Planta Desalinizadora Solar.pdf

TRABAJO ESPECIAL DE GRADO

“DISEÑO DE PLANTA EXPERIMENTAL DE DESALINIZACIÓN

SOLAR PARA ABASTECER DE AGUA POTABLE A ZONAS

RURALES DE LA GUAJIRA VENEZOLANA”

Presentado ante la Ilustre

Universidad Central de Venezuela

Por el Br. Pocaterra Linares, Javier E.

Para optar al Título

De Ingeniero Mecánico.

Caracas 2002

TRABAJO ESPECIAL DE GRADO




TUTOR ACADÉMICO: Prof. Ing. Rodolfo Berrios.

TUTOR INDUSTRIAL: Ing. MSc. Xabier Sanjuan.

Presentado ante la Ilustre

Universidad Central de Venezuela

Por el Br. Pocaterra Linares, Javier E.

Para optar al Título

De Ingeniero Mecánico

Caracas 2002

Pocaterra L., Javier E.




Tutor Académico: Prof. Ing. Rodolfo Berrios. Tutor Industrial: Ing. Xabier Sanjuan.

Tesis. Caracas, U.C.V. Facultad de Ingeniería. Escuela de Mecánica. 2002, 146 pág.

Palabras clave: Desalinización Solar Térmica, Destilador Solar Simple, Bombeo Eólico

Neumático, Air Lift Pumps, Data Meteorológica de la Guajira.

Resumen: Se diseñó una Planta Desalinizadora operada en base al proceso de

humidificación solar mediante la utilización de destiladores solares simples, tecnología

cuya simplicidad en el mantenimiento y operación facilitan que la comunidad beneficiada

se involucre en el proyecto. Puesto que se trata de un proyecto piloto, se seleccionó una

pequeña comunidad Wayüu de la Alta Guajira y en base a los requerimientos de consumo

diarios y conociendo el potencial solar, eólico e hídrico se dimensionó la Planta. El diseño

abarcó los tres sistemas principales de la Planta: (1) el sistema desalinizador conformado

por los módulos destiladores, del cual se presenta un diseño optimizado; (2) el sistema de

distribución de agua salobre, recolección de destilado y almacenamiento y (3) el sistema de

bombeo eólico neumático para la extracción del agua salobre del subsuelo. Se realizaron

pruebas experimentales con el destilador prototipo (previamente modificado) desarrollado

en la UCV en las cuales: (1) se evaluó la productividad diaria bajo las condiciones de

insolación en la zona, (2) se propusieron mejoras a ser aplicadas en el modelo de

producción y (3) se evaluó la calidad química y microbiológica del agua. Finalmente se

realizó un estimado de los costos y un análisis económico que demostró el atractivo de esta

alternativa, que aunado a las oportunidades de desarrollo sustentable, demostraron la total

factibilidad de este proyecto.

Agradecimientos:

Primeramente y ante todo a mi Dios Jehová,

Supremo Ingeniero del Universo,

por la vida y salud que me hicieron posible cumplir esta meta.

A mis queridos padres por su paciencia y palabras de aliento.

Al Profesor Ing. Rodolfo Berrios por haber

apoyado y creído en este proyecto.

A mi tutor industrial Ing. MSc. Xabier Sanjuan,

por su brillante ayuda, paciencia y espíritu entusiasta,

A los profesores:

Dr. Ing. Stefan Zarea e Ing. Juan Ruilova

por sus valiosas apreciaciones

Al Lic. MSc. Vicente Sánchez y a los siguientes

profesionales de INTEVEP PDVSA

que brindaron una inestimable ayuda:

Ing. Jack Jenkinns.

Ing. Camilo Manduca.

Sr. Jorge Ramírez

Lic. Isora Ransón.

Lic. Exmirna Castillo.

A la Sra. Gisela Pocaterra,

de la Dirección de Fronteras de CORPOZULIA

por el apoyo e interés en el proyecto.

A mis compañeros Leonardo Ruiz, Elvis Velis, Luis G. Santana y

a todas aquellas personas que de una u otra

forma participaron en el proyecto.

ÍNDICE Página

INTRODUCCIÓN . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .1

CAPÍTULO I: PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA

1.1.- Motivación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

1.2.- Planteamiento del problema . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3

1.3.- Objetivo general . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

1.3.1.- Objetivos específicos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .4

CAPÍTULO II: APROVECHAMIENTO DE LA ENERGÍA SOLAR Y EÓLICA

2.1.- Aprovechamiento de la energía solar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

2.2.- Aprovechamiento de la energía eólica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

2.3.- Condiciones geográficas y climáticas en la Alta Guajira Venezolana . . . . . . .11

CAPÍTULO III: PROCESO DE DESALINIZACIÓN POR HUMIDIFICACIÓN SOLAR

3.1.- Principios básicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .13

3.2.- Eficiencia de los destiladores solares . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .16

3.3.- Análisis de Transferencia de calor en un destilador solar simple . . . . . . . . . . 18

3.4.- Alternativas para mejorar el rendimiento de los destiladores solares . . . . . . . 24

3.5.- Selección de materiales para la fabricación del destilador. . . . . . . . . . . . . . . . 25

3.6.- Antecedentes de Plantas Desalinizadoras de Humidificación Solar. . . . . . . . .27

CAPÍTULO IV: BOMBEO NEUMÁTICO O ELEVACIÓN DE AGUA POR AIRE

4.1.- Principio de funcionamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

4.2.- Consideraciones para el diseño de bombas neumáticas . . . . . . . . . . . . . . . . . .34

4.2.1.- Sumersión . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

4.2.2.- Presión de aire requerida . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .37

4.2.3.- Volumen de aire requerido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37

4.2.4.- Criterio para la selección de los diámetros de las tuberías . . . . . . . . . . . . 39

4.2.5.- Unidad compresora . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

4.3.- Ventajas y desventajas de los sistemas de bombeo neumático. . . . . . . . . . . . .42

CAPÍTULO V: DISEÑO DE LA PLANTA

5.1.- Consideraciones de diseño . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .44

5.2.- Descripción de la comunidad a beneficiar con el proyecto . . . . . . . . . . . . . . .46

5.3.- Descripción de la Planta Desalinizadora Solar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

5.3.1.- Sistema de bombeo eólico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .49

5.3.2.- Sistema de distribución de agua salobre, recolección de

agua destilada y de almacenamiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .52

5.3.3.- Sistema desalinizador . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

5.3.4.- Equipo opcional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .62

CAPÍTULO VI: CÁLCULOS.

6.1.- Estimación de las necesidades de consumo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .63

6.2.- Cálculo del número de destiladores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .64

6.3.- Cálculos del sistema de bombeo neumático . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

6.3.1.- Sistema de bombeo neumático para extracción del agua salobre

del subsuelo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

6.3.2.- Sistema de bombeo neumático para elevación del agua destilada de

la tanquilla al tanque elevado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .69

6.4.- Selección del compresor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

6.4.1.- Cálculo de la potencia requerida por el compresor . . . . . . . . . . . . . . . . . .74

6.5.- Cálculo de la potencia aerodinámica disponible . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

6.5.1.- Estimación de la relación entre velocidad de giro del rotor

y velocidad del viento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78

6.5.2.- Estimación del torque producido por el rotor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .79

6.6.- Estimación del caudal de aire entregado por el compresor en

función de la velocidad del viento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .79

6.6.1.- Estimación del volumen del depósito de aire . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .82

6.7.- Cálculo de los diámetros de las tuberías de distribución de

agua salobre y estimación de pérdidas hidráulicas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .84

6.8.- Cálculo de la sombra proyectadas por las estructuras elevadas . . . . . . . . . . .88

CAPÍTULO VII: PRUEBAS EXPERIMENTALES

7.1.- Objetivo de las pruebas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

7.2.- Modificaciones realizadas al destilador prototipo y

realización de pruebas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

7.3.- Resultados obtenidos de las pruebas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 95

7.4.- Observaciones realizadas durante las pruebas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .98

7.5.- Análisis químico y bacteriológico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .99

CAPÍTULO VIII: MANUAL DE OPERACIÓN Y MANTENIMIENTO

8.1.- Manual de operación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .102

8.2.- Manual de mantenimiento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .104

CAPÍTULO IX: ESTIMACIÓN DE COSTOS Y ANÁLISIS ECONÓMICO

9.1.- Estimación de costos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

9.2.- Análisis Económico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111

9.3.- Desarrollo Sustentable . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119

CONCLUSIONES . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .122

RECOMENDACIONES . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .124

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125

APÉNDICE I : Data Meteorológica de la Guajira. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .128

APÉNDICE II : Análisis Químico y Bacteriológico de las muestras de agua . . . . . . . . 136

APÉNDICE III: Data técnica de equipos y tuberías. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 140

ANEXOS: Estimación de costos de transportación de agua a la Alta Guajira . . . . . . . . .(*)

(*) VÉASE EL ARCHIVO ANEXOS.PDF INCLUIDO EN EL CD.

INTRODUCCIÓN

El agua potable, un recurso definitivamente limitado, vital para la existencia de la vida

y una necesidad para el desarrollo social, económico y la sustentabilidad ambiental, está

comenzando a escasear. El aumento de la población humana, la expansión de las zonas

desérticas a raíz de los cambios climáticos y la contaminación están ejerciendo una

tremenda presión sobre las reservas naturales de este valioso líquido. En aquella zonas

donde la demanda de agua excede la capacidad de los acuíferos, donde las reservas

naturales de agua no son potables y donde la transportación de agua en camiones cisternas

representa un elevado costo, la desalinización de agua marina o salobre de pozo se

vislumbra como la opción mas adecuada.

Una diversidad de tecnologías de desalinización han sido desarrolladas en los últimos

años; por mencionar algunas se tienen los procesos de ósmosis inversa, electrodiálisis,

compresión de vapor, etc., que aunque eficientes resultan muy costosas de operar y

mantener, en especial en aquellas comunidades remotas donde no se cuenta con el

adecuado soporte técnico que exigen estás tecnologías sofisticadas.

En cambio, la desalinización solar se ha presentado como una prometedora alternativa

para el tratamiento de aguas para consumo humano, cuya particularidad radica en que usa

un recurso energético gratuito, es de simple tecnología y que produce mínimo impacto

ambiental. El constante desarrollo de estos sistemas ha demostrado la factibilidad y la

conveniencia de su utilización en aquellas zonas áridas que tienen un gran potencial de

energía solar y en donde la demanda de agua potable no es muy alta (hasta 40 m3/dia) [4]*.

* Un número entre corchetes [ ] remite a la correspondiente referencia bibliográfica.

1

CAPÍTULO I

PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA

1.1- MOTIVACIÓN:

En la actualidad, la utilización de las energías renovables, empieza a considerarse

como una opción atractiva para el desarrollo, especialmente a pequeña y mediana escala, en

zonas donde la disponibilidad de recursos renovables (Sol y viento) es elevada. Un ejemplo

de esto lo tenemos en la Península de la Guajira venezolana. En esta zona, enclavada en la

frontera nordeste del país habita casi el 63% de la población indígena del país, de acuerdo

al último censo de la OCEI [25]. Estas comunidades tienen una especial connotación

estratégica en lo que se refiere a la política fronteriza del Estado Venezolano.

Lamentablemente, por muchos años no se han aplicado de manera consecuente políticas

de desarrollo en consonancia con la importancia que tienen estas zonas para la Seguridad

Nacional. Prueba de esto, es que en la actualidad las etnias de estas zonas tienen que

cohabitar con problemas de la más diversa índole: desde la inseguridad, guerrilla y

narcotráfico hasta la escasez o ausencia absoluta de servicios de agua potable, lo cual se

manifiesta en una grave situación de insalubridad y las consiguientes enfermedades que no

alcanza a satisfacer la precaria red de Salud Pública.

Las adversas características climáticas de la Guajira Venezolana, zona de escasas

precipitaciones, constituyen factores determinantes que hacen que el consumo de agua,

tanto para consumo humano como animal, se constituya en una tarea que demanda de la

comunidad gran parte de su tiempo e ingentes recursos.

En los últimos años se han intentado aplicar correctivos a esta problemática en algunas

comunidades, por medio del abastecimiento de agua en camiones cisternas de las entidades

municipales. Pero el suministro depende de la disponibilidad de transporte, y tener

camiones que se usan para entregar el agua permanentemente resulta muy costoso. Se ha

estimado que el costo anual del envío de camiones cisternas a la Alta Guajira asciende a

2

unos Bs. 216.000.000°° (véase ANEXOS.PDF(*)). Además, las vías de transporte son malas

y las averías y otras circunstancias imprevistas evitan las entregas fiables. Por todo lo antes

mencionado, se hace necesario formular soluciones que permitan solventar esta situación,

asegurando suministros de agua potable en calidad y cantidad suficientes de manera

continua o permanente.

La empresa petrolera nacional, interesada en el desarrollo social de nuestras fronteras,

ha propuesto llevar a cabo el estudio presentado en el siguiente trabajo, a saber el diseño de

una Planta Desalinizadora de Energía Solar Térmica para comunidades indígenas de la

Guajira Venezolana. Este tipo de iniciativa, resultan compatibles a los planes de

instituciones como CORPOZULIA que se encuentran trabajando para crear un nuevo

modelo de desarrollo que cultive, a través del acondicionamiento de las áreas, el deseo de

los habitantes de la comunidad indígena Wayuu de permanecer en sus tierras y garantizar

de esta forma su presencia necesaria para el resguardo de la Soberanía Nacional y de la

justicia social para nuestras etnias.

1.2- PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA:

Como se ha venido comentando, la situación actual en la Guajira Venezolana es crítica

en cuanto a suministro y distribución de agua se refiere. Debido a esta situación se ha

propuesto el diseño de una Planta Desalinizadora de agua operada por Energía Solar

Térmica en La Guajira Venezolana. Cualquier sistema de desalinización pensado para el

uso en zonas remotas debe ser diseñado considerando:

Simplicidad en su estructura.

Bajos costos de instalación y mantenimiento.

Facilidad de transporte de los equipos y componentes de la Planta.

Sencillez en la operación y mantenimiento.

Componentes de fabricación nacional y/o repuestos de fácil disponibilidad.

(*) Este archivo se incluye en el CD

3

1.3- OBJETIVO GENERAL:

Diseño de una planta desalinizadora de agua por energía solar térmica, empleando

módulos destiladores solares (Solar Stills), para comunidades rurales en la Guajira

venezolana.

1.3.1- OBJETIVOS ESPECÍFICOS:

Determinar la comunidad con mayor carencia de agua.

Definir el número de personas totales a servir y el área disponible para la

instalación de la planta.

Determinar las necesidades de consumo diario de agua, de acuerdo a la

normativa vigente para zonas rurales.

Determinar el potencial hídrico aprovechable en la comunidad.

Determinar el potencial eólico y solar en la comunidad.

Ingeniería Conceptual: fenómenos de transferencia de calor en el destilador,

potencia teórica y real del viento, hidráulica de abastecimientos de agua.

Etapas del Proceso de diseño:

o Estimación del caudal a suministrar.

o Diseño del módulo destilador de producción.

o Dimensionamiento de los tanques de almacenamiento de agua salobre y

tratada.

o Diseño del sistema de distribución de agua salada y de recolección del

agua destilada

o Diseño del sistema de bombeo eólico.

o Selección de los materiales más adecuados para la Planta.

Estimación de Costos.

Elaboración del Plan de Operación y de Mantenimiento de la Planta.

Diseño de la Planta desalinizadora de agua por energía solar térmica,

empleando módulos destiladores solares, para la comunidad indígena

seleccionada.

4

CÁPITULO II APROVECHAMIENTO DE LA ENERGÍA SOLAR Y EÓLICA

En la actualidad, la utilización de energías alternativas empieza a considerarse como

una opción atractiva para el desarrollo, especialmente a pequeña y mediana escala y en

zonas donde las disponibilidad de recursos energéticos renovables es elevada. El objetivo

de todos los proyectos de aplicación de energías alternativas es hacer un uso racional y

eficiente de estas fuentes. Para esto se requiere conocer los aspectos generales de su

aprovechamiento, objetivo de la siguiente sección.

2.1.- APROVECHAMIENTO DE LA ENERGÍA SOLAR:

Para hacer más efectivo el diseño y construcción de una planta desalinizadora solar, es

importante conocer los desafíos que representa el uso de energía solar. Se requiere conocer

con precisión la dirección e intensidad con la que incide la radiación solar, un recurso de

aprovechamiento intermitente. Para esto es necesario referir la posición del sol a la posición

del observador en la superficie de la tierra, es decir, se asume el enfoque tolemaico de

considerar al Sol como un cuerpo que se mueve alrededor de la Tierra en una esfera celeste

imaginaria concéntrica a esta. Dado que el Sol se “mueve” en una superficie esférica,

bastan dos ángulos para determinar su posición en cualquier instante, a través de los

siguientes ángulos, también llamados coordenadas solares :

Altitud Solar (Ψ): ángulo comprendido entre los rayos solares y la proyección de

ellos sobre el plano horizontal.

Azimut (aS): ángulo del plano horizontal medido entre la dirección del eje norte-

sur y la proyección de los rayos solares sobre el mismo plano.

En la Fig. 2.1 mostrada en la página siguiente se muestra un diagrama en el que se

representan ambos ángulos. El conocimiento de la altitud solar permite estimar la sombra

que puede generar el sol en diversas horas del día, algo importante a la hora de ubicar

convenientemente las superficies captadoras de radiación en relación a estructuras elevadas,

5

a fin de evitar que estas últimas les produzcan sombra. La altitud solar se puede estimar a

partir de la siguiente relación [12]:

)()()cos()cos()cos()( δδ senLsenhLsen +=Ψ (2.1)

donde: L: latitud del sitio. δ: declinación. h: ángulo horario

Vertical Norte

Sur

SaPlano Horizontal

ψ

SOL

Fig.2.1: Coordenadas Solares. (Fuente: Introducción a métodos de cálculo con energía solar [12])

La latitud, se define como la distancia angular, norte o sur, a la que se encuentra del

Ecuador un punto sobre la superficie terrestre y varía de 0–90°. El ángulo horario es

definido como el número de horas de diferencia que existe entre el mediodía solar y la hora

civil de interés. Su valor se basa en la rotación terrestre nominal de 360° que ocurre cada 24

horas, por tanto, una hora equivale a un ángulo de 15°. Este ángulo se mide respecto de su

valor de cero en el mediodía solar, variando de 90° a –90°, siendo positivo antes del

mediodía solar y negativo después. Se determina a partir de la siguiente expresión [12]:

)12(15 −= th (2.2)

La declinación se utiliza para caracterizar la posición del planeta en su orbita y

básicamente es el ángulo que existe entre un punto sobre el Ecuador y la posición del Sol al

mediodía de un determinado día. Varía sinusoidalmente desde +23.5° (en el solsticio de

verano) a –23,5° (en el solsticio de invierno). La declinación se puede calcular por medio

de la fórmula de Cooper [12]:

+⋅

⋅°=365

)284(36045,23 Nsenδ (2.3)

6

siendo N: día del año contado a partir del 1° de Enero.

En la sección 6.8 de la sección de Cálculos (capítulo VI), se estima la sombra

proyectada por estructuras elevadas y en base al resultado obtenido se decide la mejor

ubicación de las mismas.

Finalmente, hay que mencionar que la energía total que recibe la Tierra del Sol, una

parte incide directamente sin haber sufrido efectos de cambios de dirección, es la llamada

radiación directa. Pero la otra parte, la llamada radiación difusa ha sido dispersada por las

nubes y el polvo en todas las direcciones. Esta última representa de un 10 a 20% de la

radiación total incidente. En general, se ha estimado que la radiación neta solar (directa +

difusa) que llega a la superficie terrestre varía sinusoidalmente en el tiempo, por lo que se

puede calcular con una aproximación razonable con la siguiente expresión recomendada

por Close [8]:

⋅⋅

⋅⋅

=SS

O

ttsen

tII ππ

2,7 (2.4)

donde: I: intensidad de radiación por hora sobre un plano horizontal.

IO: intensidad total diaria.

tS: tiempo en horas desde la salida del sol hasta la puesta del sol

t: tiempo en horas después de la salida del sol.

2.2.- APROVECHAMIENTO DE LA ENERGÍA EÓLICA:

La energía eólica se puede definir como la energía asociada al movimiento de las masas

de aire. Se entiende como aprovechamiento de la energía eólica a la transformación de esta

en energía mecánica mediante el uso de un rotor. La energía mecánica puede ser utilizada

para sistemas de bombeo o también para producir electricidad por medio de un generador.

