En un caso severo de corrosión ínter cristalina, granos enteros se desprenden debido a la deterioración completa de sus límites (figura No. 3j), en cuyo caso, la superficie aparecerá rugosa al ojo desnudo y se sentirá rasposa debido a la pérdida de los granos.

El fenómeno de límite de grano que causa la corrosión Inter cristalina, es sensible al calor por lo que la corrosión de este tipo, es un subproducto de un tratamiento térmico como la soldadura o el relevado de esfuerzos y puede ser corregido por otro tipo de tratamiento térmico o por el uso de una aleación modificada.

vii. CORROSION DE FRACTURA POR TENSIÓN

La acción conjunta de un esfuerzo de tensión y un medio ambiente corrosivo, dará como resultado en algunos casos, la fractura de una aleación metálica. La mayoría de las aleaciones son susceptibles a este ataque, pero afortunadamente el número de combinaciones aleación – corrosivo que causan este problema, son relativamente pocas. Sin embargo, hasta la fecha, este es uno de los problemas metalúrgicos más serios.

Los esfuerzos que causan las fracturas provienen de trabajos en frío, soldadura, tratamiento térmicos, o bien, pueden ser aplicados en forma externa durante la operación del equipo.

Las fracturas pueden seguir caminos Ínter cristalinos o transcristalinos (figura No. 3k) que a menudo presentan una tendencia a la ramificación.

Algunas de las características de la corrosión de fractura por tensión, son las siguientes:

a) Para que esta corrosión exista, se requiere un esfuerzo de tensión.

b) Las fracturas se presentan quebradizas en forma macroscópica, mientras que las fallas mecánicas de la misma aleación, en ausencia de un agente corrosivo especifico, generalmente presentan ductibilidad.

c) La corrosión por esfuerzos depende de las condiciones metalúrgicas de la aleación.

d) Algunos medios ambientes específicos, generalmente causan fractura en una aleación dada. El mismo medio ambiente no causa fracturas en otras aleaciones.

e) La corrosión por esfuerzo puede ocurrir en medios ambientes considerados no agresivos para una aleación dada, por ejemplo la velocidad de corrosión uniforme es baja hasta que se presenta una fractura.

f) Largos periodos de tiempo, a menudo años, pueden pasar antes de que las fracturas sean visibles, pero entonces al presentarse, se propagan rápidamente con el resultadode una falla inesperada.

g) La corrosión por esfuerzo, no está completamente entendida en la mayoría de los casos; sin embargo, en la actualidad se dispone de muchos datos para ayudar al ingeniero a evitar este problema.

Para combatir la corrosión de fracturas por tensión, es necesario realizar el relevado de esfuerzo o seleccionar un material más resistente.

El término de fragilización por hidrógeno se confunde frecuentemente con la corrosión de fractura por tensión, debido a que el hidrógeno desempeña una función en algunos casos de ésta y para distinguir la fragilización por hidrógeno de la corrosión de fractura por tensión, es conveniente juzgar los siguientes conceptos:

a) La fractura debido al hidrógeno introducido en el metal sin corrosión de éste, por ejemplo, en la protección catódica, no es definitivamente corrosión de fractura por tensión.

b) La fractura debido al hidrógeno producida por una alta velocidad de corrosión uniforme como en el decapado, tampoco es corrosión de fractura por tensión porque no se necesita tener un esfuerzo mientras el hidrógeno se produce y la fractura se presenta posteriormente cuando la tensión es aplicada después de la reacción corrosiva con liberación de hidrógeno.

c) Cuando el hidrógeno se produce por corrosión local en una fractura o picadura sobre un metal sometido a esfuerzo de tensión y resulta una propagación en la fractura, entonces sí se considera que la corrosión pertenece al tipo de corrosión de fractura por tensión.

La corrosión por fatiga, es una forma especial del tipo de corrosión de fractura por tensión y se presenta en ausencia de medios corrosivos, debido a esfuerzos cíclicos repetidos. Estas fallas son muy comunes en estructuras sometidas a vibración continua.

La corrosión por fatiga, se incrementa naturalmente con la presencia de un medio agresivo, de tal forma que el esfuerzo necesario para producir la corrosión por fatiga, se reduce en algunas ocasiones hasta la mitad del necesario, para producir la falla en aire seco.

Los métodos para evitar la corrosión por fatiga, necesitan prevenir la fractura producida por ésta desde el principio, ya que es muy difícil detener la propagación de las fracturas, una vez que se inician.

De lo indicado anteriormente, se ve la necesidad de reconocer en primer lugar, las diferentes formas en las que se presenta la corrosión para así tomar medidas pertinentes que permitan establecer los métodos correctivos para atenuarla, los cuales son mejor comprendidos si se conoce la teoría de la corrosión.

MÉTODOS DE PROTECCIÓN

Para prevenir la corrosión se cuentan con varios métodos como pueden ser la protección catódica, la selección de materiales, los recubrimientos, etc.

De todos los métodos de protección el más sencillo y económico es el uso de una barrera que impida que los elementos de la corrosión se unan.

Preparación de la superficie y aplicación de recubrimientos

Preparación de la superficie

Los métodos de preparación de superficies son las normalizadas por las instituciones SSPC(Steel Structures Painting Council), NACE(National Associatio of Corrosion Engineers) y la SIS(Swedish Institute of Standars)

a. Norma SSPC-SP-1 Limpieza con solventes

Se basa en la acción de los solventes, emulsiones o compuestos para lograr la limpieza. Se usa para remover grasa,polvo y otros materiales contaminantes. No se elimina: herrumbre, escamas de óxido, escama de laminación ni residuos de pintura vieja.

b. Norma SSPC-SP-2 Limpieza con herramientas manuales

Eliminación de oxido, escamas de laminación y pintura suelta con espátulas, piquetas, lijas o cepillos de alambre.

c. Norma SSPC-SP-3 Limpieza con herramientas mecánicas

Eliminación de óxido, escamas de laminación y pintura suelta, con lijadoras, esmeriles, cepillos mecánicos.

d. Norma SSPC-SP Limpieza con chorro de arena al metal blanco(Norma NACE Nº 1, SIS Sa.3)

Eliminación de todo óxido, escamas de laminación, pinturas y demás materiales extraños visibles, mediante chorro abrasivo(seco o húmedo) de arena o granalla.

e. Norma SSPC-SP-10 Limpieza con chorro de arena al metal casi blanco(Norma NACE Nº 2, SIS Sa. 2)

Limpieza con chorro de arena al metal casi blanco, eliminando todo residuo visible de por lo menos 95% del área de cada pulgada cuadrada.

f. Norma SSPC-SP-6 Limpieza con chorro de arena al metal gris comercial(Norma NACE Nº 3, SIS Sa. 2)

Eliminación de todo óxido, escamas de laminación, pintura y demás materiales extraños de por lo menos 2/3 ó 66% de cada pulgada cuadrada. Se acepta sombra suaves en menos de 1/3 ó 33% de cada pulgada cuadrada.

g. Norma SSPC-SP-7 Limpieza con chorro de arena simple(Norma NACE Nº 4, SIS Sa. 1)

Eliminación con chorro de arena de todo material suelto, excepto residuos de escamas de laminación, óxido y pinturas que estén bien adheridas, exponiendo numerosas y uniformemente distribuidas áreas de metal limpio.

CORROSION Y MATERIALES

Para propósitos prácticos podemos clasificar la corrosión en 2 tipos, corrosión a bajas temperaturas y corrosión a altas temperaturas. A bajas temperaturas es cuando ocurre aproximadamente por debajo de los 260ºC (500ºF) en presencia de agua. El acero al carbono es el material mas utilizado para manejar hidrocarburos en este rango de temperaturas, excepto cuando la corrosión es por componentes inorgánicos como el acido sulfúrico (H₂S), es este tipo de casos se utilizan materiales de mayor resistencia.

La corrosión se dice que es a altas temperaturas cuando tiene lugar a temperaturas mayores a 260ºC (500ºF), la presencia de agua no es necesaria ya que la corrosión ocurre por reacción directa entre el metal y el ambiente.

CORROSIÓN A BAJAS TEMPERATURAS.

Los mayores problemas de corrosión no son causados por los hidrocarburos que se procesan sino por los componentes inorgánicos presentes, tales como el agua y el acido sulfúrico.

• Agua: el agua que se encuentra en los gases es difícil de remover completamente, y esta no funciona solo como electrolito sino que puede también convertir cloros inorgánicos en acido clorhídrico.

• Acido sulfúrico: los gases generalmente contienen acido sulfúrico en cantidades que pueden ser manejadas. Durante los procesos a ciertas temperaturas, el acido sulfúrico se forma de la descomposición de los componentes de azufre orgánico presentes. El acido sulfúrico es el principal constituyente de las aguas acidas y puede causar graves problemas de corrosión en el sistema.

El material recomendado para evitar este tipo de corrosión es el acero al carbono que cuente con una capa protector de sulfato de hierro. Si no existen cantidades significantes de cloruros se pueden utilizar aleaciones del tipo 304 o 405 con revestimiento.

Actualmente se utilizan tubos de titanio de grado 2 para reemplazar os tubos de acero al carbono y controlar la corrosión por sulfuro acuoso.

En ocasiones el acido sulfúrico puede ser altamente corrosivo en aceros al carbono que es el material mas utilizado en la construcción de equipos. El acido en concentraciones mayores al 85 % puede no ser corrosivo a los aceros al carbono si las temperaturas están por debajo de los 40ºC (100ºF). Sin embargo aun a condiciones ideales puede haber problemas de corrosión.

Los aceros al carbono como antes mencionamos dependen de una capa de sulfato de hierro para poder resistir este tipo de corrosión, y esta capa puede ser destruida por las altas velocidades y el flujo turbulento, de ser así puede ser extremadamente severas por lo que las velocidades a manejar deben ser menores a 1,2^m/_s (4^ft/_s). En estos casos el ataque ocurre por erosión –corrosión, para lo cual se utilizan aleaciones tipo 20 que son más resistentes que los aceros al carbono a este tipo de corrosión. En casos extremos, si las aleaciones 20 también fallan podemos utilizar aleaciones del tipo B-2.

CORROSIÓN A ALTAS TEMPERATURAS.

Los problemas de corrosión a altas temperaturas son de considerable importancia. Las fallas de equipos pueden traer consecuencias muy seria ya que los procesos a altas temperaturas usualmente involucran altas presiones. Con el gas se corre el riesgo de un incendio si llega a ocurrir una ruptura.

A altas temperaturas la corrosión es producida principalmente por varios componentes sulfúricos originados. A través de los años, mediante extensas investigaciones se han establecido los mecanismos de varias formas de corrosión por azufre.

· Corrosión por azufre: la corrosión por los componentes sulfúricos a temperaturas entre 260 y 540ºC (500-1000ºF) es un problema común en la mayoría de los procesos. La corrosividad de dichos componentes se incrementa con la temperatura. Dependiendo del proceso la corrosión puede ser uniforme, localizada o por erosión-corrosión. El control de corrosión depende por completo de la formación de metales sulfúricos protectores. Generalmente el níquel y las aleaciones del mismo son atacadas rápidamente por los componentes sulfúricos, mientras que los aceros que poseen cromo (como el aluminio), proveen una excelente resistencia a la corrosión.

En presencia de hidrogeno los compuestos orgánicos de azufre se convierten en acido sulfúrico. La combinación de este con el agua puede ser particularmente corrosiva, y es una regla comprobada que se requieren auténticos aceros inoxidables para obtener un efectivo control de corrosión. En estos casos también las tuberías usualmente requieren ser aluminizada para minimizar la corrosión por el acido.