La fuente de energía que impulsa el viento es el sol, a través del calentamiento de la

atmósfera, que no es igual en todos los puntos de la superficie terrestre. Este hecho produce

áreas de baja o alta presión, las cuales fuerzan el aire a moverse en formas diferentes. Se

7

puede decir que el sol y la rotación terrestre son los factores que afectan el movimiento de

los vientos.

La velocidad del viento varía respecto al tiempo con oscilaciones breves, de allí que sea

necesario disponer de una velocidad media característica del lugar donde se piensa ubicar el

captador directo de energía eólica, entiéndase por éste término a todo aquel dispositivo que

extrae energía cinética del viento por medio de superficies que están en contacto directo

con este fluido. Por tanto, la importancia de la obtención de esta velocidad media, a través

de mediciones meteorológicas, radica en que serán la base para evaluar el éxito o fracaso

del sistema captador.

De una manera general, los captadores de energía eólica se pueden clasificar de acuerdo

a su fin en dos grandes categorías:

- Producción de energía eléctrica: maquinas caracterizadas por una elevada

velocidad de giro pero de bajo momento de torsión; y que se caracterizan por

tener pocas aspas en el rotor. Son maquinas de alto rendimiento, que

generalmente constan de un multiplicador de velocidad (caja de engranajes)

acoplado a un generador.

- Bombeo: maquinas que operan con un elevado momento de torsión pero en

detrimento de su velocidad de giro. Son máquinas que tiene mayor número de

aspas en su rotor y si bien es cierto que su rendimiento es menor comparado con

las anteriores, el torque desarrollado permite vencer la inercia de equipos

acoplados como bombas de pistón o compresores reciprocantes, para el caso de

sistemas elevadores de aire (Air Lift Pumps).

8

Potencia aportada por el Viento (Teórica):

La energía que origina el viento es del tipo cinética, debido al movimiento de la masa

de aire, que se expresa como:

2.21 vmEc = (2.5) m: masa del aire .

v: velocidad instantánea del viento

La masa de esta cantidad de aire es: m = ρ . V , donde “ρ” es la densidad del aire y

“V” es el volumen del cilindro idealizado barrido por el rotor de una turbina eólica, como el

que se muestra a continuación:

Fig. 2.2: Tubo de corriente idealizado (Fuente: www.windpower.org [34])

El volumen del cilindro o tubo de corriente idealizado es: V =A.L, donde “A” es el área

de barrido del rotor (diámetro del rotor) y “L” es la longitud del tubo de corriente, que se

puede expresar como el producto de una velocidad del viento “v” por un tiempo “t”. De

manera que si se sustituye la expresión para “m” en (2.5) nos queda que:

tvAvtvAvLAvVEc ...21)...(.

21...

21..

21 3222 ρρρρ ==== (2.6)

Puesto que energía se define como la potencia generada por unidad de tiempo, resulta

entonces que la potencia teórica del viento, también llamada Potencia Aerodinámica

teórica es:

3...21 vA

tEcP ρ== (2.7)

9

Ahora bien, como en toda conversión energética, la relación entre la energía disponible

para su utilización y la energía primaria de donde se obtuvo, define la eficiencia del sistema

la cual permite conocer la potencia que realmente es aprovechada, tomando en cuenta las

perdidas de diversa índole que se producen. El Coeficiente de Potencia “Cp”, representa la

eficiencia aerodinámica del rotor o turbina eólica, cuyas pérdidas pueden atribuirse

principalmente al movimiento rotacional del aire comunicado por las aspas y a la fricción

contra el mismo. De manera que la potencia aerodinámica disponible o aprovechable, sería:

3....21 vACpPa ρ= (2.8)

Este coeficiente de potencia depende del tipo y características del aspa del rotor y varía

con la Razón de la Velocidad Tangencial (λ), la cual está definida como la relación

instantánea entre la velocidad de la punta del aspa “U” y la velocidad del viento “v”. El

valor máximo de Cp es alcanzado a un valor de “λ” característico de cada rotor. Si este

valor es menor de 4, el rotor puede ser considerado como de baja velocidad, de uso para

bombeo, y su máxima eficiencia o Cpmax será de 0,3 o menor. Si el valor de “λ” es del

orden de 4 o superior, se trata de un rotor de alta velocidad, para generación eléctrica, con

una eficiencia máxima o Cpmax del orden de 0,45.

Fig.2.3: Características de Potencia para distintos tipo de rotores eólicos (Fuente: OLADE [23])

10

2.3.- CONDICIONES GEOGRÁFICAS Y CLIMÁTICAS EN LA ALTA GUAJIRA

VENEZOLANA:

2.3.1.- Aspectos Geográficos:

Ubicación: extremo noreste de Venezuela situada a los 11° latitud norte.

Relieve: totalmente llano. Aspecto desértico. La vegetación es xerófita

predominando los cujíes, tunas y cardones [25].

Suelos: La composición del suelo es arenosa. Presenta altos contenidos de sales y

sodio lo cual aunado a una fuerte deficiencia de precipitaciones y de recursos hídricos

limitan el potencial agrícola.

Fig. 2.4: Mapa de la Guajira Venezolana. Detállese en el recuadro rojo la ubicación del poblado

indígena para el que se diseñó la Planta Desalinizadora. (Fuente: CORPOZULIA [25])

2.3.1.- Aspectos Climáticos: A continuación se presenta algunos datos en el que se

muestran las condiciones climáticas predominantes en la Guajira así como su potencial

eólico solar e hídrico. Los Datos de precipitaciones, velocidad y dirección de los vientos y

11

de la insolación fueron suministrados de la Estación Meteorológica de Cañosagüa (a pocos

kilómetros de Paraguaipoa), que se mantuvo operativa durante 7 años (1993 –2000) bajo la

dirección de la División de Cuencas Hidrográficas del Edo. Zulia adscrito al Ministerio del

Ambiente. (Véase Apéndice I)

Precipitaciones: muy escasas, en el orden de los 700 mm. anuales. Las

precipitaciones máximas ocurren en octubre y mayo; las mínimas en febrero y marzo.

La humedad relativa es del 78%. [18]

Potencial Eólico: el área de la Guajira no sólo es el lugar más expuesto al viento

de toda Venezuela, sino también de América Latina. Prueba de esto son los

promedios anuales que se muestran a continuación:

Velocidad media de los vientos: 8,75 m/s (31,5 KPH). Compárese esto con las

granjas eólicas de E.U.A, que tienen una velocidad promedio de 6 a 7 m/s.

Velocidad máxima de los vientos: 17,22 m/s (62 KPH).

Dirección prevaleciente de los vientos: Este – Noreste.

Potencial Solar: por tener un relieve totalmente llano y al estar ubicada cerca de

la línea ecuatorial, prácticamente los rayos solares inciden perpendicularmente sobre

la superficie. Al existir pocas precipitaciones el cielo está despejado de nubes, por lo

que se recibe un gran porcentaje de radiación solar directa.

Intensidad de la Radiación: 6 KWh/m2 [21].

Horas de Insolación: 2402 hr/año, lo que equivale a 7 hr/día.

Potencial Hídrico: Las reservas superficiales naturales de agua potable son

inexistentes. Los pocos cursos de agua son de carácter intermitente y están secos la

mayor parte del año, en vista de los fuertes períodos de sequía. La única alternativa

que se tiene es el aprovechamiento de los acuíferos subterráneos; sin embargo estos

tienen un alto contenido salino que aunque menor que el agua marina, requieren de

tratamiento. De acuerdo al Mapa Hidrogeológico de Venezuela (véase extracto al

final de Apéndice I), editado por la división de Hidrogeología del Ministerio de

Energía y Minas, el rendimiento promedio de los pozos perforados es de 5 lt/seg.,

algo aceptable si se desean explotar para consumo humano.

12

CAPÍTULO III PROCESO DE DESALINIZACIÓN POR HUMIDIFICACIÓN SOLAR

3.1 – PRINCIPIOS BÁSICOS:

La humidificación solar, consiste básicamente en la evaporación del agua por radiación

solar. El dispositivo clave en este proceso es el desalinizador solar (solar stills), el cual

consiste esencialmente de un estanque poco profundo en el que se vierte cierto nivel de

agua salobre. El estanque va cubierto con un material transparente (vidrio o plástico)

colocado con cierta inclinación. El estanque generalmente tiene su superficie interna

pintada en negro con un esmalte impermeable, para que pueda absorber la máxima

radiación incidente.

La radiación solar que pasa a través de la cubierta es absorbida por el fondo negro y

calienta el agua. Algo del vapor que se forma convecta desplazándose hacia arriba y entra

en contacto con las superficies frías de la cubierta. El calor latente contenido en la masa de

vapor es transferido a la cubierta y es disipado a la atmósfera por radiación y convección.

Al ceder este calor ocurre la condensación de la masa de vapor, fluyendo el líquido a lo

largo del lado interno de la cubierta hasta caer en los canales de donde se recolecta.

Fig. 3.1: Esquema de un módulo destilador solar. (Fuente: el Autor)

13

En cierto sentido el destilador funciona como una trampa de calor, ya que la cubierta es

transparente a la luz solar incidente, pero opaca a la radiación infrarroja emitida por el agua

caliente, lo cual se denomina como “efecto invernadero”. Así mismo impide que se escape

el vapor y que el viento enfríe el agua. Las principales variables de operación que afectan el

rendimiento de estos aparatos son los siguientes:

Intensidad de la insolación.

Temperatura del ambiente.

Nivel del agua salobre.

Inclinación de la cubierta transparente.

Hermeticidad de la unidad.

Pérdidas de calor a lo largo de la unidad.

Se ha demostrado que el efecto de las velocidades del viento no es tan apreciable, a

menos que su intensidad resulte en problemas para la estabilidad estructural de la unidad.

Sin embargo, es un hecho que el viento ayuda a disipar el calor de la cubierta de vidrio,

enfriándola, resultando que exista un mayor diferencial de temperatura entre la temperatura

del agua de la bandeja y la cubierta, mejorando un poco la productividad del aparato.

El efecto del nivel o la profundidad del agua salobre tiene relevancia; en general,

mientras menor sea el nivel del agua salobre mayor será la productividad. Claro está, existe

un límite práctico recomendado para este nivel a manera de evitar la formación de

incrustaciones de sal. Se recomienda que el nivel de agua no sea mayor a los 5 cm. (2 plg.)

[10].

La inclinación de la cubierta no tiene un efecto significativo sobre el rendimiento, pero

si debe ser lo suficiente como para asegurar que el condensado fluya uniformemente hacia

los canales, de tal manera que no se formen grandes gotas que pudieran caer al estanque.

Por el contrario, pendientes muy pronunciadas, implican mayores costos, puesto que para

una misma área del tanque o bandeja, se requiere una cubierta de vidrio mayor. Ángulos

entre 10 y 30° son los recomendados [10].

14

Los más importantes de todos los factores citados y que afectan considerablemente la

productividad es la insolación, la temperatura ambiente, las pérdidas de calor a través de la

base y lo hermética que sea la unidad. Por ejemplo, la producción del destilador se

incrementa linealmente con el incremento de la insolación (véase Fig. 3.2).

Fig. 3.2: Parámetros que influyen en la productividad de un destilador. (Fuente: Solar Distillation [10])

Las fugas de vapor si afectan considerablemente el rendimiento del destilador y de

hecho es considerada como una de las principales causas de la disminución del rendimiento

a lo largo del tiempo. De hecho, el efecto de las pérdidas de calor a través de la base del

destilador ha sido analizado por Porteus [10], quién encontró que una reducción en el

coeficiente global de transferencia en la base (Ub) de 5,7 a 1 W/m2°C, resultó en cerca de

un 20% de incremento en la producción.

De igual manera, la disminución en el rendimiento está relacionada con la escogencia

de los materiales de construcción del destilador. Por ejemplo, se ha intentado usar cubiertas

plásticas, más económicas que el vidrio pero de una vida útil más corta, debido a su

degradación por exposición prolongada a los rayos ultravioleta.

15

3.2.- EFICIENCIA DE LOS DESTILADORES SOLARES:

Varias investigaciones se han realizado para predecir la productividad y eficacia de

varios tipos de destiladores solares. Aunque hay muchas maneras de expresar la efectividad

de su operación; en general se define como la relación entre la energía usada para evaporar

el agua salada y la radiación total incidente sobre el destilador. Puesto que la cantidad de

radiación recibida varía de acuerdo a la hora del día, se tendrán distintos valores de

eficiencia para cada hora del día, pudiéndose calcular con la siguiente expresión:

)()()(

)(tI

THtmt Wfge ⋅

=η (3.1)

Generalmente en la práctica experimental, cada uno de estos factores se estiman y se

miden por intervalos de tiempo “t” de 1 hr., siendo:

me: masa de agua destilada obtenida por hora (Kg/hr).

Hfg: calor latente de evaporación a la temperatura del agua Tw (J/Kg).

I: intensidad de radiación solar por unidad de superficie por hora (W/m2.hr).

La eficiencia máxima se alcanzará al mediodía y primeras horas de la tarde (12:00 m –

2:00 pm) donde la radiación es mayor, por tanto, se presenta la mayor elevación de la

temperatura del agua en la bandeja y por ende la mayor productividad. También es posible

estimar una eficiencia promedio “ηav” a lo largo de un día completo totalizando las

eficiencias obtenidas por hora, de manera que:

[ ]∑

∑=)(

)().(tI

THtm Wfgeavη (3.2)

Esta eficiencia promedio está referida a un día completo de 24 hr. Referirla a un período

menor implicaría un error, puesto que ciertas investigaciones [32] han demostrado que

gracias al comportamiento del destilador como “trampa de calor” (aunado a la alta

capacidad calorífica del agua), se mantiene una cantidad suficiente de calor latente de

evaporación que contribuye a que aún de noche se tenga una producción que representa de

entre un 5 – 20% de la que se produce durante el período diurno.

16

Tanto "m" como "I" en la ecuación (3.1) están referidas al área evaporativa o superficie

que ocupa el agua en la bandeja o tanque. Un detalle importante de esta ecuación y que

pudiera resultar en confusión, es lo relativo al calor latente de evaporación. Se podría

pensar que es lo mismo al calor latente de vaporización implicado en la ebullición del agua,

pero no es así.

Aunque ambos términos hacen referencia a la cantidad de energía requerida para

producir un cambio de fase (de líquido a gaseoso), en la ebullición este cambio de fase

ocurre en el seno del fluido, mientras que en la evaporación natural ocurre solamente sobre

la superficie del líquido (interfase aire-líquido) y a una temperatura menor al punto de

ebullición. Esta temperatura es suficiente para vencer la tensión superficial que existe en las

moléculas de agua sobre la superficie y hacer que escapen en forma de vapor, el cual tiene

almacenado energía en forma de calor latente.

A diferencia del calor latente de vaporización que es un valor fijo determinado por una

temperatura dada, el valor del calor latente de evaporación varía apreciablemente de

acuerdo al rango de temperaturas del agua que se presentan durante el día. Los

investigadores Fath y Hosny [16] han propuesto una formula empírica para la

determinación de este calor latente en función de la temperatura del agua (Tw) , la cual se

muestra a continuación: 310)398,23,2503( ⋅⋅−= wfg TH (3.3)

Al igual que la radiación, se puede calcular este calor latente de evaporación para una

temperatura promedio del agua en la bandeja del destilador. En el caso de que se quiera

evaluar la eficiencia máxima que se puede tener en un destilador, se evaluaría entonces para

la temperatura máxima del agua. La eficiencia teórica máxima de un destilador solar simple

del tipo tanque está cerca de un 60%; sin embargo, en la práctica, se han conseguido

eficiencias promedio, en el rango del 25 al 31%, estimadas de mediciones hechas durante

un día de 24 horas.

17

Productividad: La cantidad de agua destilada producida por un destilador solar es

función de la temperatura superficial del fluido dentro del sistema y de la diferencia de

temperatura entre esta y la cubierta de vidrio. Ya se mencionó en el punto anterior los

factores que la afectan, como lo es la intensidad de radiación solar, las fugas de vapor,

temperatura ambiente y por supuesto, del diseño del destilador. De manera teórica se puede

estimar la productividad diaria, por medio de la aproximación empírica propuesta por

Bloemer [12], mostrada a continuación:

TTP w ∆⋅⋅×+

=−

100001032,233,9 23,510

(3.4)

donde Tw: temperatura superficial del agua. ∆T: diferencia de temperatura entre la cubierta y la superficie de agua

3.3.- ANÁLISIS DE TRANSFERENCIA DE CALOR EN UN DESTILADOR SOLAR SIMPLE:

Se han realizado esfuerzos para analizar el desempeño de los destiladores tipo tanque-

colector, en términos de los principios de mecánica de fluidos y transferencia de calor. En

la figura siguiente (Fig. 3.3) se muestra las diferentes cantidades de calor envueltas en el

proceso, indicando la dirección de los flujos de calor.

qga

I

(1-αg - τ)

(1-αw).τ. I

qb

qr

qb

qb qc qe

τ.I

Fig. 3.3: Corte transversal de un destilador solar en el que se muestran la dirección de los flujos de calor. (Fuente: Solar Energy Technology Handbook [8]).

18

Los cálculos que se realizan para determinar el rendimiento de los destiladores solares

se basan en el balance de calor y de masa y utilizan los coeficientes empíricos como es

característico de todas las determinaciones de transferencia de calor.

El Diagrama Sankey (Fig.3.4) mostrado en la página siguiente, muestra las

interrelaciones existentes entre las cantidades de calor en un momento dado del proceso,

específicamente de las perdidas de calor que se presentan un destilador convencional y que

reducen la cantidad de energía solar que es aprovechada para evaporar el agua.

I

(αg+τ).Ι

τ.Ι

αw.τ.Ι

(1- αg - τ).Ι

(1- αw).τ.Ι

αg . Ι

qbqr

qc

qe

CW.(dTW/dt)Fig.3.4: Diagrama de Sankey que muestra los flujos de calor y pérdidas que ocurren en un destilador solar.

(Fuente: Solar Energy Technology Handbook [8])

Las cantidades de calor asociadas con el flujo de agua de llenado a la entrada y con

el flujo de salmuera y del destilado a la salida no están incluidas porque son tan

insignificantes con relación a otras cantidades, que son prácticamente despreciables. La

radiación de onda corta reflejada fuera del destilador tanto por la cubierta de vidrio como

por la superficie de agua en la bandeja, representada por los términos (1- αg- τ).I y

(1 - αw).I respectivamente, no aparecen en las ecuaciones descritas abajo puesto que no

tienen ningún efecto sobre la evaporación y condensación del vapor. En base a este

diagrama y al corte esquemático presentado en la Fig. 3.3, se establecen las ecuaciones de

transferencia de calor, las cuales se muestran a continuación:

19

Balance de Calor Total en un Destilador simple:

αg .I. Ag + αw .τ .I. Aw =

⋅⋅++

dtdTCmqq w

wwBGA (3.5)

donde: I: intensidad de la radiación solar [W.hr/m2]. Ag: área de la cubierta de vidrio [m2].

αg: absortividad de la cubierta de material transparente. Aw: área de la bandeja o base del tanque del destilador [m2]. αw: absortividad del agua en la bandeja o tanque del destilador. τ: transmisividad de la cubierta de vidrio.

: calor transferido desde la cubierta a la atmósfera por unidad GAq de área de evaporación o superficie de agua en la bandeja [W]. : pérdidas de calor en la base y la periferia por unidad de área de Bq evaporación [W]. C : capacidad calórica del agua [J/Kg°C] (función de Tw W).

: temperatura del agua en la bandeja [°C]. wT t : tiempo [hr]. El primer término a la derecha de la ecuación (3.5), representa la fracción de radiación

solar total que es absorbida por la cubierta de vidrio, mientras que el término que le sigue

representa la fracción de radiación absorbida por el agua como medio semi-transparente.

Balance de calor sobre la cubierta transparente:

GAq = αg .I .Ag + + + (3.6) rq cq eq

donde:

: calor transferido por rq radiación desde la superficie de agua a la cubierta [W].

: calor transferido por cq convección desde la superficie de agua a la cubierta [W].

eq : calor transferido por evaporación desde la superficie de agua a la cubierta [W].

20

Balance de calor sobre la bandeja de agua:

αw.τ .I .Aw = bcrew

ww qqqqdt

dTCm ++++

⋅⋅ (3.7)

Faltaría definir los términos de calor que aparecen en las ecuaciones (3.6) y (3.7); para

lo cual se muestran a continuación las formulaciones realizadas por Dunkle y modificadas

por Morse y Read [8].

Calor transferido desde la superficie del agua a la cubierta por radiación ( ):rq

)( 44gwwCr TTAFq −⋅⋅⋅= σ (3.8)

donde: FC: factor de vista o de configuración de arreglo geométrico. σ : constante de Stefan-Boltzmann (5,67x10-8 W/m2.K4). Tg: temperatura de la superficie interna de la cubierta de vidrio [K].