Flujo En Gas En Dos Fases

1. Flujo en dos fases de gas liquido.

Aunque ha habido estudios numerosos de la reducción de la fricción en el flujo monofásico de la tubería de las soluciones del polímero, sólo han sido seis estudios del flujo bifásico del tubo del gas liquido con los polímeros disueltos en la fase del liquido, publicados Oliver y Hoon, 1968.

Oliver y Hoon (1968) estudiaron el flujo del nitrógeno-agua en lingote y el flujo anular en tubo del lustre de un 1/4". Los polímeros usados tenían altas concentraciones de la celulosa carboximetil (1.5 pesos %) y el oxido de polietileno (1.3 pesos %). ambos polímeros rinde las soluciones no newtonianas que han sido mostradas por otras (Hoyt, 1972) para exhibir la reducción de la fricción en flujo monofásico.

El objeto del estudio era investigar la influencia de las características no-Newtonianas del flujo de la fase del líquido en comportamiento bifásico del flujo. La gota de presión, la interrupción líquida y las medidas fotográficas extensas fueron hechas. En el régimen del flujo del lingote, los detalles del flujo eran diferentes para los líquidos newtonianos y no ­newtonianos. El modelo aerodinámico en los lingotes líquidos para el líquido newtoniano fue caracterizado por un modelo de la circulación del flujo en la mitad superior de la desviación del lingote y del flujo en el fondo. Sin embargo, solamente la desviación del flujo ocurrió para los lingotes líquidos no-Newtonianos. Además, el gas burbujea también tenía diversas dimensiones de una variable para los líquidos newtonianos y no-Newtonianos. No está claro si las observaciones antedichas son debido a la naturaleza no-Newtoniana de las soluciones del polímero o a sus viscosidades mucho más altas.

Las correlaciones de Lockhart-Martinelli (Govier y Aziz, 1972) para la interrupción y la gota de presión predijeron los valores que eran demasiado altos para el sistema no-newtoniano.

Mahalingam y Valle (1972) estudiaron el flujo del aire-agua en el flujo de la burbuja, del lingote, ondulado y anular en tubo plástico de un. Los polímeros usados eran Methocel 90 hectogramos (0.1 - 0.65 peso %) y Carbopol pesos % de 934 (0.15 - 0.25). ambos rinde las soluciones no-Newtonianas que no tienen fricción el reducir de características en flujo monofásico. Los modelos del flujo, la interrupción y las medidas de la gota de presión fueron hechos. Los modelos observados del flujo en los cuatro regímenes del flujo eran similares para los fluidos newtonianos y no-Newtonianos. Los resultados de la gota del holdup y de presión eran similares a los del Oliver y Hoon (1968).

Rosehart Et al (1975) señalaron medidas de la fracción vacía, velocidad del lingote y frecuencia del lingote para el flujo del lingote de los líquidos no-Newtonianos altamente viscosos (soluciones acuosas del polímero) y aire en la presión baja. El trabajo experimental fue realizado en un tubo plástico hori­zontal 2.54 centímetros de diámetro y 10.67 m en longitud. Los polímeros usados eran CMC 7H3S, Carbopol 941 y Polyhall 295. Un amplio rango de las concentraciones del polímero fue estudiado y cada uno de las soluciones era altamente viscoso y no-Newtoniana. El propósito principal del trabajo era investigar los efectos de las características no-newtonianas de la fase líquida el comportamiento del flujo gaseoso líquido del lingote. Las velocidades medias del lingote y las frecuencias del lingote del líquido fueron determinadas visualmente. Las medidas vacías de la fracción fueron hechas con un contador vacío eléctricamente de resonancia especialmente construido de la fracción opera­tiva en un modo capacitivo.

Las medidas de la velocidad del lingote verificaron una de las asunciones dominantes en modelos del flujo del lingote de Hubbard y de Dukler (1968). Fue encontrado que la pista del lingote del liquido viajó en el máximo de la velocidad del perfil gas y que el modelo se aplicó no solamente al sistema del aire-agua, sino también a los sistemas que implicaban los líquidos viscosos, no-Newtonianos.

La velocidad de translación del lingote líquido fue correlacionada con velocidad sin deslizamiento velocidad de la mezcla y encontró para aumentar con el aumento de viscosidad de la fase del líquido. Sin embargo, los autores no podían separar los efectos de la viscosidad y del carácter no-newtoniano. Los datos de la frecuencia del lingote fueron correlacionados por el número de Froude del lingote según el método de Gregory y de Scott (1969). La presencia de polímeros en la fase líquida tenía un efecto substancial en las frecuencias medidas del lingote debido al comportamiento no-newtoniano y posiblemente viscoelástico. Sin embargo, una relación general no podía ser determinada. Los datos vacíos de la fracción fueron correlacionados usando el método de Zuber y de Findlay (1964). Para los líquidos que se estudiaron, el coeficiente de distribución era constante para un tipo dado del polímero sobre una amplia gama de la concentración. Además, la velocidad de deriva media cargada no mostró una variación significativa con el tipo del polímero. Sin embargo, los valores eran mucho mayores que para el agua solamente (e. g., 25 a 50 en comparación con 0.0 para el agua). No se dio ninguna explicación para este resultado curioso.

Los datos experimentales también fueron comparados a las correlaciones vacías de la fracción de Lockhart-Martinelli (1949). Fue encontrado que, si las características fluidas no-Newtonianas considerado según el método de Skelland (1967) en la definición de los parámetros de Lockhart-Martinelli, la correlación líquida empírica de la interrupción dieron a valores razonables con valores el 20% más bajo que sugerido por Wicks Et al (1962). Greskovich y Shrier (1971) estudiaron el flujo del aire-agua y del nitrógeno-kero­sene en flujo del enchufe y del lingote en tubo plástico de un 1¹/₂". El coagulante del óxido de Polietileno (0.005 peso %) fue utilizado con agua y el polyisobutylene Vistanex L-200 (0.005 peso %) con keroseno. En estas concentraciones bajas, ambas soluciones del polímero exhiben esencialmente el comportamiento de la viscosidad New­toniano y la fricción significativa que reducen capacidad en flujo monofásico. La reducción de la gota de presión fue observada en todas las pruebas experimentales y extendidas a partir del 19 hasta el 50% para los sistemas del aire-agua-polímero y a partir el 25 al 29% para el sistema del nitrógeno-keroseno-polímero. Al conocimiento de los autores, su trabajo era la primera verificación publicada de la existencia de la reducción de la fricción en el flujo bifásico del tubo de las soluciones del gas-polímero.

Rosehart Et al (1972) estudiaron el flujo del lingote del aire-agua en un tubo del plástico del 1". El polímero estudiado era Polyhall los pesos % de 295 (0.0011 - 0.0184). para el flujo monofásico, las soluciones del polímero eran reducción levemente no Newtoniana, y exhibida de la fricción y degradación substanciales del polímero caracterizada por una disminución de su fricción que reducía capacidad con la época del flujo. Los resultados del flujo de las dos fases indicaron que la velocidad y la frecuencia del lingote eran inafectadas por la concentración del polímero. La reducción substancial de la fricción (tan arriba como el 60%) fue observada en flujo de las dos fases y encontrada al aumento con el aumento del número superficial de Reynolds del gas en un número superficial dado de Reynolds del líquido. Los parámetros de Lockhart-Martinelli correlacionaron los datos de la reducción de la fricción, pero los datos bajaron el aproximadamente 20% debajo del Lockhart-Martinell correspondiente línea. Los datos solos y del dos fases de la fricción de la reducción fueron correlacionados por la alguna "curva universal de la reducción de la fricción" del tipo propuesto por Virk Et al (1967 y 1970). Otten y empalmó (1976) realizado en el estudio experimental muy similar a el de Rosehart et del al (1972). El flujo del lingote del aire-agua en un tubo del plástico del 1"fue estudiado. El polímero usado era CarbopaI 941 (polímero carboxilo del vinilo) en el rango de la concentración del wppm 10 a 80. Provea de flujo de gas, las medidas de la tarifa eran modo con un rotameter de la precisión. Las medidas de la gota de presión fueron hechas con los manómetros usando líneas llenadas líquidas para humedecer las fluctuaciones de la presión resultando de flujo bifásico del lingote. Los datos líquidos monofásicos mostraron que la concentración óptima (es decir, donde ocurre la reducción máxima de la fricción) era el wppm aproximadamente 60 y que el polímero produjo niveles relativamente bajos del reducción de la fricción (el aproximadamente 30% o menos).

Las reducciones de la fricción en el mismo rango también fueron señaladas para el flujo bifásico. La reducción de la fricción fue encontrada para aumentar inicialmente con el aumento del número superficial de Reynolds del gas (Re_sg) en un número líquido superficial dado de Reynolds (Re_sL). en valores más altos de los res, la reducción de la fricción disminuyó con aumento posterior en los Re_sg para todo el del de las concentraciones estudiado. El valor Re_sg donde ocurrió este cambio en comportamiento era dependiente sobre la concentración del polímero del sg. Los autores atribuyeron estos fenómenos a la degradación de la caloría del producto químico y/o del mecanismo de los polímeros. Sin embargo, es más probable ser debido a la disminución de la fracción líquida "in-situ" del volumen con el aumento de los res para un constante re L. Será mostrado que el sg s en este informe que arrastra reducción en flujo bifásico depende no solamente de la tensión de esquileo, pero también de la relación de transformación "in-situ" del gas liquido.

En detalle, mientras que la reducción de la fricción aumenta con el aumento de la tensión de esquileo, disminuye con el aumento de la relación de transformación gaseosa líquida. Otten y empalmó encontrado, al igual que Rosehart et 01 (1972), que sus datos bifásicos de la reducción de la fricción se podrían correlacionar con los parámetros de Lockhart-/v1artinelli y que los datos bajaron algo debajo de la línea de Lockhart-/v1artinelli. También, sus datos solos y del dos fases de la fricción de la reducción fueron correlacionados por "una curva universal II del tipo propuesto por Virk Et al de la reducción de la fricción (1967 y 1970).

Además de las publicaciones discutidas arriba, una tesis reciente de Ph.D. que se ocupaba de la reducción de la fricción en flujo bifásico ha aparecido (Thwaites, 1973). Thwaites presenta un estudio experimental del flujo bifásico anular concurrente hacia abajo.

Las medidas fueron hechas de gradiente de la presión, espesor de la película liquida, la velocidad y frecuencia de la onda. Los resultados para la fricción que reduce la solución (Separan AP-30-agua) sistema de aire mostraron que la presencia de la fricción que reducía el añadido modificó la estructura del flujo de la película líquida considerablemente. La estructura de la onda en la película del agua era más regular que en una película de la solución del polímero y el inicio de la onda del disturbio ocurrió en un caudal líquido más alto para la solución del polímero. El polímero también afectó el régimen del flujo desplazando la línea del inicio de la onda del disturbio a caudales líquidos más altos. Las medidas del gradiente de la presión mostraron que el gradiente de la presión para la solución del polímero era considerablemente más bajo que ése para el agua en los altos caudales. Bajo estas condiciones la frecuencia más baja de la onda del disturbio produjo películas más lisas y por lo tanto menos fricción en la superficie de la película. Sin embargo, en el líquido bajo clasifica los gradientes de la presión de la solución del polímero eran más grandes que los gradientes del aire-agua.

El trabajo experimental de Thwaites y de Kulov se ha publicado recientemente (Thwaites Et Al, 1976). La conclusión principal de la publicación era que la presencia del agente estabilizador de reducción de la fricción yo la película por delaying la transición de la onda del disturbio a números más altos y a disminuir de Reynolds la frecuencia de las ondas. Además, un pequeño incremento en velocidad de la onda y espesor del film de la base también fue encontrado.