En esta ecuación el factor FC incluye el efecto de la geometría así como la emisividad

de la cubierta y de la superficie de agua. El caso idealizado de radiación entre dos planos

paralelos puede ser empleado para configuraciones de destiladores del tipo tanque-colector

en la medida en que los efectos geométricos sean considerados.

Para estas condiciones el factor FC puede ser asumido como igual a la emisividad de la

superficie del agua, la cual es aproximadamente 0,9 para agua en el rango de temperaturas

típicas que se presentan en un destilador solar. [8]

Calor transferido desde la superficie del agua a la cubierta por convección ( ):Cq

)(. gwCwC TThAq −= (3.9)

donde hC : coeficiente convectivo de película [W/m2 °C].

El coeficiente convectivo “hC” se determina a partir de las relaciones adimensionales

de Nusselt-Grashof aplicadas al caso particular de un destilador de una sola etapa,

quedando de la siguiente manera:

21

N

wCX k

gCTgXteconsk

XhNu

⋅⋅⋅

∆⋅⋅⋅=

⋅=

µµ

βρ2

23

tan (3.10)

donde:

X: distancia desde la superficie de agua a la cubierta transparente (considerando ambas superficies paralelas) [m]. k: conductividad térmica del agua salobre (0,530 W/m.K)* ρ: densidad del agua salobre (1026 kg/m3)* g: gravedad (9,81 m/s2) β: coeficiente de expansión térmica del agua salobre [106 K-1] #

µ: viscosidad dinámica del fluido [N.seg/m2] #

Cw: calor específico o capacidad térmica del agua [J/Kg °C] #

(*) Valores extraídos de referencia [27].

(#) Valores que dependen de la temperatura del agua en la bandeja Tw.

Para las condiciones de temperatura y humedad comunes en los destiladores solares y

para valores de X de hasta 7,5 cm [8], se han evaluado las constantes del término de

Nusselt, considerando a efectos de simplificar el análisis, que tanto la superficie del agua

como la cubierta de vidrio están horizontales y son paralelas entre sí. Si bien esto no es

cierto, puesto que la cubierta tiene cierto grado de inclinación con respecto al plano de la

bandeja, se considera una suposición que resulta en una aceptable aproximación. Dicha

evaluación de estas constantes ha dado como resultado que:

constante = 0,075 N = 1/3

Sustituyendo en (6) y despejando hC queda: 3/1

2

2

075,0

⋅⋅⋅

∆⋅⋅⋅=

kgCTgkh w

Cµ

µβρ

(3.11)

Obsérvese que el término de “X” desaparece de la ecuación al haber hecho la

sustitución de las constantes, lo que indica que la distancia de la superficie del agua a la

cubierta de vidrio no afecta el flujo de calor convectivo.

22

Calor transferido desde la superficie del agua a la cubierta por evaporación ( )eq

( ) fggw

wgwwCe H

TTPP

Aqq ⋅−

−⋅⋅⋅×= −310276,16 (3.12)

donde:

: calor transferido por cq convección desde la superficie de agua a la cubierta [W].

Pw : presión de saturación del vapor de agua a la temperatura del agua en la bandeja [Pa]. Pwg : presión de saturación del vapor de agua a la temperatura de la cubierta [Pa]. Hfg : calor latente de evaporación. [J/kg].

Los valores de PW y PWG pueden ser hallados en tablas termodinámicas.

Pérdidas de calor en la base y en la periferia del destilador ( ):bq

)()( ambWlatwbb TTAAUq −⋅+⋅= (3.13)

donde: Ub : coeficiente global de transferencia de calor [W/m2 °C]. Tamb : temperatura ambiente [°C]. Aw: área de la bandeja o base del tanque del destilador [m2]. Alat: área de los laterales del destilador [m2].

La estimación de estas pérdidas ha sido objeto de considerables diferencias de opinión

entre los expertos. La formulación dada por Morse y Read, ha sido un tanto cuestionada,

debido a que da como resultado valores de perdidas demasiado grandes. En sus cálculos

publicados, Morse y Read [8] asumen un valor de Ub de 5,68 W/m2 (1 Btu/ft2h).°F). Para

las condiciones de su ejemplo específico, ellos calcularon por medio de la ecuación anterior

(3.13) que la pérdida total a través de la base y la periferia era 6493 kJ/m2.dia (572

Btu/ft2.dia) que era casi un 79% mayor que el calor transferido por evaporación y

condensación, es decir, el calor usado para la producción de agua fresca.

23

Löf [8] ha sugerido que las perdidas diarias totales en la base y en los laterales de un

destilador solar colocado sobre la tierra no deberían ser mayores de 567 kJ/m2 al día

(50 Btu/ft2.dia).

Sin embargo, experimentos cuidadosos llevados a cabo por Cooper en el que se

monitorearon las temperaturas bajo la base de un destilador, sitúan las pérdidas a través de

esta entre los valores dados por Morse y Read y Löf [8]. Sus experimentos mostraron que

las pérdidas representan aproximadamente un 8% de la radiación solar incidente. Esto seria

aproximadamente de un 30 a 50% menor que los valores dados usando el coeficiente de

transferencia de calor recomendado por Morse y Read.

Se sugiere, por consiguiente, utilizar valores de Ub entre 1.7 a 2.8 W/m2 °C.,

empleando el valor más grande para destiladores de tanques estrechos y separados

(unidades individuales), mientras que el valor más pequeño sería usado para arreglos de

varios módulos destiladores colocados de forma continua (uno al lado del otro) [8]. Todas

las ecuaciones anteriores se satisfacen simultáneamente, pero también pueden resolverse

por tanteo.

3.4.- ALTERNATIVAS PARA MEJORAR EL RENDIMIENTO DE LOS DESTILADORES

SOLARES SIMPLES:

El investigador A.A. Delaynnis [7] establece dos formas para incrementar la producción

de agua fresca de los destiladores convencionales de una sola etapa:

a) La recolección de agua de lluvias: las cubiertas de vidrios de los destiladores y la

adición de canaletas colocadas entre ellos son excelentes áreas recolectoras de aguas

de lluvias. Puesto que generalmente los períodos de lluvias no coinciden con las

épocas del año durante las cuales la radiación solar prevalece, se tienen entonces

dos métodos para obtener agua fresca que se complementan y que contribuyen a que

la obtención de agua fresca pueda ser más del doble de la que se obtendría con la

sola destilación solar.

24

b) El uso de agua de alimentación pre-calentada: la tensión superficial del agua

disminuye con el aumento de temperatura. Como se sabe, la tensión superficial, se

define como la fuerza por unidad de longitud de superficie que mantiene la cohesión

entre las moléculas de agua adyacentes y la adhesión de estas con el recipiente que

las contiene. Al aumentar la temperatura, aumenta la energía interna de las

moléculas ubicadas en la superficie del líquido, empiezan a vibrar y se rompen estos

enlaces entre ellas separándose de la superficie en forma de moléculas de vapor.

De manera que el precalentamiento aumentaría apreciablemente la

productividad, aún con ausencia de sol brillante y la operación se extendería incluso

durante horas de la noche. Este precalentamiento puede ser obtenido en un estanque

de fondo negro, en el cual el agua de alimentación es almacenada previo a su

distribución o por el uso de colectores solares.

3.5.- SELECCIÓN DE MATERIALES PARA LA FABRICACIÓN DEL DESTILADOR:

Uno de los aspectos importantes que se debe tener en cuenta a la hora de diseñar

módulos destiladores que sean eficientes, tiene que ver con la selección adecuada de los

materiales para su construcción. Puesto que los costes de amortización para los materiales

representan más del 70% del costo del agua producida, es esencial minimizar estos costos

usando materiales convenientes y durables.

Las cubiertas transparentes usadas hasta ahora han sido predominantemente de vidrio,

aunque algunas unidades se han construido con cubiertas de película plástica. El vidrio

tiene como ventaja principal en que es rígido, tiene una alta transmisividad para la

radiación solar y baja transmisividad para la radiación térmica de longitud de onda larga

como la emitida por el agua caliente, actuando de esta forma como una trampa de calor. Sus

desventajas principales son su costo, gran peso y vulnerabilidad a la rotura.

Aunque las películas plásticas han sido mejoradas durante los últimos años, todavía no

se ha desarrollado alguna que sea completamente satisfactoria para su uso en los

25

destiladores solares. Muchos de estas películas se degradan debido a la acción de la luz

ultravioleta (UV) del sol, por lo cual deben tratarse frecuentemente para retener sus

propiedades. Para determinar su durabilidad, Irwin y Fischer [8] han realizado una serie de

pruebas de exposición a radiación UV de plásticos de bajo costo, en el que se incluyen el

acetato celuloso, el vinilo y el polietileno; concluyendo que el período de vida útil para

estos materiales es de apenas 1 año.

La estructura de soporte del vidrio y el tanque colector se han construido de madera,

acero galvanizado y en concreto. Sin embargo, el uso de madera en localidades de clima

muy húmedo causa la degradación de esta, además de que es atacada por termitas. En

cuanto al acero, aunque sea galvanizado tiende a corroerse en poco tiempo debido al salitre

en locaciones cercanas a zonas costeras.

Para las instalaciones permanentes el uso de hormigón, ha sido el más popular. Sin

embargo, los costos de construcción referidos a mano de obra y el tiempo requerido para

realizar los encofrados para cada módulo son elevados. Además, si no es realizado un

mantenimiento regular de limpieza de la salmuera depositada, los cristales de sal formados

en los laterales a nivel del agua, tenderán a romper el concreto pasado cierto tiempo.

La mejor opción para la fabricación en serie de módulos desalinizadores destinados a

plantas desalinizadoras es el empleo de la fibra de vidrio, un material ideal para esta

aplicación. Es muy fuerte, es flexible, no se corroe ni le da sabor al agua. Si se usa en su

fabricación unas resinas particulares, se obtiene un material sumamente resistente a la luz

ultravioleta y es estable bajo el rango de temperaturas de operación (hasta 95° C en mojado

y hasta 185°C en seco) [32].

Uno de los objetivos, a la hora de mejorar el desempeño de un destilador solar, es tratar

de reducir las pérdidas de calor a través de las bases. En este sentido la fibra de vidrio se

destaca como un buen material aislante. Además, la superficie moldeada es sumamente lisa

y puede limpiarse fácilmente. La superficie interna del tanque o bandeja puede ser

coloreada en negro, agregando el pigmento de color respectivo a la resina de fibra. Una vez

26

construido el molde para inyección de acuerdo a la forma que se desee, se puede producir

gran cantidad de destiladores en un tiempo relativamente corto.

Otros materiales, como refuerzos de acero, canaletas de aluminio, conexiones de bronce

etc., pueden ser unidos dentro de molduras sin ningún problema. La técnica desarrollada en

la construcción en fibra de vidrio, permite obtener piezas de geometrías complejas con

cierta facilidad, rapidez y aceptable precisión.

Finalmente, lo liviano de las piezas hechas en fibra de vidrio, permitiría transportar una

gran cantidad de estos en un camión pequeño (tipo F-350) o jeep, reduciendo el número de

viajes al sitio de instalación.

En vista de las ventajas ya mencionadas, aunado al hecho de que en el país existen

varias empresas que se dedican a la fabricación de piezas en fibra, influyen en la elección

de este material para la construcción de los módulos para la Planta.

3.6.- ANTECEDENTES DE PLANTAS DESALINIZADORAS POR HUMIDIFICACIÓN SOLAR:

(Solar Stills Plants)

La tecnología de la desalinización de agua con este tipo de dispositivos se remonta al

año de 1882, cuando una planta de 64 módulos fue instalada en las Salinas, Chile. Esta

instalación que ocupaba un total de 4757 m2 producía cerca de 20.000 lts/dia para abastecer

a zonas mineras y que era destinada principalmente para el consumo de animales de carga.

Se mantuvo operativa durante 40 años, hasta 1912, año en que se desmanteló para dar paso

a la instalación de líneas férreas [6].

El interés en la destilación fue tomado nuevamente en la década de 1950 a 1960, en

todos los casos el objetivo era desarrollar plantas capaces de producir un millón de galones

diarios. Sin embargo, durante diez años, los investigadores alrededor del mundo

concluyeron que las plantas de destilación solar de grandes proporciones eran muy costosas

como para competir con plantas convencionales que operan con combustible. Ciertos

27

investigadores, han hallado que este tipo de plantas resultan apropiadas y son factibles

económicamente, cuando el requerimiento de agua no excede los 38 m3 (38000 lt) diarios

[4].

Una de las plantas desalinizadoras más grandes que se ha construido se encuentra en la

isla griega de Patmos. Esta planta ocupa un área de más de 8600 m2 y tiene una producción

promedio anual de 26000 lt/dia [10]. En la página siguiente se presenta una tabla en el que

se enlistan las mayores plantas de desalinización solar construidas en el mundo [10].

TABLA 3.1: Mayores Plantas de Destiladores Solares:

Ubicación País Área (m2) Año de Construcción Alimentación

Gwadar Pakistán 9072 1972 Agua de Mar

Patmos Grecia 8667 1967 Agua de mar

Coober Pedy Australia 3160 1966 Salobre de pozo

Megisti Grecia 2528 1973 Agua de Mar

Awania India 1867 1978 Salobre de pozo

St. Vincent West Indies 1710 1967 Salobre de Pozo

Mahdia Tunisia 1300 1968 Salobre de Pozo

Bakharden Federación rusa 600 1969 Salobre de Pozo

En los últimos años, se han continuado diseñando y construyendo plantas

desalinizadoras de este tipo. En el año 2000, investigadores del Instituto de Investigación

de Energías de Arabia Saudita [14], proyectaron una planta de destiladores solares para

producir un promedio de 5,8 m3 (5800 lt.) de agua fresca al día usando como agua de

alimentación 10 m3 (10000 lt) de salmuera de desecho de una planta desalinizadora de

osmosis inversa que opera con energía fotovoltaica.

Esta planta propuesta tiene una superficie efectiva de evaporación de 1449 m2,

distribuida en más de 1380 módulos destiladores, distribuidos en 46 grupos de 30

destiladores cada uno. Cada módulo construido de concreto prefabricado tiene una base de

28

1,42 x 0,74 m. El costo total estimado para esta planta fue de U.S.$ 890.784°°,

incluyéndose un 12% mano de obra. Los proyectistas establecieron una vida útil para la

planta de 20 años, para lo cual se estimó que el costo del agua saldría en US $0,50 por m3.

Más cerca de nuestras fronteras en el vecino país de Colombia, investigadores del

Instituto de Ciencias Nucleares y Energías Alternativas (INEA) en conjunto con la firma

ETERNIT diseñaron y construyeron una planta de módulos destiladores solares para

proveer de agua potable a una comunidad de 200 indígenas Wayüu ubicada en Cabo de la

Vela, Guajira Colombiana.

Esta planta, construida en 1998, constaba de 200 módulos desalinizadores comerciales

de asbesto cemento de 1 m2 de superficie de base (fabricados por ETERNIT de Colombia),

agrupados en dos grupos de 100 unidades. El sistema de distribución de agua salobre y

destilada estaba constituido por dos tanques de almacenamiento de asbesto cemento de 500

litros c/u, dos pozos para abastecimiento de agua salobre de 4 metros de profundidad (nivel

freático a 2 metros bajo la superficie) y 2 bombas accionadas por energía solar. El sistema

fotovoltaico que alimenta a las bombas constaba de un panel fotovoltaico, su regulador y

una batería. El costo aproximado de la Planta fue de U.S.$ 40.000°°.

Foto 3.1: Vista de la Planta Desalinizadora Solar de Cabo de la Vela - Colombia (Fuente: INEA)

29

El área aproximada de la planta era de 750 m2 y producía diariamente unos 600 lt,

según la evaluación realizada por la Universidad de la Guajira y el INEA. La planta suplió

de agua potable a los pobladores, sin embargo, el entorno cultural de la región generó

inconvenientes sobre la administración de la planta, por lo cual tuvo que desmantelarse y se

piensa trasladar a otra localización. De hecho existen 5 poblaciones pequeñas de 100 a 300

habitantes que podrían beneficiarse del traslado de la planta. Una de los aspectos

interesantes a destacar es la participación de ECOPETROL, empresa petrolera colombiana,

en la financiación de este proyecto, algo que refleja su política de apoyo a obras sociales

destinadas a mejorar la calidad de vida en esas regiones.

30

CAPÍTULO IV BOMBEO NEUMÁTICO O ELEVACIÓN DE AGUA POR AIRE

(AIR-LIFT PUMPS)

El “Air-lift” o elevación de agua por aire, es un método de bombeo que consiste en

mezclar aire con el líquido que quiere elevarse consiguiendo un conjunto de menor

densidad (emulsión) que por diferencias de pesos específicos eleva al líquido al nivel

deseado.

Este sistema consta de una tubería (línea neumática) que conduce el aire comprimido

desde el sistema compresor y lo descarga por una boquilla en el extremo inferior de una

tubería de mayor diámetro, llamada tubería de educción, sumergida en el líquido a bombear

a un punto tal ubicado a una profundidad determinada por debajo del nivel de agua del

pozo. Por esta tubería de aducción asciende la mezcla aire-agua. En la Fig. 4.1 ubicada en

la página siguiente, se muestra el esquema básico de un sistema Air-lift.

Las sistemas Air-lift han sido utilizados por muchos años para extraer agua de pozos

perforados (incluso sin desarrollar), aunque también se ha empleado extensivamente para

elevar petróleo de pozos profundos, en su variante denominada Gas-lift, en la cual se

inyecta gas natural a presión, en lugar de aire, para elevar crudo. También ha tenido un gran

campo de aplicación en el bombeo de químicos corrosivos. A continuación se dará una

descripción más detallada del principio de funcionamiento.

4.1.- PRINCIPIO DE FUNCIONAMIENTO:

Al colocar una tubería en un pozo perforado en el que se mantiene constante el nivel

freático (nivel estático de agua), el nivel de líquido dentro del tubo eductor es igual al de la

perforación circundante. Se dice entonces que la columna de agua dentro y fuera de la

tubería está en equilibrio.

31

Fig. 4.1: Esquema de un Sistema Air-lift instalado en un pozo (Fuente: http://netware/airliftreference)

32

Si se inyecta aire a través de la línea neumática se rompe este estado de equilibrio.

Como la densidad de la mezcla de aire-agua es menor que la densidad del agua circundante,

esta comienza a elevarse. A medida que se va sacando agua, la misma formación va

segregando más agua para mantener el nivel estático o freático, fluyendo al interior de la

tubería de educción bajo la presión de la columna de agua que se encuentra por encima de

su extremo inferior (inmersión del tubo) y empuja de esta manera la mezcla aire-agua hacia

arriba, en un esfuerzo por restaurar el equilibrio.

En base a los datos hidrogeológicos consultados (véase Capítulo II), que arrojan datos

del rendimiento de los pozos en la Alta Guajira y de los requerimientos de bombeo

necesarios, se puede considerar que el flujo en los estratos sedimentarios es del tipo

Permanente, es decir, que existe un equilibrio entre el caudal extraído y el que es suplido

por la formación. Se hace esta acotación, en base a la suposición expresada en el párrafo

anterior.

Arreglo de tuberías:

Existen básicamente dos configuraciones, que se muestran en la Fig. 4.2:

Línea de aire externa al tubo eductor: (Configuración VA)

Línea de aire concéntrica al tubo eductor (Configuración VC)

La configuración de la línea de aire externa al tubo eductor se ha probado como la más

eficiente, pero requiere mayor espacio en la perforación, lo que podría limitar en algunos

casos el tamaño del tubo eductor. La segunda configuración, aunque menos eficiente

debido a las mayores perdidas por fricción, tiene la ventaja de que su construcción es más

sencilla y que se puede utilizar en perforaciones de diámetro reducido o que no cuenta con

la preparación adecuada (encamisado).

Además, esta última configuración permite ajustar los parámetros de operación en el

caso de que existan variaciones en el nivel de agua, simplemente alterando la longitud de la

línea de aire, sumergiéndola o elevándola, según sea el caso.

33

Fig. 4.2: Principales configuraciones de tuberías para sistemas Air Lift

(Fuente: Compressed Air and Gas Data. Ingersoll Rand Co [22].)

4.2.- CONSIDERACIONES PARA EL DISEÑO DE BOMBAS NEÚMATICAS: Existen dos factores críticos en el diseño de sistemas de bombeo por Air-lift:

La Sumersión de la descarga de la línea de aire.

Los diámetros de la línea neumática y de la tubería de educción.

4.2.1 – Sumersión: Se define como la profundidad a la que se encuentra la descarga de

la línea de aire por debajo del nivel de bombeo. Como ya se mencionó, el nivel de bombeo

se define como la distancia medida desde la superficie del terreno hasta el nivel de agua en

34

el pozo, cuando se extrae un determinado gasto. Puesto que los pozos considerados para

efectos del presente diseño tienen rendimientos elevados, se puede considerar como buena

aproximación que el nivel de bombeo coincide con el nivel freático o estático del pozo.

De manera genérica y en base a la experiencia obtenida, se ha determinado que el mejor

rendimiento ocurre cuando un 60% de la longitud total de la tubería de descarga de aire se

encuentra sumergida [33]. Si el porcentaje de sumersión es muy bajo el sistema no trabajará

adecuadamente.

Por esta razón, a la hora de calcular este tipo de sistemas, es importante hallar la

proporción entre la profundidad del nivel de bombeo de agua o elevación requerida y la

sumersión de la descarga de la línea de aire, para garantizar que la columna de emulsión

alcance la altura a la cual se desea descargar de forma que se mantenga un flujo continuo

con el menor requerimiento de potencia. Esta proporción denominada Radio de Sumersión

(Ms), está definida como:

LSMs = (4.1)

S: sumersión L: elevación o profundidad del nivel de bombeo de agua (medido desde la superficie)

La siguiente tabla presenta valores de radios de sumersión, que son empleados por

varias empresas británicas lideres en el desarrollo de bombas Air-lift y que por experiencia

han asegurado buenos rendimientos de bombeo.

Tabla 4.1: Radios de Sumersión en función de la elevación. [30]

Elevación (m) 15 25 30 45 60 80 100

Ms 2,5 2,0 1,6 1,5 1,3 1,22 1,0

Otros autores y empresas, utilizan valores un tanto diferentes, pero en la mayoría de los

casos son muy similares. Para citar un ejemplo, el manual técnico Compressed Air and Gas

Data [22]; en su capítulo dedicado al bombeo por Air-lift, presenta una grafica que se

muestra a continuación (Gráfica 4.1), en la que se muestra la sumersión (expresada en

35

porcentajes) en función de la elevación total. El fabricante recomienda usar esta gráfica

como una guía para cálculos preliminares garantizando valores óptimos de eficiencia.

La sumersión es un parámetro que tiene gran importancia puesto que, como se verá

más adelante, determina tanto la cantidad de aire requerido como su presión de descarga.

Por tanto, influye en la eficiencia del sistema.

Grafico 4.1: Porcentajes aproximados de Sumersión para optima eficiencia

(Fuente: Compressed Air and Gas Data. Ingersoll Rand Co.[22])

El porcentaje de sumersión también se podría estimar a través de la siguiente relación

[22]

100.%SL

SS+

= (4.2)

Otros aspectos que deben ser tomados en cuenta en el diseño de un sistema de bombeo

por Air-lift, son los siguientes:

Rendimiento del pozo.

Profundidad del nivel freático en el pozo.

Perdidas por rugosidad en las tuberías de aire y de agua.

Altura total de la columna de agua que debe ser levantada.

La presión de inyección con la que el aire debe ser descargado.

El caudal de aire necesario.

La potencia de compresión requerida.

36

4.2.2.- Presión de aire requerida: Se requiere conocer la presión mínima de aire

requerida para vencer la presión hidrostática de la columna de agua correspondiente a la

sumersión de la descarga de aire, permitiendo que el aire fluya dentro del tubo y se

produzca el fenómeno de emulsión. Esta presión mínima se puede calcular a través de la

siguiente relación empírica, propuesta por el Compressed Air and Gas Data de la Ingersoll

Rand [22].

31,2SpS = (4.3)

donde: ps: presión de aire para inicio de emulsión (psig)

S: sumersión (ft)

Esta relación empírica procede de la ecuación fundamental de la hidrostática: p=γ.H e

introduce un factor que considera la disminución del peso específico de la mezcla aire-agua

que asciende por el tubo eductor. Sin embargo, debe considerarse las pérdidas por fricción

(∆p) en la línea de aire, de manera que la presión de operación (pp) será:

pp = ps + ∆p (4.4)

donde: ∆p: pérdidas neumáticas por fricción dada por la siguiente ecuación [22]:

gV

DLfp T

.2.

.144.. 2γ

=∆ (4.5)

donde: f: factor de fricción.

γ: peso específico del aire → γ =ρaire .g [lb/ft3].

LT: longitud total (tramos rectos + equivalente por accesorios) [ft].

D: diámetro interno tubería [ft].

g: gravedad [32,2 ft/s2].

4.2.3.- Volumen de aire requerido para que se produzca la emulsión: La fórmula

empírica mostrada a continuación y suministrada en el Compressed Air and Gas Data de la

Ingersoll Rand [22], permite calcular la cantidad de aire requerido en pie cúbico por minuto

(cfm) por galón de agua bombeado. Ha sido desarrollada a partir de numerosas pruebas

experimentales.

37

+

=

3434. SLogC

LVa (4.6)

donde: Va: volumen de aire en cfm/galón de agua extraído

L: elevación total (ft)

S: sumersión o profundidad de la descarga de la línea de aire (ft)

C: constante hallada a partir de la Gráfica 4.2.

Gráfica 4.2: Constante para la formula de cálculo de Va

(Fuente: Compressed Air and Gas Data. Ingersoll Rand Co. [22])

Finalmente, para calcular la cantidad de aire a ser suplida por el compresor (Qa) en

cfm, simplemente se multiplica el valor de Va por el caudal de agua que se requiere

bombear (W),

Qa [cfm aire] = Va [cfm/gal] . W[gal] (4.7)

38

4.2.4.- Criterio para la selección de diámetros: Los dos aspectos principales a

considerar para la selección de los diámetros, tanto para la línea de aire como para la

tubería de aducción son:

a) El volumen de agua a ser bombeado.

b) La elevación o profundidad del nivel estático (freático) del agua.

Si el diámetro del tubo eductor es muy grande, la velocidad de la emulsión aire-agua

será insuficiente y podría ocurrir desprendimiento de flujo, causando una disminución en la

eficiencia. Por el contrario, un diámetro muy pequeño implica una excesiva velocidad de

flujo, mayores pérdidas por fricción y, por consiguiente, una disminución en la eficiencia.

4.2.5.- Unidad Compresora: Es uno de los equipos esenciales de todo sistema de

bombeo neumático o Air Lift. En vista de la naturaleza de la unidad motriz que accionará al

compresor, que es un rotor eólico del tipo “granja americana”, se debe considerar los

siguientes requisitos a la hora de escoger el tipo de compresor:

Baja velocidad de operación: puesto que ira accionado por un rotor considerado de

baja velocidad pero de par elevado.

Tamaño reducido: puesto que será acoplado al eje del rotor, se desea que ocupe un

pequeño volumen sobre la plataforma giratoria. La razón es que se desea perturbar al

menor grado posible, la vena de aire que fluye a través del rotor, evitando colocar un

aparato demasiado voluminoso que obstaculice el flujo.

Peso reducido: esto permitiría que la plataforma gire sin dificultad por la acción de

la veleta ubicada detrás del rotor, orientándolo frente a la dirección del viento.

Mínimo mantenimiento.

Costo reducido.

En base a estos requisitos y teniendo en cuenta que los requisitos de caudal y

presión son bajos para el bombeo por Air lift (véase cálculos, Capítulo VI), resulta

obvio que se debe recurrir a maquinas de desplazamiento positivo, descartándose

totalmente el uso de máquinas dinámicas (axiales y centrífugos), cuyos tamaños,

39

capacidades y costos son propios cuando se requieren grandes caudales de aire.

Además deben operar a muy altas velocidades ( a veces a mas de 20.000 rpm)

De las máquinas de desplazamiento positivo se descartan el compresor de tornillo,

por su voluminoso tamaño y precio. Así mismo se descartan el tipo de paleta y de

diafragma por su duración limitada y mantenimiento frecuente. De manera que para

esta aplicación en particular la opción que cumple con los requisitos mencionados es

la utilización de un compresor del tipo reciprocante.

Estos aparatos operan con una alta relación de compresión (pero bajos caudales),

son de fácil mantenimiento, se fabrican en un amplio rango de capacidades y de

presiones, y en términos comparativos son menos costosos y ocupan menos espacio

que otros tipos de compresores.

En la página siguiente, se muestra un diagrama T-S (Gráfica 4.3) para un

compresor reciprocante de una sola etapa y enfriado por aire. Cómo se puede apreciar

en esa gráfica, el proceso de compresión en los aparatos de émbolos con enfriamiento

por aire, se aproxima a un proceso isentrópico en la gran mayoría de los casos. La

línea 1-2 representa el proceso de compresión que transcurre en el cilindro; mientras

que la línea 2-3 representa el enfriamiento isobárico del gas que sale del compresor.

Gráfica 4.3: Diagrama T-S de un compresor reciprocante de simple etapa

(Fuente: “Bombas y compresores” de V.M. Cherkasski [5])

40

Siendo un proceso reversible y considerando que el compresor a seleccionar

trabajará a presiones no muy elevadas (por debajo de 10Mpa o 1450 psig), se puede

afirmar que su principio de funcionamiento se basa en la termodinámica de los gases

ideales, (factor de compresibilidad Z =1), subordinado a la siguiente ecuación [29]:

p = ρ.R.T (4.8)

Se considera que en compresores de pequeña capacidad y de presión reducida el

calentamiento del aire que se produce al comprimirlo no es tan considerable como

para considerar un apreciable flujo de calor hacia el ambiente; de manera que se ha

aproximado su funcionamiento a un proceso adiabático, donde se asume que no hay

transferencia de calor. Por tanto, la relación mostrada en (4.8), se puede describir

como:

p. vk = ctte (4.9)

siendo “p” la presión de descarga y “v” el volumen del cilindro

La potencia requerida al eje de la máquina para comprimir una determinada

cantidad de aire y presión de descarga viene dada por [5]:

meciso

ppInQp

Pcηη .

..1

211

= (4.10)

donde: Pc: potencia al eje del cabezal [Watt]

p1: presión absoluta a la entrada [kPa]

p2: presión absoluta a la descarga [kPa]

Q1: caudal entregado por el compresor [m3/s]

ηiso: rendimiento isentrópico

ηmec: rendimiento mecánico.

El rendimiento isentrópico depende de la intensidad del enfriamiento en el

compresor y se encuentra en el rango 0,65 – 0,85; mientras que el rendimiento

mecánico varía entre 0,80 –0,93 de acuerdo al tipo de estructura del cabezal [5].

41

Un tanque o deposito de aire es un equipo necesario para todos los compresores

reciprocantes. Elimina las pulsaciones en el flujo producido por este tipo de

máquinas, proporciona capacidad de almacenamiento de reserva y ayuda a enfriar el

aire, y de este modo, a condensar parte de su humedad. El tanque de compresión debe

ser lo suficientemente grande como para contener todo el aire entregado por el

compresor en un minuto [19].

4.3.- VENTAJAS Y DESVENTAJAS DE LOS SISTEMAS DE BOMBEO NEUMÁTICO:

4.3.1 – Ventajas:

♦ No existen partes móviles dentro del pozo, por lo tanto los requerimientos de

mantenimiento, tanto en costos como en tiempo, son considerablemente menores en

comparación con otros sistemas de bombeo.

♦ Siempre que el pozo produzca agua, se puede bombear una gran cantidad de agua,

incluso desde pequeñas perforaciones, que no resultarían rentables utilizando otros

sistemas de bombeo.

♦ No es una limitante, el que la perforación no se encuentre perfectamente alineada.

♦ Se puede bombear agua con altos contenidos en lodos y arenas sin problema

alguno, condiciones de operación que causaría daños progresivos en bombas de

accionamiento mecánico.

♦ No es necesario que el conjunto molino-compresor, se encuentre justo encima del

pozo. El molino puede ser ubicado en sitios donde la incidencia de los vientos sea

más favorable, sobre un montículo o colina. Sin embargo, a efectos de reducir

costos (reduciendo las perdidas por longitud de tubería de aire se reduce la potencia

del compresor), se recomienda no colocarlo a más de 400 mts del pozo [33].

♦ Varios pozos pueden ser bombeados simultáneamente desde una estación

compresora central.

♦ Se puede variar el régimen de bombeo (condición sujeta al rendimiento del pozo)

sin alterar en mucho la eficiencia del sistema.

♦ Debido al fenómeno producido, se tiende a oxigenar el agua, aspecto muy positivo

para su tratamiento.

42

4.3.2.- Desventajas: La principal desventaja del Air-lift, es su baja eficiencia. Aunque

bajo condiciones favorables se han conseguido rendimientos de hasta un 50%, se considera

que un rendimiento del 33% en condiciones normales es un valor aceptable [30].

Finalmente, y reiterando las ideas antes expuestas en relación a la importancia del radio

de sumersión, para que pueda lograrse una buena elevación de la emulsión se necesita una

gran sumersión, lo que hace que no pueda ser instalado en pozos que no tengan una buena

profundidad por debajo del nivel de agua dentro del pozo.

43

CAPÍTULO V DISEÑO DE LA PLANTA

5.1.- CONSIDERACIONES DE DISEÑO:

El diseño de la Planta Desalinizadora Solar fue llevado a cabo tomando en cuenta los

siguientes factores:

5.1.1- Selección del Emplazamiento de la Planta: La justificación en la inversión en un

proyecto de esta naturaleza se justificaría en base a la gravedad de la problemática del

abastecimiento de agua en la zona a considerar. Obviamente zonas muy remotas, de clima

árido (que carecen de caños o ríos de agua dulce), que no disponen de un servicio eléctrico

ni de un soporte técnico que permitiera aplicar tecnologías de desalinización más eficientes

(pero también más sofisticadas) serían candidatas potenciales para ser beneficiadas con una

planta de desalinización solar. Como se ha mencionado, esta es una tecnología confiable y

muy sencilla de operar y mantener

También en la selección del lugar se debería tener en cuenta la topografía del terreno y

de cuanto espacio se podría disponer en el sitio en el cual se construiría la planta. Las

tecnologías que implican el uso de energía solar requieren generalmente de una superficie

mucho mayor de la que se necesitaría empleando tecnologías convencionales; siendo

conveniente el uso de un emplazamiento que tenga un relieve llano, en vista de lo ventajoso

que resultaría esto para la captación adecuada de la energía solar. En este sentido la Alta

Guajira, es una región que cumple todos los requerimientos arriba citados para justificar un

desarrollo de este tipo.

5.1.2.- Necesidades de consumo: dada por el número de habitantes que habitan la

comunidad. En vista de la relativa baja productividad de los destiladores solares, la

experiencia en plantas ya construidas indican que esta tecnología es factible y conveniente

en aquellos sitios donde la demanda no es muy alta (hasta 40 m3/dia) [4].

44

Considerando la alta pureza del agua obtenida por el proceso de destilación solar, estas

necesidades de consumo estarían referidas exclusivamente a la bebida y cocción de

alimentos. En base a las normativas vigentes que fijan el consumo para estos menesteres,

en unos 15 lt/dia por persona (véase Estimación de Necesidades de Consumo en el Capítulo

VI), se podrá establecer la demanda total y, por consiguiente, la producción diaria requerida

por la Planta.

5.1.3.- Potencial energético solar y eólico: De suma importancia para la factibilidad de

un proyecto de este tipo, es que el emplazamiento seleccionado se encuentre en una región

geográfica donde exista una alta disponibilidad de radiación solar en la mayor parte del

año, la cual es función de la latitud, de la altura y de otros parámetros. Aunado a esto si

existe un potencial eólico elevado, los vientos podrían ser usados para accionar un sistema

de bombeo mecánico, lo que resultaría más económico que el uso de un sistema de bombeo

fotovoltaico (véase Capítulo II).

5.1.4.- Productividad por unidad de área: Es la cantidad de agua que la instalación

puede desalinizar por unidad de área de intercepción de la radiación solar. Esto dependerá

de lo eficiente que resulte el diseño propuesto del módulo destilador solar de producción en

serie. Sin embargo, a efectos de cálculo se toma la productividad promedio común de estos

aparatos que es de unos 4 lt/m2 diario. En base a este dato y a las necesidades de consumo

se podrá dimensionar la planta, en función del número de destiladores requeridos.

5.1.5.- Facilidad en la Operación y Mantenimiento: criterio que va a imperar en el

proceso de diseño, a la hora de estructurar la configuración de la planta y en la selección de

los materiales más adecuados que puedan soportar las severas condiciones climáticas. De

esta manera, se pretende que sea la propia comunidad que opere y mantenga la instalación y

que la misma pueda alcanzar una vida útil de entre 25 y 30 años con el mínimo costo

operativo y de mantenimiento. En consonancia con estos requerimientos, se exige que la

mayor cantidad de componentes, equipos y materiales de la planta sean de construcción

nacional, para que se tenga una disponibilidad adecuada de repuestos.

45

Para la determinación de algunos de estos parámetros imprescindibles para proyectar la

instalación, se trabajo en base a solventar las necesidades de consumo de una comunidad

indígena Wayüu en particular, cuya descripción se realizará en la siguiente sección.

5.2.- DESCRIPCIÓN DE LA COMUNIDAD A BENEFICIAR CON EL PROYECTO:

En vista de que se trata del diseño de una Planta piloto, la primera en su tipo proyectada

para la Alta Guajira Venezolana, se decidió que la misma debería ser proyectada para una

población pequeña y que estuviese muy necesitada de agua potable.

De varias aldeas indígenas se seleccionó la comunidad Wayüu de Polöos, una

cooperativa pesquera ubicada a 10 Km de Cojoro vía Castilletes y ubicada orillas del Golfo

de Venezuela. Tiene una población de 100 habitantes agrupados en 20 grupos familiares,

dedicados principalmente a la pesca y a la cría de ovejas y chivos.

FOTO 5.1: Entrada de la aldea indígena FOTO 5.2: Vista de algunas viviendas de la aldea (Fuente: El Autor) (Fuente: El Autor)

La vía de acceso a la comunidad es bastante deficiente, basta decir que sólo se puede

llegar en vehículo todo-terreno en vista de lo accidentado del tramo vial. Al igual que otras

poblaciones de la Alta Guajira carecen de todo servicio básico (electricidad, acueductos) y

el suministro de agua depende de los camiones cisternas de la municipalidad, los cuales

46

realizan (en el mejor de los casos) rondas de distribución de agua cada 15 días, llenando las

pipas de cemento de 600 lt. que disponen algunas (no todas) las familias de la comunidad.

Esto implica un gasto regular considerable para la municipalidad (Foto 5.3).

FOTO 5.3: Pipa de 600 lt. para abastecimiento FOTO 5.4: Jagüey construido para recolección de de una familia (Fuente: CORPOZULIA) agua de lluvia (Fuente: el Autor)

Organismos estadales como CORPOZULIA han intentado solventar la situación con la

instalación de algunos molinos de viento (aerobombas) para el bombeo de agua de los

acuíferos subterráneos. Sin embargo, esta iniciativa no ha dado resultado, en vista de que el

agua extraída es salobre, cuya concentración excede los valores establecidos por las normas

internacionales. De hecho, en promedio el agua salobre tiene una concentración de más de

2000 ppm de sólidos totales disueltos (TDS); compárese esto con lo máximo permitido por

la OMS que es de 500 ppm [31].

Así mismo, la tradicional construcción de los “jagüeyes” (Foto 5.4), lagunas artificiales

que recogen el agua de lluvia, no constituyen un recurso fiable en vista de los fuertes

períodos de sequía; además, no hay garantía de que el agua sea potable. Esto obliga, a

hervir el agua para bebida y esto implica el uso de leña que hay que recolectar.

Se puede decir, entonces, que la desalinización in situ es la alternativa más económica

y apropiada para la situación que presentan estas zonas. Sin embargo, el uso de tecnologías

eficientes pero sofisticadas como las plantas de ósmosis inversas, electrodiálisis, destilación

multi-efecto, etc., en comunidades remotas con una población que no tiene conocimientos

técnicos y sin ninguna experiencia en su uso, no hace factible su aplicación. Además, en

47

estas zonas fronterizas no existe el soporte técnico establecido para suministrar los filtros,

membranas, químicos ni el personal entrenado para efectuar el mantenimiento a estos

equipos. Otro aspecto tiene que ver con el suministro eléctrico que requieren estas plantas,

lo cual solo podría ser suministrado por generadores de combustible, lo cual mantendría la

misma dependencia al suministro del mismo por parte del ente municipal. Otra alternativa

es la generación eléctrica por paneles fotovoltaicos; sin embargo, es una tecnología

importada, de elevado costo inicial, aún mas si se considera el elevado consumo energético

que requieren las tecnologías de desalinización indicadas.