2. Estudio Del Flujo De Dos Fases

El equipo experimental el recurso experimental según lo mostrado en el cuadro 3.3 consistió básicamente en:

(a) Sistema del gas

(b) Sistema líquido y

(c) sección de la prueba.

Cada uno de estos componentes se describe por separado abajo.

(a) El sistema del gas: el sistema del gas fue compuesto de dos compresores. Un compresor de la tres-etapa Worthington. (X modelo G-3) capaz de entregar 45 Mscf/D en una presión de la descarga de 60 psig con una succión de 5 psig de la línea de gas de la ciudad fue utilizado para presurizar y/o para sangrar el sistema del gas y la sección de la prueba. El cuadro 3.4 es una fotografía del compresor de dos etapas del compresor Knight de Worthington (modelo KOA2-2) clasificado en 2 MMscf/D con una succión de 200 psig y una descarga de 1000 psig fue utilizada para reciclar el gas a través de la sección de la prueba. Pruebe los rotes del gas de la sección más bajo que el compresor máximo ha hecho salir, puente con la válvula de control de n (modelo DSG-160-418 del invalco del CE) fue instalado entre la succión y el disch del compresor knight. Este puente también sirvió como método conveniente para el lanzamiento.

(b) El sistema líquido el sistema líquido del reciclaje consistió en un tanque de la oleada de la alta presión (CE Natco, 1.9 pie3) conectados con la succión o tres bombas, que selección fue gobernada por el caudal desearon. Una válvula de control (tipo 108-1 del Masón-Neilan) también fue instalada entre el tanque de la oleada y la succión del compresor knight para sangrar el gas del tanque de la oleada al tanque del volumen de la succión. Esto alternadamente proporcionó a la pista necesaria para fluir líquido del separador al tanque de la oleada. Los caudales más bajos (0-28 B/D) fueron proporcionados por un Milroyal controlled la bomba del volumen (modelo B 1) con una presión máxima de la descarga de 900 psig. Los caudales del in¬termedio (25-240 B/D) fueron obtenidos con una bomba de FWI Triplex (modelo P-200A.) capaz de una descarga de 1440 psig, conducido por 5 un mecanismo impulsor variable de la velocidad del hp ESTADOS UNIDOS Varidrive (Veuse modelo VGH

102-705 RPM). Las tarifas líquidas más altas (200-750 B/D) fueron entregadas por una bomba de la cavidad de Moyno que progresaba (modelo 954) con una presión máxima de la descarga de 1000 psig. Esta bomba fue conducida por 20 un mecanismo impulsor variable de la velocidad del hp Borg-Warner (modelo 256TC-23B, 250-1800 RPM) con control electrónico de la velocidad. Una válvula de descarga situada en la descarga de las bombas proporcionó a la protección adecuada del sistema previendo return¬ing el líquido al tanque de la oleada. Las tres bombas y el tanque líquido de la oleada se muestran en el cuadro 3.7. Las bombas eran todas tipo positivo de la dislocación y fueron utilizadas como bombas de medición que la tarifa líquida también fue medida con dos contadores calibrados de la turbina (1/4 "ITT Barton y los modelos 7182-0001A y lOC1505 del Pescador-Portero del 3/4") con las recolecciones magnéticas que fueron conectadas con los contadores digitales del pulso (respectivamente serie 825 del ITT Barton y Camco FMT modelo). Los rangos de las tarifas líquidas para los contadores de la turbina eran 15-150 B/D y 100-1000B/D respectivamente. Las vávulas de bola reumáticamente funcionadas fueron utilizadas para seleccionar la turbina apropiada cuando una medida líquida de la tarifa fue deseada. Puente fue proporcionado tales que ningún líquido atravesó los contadores de la turbina cuando las medidas líquidas de la tarifa no eran hechas.

Las galgas de la temperatura y de presión fueron instaladas en la descarga de las bombas. Una válvula de cheque fue instalada inmediatamente antes de la te que se mezclaba. El sistema líquido entero fue proporcionado los drenes para quitar totalmente el líquido con eficacia. Una presión baja, tanque que se mezcla calibrado (la capacidad) 2bbl mezclaban las formulaciones líquidas bajo una manta del gas natural en 0.5 psig con mezclador de un Ligthnin constante de la velocidad (550 RPM) (modelo ND-1A). Los concentrados del reductor de la fricción fueron agregados al tanque que se mezclaba por la alimentación de gravedad sin la contaminación del aire del añadido.

Los contadores de la turbina y el tanque que se mezcla líquido también se muestran en el cuadro 3.7.

(c) Pruebe la sección que la sección de la prueba fue compuesta de tres líneas horizontales río abajo de la te que se mezclaba. Las tres tallas del tubo eran 1.050, 2.050 y 3.050". La línea de acero tubo de la identificación del fue seleccionada de los múltiples proporcionados en ambos extremos de la sección de la prueba. En la entrada y la salida de cada línea de la prueba, termómetros bimetálicos de Ashcroft (0-200 F) fue instalado. Cada línea de la prueba fue precedida y seguida por dos curvas antes de incorporar los múltiples. Tres golpecitos de la presión (1/16 "diámetro) fueron situados en cada línea de la prueba aproximadamente 50 pies de separado. El primer golpecito de la presión en cada línea era por lo menos 200 diámetros del tubo río abajo de la curva de la entrada.

Las longitudes de la salida eran aproximadamente 100 diámetros del tubo. Estas longitudes eran consideradas mínimas para evitar efectos serios del final. El cuadro 3.8 es una fotografía de la sección de la prueba. El múltiple en la salida de la sección de la prueba volvió la mezcla bifásica a un separador de alta presión (CE Natco, 8.1 pie3). El líquido del maquillaje y también concentrado aditivo se podía agregar por la alimentación de gravedad a este separador sin la contaminación del aire del sistema. El líquido fue vuelto al tanque de la oleada a través de una válvula de control llano líquida (CE Invalco DSG¬160-418 modelo). El gas fue vuelto a la succión del compresor knight. La presión posterior en el separador fue fijada con una válvula de control de Camflex del

Masón-Neilan (modelo 35-35200). El separador gaseoso líquido y las válvulas de control asociadas se muestran en el cuadro 3.9.