Por tanto, el uso de módulos destiladores solares (Solar Stills), es la alternativa más

indicada para esta comunidad tanto por su fiabilidad como por la sencillez en su

mantenimiento (limitado a la limpieza). En base a las estimaciones de las necesidades de

consumo (véase la sección de cálculos), establecida en unos 1500 lt/dia como mínimo, se

procedió a dimensionar la planta. A continuación se expone una descripción técnica general

de la planta propuesta y de sus partes componentes.

5.3.- DESCRIPCIÓN TÉCNICA DE LA PLANTA DESALINIZADORA SOLAR:

Básicamente la planta propuesta esta conformada por los siguientes sistemas:

5.3.1- Sistema de bombeo eólico, para la extracción de agua salobre del subsuelo y para

bombeo del agua destilada recolectada al tanque de almacenamiento elevado.

5.3.2.- Sistema de distribución de agua salobre, de recolección de destilado y de

almacenamiento.

5.3.3.-Sistema desalinizador, conformado por el arreglo de los módulos

desalinizadores.

Se anima al lector a ir ubicando cada uno de los componentes detallados a continuación

con los planos realizados en Autocad 2000i y presentados en los archivos anexos en el

presente CD, en el que se muestran la vista aérea (PD_01_2002.dwg) y lateral

(PD_02_2002.dwg) de la planta desalinizadora propuesta.

Marca registrada por Autodesk Inc.

48

5.3.1.- Sistema de Bombeo Eólico:

En vista de que el agua salobre se extraería de un pozo cuyo nivel freático se encuentra

a 25 mt. de profundidad, se requería seleccionar y proyectar el sistema de bombeo más

adecuado. Con este fin se diseñó un sistema de bombeo neumático o de elevación de agua

por aire (Air-lift ), empleando un molino tipo granja americana de fabricación nacional que

está acoplado al cabezal de un pequeño compresor reciprocante. Al girar el rotor por la

acción de los vientos, se acciona el cabezal del compresor, el cual comprime aire y lo envía

a través de una manguera a un deposito ubicado al pie de la torre del molino.

Una vez alcanzada la presión requerida en el deposito, se inyecta aire a presión al pozo

a través de una tubería de acero galvanizado insertada en el pozo y cuyo extremo de

descarga se encuentra sumergido en el acuífero a una profundidad adecuada previamente

calculada (Véase Cálculos, Cap. VI). Al inyectarse el aire se produce la emulsión de agua-

aire y esta se eleva por diferencia de densidades, fluyendo dentro de la tubería de educción

concéntrica a la tubería de aire y finalmente es descargada en un tanque de almacenamiento

de agua salobre de 15000 lt. de capacidad. Tanto el caudal de aire como la presión

requeridas fueron calculados. (véase Cálculos, Cap. VI).

La selección de esta tecnología por sobre otras, se basó primordialmente en el mínimo

mantenimiento requerido, la facilidad de instalación y la alta confiabilidad, parámetros

acordes con la filosofía de diseño de la planta. Si bien es cierto, que el bombeo fotovoltaico

o por generación eléctrica eólica (uso de un aerogenerador) es más eficiente que un sistema

Air-lift, sin embargo, su alto costo inicial y la falta de infraestructura de instalación y

mantenimiento para estos equipos importados, no garantizan un funcionamiento fiable.

Otra opción sencilla que se evaluó fue la implementación del molino granja americana

que usa el clásico pistón (barra basculante), cuyo movimiento alternativo se consigue con

un sistema de biela-manivela acoplado al rotor del molino. De hecho esta es la

configuración, que comercializa Industrias Marullo S.A., empresa venezolana radicada en

Barquisimeto que fabrica estas aerobombas. Pero en vista de lo arenoso del estrato del

49

subsuelo en la Guajira, tiende haber un desgaste excesivo del pistón, puesto que al

efectuarse el bombeo se arrastran partículas de arena que tienen un efecto abrasivo,

deteriorándolo en poco tiempo. De hecho, el propio fabricante recomienda revisión y

mantenimiento del pistón cada 6 meses, lo que implica desmontaje del sistema a cargo de

obreros especializados y por consiguientes un riesgo para el correcto suministro de agua

para la planta, si el mantenimiento lleva más tiempo de lo que puede durar el

almacenamiento de reserva de agua salobre.

Por estas razones se sugiere la adquisición de la torre y

rotor del molino fabricado por Industrias Marullo y su

modificación respectiva para que opere un sistema de bombeo

neumático. Este molino tiene una torre de 12 mt. y un rotor de

3 mt. de diámetro y consta de 20 aletas rígidas soldadas a los

rayos de una rueda. Tanto la torre como el rotor están

construidos en acero y galvanizados en caliente, para evitar su

corrosión. El rotor esta montado sobre una base giratoria, la

cual tiene soldada una veleta , de manera que al cambiar la

dirección del viento la base gira y garantiza que el rotor

siempre esté orientado frente a la corriente de viento.

Las modificaciones implican la sustitución del

sistema biela-manivela montado sobre la base giratoria

por el arreglo conformado por el cabezal del compresor y de una caja de engranajes

multiplicadora (relación 1:3) ubicada entre el rotor y el cabezal; esta última para garantizar

las revoluciones necesarias que permitan entregar el caudal de aire requerido, aún para las

condiciones en las que se presentan bajas velocidades de los vientos. El rotor y la caja de

engranajes estarán unidos mediante un acople elastómerico, que amortigüe las vibraciones

producidas y que son dañinas para los equipos. El cabezal de compresor elegido es de la

casa Ingersoll-Rand modelo SS3, cuyas especificaciones se encuentran la sección de

Cálculos (Capítulo VI).

Fig. 5.1: Molino de Industrias Marullo S.A. Barquisimeto - Venezuela

50

En la Fig.5.2, mostrada a continuación se muestra el orden de montaje de los

componentes especificados.

F

C

venta

mism

línea

de

const

alma

lts. e

del s

cálcu

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sora, en este caso el mol

ía utilizada para elevar e

sde una tanquilla

elo a un tanque de

ua tratada de 15000

rre metálica a 4 mts.

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del tipo Low Lift

ig. 5.3 se muestra el

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x) para elevar el

nquilla, similar al

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lmacén de energía

ten las dos líneas de

de agua salobre y

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Caja de engranajes 1:3

istema de bombeo neumático (Fue

bombeo neumático (Capitulo

ar varios pozos simultáneam

ino. En base a esto se decidi

l agua destilada (recolectada

ig. 5.3: Corte longitudinal del sisteumática del agua tratada (Fuente

Cabezal de compresor

nte: el Autor)

IV) una de las

ente usando la

ó proyectar otra

de la totalidad

ema de elevación : el Autor)

51

otra para la tanquilla de agua destilada, cada una de las cuales tiene su válvula reguladora

de presión (se regula también el caudal) y su respectivo manómetro. Se seleccionaron

tuberías de acero galvanizado en caliente de ½” (Sch. 40) para ambas líneas de aire, en

vista de que se tiene una mayor resistencia que las tuberías de PVC en el caso de que

accidentalmente reciban algún impacto. Así se reducen riesgos de fuga que pudieran afectar

el rendimiento del bombeo. En cuanto a las tuberías de educción (por las que se eleva la

mezcla de aire agua), se seleccionó tuberías de acero galvanizado Sch.40 de 2” y 1 ½” para

el bombeo del pozo y de la tanquilla de recolección de destilado respectivamente, basado

esta elección en cálculos realizados (véase Cálculos, Cap. VI).

5.3.2.- Sistema de Distribución de Agua Salobre, recolección de Agua destilada y de

Almacenamiento:

Una vez que el agua salobre ha sido extraída del pozo y descargada a un tanque de

almacenamiento (15000 lt.) elevado sobre una torre a 1,5 mts. del suelo, fluye por gravedad

a un tanque rectangular construido en fibra de vidrio de 1500 lt. de capacidad (medidas:

3x1x0,5 mt) apoyado sobre bloques de concreto, al cual se ha denominado como tanquilla

niveladora, puesto que su función es la de mantener el mismo nivel de agua en todos y cada

uno de los destiladores en base al principio de “vasos comunicantes” (cuando se alcanza el

estado de equilibrio). Para esto esta tanquilla dispone de una válvula flotador, calibrada

para que se mantenga un nivel deseado en esta y, por consiguiente, en el resto de los

destiladores; abriéndose y cerrándose dependiendo de las variaciones del nivel. En la Fig.

5.4 se muestra un corte de esta tanquilla.

Fig. 5.4: Detalle de la instalación de la tanquilla niveladora. Medidas en mts. (Fuente: el Autor)

Ahora bien, se ha tenido en cuenta que al inicio del período de llenado ya sea en la

puesta a punto de la planta, después de una operación de mantenimiento o simplemente en

52

los períodos de fuerte insolación (se presenta la máxima tasa evaporativa), se tendrá un

flujo de agua salobre a través de la red de distribución, que aunque mínimo, debe

considerarse. En vista de eso se ha verificado en la sección de Cálculos (Capítulo VI) las

pérdidas hidráulicas, para estimar si se hace necesario elevar más la tanquilla niveladora en

relación con el plano de los destiladores y así asegurar que los destiladores de las filas más

alejadas también sean llenados al nivel requerido. De todos modos, estas pérdidas no son

tan considerables, en vista de la reducida velocidad del flujo y de la mínima rugosidad de

las tuberías de PVC del sistema de distribución.

Se ha determinado experimentalmente que la eficiencia térmica de los destiladores

solares simples, en términos del aumento en la productividad diaria, se puede incrementar

aumentando la temperatura del agua salobre que se vierte al tanque del destilador [16]. Para

conseguir este precalentamiento del agua, las paredes internas del tanquilla niveladora

serian de color negro para absorber la mayor cantidad de radiación incidente, la cual

calentaría el agua que ingresa el tiempo suficiente, antes de que esta fluya y se distribuya

por todo el sistema.

Al igual que los módulos destiladores, la tanquilla niveladora, dispondrá de un orificio

de drenaje, para efectuar su limpieza, la cual se realizará posterior al cierre de las válvulas

de bola de 1 ½” a la entrada y la de 1” a la salida.

Como ya se mencionó, todas las tuberías del sistema de distribución de agua salobre y

de recolección de destilado, incluido los accesorios (codos, reducciones, tees, válvulas)

serán enteramente de PVC. La elección de las tuberías y accesorios de la casa PAVCO, se

hizo en virtud de las ventajas que representa su uso para la planta proyectada y que se

mencionan a continuación:

Resistente a la corrosión: resiste la acción de soluciones salinas y ácidos (inmune a

la acción electrolítica) sin mostrar el más mínimo deterioro a través de los años. De

hecho, PAVCO garantiza una vida útil de 50 años, superior a la estimación de vida de

la planta (30 años). Puede colocarse bajo tierra o bajo el agua.

53

Libre de incrustaciones: las paredes lisas y libres de porosidad impiden la

formación de incrustaciones comunes a las tuberías metálicas.

Menores pérdidas de presión: por lo ya expuesto en el punto anterior, se reducen

considerablemente las perdidas por fricción. De hecho, su rugosidad interna es de

aprox. 0,008 mm, mucho menor en comparación con la tubería metálica de mejor

acabado.

Liviana: lo que facilita enormemente su manipulación, almacenaje e instalación; lo

que resultaría ventajoso en la fase de construcción de la planta, en vista de que se debe

poder transportar la mayor cantidad por viaje, para reducir costos.

Facilidad de instalación: el sistema de unión consiste principalmente en uniones

soldadas, por medio de soldadura líquida; la cual desarrolla la máxima resistencia en el

mínimo tiempo. El equipo necesario es mínimo; basta una segueta para hacer los

cortes.

No trasmite olor ni sabor: ideal para transporte de agua potable.

Las especificaciones técnicas del sistema de tuberías y accesorios de PVC de PAVCO

cumplen con la norma ASTM D1784 para el material y la ASTM 2241 para las

dimensiones.

El sistema de almacenamiento está constituido por 2 tanques de 15000 lt. c/u, de

idénticas dimensiones y fabricados ambos en fibra de vidrio (resina isoftálica) y elevados

sobre torres metálicas. El volumen de ambos tanques, se estimó con miras a garantizar una

reserva de entre 7 a 10 días (para una producción de 1500-1900 lt/dia) en el caso de que se

presente una avería ya sea en el sistema de bombeo neumático o en el molino o debido a

que las velocidades del viento sean muy bajas por alguna condición anormal meteorológica

que se presente en el año.

El tanque de agua salobre estará elevado a 1,50 mts., de manera que el fondo del tanque

este elevado por encima del nivel de la tanquilla niveladora, garantizando un adecuado flujo

por gravedad, incluso para niveles mínimos de agua en el tanque (vaciado completo). El

tanque de agua tratada, estará elevado sobre una torre de 4 mts. de altura. Esta elevación se

54

estimó, en base a conseguir una descarga por gravedad que permitiera llevar el agua a

través de una manguera de polipropileno o tubería de PVC de ¾” en un radio de 1500 mts

de la planta como máximo.

Cada una de las torres metálicas constará de un entramado de vigas soldadas, sobre el

cual descansará el cuerpo del tanque. Dicho entramado será construido con perfiles

normales doble “T” PN # 30. Las 4 columnas de cada torre serán construidas con perfiles

normales doble “T” PN # 12 arriostradas con perfiles normales doble “U” PN # 5 y

diagonalmente con cabillas de 5/8”. Cada columna será apoyada sobre fundaciones de

concreto armado de sección cuadrada.

Los requerimientos para la construcción de estos tanques cumplen con la “Normativa

para la estanques de almacenamiento de agua potable”, Capítulo XI de la Gaceta Oficial

N° 4044. Ambos tanques poseen los siguientes accesorios:

- Flange de entrada de 2” en el tanque de agua salobre, para la conexión de la tubería

de educción que transporta el agua bombeada desde el pozo. Para el tanque de agua

tratada este flange es de 1 ½”.

- Flange de salida de 1 ½” para la descarga del tanque de agua salobre a la tanquilla

niveladora y de ¾” para la descarga del tanque de agua tratada.

- 2 Flanges adicionales de 2 ½” para la conexión de las tuberías de rebose y de

limpieza las cuales descargaran en un abrevadero de animales. La rasante de la

tubería de entrada del tanque deberá estar no menos de 10 cm. sobre el lomo de la

tubería de rebose, de manera de impedir que la boca de la tubería de entrada quede

por debajo del nivel máximo de agua almacenada.

- Boca de visita de 0,60 x 0,60 mts. con tapa en fibra de vidrio para la inspección y

limpieza de los tanques (Art. 176 de la citada normativa)

- Medidores de nivel de escala graduada visible.

- Escalera de acceso exterior construida con pletinas de 38 x 48 mm y peldaños de

cabilla de φ½” y soldada al entramado de vigas sobre los que se apoya los tanques y

atada a las paredes del tanque con pletinas anulares. Para el acceso al interior se

tendrá una escalera de madera removible.

55

El tanque de agua tratada dispondrá de un flange adicional para la conexión de una

tubería de PVC de ¾” a ser utilizada para la limpieza de las cubiertas de vidrio

exclusivamente. Dicha tubería de 30 mts de longitud total se extenderá a lo largo del pasillo

central y dispondrá de tomas de agua cada 4 mts. Para mayores detalles sobre el montaje de

estos tanques véase la Fig. 5.5 en la página siguiente.

5.3.3.- Sistema desalinizador:

Es el corazón de la planta proyectada y lo componen un total de 380 módulos

destiladores solares simples, organizados en dos grupos de 190 unidades; a su vez en cada

grupo se tienen 19 filas con 10 módulos en cada una. Un pasillo de 4 mts. de ancho separa

ambos grupo de destiladores, lo que permite que una camioneta pick-up pueda circular a

través de este, a efectos de facilitar el transporte y descarga de los módulos destiladores y

demás materiales durante la fase construcción. Así mismo existe una distancia entre filas de

módulos de 1 mt. para facilitar la circulación del personal a la hora de realizar las labores

de limpieza de los mismos.

El modelo propuesto para el módulo destilador (modelo de producción), consta de un

tanque fabricado enteramente de fibra de vidrio, en una sola pieza con paredes de 3 mm de

espesor y la cubierta de vidrio crudo de 5 mm. enmarcada con perfiles aluminio y

abisagrada al tanque. Este es un destilador del tipo simple o de una sola etapa, puesto que

posee una sola cubierta de vidrio cuya superficie de base (área evaporativa) es de 1 m2.

La geometría propuesta para el tanque, tiene características que permitirán aumentar la

productividad de agua tratada, en comparación con la mayoría de los destiladores

comerciales que existen o los que se han utilizados en plantas desalinizadoras. Muchas de

estas mejoras han surgido de la observación realizada durante las pruebas experimentales

realizadas con el destilador solar diseñado y fabricado en la Escuela de Ingeniería Mecánica

de la UCV, por los ingenieros Arsenio De Oliveira y Fidel Sosa [6].

56

Fig. 5.5: Vista lateral y de planta del montaje de los tanques de almacenamiento (Fuente: el Autor)

57

Estas pruebas fueron realizadas en la población de Sinamaica (véase Capítulo VII),

perteneciente a la Guajira venezolana. En la Fig. 5.6, se muestran las vistas isométricas,

frontal y lateral del tanque del destilador propuesto por el autor del presente trabajo.

Ø 1 1/2"(drenaje de limpieza)

Ø 1/2"(entrada tubería de agua salobre)

Canaletas laterales (r = 10 mm)

Canaleta principal(pendiente de 2° de los extremos hacia la descarga)

Descarga de la canaleta principala tubería

Fig. 5.6: Diversas vistas del tanque del modelo propuesto para el destilador solar. Medidas en centímetros.

(Fuente: el Autor)

Como se muestra en la figura, la inclinación recomendada para la cubierta de vidrio que

estará apoyada sobre los bordes del tanque es de 19°, valor que se encuentra dentro de los

rangos recomendados por la práctica (de 10° a 30°). Se decidió aumentar en 6° la pendiente

de la cubierta con respecto al destilador prototipo desarrollado en la UCV (cuya pendiente

es de 13°), en vista de se evidenció que en ciertas ocasiones, el condensado que se formaba

y fluía bajo la cubierta se concentraba justo antes de alcanzar la canaletas, formándose

grandes gotas que caían de nuevo al fondo de la bandeja, lo que representaba una perdida

en la producción que hacia indicar que era necesario un aumento en la pendiente de la

cubierta. No obstante, se decidió que el aumento en la pendiente no fuera excesivo, puesto

que esto implicaría un aumento de costos innecesario en una cubierta de vidrio más grande,

además de que haría difícil la manipulación del mismo debido a un mayor peso.

58

Así mismo, se observó que parte del condensado que se formaba a los lados de las

cubiertas de vidrio caía por los laterales del tanque de nuevo a la bandeja, desperdiciándose

una cantidad de destilado. Por tanto, se decide incluir pequeñas canaletas en las paredes

laterales del destilador propuesto, que recojan el condensado que fluya por los laterales y lo

viertan a la canaleta principal que tendrá una pendiente de 2° de los extremos hacia la

descarga en el centro de la misma en la cual se tendrá un conector de bronce de 5/8”

enroscado y al cual se acoplará una manguera de goma que descargará al destilado a la

tubería troncal de ½” que recoge el destilado de cada fila de módulos. Así mismo el tanque

posee en su pared posterior un orificio de ½” para la conexión de la tubería de agua salobre

y en su base tiene un orificio de drenaje para limpieza de 1 ½”, con su respectivo tapón

(véase Fig. 5.6)

Otra característica novedosa en la geometría del destilador propuesto es la inclinación

que se le ha dado a las paredes laterales, de unos 30° respecto a la vertical (véase Fig. 5.6)

Con esto se pretende reducir en lo posible la sombra que se proyecta sobre la base del

tanque, tanto en horas de la mañana como al atardecer. Téngase en cuenta que los

destiladores deben ser colocados de modo de que su cubierta transparente este de cara hacia

el Sur, en vista de la latitud del lugar. De esta forma se garantiza que en la mayor parte del

día, a medida que el sol se desplaza de Este a Oeste, incida la mayor parte de la radiación

sobre la superficie negra de la base del tanque. Se estima que esta mejora en la geometría,

en comparación con los modelos convencionales (incluyendo el prototipo de la UCV),

contribuya a un mejor aprovechamiento de la radiación, con el consiguiente aumento en la

productividad. Para visualizar otros detalles constructivos del tanque véase los planos

realizados en Autocad 2000i y presentados en los archivos DS_01_2002.dwg y

DS_02_2002.dwg, anexados en este CD.

En su parte posterior (pared del tanque de cara al norte) se fijaran dos (2) bisagras de

aluminio las cuales sostendrán el marco de aluminio que encuadra la cubierta de vidrio

crudo de 5 mm. de espesor. Este arreglo permite que la cubierta pivote, facilita las labores

Marca Registrada por Autodesk Inc.

59

de limpieza en el interior del tanque, además que reduce las probabilidades de que se rompa

el vidrio por tener que manipular una cubierta algo pesada que tuviera que ser removida.

Para garantizar la mayor hermeticidad en el módulo destilador (factor crítico en el

desempeño del destilador), se ha colocado una banda de goma a manera de sello, la cual va

encajada en molduras sobre los bordes del tanque, de forma similar a las gomas de

sellamiento que se colocan en las puertas de los automóviles. Aparte de asegurar la

hermeticidad una vez que se apoya la cubierta de vidrio sobre el tanque, se dispone de un

amortiguamiento en el caso de que se le deje caer accidentalmente. A efectos de facilitar el

transporte y de reducir los riesgos de roturas de los vidrios, se recomienda llevarlos por

separado, en embalajes de listones y posteriormente unirlos a los tanques de fibra.

Una vez ensambladas todas las partes de cada módulo destilador (cubierta de vidrio,

goma, conector de bronce) se procede a instalarlo sobre unos muros de bloques de cemento,

(tamaño 15) de 80 cm de alto. Para fijarlo, el tanque de fibra consta de pestañas en su parte

inferior con agujeros en los cuales se insertarían pernos de acero inoxidable de ¼” NC. A

efectos de reducir costos y en vista de que el propio peso del conjunto ayuda a mantenerlo

fijo sobre los muros, se considera suficiente colocar solo dos (2) pernos de fijación.

Una vez instalados todos los módulos destiladores se procede a instalar las tuberías de

PVC de ½”, tanto de distribución de agua salobre como de recolección de destilado y a

acoplarlas a cada uno de los módulos. El montaje final de un módulo en particular se

muestra en las Fig. 5.7 y 5.8. Este es el montaje típico correspondiente al primer módulo de

cada fila del grupo del lado Este de la planta, visto desde el pasillo central. La tubería en

rojo es la que transporta el agua salobre, mientras que las tubería de color azul es la de

recolección de destilado. Para mayores detalles véase el plano presentado en el archivo

MontajeDS.dwg, en el presente CD.

60

N

SO

E

Fig. 5.7: Isometría del montaje final de uno de los módulos destiladores propuestos. Medidas en centímetros.

Observe la orientación geográfica del módulo. (Fuente: el Autor)

Fig. 5.8: Isometría de la vista posterior del montaje final del destilador (Fuente: el Autor).

61

Como puede apreciarse, la tubería troncal de recolección de destilado (en azul) paralela

a los muros de apoyo, se encuentra elevada del suelo y deberá ser fijada por medio de

soportes a los muros de bloques. Para tuberías PAVCO colgadas de ½” llenas de agua, el

fabricante recomienda que deben colocarse soportes cada 85 cm. Nótese también, que el

destilador no apoya completamente sobre los muros, existe un espacio de 50 cm. que se ha

dejado para que se facilite la remoción de la salmuera sólida de desecho que cae del

destilador cuando se le efectúa la limpieza del tanque.

5.3.4.- Equipo opcional:

Dependiendo de la cantidad de sedimentos que se arrastre durante la operación de

bombeo neumático podría recomendarse la instalación de un filtro desarenador, el cual

retendría una buena parte de las partículas de arena, lodos y arcillas mezcladas con el agua

salobre. Un exceso de sedimentos en el agua de

alimentación implicaría a la larga un programa de

limpieza más regular, tanto para los destiladores como

para las líneas de distribución. El equipo a utilizar sería

como el que se muestra en la Fig. 5.9, un filtro

construido en acero inoxidable y cuyo interior esta

compuesto por una capa de gravilla y de grava que

retiene las partículas sólidas. Este filtro cuya capacidad

es de 1000 lt/hr se conectaría al tubo eductor

proveniente del pozo y descargaría al tanque de

almacenamiento de 15000 lt. De todas formas, tanto

este tanque como la tanquilla niveladora actúan como

decantadores por gravedad, separando el líquido de las

partículas en suspensión las cuales se depositan en el

fondo. Así que la decisión de instalar o no este filtro

dependerá del grado de turbiedad del agua que se extraiga.

Fig. 5.9: Filtro desarenador (Cortesía de Filtragua C.A)

62

CAPÍTULO VI CÁLCULOS

6.1.- ESTIMACIONES DE LAS NECESIDADES DE CONSUMO:

Considerando que el agua obtenida por el proceso de destilación solar es de una alta

pureza desde el punto de vista químico y microbiológico como se puede verificar en los

resultados de los análisis realizados en los Laboratorios de Tratamientos de Efluentes y de

Biotecnología de INTEVEP, que se presentan en el Apéndice II, se establece que está agua

deberá ser destinada exclusivamente a la bebida, cocción de alimentos y en último caso

al aseo personal de los niños.

Para otras necesidades, tales como la limpieza de la vivienda, lavado de ropa y para

abrevar animales, se puede recurrir al agua depositada en los jagüeyes o incluso de la

misma agua salobre extraída de los pozos, aplicaciones que no precisan de agua de tan alta

pureza. Además en el caso del agua salobre, sus niveles de salinidad y sólidos disueltos

(2000 ppm) se encuentran en un rango aceptable que es tolerado por los animales.

En base a las estadísticas sobre las cuales se establecieron las “Normas para el Diseño

de Abastecimientos de Agua” del Instituto Nacional de Obras Sanitarias (INOS) para el año

1985 [1], se establece que para bebida y preparación de alimentos el consumo esta estimado

entre los 15–30 litros al día por persona.

Para efectos del diseño de la planta desalinizadora se trabajará sobre la base del

consumo mínimo establecido por esta normativa, que es de unos de 15 lt. diarios per

capita. De manera que para la población de Caño Polöos, de unos 100 habitantes (20

grupos familiares) la planta debería estar produciendo, como mínimo 1500 lt diarios.

63

6.2.- CÁLCULO DEL NÚMERO DE DESTILADORES (Área de Evaporación):

Se calcula dividiendo la demanda total diaria entre la productividad diaria promedio por

metro cuadrado para los destiladores solares. La experiencia obtenida en la construcción y

prueba de destiladores de una sola etapa (una sola cubierta de vidrio) en diversas partes del

mundo, así como los resultados obtenidos con el prototipo (modificado) construido en la

UCV y probado en campo, establecen una productividad en el rango de 4 – 5 lt/m2 diarios.

Para asegurar que la planta procese la cantidad mínima requerida se dimensionará la misma

en base a una productividad por módulo de 4 lt/m2/dia, para tener cierto margen de

seguridad que considere días con nubosidad.

diamltdialtAEVAP //4

/15002= = 375 m2

Puesto que el destilador de producción propuesto (véase Cap. V) ha sido diseñado con

un área de evaporación (área de base) de 1 m2, se requerirá en la instalación de al menos

375 destiladores. Puesto que se desea agrupar estos destiladores en forma matricial se

establece como requerimiento la construcción de 380 módulos, organizados en dos grupos

de 190 unidades c/u.

6.3.- CÁLCULOS DEL SISTEMA DE BOMBEO NEUMÁTICO:

Se plantea el diseño de dos sistemas de bombeo neumático (air-lift), ambos con la

configuración de tuberías concéntricas o configuración VC (línea de aire concéntrica al

tubo eductor):

• Una instalación convencional para la extracción de agua salobre a un nivel freático

a 25 mt de profundidad hasta el punto de descarga al tanque ubicada a 5 mt del suelo.

Elevación total: 30,5 mt (100 ft)

• Una instalación del tipo Low Lift Installation, para la elevación del agua tratada

recolectada en una tanquilla (a ras del suelo y de una profundidad de 6 mt) hasta la

descarga a un tanque ubicada a 7,60 mt del suelo.

Elevación total: aprox. 7,60 mt. (25 ft).

64

6.3.1- Cálculo del Sistema de Bombeo Neumático para la extracción de agua salobre de

pozo:

Sumersión de la línea de aire: Se halla a partir del valor de radio de sumersión Ms, dado por la siguiente

tabla.

Tabla N° 6.1: Radios de Sumersión en función de la elevación [30].

Elevación (m) 15 25 30 45 60 80 100

Ms 2,5 2,0 1,6 1,5 1,3 1.22 1,0

Para una elevación L = 30,5 mts (100 ft), tenemos que el valor recomendado es de

Ms = 1,6.

Entonces la sumersión de la línea de aire (S) será de:

⇒=⇒= LMsSLSMs . S = 1,6 . 30,5 = 48,8 mt. ≈ 49 mt. (160 ft.)

El porcentaje de sumersión se podría estimar a partir del Gráfica 4.1 (Véase Cap. IV), o

bien a través de la ecuación 4.2:

100.495,30

49%+

=S = 61,63% ≈ 62%

Caudal de aire requerido: De la Gráfica 4.2, Capítulo IV, tenemos que para una

sumersión de aproximadamente 62% tenemos que C = 295. De la fórmula (4.6) del

Capítulo IV, se tiene que :

+

⋅=

3434160295

100

LogVa = 0,45 cfm aire/gpm de agua.

En unidades del S.I.(*) Va = 3,366x10-3 m3/s aire por cada lt/s de agua.

En condiciones de insolación promedio, la planta estará procesando entre 220 – 270

lt/hr, equivalentes a 1 – 1,5 gpm, para productividades entre 4 – 5 lt/m2 diarios. Fijando el

gasto de agua a bombear para la mayor productividad esperada W = 1,5 gpm, tenemos:

Qa = 0,45 cfm/gpm. 1,5 gpm ≈ 0,7 cfm de aire ≈ 3,304x10-4m3/s aire.

(*) S.I.: Sistema Internacional

65

Determinación de los diámetros de las líneas de aire y del tubo eductor (descarga): Se

calculan aplicando la ecuación de continuidad conociendo los valores de velocidades de

inyección de aire y de descarga de la mezcla aire- agua. A partir de la siguiente gráfica

(Gráfica 6.1), extraída del Compressed Air and Gas Data [22], se puede tener una

estimación de los valores de velocidad que han dado buenos resultados en la práctica.

Gráfica 6.1: Velocidades recomendadas para entrada de aire al eductor y descarga de la emulsión

(Fuente: Compressed Air and Gas Data [22])

Para % S = 62, se tiene que:

- Velocidad en la descarga de la línea de aire: 550 ft/min (2,794 m/s.

- Diámetro de la línea de aire: para Qa = 3,304x10-4 m3/s, se tiene que:

Qa = V . A ⇒ VQad

=4. 2π ⇒

VQad.

.4π

= ⇒ d = 0,01227 m. (0,483 in.)

En tuberías Sch 40, se tienen dos opciones: 3/8” y ½” → se selecciona tubería

de ½” Sch. 40 para reducir pérdidas.

- Velocidad a la descarga del tubo eductor: 1000 ft/min (5,08 m/s)

- Diámetro del tubo eductor: para un caudal de agua W =1,5 gpm (9,46x10-5 m3/s)

V

Qad.

.4π

= ⇒ d = 0,00487 m. (0,20 in.)

66

Ahora bien, este sería el diámetro estimado para un sistema de configuración VA, en el

cual la línea de aire es externa al tubo eductor. Pero como la configuración ha ser instalada

es de tubos concéntricos (configuración VC ), se empleará la siguiente Tabla 6.2 extraída

del Compressed Air and Gas Data [22], que muestra valores aproximados de los caudales

que se obtendrían en base al porcentaje de sumersión y el diámetro de tubo eductor

recomendado

Tabla 6.2: Caudales de agua aproximados en función del % Sumersión

Porcentaje de Sumersión

Galones de agua por minuto

Diámetro tubo

eductor (plg) 70% 60 % 50 % 40 %

2 21 – 34 19 - 31 17 - 29 14 - 25

2 1/2 33 – 53 30 - 49 25 - 45 22 - 41

3 57 – 86 53 - 80 49 - 65 45 – 65

Se selecciona, el tamaño de tubería para el menor caudal de agua bombeado para una

sumersión del 60% (19 –31 gpm), lo que corresponde a un tubo eductor de 2” Sch.40.

Presión de aire requerido: De la fórmula (4.3) del capítulo IV, tenemos que la presión

(Ps) mínima necesaria para comenzar emulsión es:

31,2160

=Sp = 69,26 psig ≈ 70 psig (482,63 kPa)

Estimación de las pérdidas por fricción: para lo cual, primero se requiere calcular el

factor de fricción "f”. Se requiere estimar el tipo de régimen de flujo, calculando Re.

aire

aire

dQa

µπρ

....4Re = (6.1)

donde: µaire: viscosidad dinámica del aire (kg/m.s) a T = 32°C.

ρaire: densidad del aire (kg/m3) a T = 32°C.

d: diámetro interno ⇒ para tubería de ½” Sch. 40 ⇒ d = 0,01578 m

Q: caudal de aire → Q = 3,304x10-4m3/s (0,7 cfm)

67

Se realiza la correspondiente corrección por temperatura para µaire y ρaire por medio de

las siguientes formulas, cuyos términos se expresan en unidades inglesas y

posteriormente el resultado se expresará en unidades del S.I: 2/3

0

00 .

120.555,0120.555,0

.

++

=TT

TT

µµ (6.2)

TT0

0 .ρρ = (6.3)

donde T0 = 520 °R (60°F)

µ0 = 1,196x10-5 lbm/ft.s y ρ0 = 0,07644 lbm/ft3 → a 60°F (condición standard)

T = 549 °R (32°C→ temp. promedio)

Sustituyendo T0 y T, en (2) y (3) respectivamente, tenemos que:

µ = 1,248x10-5 lbm/ft.s = 1,857x10-5 kg/m.s

ρ = 0,0724 lbm/ft3 =1,16 kg/m3

Sustituyendo estos valores en (1), tenemos que Re = 1665 <2000 → régimen laminar.

Por tanto, el factor de fricción se calcula como:

Re64

=f = 0,0385 (6.4)

Se procede ahora a calcular las pérdidas, a partir de la fórmula (6.5), pero expresada

en función del caudal “Q” (en ft3/s) y simplificando términos pertinentes; resulta

entonces:

25

2

..18

...π

ρd

QaLfp T=∆ (6.5)

Longitud total de tramos rectos: 80,7 m (264 ft) → correspondiente a 74 mt. de tubería de

½” de acero galvanizado insertado en la perforación y 6,7 mt. de la misma en tendido

superficial.

Longitud equivalente por accesorios: En la tabla 6.3 mostrada a continuación y cuyos datos

se extraen del Compressed Air and Gas Data [22], se presentan las longitudes equivalentes

por los siguientes accesorios, todos para tubería de φ ½”:

68

Tabla 6.3: Longitudes equivalentes por accesorios del sistema de bombeo del pozo

Accesorio Le (por unidad) en ft Cant. Le (TOTAL) en ft

Codo 90° STD 1,55 3 4,65 Tee STD 1,04 1 1,04

Válvula reguladora (Globo L/D=340)

17,6 1 17,6

Válvula Compuerta 0,67 4 2,68 TOTAL: 26 ft. (8 mt)

Entonces se tiene que LT = 264 + 26 = 290 ft (88,4 m)

Para una tubería de acero comercial de ½” Sch. 40 (d = 0,0518 ft), se tiene que:

25

22

)0518,0(18)10166,1(2900724,00385,0

π⋅⋅⋅⋅⋅

=∆−xp = 1,66 psig (11,445 kPa)

La presión de operación o presión que debe manejar la línea de inyección al pozo

será: ps = 482,63 + 11,445 = 496,42 kPa (72 psig).

6.3.2- Cálculo del Sistema Bombeo Neumático para elevación del agua destilada de la

tanquilla al tanque elevado:

En este caso se trata de una instalación de baja altura de elevación del agua (Low Lift

Installation), puesto que se esta considerando una elevación de un poco más de 7,60 mts

(25 ft.). Se han realizado numerosas pruebas con estos sistemas, para elevaciones entre los

6 ft. a 35 ft., recolectándose información que ha permitido establecer, para determinados

porcentajes de sumersión, las velocidades de descarga del agua y la cantidad de aire

requerido por galón de agua bombeado (Va). La tabla 6.4 extraída del Compressed Air and

Gas Data [22], presenta estos valores que serán utilizados a efectos del presente diseño:

69

Tabla 6.4: Valores de operación recomendados para sistemas Low Lift

% Sumersión Velocidad de Descarga (ft/min) Va (cfm/gpm)

35 1200 0,87

40 1080 0,69

45 970 0,56

50 880 0,46

55 790 0,36

60 700 0,29

65 630 0,23

70 570 0,17

75 510 0,14

80 450 0,11

De esta tabla se escoge el sistema con el menor porcentaje de sumersión, pues lo que se

busca es conseguir es la menor profundidad de sumersión para la descarga de aire lo que se

traduce en menor profundidad de la tanquilla de recolección de destilado y menores

longitudes de tubería; todo esto para reducir costos en materiales.

Sumersión de la línea de aire: Para un % S = 35 y una elevación total L = 7,60 mt.

(25 ft), calculamos la sumersión (S) de la descarga de aire, despejando de la formula (4.2)

del Capítulo IV:

65,025.35,0.35,065,0.35,0.35,035,0 ftSLSSSL

SLS

=⇒=⇒=+⇒+

= = 13,5 ft (4 mt)

De acuerdo con una apreciación dada por el Compressed Air and Gas Data [22], se

recomienda que la descarga de la línea de aire se encuentre al menos 6 ft. (≈ 2 m) por

encima del extremo inferior del tubo eductor o de descarga. A su vez este extremo inferior

del tubo eductor debería estar como mínimo a medio metro del fondo de la tanquilla para

permitir con facilidad la entrada del agua.

70

Por tanto, se establece una profundidad para la tanquilla de recolectado de destilado de

7 mt. La misma será construida a partir de una tubería de 24” (Sch 30) de un extremo

sellado que será enterrada en posición vertical, hasta que su extremo superior sobresalga

ligeramente de la superficie del piso (aprox. 15 cm). El extremo superior tendrá tapa

metálica y sostendrá el arreglo de tuberías concéntrico.

Caudal de aire requerido: De la tabla 6.4 presentada anteriormente, se establece que

para una sumersión del 35% Va = 0,87 cfm aire/gpm agua. Para bombear un caudal de

W=1 gpm al reservorio superior, se requiere:

Qa = 0,87 cfm/gpm . 1 gpm = 0,87 cfm de aire (4,106x10-4 m3/s)

Determinación de los diámetros de las líneas de aire y del tubo eductor (descarga): de la

Gráfica 6.1, mostrada anteriormente, se tiene que para un porcentaje de sumersión del 35%,

se tienen los siguientes valores recomendados de velocidad:

- Velocidad en la descarga de la línea de aire: 800 ft/min (4,06 m/s)

- Diámetro de la línea de aire: para Qa = 4,106x10-4 m3/s se tiene que:

VQad.

.4π

= ⇒ d = 1,135 m (0,446 in) → se selecciona tubería de ½” Sch.40

- Velocidad en la descarga del tubo eductor: 2000 ft/min (10,16 m/s)

- Diámetro del tubo eductor: Puesto que se maneja un menor caudal que en el

caso de bombeo del pozo, se estima un tamaño para el eductor de 1 ½” Sch.40.

Presión de aire requerido: De la fórmula (4.3) del capítulo IV, tenemos que la presión

mínima necesaria para comenzar emulsión es:

31,223 ftpS = = 9,956 psig ≈ 10 psig (69 kPa)

Estimación de las pérdidas por fricción: Para un Qa = 0,87 cfm (4,106x10-4 m3/s), que

fluye por una tubería de ½” Sch.40 (d = 0,0157 m) se tiene de la formula (6.1) que:

Re = 2067 > 2000 → régimen turbulento

71

Por tanto, el factor de fricción “f” , se estima a partir del Diagrama de Moody o a partir

de la fórmula empírica de Swamee & Jain [20]:

2

9,0Re74,5

.7,3log

25,0

+

=

d

fε

(6.6)

Para una tubería de acero comercial ε = 0,00015 plg. Sustituyendo valores en (6.6),

tenemos que: f = 0,0507

Longitud total de tramos rectos:26 m (85 ft) → correspondiente a 4 mt. de tubería de ½” de

acero comercial sumergida dentro de la tanquilla y 22 mt. de la misma en tendido

superficial.