La instrumentación para los gradientes de la presión que miden y la presión en la sección de la prueba y el equipo de la calibración del transductor se ilustran esquemáticamente en el cuadro 3. 10. El sistema de la medida de la presión consistió en un separador miniatura primario en cada golpecito de la presión, manifolded a cada uno de las tallas del tubo, y conectó con un separador miniatura secundario lo¬calizado en una tarjeta del transductor con eficacia libremente las líneas de la transmisión de la acumulación condensada líquida. Las válvulas de aguja fueron utilizadas para presurizar el sistema del transductor para evitar daño del equip¬o. El cuadro 3.11 es una fotografía de la tarjeta del transductor.

Las medidas de la presión absoluta y de la gota de presión fueron hechas con cuatro transductores variables calibrados de la repugnancia de Validyne (temperatura compensada) (modelo DPI5) con los cuerpos de alta presión y los diafragmas variables. Una alta calidad, galga de presión calibrada también fue instalada. Un desmodulador de Validyne (modelo CD15) fue conectado con cada trans¬ductor y su salida fue registrado en un éster dual de la sensibilidad. registrador de linea Angus (modelo AW). Las marcas del punto en el registrador fueron hechas momentáneamente desconectando la señal de entrada de información al registrador, así permitiendo que los varios rastros sean sincronizados con las medidas del tiempo del flujo. Las marcas del punto también fueron hechas en el registrador del contador del orificio del gas. El equipo electrónico, a excepción de los transductores, fue situado dentro de una temperatura regu¬lated el edificio. Los desmoduladores y los registradores se muestran en el cuadro 3.12.

El transductor de la presión absoluta fue calibrado con un probador del dead-weight de la ingeniería del chandler (modelo 23-1). Los transductores de presión diferenciada fueron calibrados con el gas natural usando uno de tres manómetros de Meriam el 50"(modelo WA25MM)

El procedimiento experimental el procedimiento experimental se divide para la claridad en las subdivisiones siguientes:

(a) El gas natural el sistema de flujo entero fue purgado inicialmente del aire con el gas natural provisto por el compresor de Worthington. Con el sistema del líquido aislado, el sistema del gas y la sección de la prueba fueron presurizados con el gas natural a la presión deseada (típicamente 400-600 psig) con el compresor de Worthington. Este compresor entonces fue aislado del resto del sistema de flujo. El compresor knight fue encendido con solamente puente abierto. Después de lanzamiento, la tarifa del gas a través de la sección de la prueba fue ajustada al valor deseado y la presión de sistema fue ajustada con puente y la válvula de control en el separador. La temperatura de la sección de la prueba fue regulada controlando el caudal de aire a través de los refrigeradores del aire en el compresor knight. El sistema del transductor fue presurizado gradualmente, tales que ningún daño ocurrió a los diafragmas del transductor. El temporizador fue comenzado cuando las condiciones deseadas del flujo a través de la sección de la prueba eran satisfactorias. Los varios registradores de carta fueron sincronizados creando marcas del punto en las grabaciones. La gota de presión y las medidas de la presión absoluta fueron hechas continuamente en la sección de la prueba y en el sistema de medición del gas. Las temperaturas fueron registradas periódicamente. El caudal del gas, la presión de la sección de la prueba y/o el temperatura fueron variados según lo deseado obtener otro punto de referencias. Cuando no hay otros datos para ser obtenida en una condición dada, el sistema del transductor fue aislado de la sección de la prueba, y el sistema fue vuelto a cualquiera desviada completamente, cuando los cambios de la placa del orificio eran necesarios, o el compresor fue parado cuando no hay otros funcionamientos ser hecha.

(b) El Gas-gas-Hexano natural antes de un funcionamiento, el sistema líquido fue llenado de hexano en la presión baja presurizando el tanque de alimentación, que contuvo la carga líquida, con el gas natural de la botella. El volumen de líquido admitido al sistema líquido fue registrado (típicamente, aproximadamente 50 galones). El tanque de alimentación entonces fue aislado del sistema de flujo líquido. Con la línea se cerró entre el separador y el tanque de la oleada, el sistema líquido fue presurizado con el gas natural. La bomba apropiada entonces fue seleccionada dependiendo del caudal deseado y las otras dos bombas fueron aisladas del sistema de flujo líquido.

La tarifa del gas, la presión de la sección de la prueba y la temperatura fueron ajustadas según lo descrito previamente. La presión en el tanque de la oleada fue ajustada con la válvula de control entre el tanque de la oleada y la succión del compresor knight. La línea de gas usada para presurizar el sistema líquido con el gas natural era cerrada y la línea de vuelta líquida entre el tanque de la oleada y el separador fue abierta. La bomba fue encendida y el caudal líquido deseado fue fijado. El caudal líquido fue medido (opcionalmente) con los contadores de la turbina. La temperatura y la presión líquidas también fueron registradas. Las cantidades significativas de gas natural disolvieron inicialmente en el hexano.

Cuando el sistema de flujo entero vino al equilibrio, las lecturas necesarias fueron tomadas para obtener un punto de referencias. El proceso del equilibrio requirió el líquido ser circulado dos a tres veces a través de la sección de la prueba. La tarifa líquida fue variada y el sistema fue permitido venir al equilibrio otra vez, en cuyo caso otro punto de referencias fue tomado. Cuando no se requirió ningunos otros puntos de referencias dentro del rango de los caudales posibles con ninguna bomba parti¬cular, otra bomba fue seleccionada para cubrir un diverso rango del caudal. La tarifa del gas, la presión de sistema y la temperatura también fueron reajustadas según lo deseado. En el final de una serie de funcionamientos líquidos, un punto de referencias del gas también fue tomado, pero los tiempos largos del flujo fueron requeridos para el estado constante debido a la niebla fina en la fase de gas. Esto dio constantemente gradientes levemente más altos de la presión de la sección de la prueba que pruebas monofásicas del gas antes de la introducción líquida a la sección de la prueba.

(c) Las formulaciones naturales del Hexane-añadido del Gas-Hexane-Añadido fueron introducidas en el sistema de flujo de las maneras siguientes:

1. El mezclarse del hexane y del añadido en el tanque de mixil1g-feed e introducción subsiguiente de este líquido en el sistema de flujo.

Este procedimiento es totalmente análogo a ése mencionado en (b) para el flujo natural del gas-gas-hexane. El proceso que se mezcla se describe detalladamente abajo.

El mezclarse del hexane y del concentrado aditivo en el sistema de flujo gaseoso líquido introduciendo el concentrado en el separador.

El separador fue elegido como el recipiente que se mezclaba puesto que aseguró flujo turbulento, un requisito esencial para mezclarse rápido del hexane y concentró el añadido. El reductor de la fricción fue agregado en cantidades aproximadamente iguales en los intervalos iguales del tiempo por la alimentación de gravedad al separador gaseoso líquido. Los datos experimentales fueron obtenidos según lo descrito en (b) arriba.

(d) La temperatura de la calibración, la presión y el caudal fueron medidos con instrumentos pre-calibrados. Todos los termómetros bimetálicos fueron calibrados simultáneamente con un termómetro de la precisión. La presión fue medida con los transductores y las galgas de presión calibrados. Los transductores fueron calibrados siempre que los diafragmas fueran cambiados. Además, la linealidad y la calibración para el transductor de la presión absoluta fueron verificadas periódicamente con el probador del dead-weight. Los cheques de Doily también fueron hechos con un formón calibrado de la presión de la precisión. Los transductores de presión diferenciada también fueron calibrados periódicamente para verificar linealidades, y también siempre que las tres lecturas de la presión diferenciada no convinieran suficiente para el flujo del gas.

Los transductores fueron calibrados simultáneamente en la presión baja presurizando la tarjeta del transductor con igualar y las válvulas de calibración se abren. Los tres manómetros, así como el tanque del volumen, también fueron igualados en esta presión. Las válvulas que igualaban entonces fueron cerradas en los manómetros y en cada transductor de presión diferenciada. La presión diferenciada deseada fue creada regulando la presión con uno de los reguladores de precisión de la presión. Mezclar-alimente el tanque fue calibrado midiendo el volumen de contenido líquido contra una escala arbitraria de la calibración situada en el tanque. Los contadores de la turbina, así como las bombas, fueron calibrados simultáneamente midiendo el tiempo requerido para desplazar una masa dada del líquido en un equilibrio total.

(e) La purificación líquida el fondo de la columna de la destilación fue llenada al nivel deseado del líquido y el condensor fue llenado de agua que se refrescaba. El vapor de presión baja fue girado y el líquido fue permitido hervir suavemente. El condensor fue permitido alcanzar temperatura de funcionamiento y la tarifa del agua que se refrescaba fue ajustada según lo deseado dependiendo de la temperatura del agua de la entrada y de la temperatura en el compartimiento del boilup del alambique. El caudal de la solución contaminada en los fondos inmóviles fue controlado con puente alrededor de la bomba. La tarifa del boilup fue controlada por el caudal y la temperatura del vapor en los tubos de la caldera.

La tarifa de la destilación fue controlada regulando el nivel condensado en el condensor. Los fondos inmóviles fueron quitados periódicamente para prevenir la acumulación excesiva de contaminantes. El hexane destilado fue permitido colocar en tambores, así permitiendo que el agua y las partículas sólidas se separen. El proceso destilador fue relanzado para reducir al mínimo impurezas líquidas.

(f) La preparación de la solución esta sección se restringe a la preparación de la solución en mezclar-alimenta el tanque. Aproximadamente 75 galones de hexane purificado fueron transferidos de los tambores que colocaban a mezclar-alimentan el tanque. La cantidad requerida de añadido fue pesada en un equilibrio total. Después de que el añadido fuera agregado a mezclar-alimente el tanque del volumen del tanque, él fue presurizado con el gas natural. Después de que el mezclador fuera comenzado, el añadido fue alimentado al mezclar-alimenta el tanque y permitido mezclarse para aproximadamente una hora. La formulación líquida preparada así fue permitida sentarse por por lo menos 24 horas bajo una manta del gas natural en 0.5 psig antes de la introducción en el sistema de flujo.

3. Correlación De Vapor-Presión De Antoine

Antoine propuso una modificación simple de Eq. (6-2.3) que se han utilizado extensamente,

LnP_vp=A- B (6-3.1)

T+C

Cuando C = 0, Eq. (6-3.1) invierte a la ecuación de Clapeyron

(6-2.3).

Las reglas simples se han propuesto para relacionar C con la punta que hervía normal para ciertas clases de materiales, pero estas reglas no son confiables y la única manera de obtener los valores de las constantes es regresar los datos experimentales.

Tabulamos valores de A, de B, y de C para muchos materiales en el apéndice A para Pvp en milímetros de mercurio y T en kelvin. La gama de temperaturas aplicable no es grande y en la mayoría de los casos corresponde a ejerza presión sobre el intervalo de cerca de 10 a 1500 milímetros hectogramo. La ecuación no debe ser exterior usado que la temperatura indicada se limita.