Longitud equivalente por accesorios: En la tabla N° 6.5 mostrada a continuación y cuyos

datos se extraen del Compressed Air and Gas Data.[22], se presentan las longitudes

equivalentes por los siguientes accesorios, todos para tubería de φ ½”:

Tabla N° 6.5: Longitudes equivalentes por accesorios del sistema de bombeo de la tanquilla

Accesorio Le (por unidad) en ft Cant. Le (TOTAL) en ft

Codo 90° STD 1,55 4 6,2

Tee STD 1,04 1 1,04

Válvula reguladora

(Globo L/D=340)

17,6 1 17,6

Válvula Compuerta 0,67 4 2,68

TOTAL: 27,5 ft. (8,4 m)

Entonces se tiene que LT = 26 + 8,4 = 34,4 m (113 ft)

Para una tubería de acero comercial de ½” Sch. 40 (d = 0,0518 ft), se tiene que:

25

2

)0518,0(18)0415,0(1130724,00507,0

π⋅⋅⋅⋅⋅

=∆p = 1,31 psig (9,03 kPa)

La presión de operación o presión que debe manejar la línea de inyección a la tanquilla

de recolección de destilado será: ps = 69 + 9 = 78 kpa (11, 31 psig)

72

6.4.- SELECCIÓN DEL COMPRESOR:

La selección del cabezal y de su respectivo depósito de aire, se fundamentará en los

requerimientos de presión y caudal de aire para el caso de que se estén operando los dos

sistemas Air-Lift simultáneamente, es decir, que se eleve agua del pozo al mismo tiempo

que se eleva agua desde la tanquilla de destilado. Para esto se definirá cual es la presión de

operación, que será la mayor presión de entre las dos líneas y el caudal de operación será la

suma de los caudales que pasen por cada línea.

poperac = 496,42 kPa (72 psig.)

Qoperac = 3,304x10-4 + 4,106x10-4 ≈ 7,41x10-4 m3/s (1,6 cfm)

Sobre la base de estos requerimientos de presión y caudal, se puede establecer que se

requiere un cabezal de pequeña capacidad, de una etapa, refrigerado por aire. Se realizó el

proceso de selección de entre varias marcas de compresores de pequeña capacidad,

tomando en cuenta parámetros como:

- Robustez del cabezal (diseño y construcción que garantice una larga vida útil).

- Operación aprobada para ciclos de trabajos continuos (alta confiabilidad)

- Mínimo mantenimiento.

- Relación Calidad / precio

- Facilidades para la adquisición de repuestos.

Una vez aplicados los parámetros al evaluar varios modelos, se decide seleccionar el

siguiente cabezal lubricado simple, cuyos datos se presentan a continuación:

Fabricante: Ingersoll Rand Co. Modelo: SS3F2-GM N° Cilindros: 2

φ = 2,75 plg. c/u Carrera = 2 pulg. Capacidad (cfm):

5,7 @ 90 psig. 4,9 @ 135psig. Presión Máxima: 135 psig. RPM operación: Min.: 580

Máx.: 1250

73

6.4.1 - Cálculo de la Potencia requerida por el compresor: En base a los siguientes datos:

p1 = pATM = 101,325 kPa.

p2 = 72 psig + 14,7 = 86,7 psia = 597, 78 kPa (abs.)

Q1 = 1,6 cfm = 0,000755 m3/s

y considerando una eficiencia isentrópica ηiso = 0,70 para una intensidad de enfriamiento

por aire baja y una eficiencia mecánica de ηmec = 0,90, se sustituye en formula (4.10), del

capítulo IV:

90,070,0325,10178,597)1055,7(325,101 4

⋅

⋅⋅

=

− InxPc = 0,215 KW = 215,5 W ≈ 0,29 HP

6.5.- CÁLCULO DE LA POTENCIA AERODINÁMICA DISPONIBLE:

Para el cálculo de la potencia aerodinámica (Pa) se vuelve a citar la ecuación (2.8) del

capítulo II:

3....21 vAeCpPa ρ=

donde: Ae: área efectiva de barrido del rotor [m2]. ρ: densidad del aire a 32°C. [kg/m3]. v: velocidad media del viento [m/s]. Cp: coeficiente de potencia.

área de barrido efectiva del rotor: ( ) ( )=−=−= 2222 7,0344ππ dDAe 6,684 m2.

densidad del aire: en condiciones standard: 15°C (288,15K) @1 atm. ⇒

ρ0=1,225 kg/m3. Realizando la corrección a Tamb = 32°C (305,15K), por medio de

ecuación (6.3):

15,30515,288.225,1=ρ = 1,156 kg/m3

coeficiente de potencia: Se define como el cociente entre la potencia que se extrae

del viento y la energía eólica disponible. Por tanto, depende de la velocidad del viento y de

la carga conectada al rotor, de forma que:

74

3

21 vAe

PCp NETA

⋅⋅⋅=

ρ (6.8)

Como ya se ha mencionado en el capítulo II, Cp es característico de cada rotor por lo

que su obtención es experimental. A este respecto, se llevaron cabos pruebas

experimentales sobre un rotor de molino tipo “granja americana” (donado por Industrias

Marullo S.A.), utilizando el ventilador de aire del Túnel de Viento de la Escuela de

Ingeniería Mecánica de la U.C.V.

Dichas pruebas, realizadas por los ingenieros Elvis Velis y Leonardo Ruiz como parte

de su Trabajo especial de Grado titulado “Diseño de un Sistema de Eólico para Bombeo de

Agua”, suministraron datos experimentales con los cuales se construyeron las curvas de

potencia del rotor de este molino de construcción nacional, a distintas velocidades del

viento. Para estas pruebas se construyó una base especial para el rotor que fue ubicada a

cierta distancia enfrente del impulsor de aire del túnel de viento. Variando las rpm. del

motor del ventilador se conseguían producir distintas velocidades del viento (medidas con

anemómetro) y se sometía a distintas condiciones de carga el eje del rotor por medio del

uso de un dinamómetro. El montaje y prueba del rotor se muestra a continuación:

FOTO 6.1: Montaje del rotor del molino nacional frente al ventilador del túnel de viento de la U.C.V.

(Fuente: cortesía de Velis y Ruiz )

75

FOTO 6.2: Realización de pruebas sobre el rotor. Obsérvese la medición de la velocidad del viento efectuada

con un anemómetro digital. (Fuente: cortesía de Velis y Ruiz)

A continuación se muestra una de las curvas de potencia realizadas por Velis y Ruiz,

para una velocidad del viento de 6,76 m/s, que fue el valor más alto de velocidad que

aplicaron para sus pruebas y de interés para el presente trabajo.

Vmax=6,76 m/s

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4λ

Cp

Gráfica 6.2: Curva de Potencia para el rotor del molino de Industrias Marullo S.A.

(Fuente: cortesía de Velis y Ruiz)

76

Se requiere que la potencia neta (PNETA) que se extraiga sea igual o mayor a la potencia

requerida por el cabezal del compresor (PC) ya calculada en la sección (6.4.1), de forma

que: PNETA ≈ PC. A efectos del cálculo del coeficiente de potencia se utilizará la velocidad

del viento fijada para la elaboración de la curva mostrada arriba (v = 6,76 m/s).

Sustituyendo los respectivos valores en (6.8), tenemos que:

376,6684,6156,121

5,215

⋅⋅⋅=Cp ≈ 0,18

Ya conocida la mayoría de los parámetros que permiten calcular la potencia

aerodinámica que entrega el rotor, se puede formular una expresión que permita calcular la

potencia aerodinámica aprovechada por el rotor en función de la velocidad del viento,

sustituyendo los valores respectivos en la ecuación (2.8):

3684,6156,118,021 VPa ⋅⋅⋅⋅= ⇒ Pa = 0,695 V3 (6.9)

A efectos prácticos se asume que las variaciones de Cp entre el rango de 6,76 m/s a

8,75 m/s (velocidad promedio en la Guajira) son despreciables y, por tanto, se considerará

que se mantiene constante. Calculando para la velocidad promedio de vientos en la Guajira,

tenemos que:

Pa = 0,695.(8,75)3 Pa = 465,60 W (0,60 HP)

Observe el lector que esta potencia es el doble de la potencia requerida por el

compresor (Pc) para los requerimientos de operación, por lo que se asegura el perfecto

funcionamiento del sistema de bombeo neumático en las condiciones de viento

predominantes en la Guajira.

En condiciones ideales la potencia aerodinámica es igual a la potencia al eje utilizada

por el compresor; sin embargo, en la práctica, esta última es un poco menor debido a las

pérdidas por fricción en los cojinetes del rotor eólico y por fricción en la caja de engranes.

De manera que estimando una eficiencia mecánica alrededor del 90% tenemos que:

PCOMP = 0,9.Pa (6.10)

77

6.5.1.- Estimación de la relación entre velocidad del rotor y velocidad del viento: Esta

relación permite conocer a cuantas revoluciones girará el rotor en función de la velocidad

del viento. Conocer este parámetro será muy útil a la hora de estimar el caudal de aire que

podría descargar el compresor para distintas velocidades del viento, permitiendo identificar

aquellos rangos de velocidad promedio registrados, en los cuales el compresor no estaría

supliendo el gasto de aire requerido, debido a bajas rpm. De darse este caso se podría

estimar que relación de transmisión se requeriría en la caja de engranaje a ser instalada,

para asegurar correcta operación en todo el rango de velocidades registrado.

Como ya se mencionó en el capítulo II, el coeficiente de potencia depende de la

geometría del rotor y varía de acuerdo a la Razón de la Velocidad Tangencial (λ), que se

define como:

vr

vU .ωλ == (6.11)

donde: U: velocidad lineal en la punta del aspa. v: velocidad del viento.

A partir de la Grafica 6.2 mostrada anteriormente, se puede estimar el valor de “λ”,

conociendo previamente el valor del coeficiente de potencia previamente hallado

(Cp =0,18). Observé el lector que la mayoría de las curvas para diferentes tipos de rotores

en condiciones reales incluyendo la Gráfica 6.2, tienen forma parabólica; por lo cual para

un valor de Cp (que no sea el máximo) se tienen dos puntos de corte. Para escoger el punto

de corte adecuado, hay que recordar que para rotores de eje horizontal (eje paralelo a la

dirección del viento), la razón de velocidad tangencial es mayor que la unidad.

Por tanto, para el rotor tipo granja americana sometido a pruebas, λ = 1,75. Conocido

este valor se puede calcular la relación entre rpm de giro y velocidad del viento, a partir de

ecuación (6.11):

rvn

rvn

vr

⋅=⇒⋅=⋅

⇒= 71,167,130

7,1. πω

Para r = 1,5 m (radio del rotor): n = 11,14.v (6.12)

78

6.5.2.- Cálculo del torque producido por el rotor: En base a la siguiente formula [23],

se puede estimar el momento producido por el cambio en la cantidad de movimiento en la

vena de aire que atraviesa los alabes del rotor:

2

21 vArCT T ⋅⋅⋅⋅⋅= ρ (6.13)

donde Ct: coeficiente de torque ⇒ 103,075,118,0

===λ

CpCt

Sustituyendo los respectivos valores en la ecuación (6.13) , se tiene que:

2156,1684,65,1103,021 vT ⋅⋅⋅⋅⋅= ⇒ T = 0,60.v2 (6.14)

En la página siguiente se muestra una tabla de datos, en las que se han calculado varios

parámetros de funcionamiento del rotor del molino tipo “granja americana”, como lo son

las revoluciones del rotor y del cabezal del compresor (acoplado a caja multiplicadora),

potencia aerodinámica disponible (Pa) y potencia transmitida al compresor (Pc), torque

producido por el rotor (Tr) y transmitido al cabezal del compresor (Tc). Todos estos valores

fueron calculados para una rango amplio de velocidades registradas por la estación

meteorológica de Cañosagüa. (Véase Apéndice I).

6.6.- ESTIMACIÓN DEL CAUDAL DE AIRE ENTREGADO POR EL COMPRESOR EN

FUNCIÓN DE LA VELOCIDAD DEL VIENTO:

Para un cabezal de 2 cilindros el caudal de aire entregado será:

nSQ ⋅⋅⋅=4.2

2φπ (6.15)

donde Q: caudal de aire libre (cfm) φ: diámetro del pistón (2,75 pulg. = 0,2291 ft.)

S: carrera del pistón (2 pulg. = 0,1666 ft) n: r.p.m Sustituyendo valores, tenemos que:

Q = 0,0137 n (6.16)

79

80

Para v = 8,75 m/s ⇒ n ≈ 97 rpm ⇒ Q = 1,30 cfm < QOPERACION.

Se requiere, por tanto, aumentar el número de revoluciones a las que trabaja el cabezal,

usando una caja de engranajes multiplicadora. La selección de la relación de transmisión se

hará de manera de garantizar un buen régimen de operación no sólo para las condiciones

regulares de las velocidades del viento sino también para las más desfavorables, cuando el

molino opere al valor más bajo de velocidad media registrada en el lugar.

Como resultado de un proceso de tanteo se llega a la conclusión de que se requiere una

caja multiplicadora de relación 1:3, ubicada entre el rotor eólico y el cabezal del compresor.

Recalculando el caudal entregado para la velocidad de viento promedio, una vez

introducida la multiplicación de velocidad, se tiene:

v = 8,75 m/s ⇒ n ROTOR = 95 rpm ⇒ nCOMP = 284 rpm ⇒ Q = 3,51 cfm > QOPERAC

E incluso para la velocidad mínima registrada, que fue de 14,6 KPH (4,05 m/s),

registrada en octubre de 1999 (Véase Data Meteorológica en Apéndice I), se tiene que

vmin = 4,05 ⇒ n ROTOR = 44 rpm ⇒ nCOMP = 132 rpm ⇒ Q = 1,63 cfm > QOPERAC.

Una vez establecida la relación de transmisión se procede a calcular el torque

transmitido al cabezal del compresor (Tc), por medio de la siguiente expresión:

nPPTc COMPCOMP

.30

πϖ⋅

== (6.17)

Este torque transmitido al cabezal será menor que el producido por el viento sobre el

rotor, puesto que en la misma proporción que se incrementan las revoluciones con el uso de

una caja de engranajes multiplicadora, en esa medida disminuye el torque.

En la Gráfica 6.3, se muestra el caudal de aire entregado por el cabezal del compresor

en función de la velocidad del viento. La misma fue construida a partir de la ecuación

(6.16), para todo el rango de velocidades promedio mensuales, tanto para valores medios

como máximos, registrados en la estación meteorológica de Cañosagüa (Véase Apéndice I).

81

Gráfica 6.3: Caudal de aire entregado vs. Velocidad del viento

0,00,51,01,52,02,53,03,54,04,55,05,56,06,57,07,58,08,59,09,5

10,0

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23V (m/s)

Q (c

fm)

Nota 1: caudales suministrados por compresor acoplado a caja multiplicadora 1:3. Nota 2: se consideraron valores máximos y mínimos de velocidad del viento registrados.

6.6.1- Estimación del volumen del depósito de aire: La capacidad del depósito de aire

comprimido está determinada por el caudal que entrega el compresor, el consumo o

demanda de aire y el tipo de regulación. Generalmente se recomienda que el tanque de

compresión debe ser al menos lo suficientemente grande como para contener todo el aire

entregado por el compresor en un minuto. El procedimiento de cálculo abajo indicado sigue

la metodología recomendada por el Manual de Aire Comprimido de Atlas Copco [2].

Puesto que el cabezal está acoplado al rotor del molino de viento su capacidad de

entrega de aire será variable en función de la velocidad del viento, por lo cual no es posible

regular su funcionamiento con un sistema de arranque-parada como es común en los

compresores acoplados a motores eléctricos y que cuentan con un presostato. De forma que

la regulación del caudal y presión de descarga al pozo se efectuará sobre el depósito de aire.

82

Este contará con una válvula piloto ajustada para que se abra cuando la presión en el

tanque llegue a un valor de presión algo mayor a la presión a la que debe operar en la red,

llámese a esta pu , que es la presión de descarga del tanque. Una vez abierta, el consumo de

aire almacenado continuará hasta llegar al valor de p1, presión de carga que será

equivalente a la presión de operación requerida por el sistema (poperac). En este punto la

válvula piloto se cierra, deteniéndose la inyección de aire al pozo para permitir el llenado

del tanque.

A partir de la ecuación de estado de los gases ideales se puede determinar una expresión

que nos permite dimensionar el depósito de aire. El aumento de la masa de aire en el

tanque, asumiendo que el proceso es isotérmico, será:

O

U

TRVppm

⋅⋅−

=∆)( 1 (6.18)

siendo “V” el volumen del recibidor que se quiere calcular y “TO”, la temperatura en el

depósito. Ahora bien, el incremento de la cantidad de aire en el tanque durante la carga, es

igual al suministro del compresor menos el consumo durante ese período; en función de las

condiciones de aspiración. De forma que tenemos:

VTR

pm ∆⋅⋅

=∆1

1 (6.19)

siendo “∆V” aumento de volumen durante la carga y “T1” la temperatura del aire a la

descarga del compresor. Igualando ecuaciones (6) y (7) y despejando “V”, tenemos:

Vpp

pTTV

U

O ∆⋅−

⋅=)( 1

1

1

(6.20)

Puesto que el cabezal se encuentra separado del tanque a una altura de 12 mts, se puede

afirmar que se produce un enfriamiento a medida que el aire fluye a través de la manguera

que los conecta a ambos, por lo cual se puede asumir que TO = T1. Considerando un

diferencial de presión entre carga y descarga (ajuste de la válvula piloto) de 30 psig, se

tiene que psig → p301 =− ppU u = 20 + 72 = 102 psig.

83

El aumento de volumen de aire durante la carga se puede calcular como sigue:

1)( tQQV OC ⋅−=∆ (6.21)

donde: QC: capacidad del compresor [ft3/s]. QO: consumo del sistema [ft3/s] → QO = QOPERAC = 1,6 cfm (0,0266 ft3/s) t1: tiempo de carga [s].

Considerando un tiempo de carga de 1 min. (60 s) y fijando la capacidad del compresor

de acuerdo al valor nominal dado por el fabricante, se tiene que QC = 4,9 cfm @ 135 psig

(0,095 ft3/s). Sustituyendo en (6.18):

∆V = (0,0816 – 0,0266) ft3/s . 60 s = 3,3 ft3

Finalmente, sustituyendo, los respectivos valores de P1 , PU y ∆V en (6.17), se tiene:

3,33072

⋅=V ≈ 8 ft3 = 60 galones (227 lt).

Se decide emplear el tanque de compresión de 60 galones de configuración horizontal

que ofrece el fabricante junto con el cabezal. Este tanque esta certificado con sellos ASME,

cuenta con su respectiva válvula de alivio, grifo de purga, manómetro y cuenta con garantía

de fabricación.

6.7.- CÁLCULO DE LOS DIÁMETROS DE TUBERÍAS PARA LA DISTRIBUCIÓN DEL

AGUA SALOBRE Y DETERMINACIÓN DE LAS PÉRDIDAS HIDRÁULICAS:

Para una productividad por módulo destilador de entre 4,5 – 5 lt/m2 diarios, la planta

estaría procesando de entre 1700 – 1900 lt de agua salobre diarios. Considerando que el

mayor régimen de operación se tendría durante las 7 horas de insolación, promedio anual

obtenido de la Estación meteorológica de Cañosagüa (Véase Apéndice I), la planta estaría

procesando de entre 240-270 lt/hr. De manera que la tanquilla de control de nivel estaría

descargando 120-135 lt/hr para cada grupo de módulos de 190 unidades, por las respectivas

tuberías troncales que se extendería a lo largo del pasillo central a los lados de cada grupo.

Tomando el mayor caudal promedio que fluye por cada una de estas tuberías, se puede

estimar que en cada fila de destiladores el flujo será de aproximadamente 13,5 lt/hr,

84

considerando que el flujo en cada una de estas es la décima parte del flujo que recorre por

cada tubería troncal.

Puesto que ya se tiene un estimado de los caudales que van a circular por cada uno de

los tramos de tuberías que componen el sistema de distribución, faltaría establecer la

velocidad de flujo recomendada para poder estimar el tamaño de tubería. Algunos textos de

hidráulica y de diseño de abastecimientos de agua [1], recomiendan que para sistemas de

riego por gravedad, la menor velocidad permisible para evitar deposición de sedimentos es

de 0,3 m/s. A partir de este dato y en base a la ecuación de continuidad, estimamos el

tamaño de la tubería troncal:

Q = v.A → 4

2dv ⋅⋅=πQ →

vQ⋅⋅

=π4d (6.22)

Para Q = 135 lt/hr ≈ 3,75x10-5 m3/s → d= 0,0126 m ≈ 0,50 plg. Previendo problemas

por sedimentación, durante 30 años de operación, se decide utilizar tubería de φ = 1”.

Así mismo para cada una de las filas de destiladores se tiene un Q=13,5 lt/hr ≈ 3,75x10-6

m3/s → d = 4x10-3 m ≈ 0,16 plg (1/4”). Sin embargo, en el mercado no se encuentran

tuberías de PVC de este tamaño, por lo que se decide utilizar tubería de φ = ½”.