Cox sugirió una correlación gráfica en la cual la ordenada, representando Pvp, es una escala del registro, y a, línea recta (con una cuesta positiva) fue trazado. - la línea que se inclina se toma para representar la presión del vapor del agua (o de alguna otra sustancia de la referencia). Puesto que la presión del vapor del agua se sabe exactamente en función de temperatura, la escala de la abscisa un marcado en unidades de la temperatura. Cuando las escalas del vapor-presión y de la temperatura están preparadas de esta manera, las presiones del vapor para otros compuestos se encuentran para ser líneas casi rectas. Calingaert y Davis han mostrado que la escala de la temperatura en esta carta de Cox es casi equiva1cntto la función (T C)-I, donde está aproximadamente -43 C K para muchos materiales que hierven entre 0 y 100°C. Así la carta de Cox se asemeja de cerca a un diagrama de la ecuación de la vapor-presión de Antoine. También, para la serie homóloga, un fenómeno útil se observa a menudo en las cartas de Cox. Las líneas rectas para cada miembro de la serie homóloga convergen generalmente a una punta cuando están extrapoladas. Esta punta, llamada la punta infinita, es útil para proporcionar a un valor de la presión del vapor para un nuevo miembro de la serie. Dreisbach presenta una tabulación de estas puntas infinitas para las series homólogas.

4. Correlaciones Del Dos-Parámetro

El no ideal de un gas es expresado convenientemente por el factor Z de la compresibilidad,

Z = RT

Pv (3-2.1)

Donde

P = presión absoluta

T = temperatura absoluta

R = constante de gas universal

Si V está en centímetros cúbicos por topo del gramo, P en atmósfera, y T en Kelvin, entonces R = 82.04.t para un gas ideal Z = 1.0. Para los gases verdaderos, Z es normalmente menos que la unidad, excepto en presiones o temperaturas muy altas. La ecuación (3-2.1) se puede también utilizar para definir Z para un líquido en este caso está normalmente mucho menos que el de unidad.· el factor de la compresibilidad se correlaciona a menudo con la temperatura reducida T, y la presión P, como Z = el f(T "P) (3-2.2) donde T, = T/Te y P, = tubo. El f (de la función) ha sido obtenido de p experimental V - los datos de T por Nelson y Obert [ 83], y las curvas finales se muestran en los higos. 3-1 a 3-3.

Muchos gráficos similares a ésos en los higos. 3-1 a 3-3 se han publicado. Todos diferencian algo, como cada uno refleja la opción del autor de datos experimentales y cómo se alisan los datos. Ésos mostrados son tan exactos como algunos diagramas del dos-parámetro publicaron, y tienen la ventaja agregada que los volúmenes se pueden encontrar directamente. Las curvas del reducir-volumen se basan en volúmenes reducidos ideales, como el factor de posicionamiento es RT, /p, más bien que V, la ecuación (3-2.2) es un ejemplo de la ley de estados correspondientes. Esta ley, aunque no exacta, sugiere que las características reducidas del configuracional de todos los líquidos sean esencialmente iguales si estén comparadas en las temperaturas y las presiones reducidas iguales. Para p V – las características de T, esta ley da

V_r= V

RT_c/P_c

O (3.22)

Z=Z_cf₂ (T_r, P_r)

A excepción de los líquidos altamente polares o de los líquidos integrados por moléculas grandes, los valores de Z, para la mayoría de los compuestos orgánicos se extienden a partir de la 0.27 a 0.29. Si se asume para ser una constante, Eq. (3-2.4) reduce a Eq. (3-2.2). En Vea. 3-3, Z, se introduce como tercer parámetro que correlaciona (además de T, y de P) para estimar Z, pero no en la forma de Eq. (3-2.4). En Eq. (3-2.2), T, y p, son factores de posicionamiento no dimensiónales T y se han propuesto los factores de posicionamiento de P. Una tabulación conveniente de T, y P, se presenta en el apéndice A, y los métodos para estimarlos se describen adentro consideran. 2-2

5. La ecuación de las correlaciones del Tres-Parámetro

(3-2.2) es una ecuación del dos-parámetro estado

Asuma que hay diferente, pero único, funciones Z = f(Tr, banda) para cada clase de componentes puros con el mismo Z. entonces, para cada Z, nosotros tienen un diverso conjunto de los higos. 3-1 a 3-3. Todos los líquidos con el mismo Z, valores entonces siguen el Z - Tr - comportamiento de la banda mostrado en las cartas trazadas para ese Z determinado. Tal estructuración conducen de hecho a un aumento significativo en exactitud. Esto es exactamente qué fue hecha en el desarrollo de los vectores de Lydersen-Greenkorn-Hougen, que primero aparecieron en 1955 y fueron modificados más adelante.

Aquí, Z se tabula en función del Tr y la banda con los vectores separados para los varios valores de Z. Edwards y Thodos también ha utilizado Z, en una correlación para estimar densidades saturadas del vapor de compuestos no polares. Un tercer parámetro alterno es el factor acentric de Pitzer, definido adentro considera. 2-3. Este factor es un indicador del nonsphericity del campo de la fuerza de una molécula publicado. Vectores lista 3-1 y 3-2 que ésos elaboraron por Lee y Kesler. El método de cálculo se describe más adelante en considera. 3-9. Con los vectores 3-1 y 3-2, Z se puede determinar para ambos gases y los líquidos que el vector de Z(O) conviene con ése presentaron bien originalmente por Pitzer et el al., sobre el rango de T, y P, común a ambos. El vector de la desviación-función de las heces y de Kesler (vector 3-2) diferencia algo de el de Pitzer y del enrollamiento, pero de la prueba extensa indica que el vector nuevo es el más exacto. Los vectores 3-1 y 3-2 no fueron pensados para ser aplicables para los líquidos fuertemente polares, aunque están a menudo así que utilizado con exactitud que sorprende excepto en bajas temperaturas cerca de la región del saturar-vapor. Aunque no se ha adoptado ninguno extensamente, las técnicas especiales se han sugerido para modificar Eq. (3-2.1) a los materiales polares. El énfasis considerable se ha puesto en Pitzer-Encrespa la relación generalizada. Ha demostrado ser exacto y general cuando está aplicado a los gases puros. Solamente el factor acentric y la temperatura y la presión críticas necesitan ser sabidos. Es probablemente el resultado más acertado y más útil de la teoría de los corresponder-estados.