6.7.1 - Estimación de las pérdidas hidráulicas: Se estimaran las pérdidas correspondientes

al recorrido de tubería que se extiende hasta el destilador más alejado del punto de

distribución, que es la tanquilla niveladora. Puesto que las tuberías del sistema de

distribución son de PVC, se utilizará la expresión de Hazen & Willians recomendada por el

fabricante PAVCO, para la determinación de las pérdidas hidráulicas por fricción.

Fórmula de Hazen-Willians:

852,187,4

852,13675,5Cd

QLJ⋅

⋅⋅= (6.23)

donde: J: pérdida de carga o presión [m]. L: longitud del tramo recto [m]. Q: caudal en el tramo [m3/s]. d: diámetro interno del conducto [m]. C: coeficiente de fricción.

85

Según D. Stephenson [20], las tuberías de cloruro de polivinilo (PVC) tienen un

coeficiente de fricción C = 150. Adicionalmente a las pérdidas de fricción por longitud de

tramo recto, se debe incluir las pérdidas localizadas en los accesorios (codos, tees, válvulas)

presentes en el tramo. De manera que la pérdida de presión total por tramo viene dada por:

42

28Dg

QKJh f π+= (6.24)

donde: hf : pérdida de presión neta en el tramo [m]. K: coeficiente de fricción por geometría del accesorio. En la Fig. 6.1, se muestra una extracto de la vista área de la planta (plano PD-01-02), en

el que se muestra en trazo rojo el recorrido de la tubería de distribución del agua salobre

desde el punto de distribución principal hasta el destilador ubicado en la posición más

alejada, perteneciente al grupo de módulos del lado oeste de la planta. Se tiene dos tramos

de tuberías de diferente diámetro, claramente delimitados por la numeración mostrada

Fig. 6.1: Recorrido del agua salobre hasta el destilador más alejado del punto de distribución ubicado al lado

oeste de la Planta. (Fuente: el Autor).

Tramo 1-2: correspondiente a la tubería troncal de distribución.

Q = 135 lt/hr ≈ 3,75x10-5 m3/s. φ = 1” → diámetro interno d = 28,48 mm ≈ 28,48x10-3 m. (según ASTM D2241) L = 40 m. Sustituyendo en (6.20) se tiene que J = 4,277x10-3 m. La pérdidas por accesorios para tubería de 1”, se pasa a calcular en base a los valores de

“k”, extraídos de las tablas del Prof. Frank Pietersz [24]:

86

Accesorio K por unidad Cantidad KTOTAL

Codo 90° STD(L/D=30) 0,69 4 2,76

Tee STD (flujo directo) 0,46 10 4,6

Válvula de bola (L/D=3) 0,07 1 0,07

Σ = 7,43

La pérdida neta en el tramo 1-2 será de:

432

253

)10.48,28(81,9)10.75,3(843,710277,4

−

−−

⋅⋅⋅

+⋅=πfh = 5,66x10-3 m ≈ 5,6 mm.

Tramo 2-3: correspondiente a la tubería troncal de distribución.

Q = 13,5 lt/hr ≈ 3,75x10-6 m3/s. φ = ½ ” → diámetro interno d = 16,62 mm ≈ 16,62x10-3 m. (según ASTM D2241) L = 31,5 m. Sustituyendo en (6.20) se tiene que J = 6,525x10-4 m. Pérdidas por accesorios para tubería φ = ½” (según tabla Pietersz [24]):

Accesorio K por unidad Cantidad KTOTAL

Codo 90° STD(L/D=30) 0,81 20 16,2

Tee STD (flujo directo) 0,54 20 10,8

Válvula de bola (L/D=3) 0,08 1 0,08

Σ = 27,08

La pérdida neta en el tramo 2-3 será de:

432

264

)10.62,16(81,9)10.75,3(808,2710525,6

−

−−

⋅⋅⋅

+⋅=πfh = 1,065x10-3 m ≈ 1,06 mm.

La pérdida de presión en el recorrido completo será la suma de las perdidas en cada

tramo, de manera que: hf(TOTAL) = 5,6 + 1,06 = 6,66 mm.

Está pérdida es prácticamente despreciable, por lo cual no existe ninguna necesidad de

elevar la tanquilla niveladora en relación con el plano de los destiladores. En lo que

respecta al incremento de la rugosidad por envejecimiento de la tubería y por ende el

incremento de las pérdidas por fricción, la experiencia práctica indica que bajo condiciones

normales de operación, el PVC es un material prácticamente inerte al deterioro. Además, el

87

acabado liso y libre de porosidad de las tuberías de PVC impiden formación de

incrustaciones, por lo que se puede admitir que la capacidad hidráulica inicial experimenta

poca disminución a lo largo de su vida útil.

6.8.- CÁLCULO DE LA SOMBRA PROYECTADA POR LAS ESTRUCTURAS ELEVADAS:

En primer lugar se identifican como estructuras elevadas de la planta a los tanques de

almacenamiento y al molino de viento. El objetivo de realizar este cálculo es determinar

cual es la ubicación geográfica más conveniente para estas estructuras, específicamente si

al Norte o al Sur de la Planta, no sólo considerando el aspecto de la sombra que pudieran

generar sobre los módulos una mala ubicación, sino también considerando el ahorro de

material, al reducir al máximo las longitudes de tubería que salen y van hacia estos. Se

descarta obviamente las posiciones al Este y al Oeste en vista de que se sabe que producirán

sombra considerable al amanecer y al atardecer.

Para efectos de este cálculo, se tomara en cuenta principalmente el período de tiempo

en que se tiene presente de manera continua la mayor insolación, en el cual los módulos

operan a plena capacidad. Como promedio, se tienen en la Guajira 7 horas de insolación,

(Véase Apéndice I), período que generalmente comienza a las 9:00 am y se extiende hasta

las 4:00 pm (16:00). Sobre la base de este período de tiempo se procederá a estimar la

extensión de la sombra sobre el terreno de una estructura elevada para distintas horas del

día y para días particulares del año, como lo son los equinoccios y los solsticios de invierno

y verano. Los resultados obtenidos se mostraran en una tabla de la página 92. A

continuación se detalla el procedimiento para estimar la sombra producida:

a) La extensión de la sombra de una estructura elevada sobre el terreno está

relacionada con la altitud solar “Ψ”, por medio de la siguiente expresión

trigonométrica que se deduce de la Fig.6.2.

LsH

=Ψtan ⇒ Ψ

=tan

HLs (6.25)

donde: H: altura de la estructura elevada Ls: longitud en la que se extiende la sombra

88

Ψ

Fig. 6.2: Proyección de la sombra de un tanque elevado en función de la altitud solar “Ψ” (Fuente: el Autor).

b) Una vez conocida, la latitud “L” del lugar y el tamaño de la estructura elevada “H”

se procede a calcular la altitud solar, por medio de la ecuación (2.1) presentada en el

capítulo II, para lo cual:

b.1) Se establece a que hora se desea calcular la altitud solar → se define el

ángulo horario “h” a partir de una hora civil determinada y empleando

ecuación (2.2) del capítulo II.

b.2) Se establece un día del año en particular → se define “N” (N = 1..365).

b.3) Con “N” se calcula la declinación “δ” a partir de ecuación (2.3).

b.4) Finalmente se calcula “Ψ”, se sustituye en (6.25) y obtenemos “Ls”.

Al realizarse, los cálculos se infiere que la ubicación más adecuada para las estructuras

elevadas es hacia el norte de la planta. Si se colocaran hacia el sur, habría que alejarlas al

menos 20 mts. del arreglo de destiladores para que no incidiera su sombra sobre los

destiladores, lo que implicaría extender mayores tramos de tuberías, incrementando los

costos.

89

Cálculo de la sombra proyectada para las estructuras elevadas: Latitud (L) = 11,41 ° cos L = 0,9802 Mediodía Solar = 12:00 p.m. senL = 0,1978 21-Mar :equinoccio Altura solar (ALT): 21-Jun: solsticio de verano sen(ALT) = cos(L).cos(DEC).cos(hs)+sen(L).sen(DEC) 23-Sep: equinoccio 22-Dic: solsticio de invierno Para 9:00 am: hs = -45 ° cos hs = 0,707

Fecha N° DIA DEC cos DEC sen DEC sen ALTAltura Solar

Sombra Torre (m)

Sombra Tanque (m)

21-Mar 80 -0,404 1,000 -0,007 0,692 43,77 12,5 8,4 21-Jun 172 23,450 0,917 0,398 0,715 45,61 11,7 7,8 23-Sep 266 -1,009 1,000 -0,018 0,690 43,59 12,6 8,4 22-Dic 356 -23,445 0,917 -0,398 0,557 33,86 17,9 11,9

Para 12:00 m: hs = 0 ° cos hs = 1,000


Sombra Torre (m)

Sombra Tanque (m)

21-Mar 80 -0,404 1,000 -0,007 0,979 78,19 2,5 1,7 21-Jun 172 23,450 0,917 0,398 0,978 77,96 2,6 1,7 23-Sep 266 -1,009 1,000 -0,018 0,977 77,58 2,6 1,8 22-Dic 356 -23,445 0,917 -0,398 0,821 55,15 8,4 5,6

Para 4:00 pm: hs = 60 ° cos hs =0,500


Sombra Torre (m)

Sombra Tanque (m)

21-Mar 80 -0,404 1,000 -0,007 0,489 29,26 21,4 14,3 21-Jun 172 23,450 0,917 0,398 0,528 31,89 19,3 12,9 23-Sep 266 -1,009 1,000 -0,018 0,487 29,11 21,5 14,4 22-Dic 356 -23,445 0,917 -0,398 0,371 21,77 30,0 20,0

90

CAPÍTULO VII PRUEBAS EXPERIMENTALES

7.1.- OBJETIVO DE LAS PRUEBAS:

El propósito de las pruebas realizadas con el prototipo del destilador solar diseñado y

fabricado en la Escuela de Ingeniería Mecánica de la UCV, se resumen en los siguientes

puntos:

1) Evaluar la productividad diaria de este destilador una vez que le fueron realizadas

unas series de modificaciones tendientes a asemejarlo al modelo de producción

propuesto para la Planta.

2) Realizar observaciones tendientes a percatar fallos en el aparato y de esta forma

introducir mejoras a ser aplicadas en el diseño del destilador de producción.

3) Obtener muestras de agua tanto del destilado como del agua salobre no tratada para

que se les realizare el respectivo análisis químico y bacteriológico y así determinar

las capacidades de esta tecnología como sistema potabilizador del agua.

7.2.- MODIFICACIONES REALIZADAS AL DESTILADOR PROTOTIPO Y

REALIZACIÓN DE PRUEBAS:

El prototipo de destilador empleado para las pruebas fue diseñado y construido por los

ingenieros Arsenio de Oliveira y Fidel Sosa, como parte de su Trabajo Especial de Grado

titulado “Desarrollo de un modelo para la desalinización y potabilización de Agua de mar

con energía solar”[6].

El diseño planteado por estos autores es de un módulo de 2 etapas o doble cubierta de

vidrio, apoyadas sobre una estructura de madera. Entre las dos etapas, específicamente

sobre la cubierta de vidrio inferior, se colocaba un dispositivo de distribución de agua

(manguera perforada dispuesta horizontalmente) que permitía un flujo muy pequeño de

agua (2 lt/hr), a manera de película por sobre la superficie de este vidrio. Parte de esta agua

91

se evaporaba y el resto caía a la bandeja principal realizada en chapa galvanizada de 1 m2

de superficie y que se llenaba hasta un nivel no mayor a 5 cm, correspondiente a un

máximo de 50 lt. de agua de mar.

En la Fig. 7.1 se muestra la configuración original de este destilador y se puede

observar el montaje de los dos vidrios en paralelo, donde la cubierta de vidrio más externa

se identifica como la 1° etapa, mientras que la más interna se identifica como la 2° etapa.

Ambas cubiertas de vidrio tienen una inclinación de 13° respecto a la horizontal

Fig. 7.1: Destilador solar de dos etapas diseñado en la UCV. Observe el montaje de las dos cubiertas de vidrio sobre molduras de madera (Fuente: [6])

El objetivo de este montaje era operar un sistema desalinizador solar denominado como

“multi-efecto”, en el cual se re-utiliza el calor latente de condensación. En los destiladores

convencionales de una sola etapa (simples) el calor absorbido por la bandeja negra es

aprovechado solo una vez, puesto que el calor de condensación que cede el agua cuando

pasa de fase gaseosa a líquida es transmitido a través de la cubierta de vidrio y transferido

al ambiente por convección y radiación.

Pero en los destiladores multi-efecto este calor latente que era desperdiciado se

aprovecha de la siguiente manera: al evaporarse el agua depositada en la bandeja, cierta

92

cantidad de vapor se condensa sobre la cara inferior del vidrio de la 2° etapa, liberándose

calor de condensación que se conduce a través del espesor del vidrio y provee calor para

evaporar la misma cantidad de agua que fluye como una película por sobre la cara superior

de la 2° etapa. El vapor producido se condensa sobre la cara inferior de la 1° etapa y el

remanente del calor de condensación se disipa a la atmósfera. De manera que se produce

destilado en ambas etapas que se recolectan en canaletas por separado.

En vista de esta re-utilización del calor latente, un destilador multi-efecto es

termodinámicamente más eficiente que un destilador simple (de una sola etapa) y, por

consiguiente, tiene una mayor productividad. De hecho, las pruebas que realizaron los

constructores del aparato durante 5 días en la zona costera de Higuerote, arrojaron una

productividad media de 6 lt/m2, algo mayor que la productividad media encontrada para

destiladores simples que es de 4 lt/m2.

Sin embargo, este aumento en la productividad es a costa de un mayor costo de

fabricación, no solo en la adquisición de un vidrio adicional (que representaría más del 60%

del costo total del destilador), además, resultaría más complicado construir el tanque.

Además, se requiere de una mayor frecuencia en el mantenimiento, puesto que al

evaporarse parte del agua salada que fluye como película sobre una de las etapas se van

dejando progresivamente residuos que irán opacando el vidrio, reduciendo la captación de

la radiación que incide en la bandeja. Esto obliga a hacer una limpieza diaria o cuando

menos una vez por semana, lo cual no es mayor problema si se tienen pocas unidades para

uso de una vivienda en particular. Pero cuando se requiere operar con cientos de módulos,

el factor mantenimiento se vuelve algo tan problemático que solapa por completo la

aparente ventaja de productividad.

Además, los costos iniciales totales para la planta aumentarían en más de un 25%,

puesto que se requeriría la instalación de toda una ducteria adicional para suministrar el

caudal de agua requerido para la 2° etapa de cada destilador, con mayores complicaciones

técnicas.

93

Por todas estas razones se decide que el modelo de producción propuesto para la

planta debe ser de una sola etapa (destilador simple). De ahí que se decida eliminar del

modelo de prueba la 2° etapa para asemejar su operación al modelo de producción, siendo

esta la principal modificación aplicada.

Entre las mejoras introducidas se encuentra, el enmarcado de la cubierta de vidrio y su

abisagramiento a la pared posterior del destilador. Esto protege el vidrio y facilita las

labores de limpieza de la bandeja, ya que la cubierta puede pivotar. En el modelo original,

las cubiertas de vidrio se hallaban totalmente fijas a las molduras, de manera que al efectuar

la limpieza había que remover los sellos de silicón y desmontar las cubiertas, para luego de

efectuada la limpieza, volver a colocarlas y usar de nuevo el sellador. Puesto que se eliminó

esta situación se decidió sustituir los sellos de silicón por gomas colocadas encajadas en

todos los bordes de las paredes en contacto con el vidrio, para asegurar la mayor

hermeticidad (véase Foto 7.1)

FOTO 7.1: Instalación del destilador durante las pruebas en el que se muestran el vidrio enmarcado apoyado

sobre las gomas de sellamiento añadidas en su pared lateral. (Fuente: el Autor).

Una vez realizadas las modificaciones y resueltos todos los problemas en cuanto a

fugas, se procede a llevar al destilador a una finca ubicada en Sinamaica, población

perteneciente a la Alta Guajira, para iniciar el período de pruebas que se extendería por un

94

mes (30 días). Se tomó nota de la producción de agua obtenida durante el período diurno

(de 7 am hasta 6 pm ) y la obtenida durante toda la noche, la cual se reportaba al inicio del

día siguiente.

El agua salobre utilizada para la prueba fue tomada de un pozo artesanal ubicado en la

comunidad rural de Campo Alegre, recolectándose varios botellones de esta agua los cuales

eran colocados sucesivamente sobre una base, que constaba de una pequeña llave y una

manguera plástica conectada, que llevaba el agua al destilador. El destilado que caía a la

canaleta ubicada al frente del aparato, descargaba por su extremo a una botella graduada. Se

mantuvo el nivel de agua en unos 3 cm, correspondiente a unos 30 lt. En la Foto 7.2, se

muestra el montaje realizado para el destilador de pruebas modificado.

E

O

S

N

FOTO 7.2: Instalación del destilador durante las pruebas. Observe su orientación geográfica de cara hacia el

sur. (Fuente: el Autor)

7.3 - RESULTADOS OBTENIDOS DE LAS PRUEBAS:

A continuación se presenta una tabla en la que se recopila los datos reportados de la

productividad del destilador, que se tomaron desde mediados de marzo hasta mediados de

95

abril del presente año. Se presenta la producción durante el día y la noche y el total para un

día de 24 horas (suma de lo obtenido durante el dia y la noche).

: Reporte de productividad en mililitros (ml) de agua procesadas en el Tabla 7.1

destilador de prueba durante períodos de 12 hrs. (diurno como nocturno) y el total

Día N° Periodo Periodo nocturno Día N° Periodo Periodo

nocturno 1 250 4750 4750 250 2

en el período de 24 hrs. (Fuente: el Autor)

Total (24 hr)

Total (24 hr) diurno diurno

16 4500 5000 4775 300 5075 17 4500 250 4750

3 5000 750 5750 18 4000 300 4300 4 5000 700 5700 19 4250 400 4650 5 4500 200 4700 20 4250 250 4500 6 4000 350 4350 21 4500 250 4750 7 4250 250 4500 22 4500 225 4725 8 3250 250 3500 23 4500 250 9 4000 200 4200 24 4750 250 5000 10 4000

4750

175 4175 25 4250 225 4475 11 5000 550 5550 26 4500 250 4750 12 5000 450 5450 27 4750 300 5050 13 4250 300 4550 28 4500 250 4750 14 4500 200 4700 29 4500 250 4750 15 4500 275 4775 30 4500 250 4750

Promedio período diurno: 4450, 8 ml

Promedio período nocturno: 304,2 ml

Promedio total día (24 hrs.): 4755 ml

En la Gráfica 7.1, mostrada en la página siguiente se muestra el registro de

productividad diaria o histograma del destilador de prueba. Obsérvese que el promedio total

por día supera en un 18% el valor base de productividad fijado para el dimensionamiento

de la Planta, a saber de 4 lt/dia/m2. Esto aporta un margen de fiabilidad aceptable, que

garantiza que en la mayor parte del año se cumplan con los requerimientos de demanda

mínimos de la población

96

97

7.4.- OBSERVACIONES REALIZADAS DURANTE LAS PRUEBAS:

1.- En ciertas ocasiones, el condensado que se formaba y fluía bajo la cubierta se

concentraba justo antes de alcanzar las canaletas, formándose gotas grandes que caían de

nuevo al fondo de la bandeja, lo que representaba una perdida en la producción. Esto hacía

indicar que era necesario un aumento en la pendiente de la cubierta en el modelo de

producción.

2.- Parte del condensado que se formaba en los extremos de las cubiertas de vidrio caía

por los laterales del tanque de nuevo a la bandeja, desperdiciándose una cantidad de

destilado. Se debe tener presente la incorporación de canaletas laterales en el diseño del

modelo de producción, las cuales descargaran en la canaleta principal.

3.- La utilización de diferentes materiales en la construcción del tanque de este

destilador; a saber, estructura de soporte del vidrio en madera, paredes laterales de plexiglás

y bandeja de acero galvanizado presentó inconvenientes debido a las numerosas fugas de

líquido y vapor, puesto que existían muchos puntos de unión que debían ser periódicamente

revisados y sellados con silicón. Una construcción en el que existan muchas piezas ha

ensamblar hace difícil garantizar una uniformidad geométrica y que su unión que sea

estanca. Muchas de estas fugas quizá no pudieron ser detectadas, factor que de seguro

influyó en que el rendimiento del aparato no fuera mayor.

De ahí que se haga necesario que el destilador se construya en una sola pieza moldeada,

donde el tanque sea al mismo tiempo la estructura de soporte del vidrio y a la vez la

bandeja, mejorándose la estanqueidad. Difícilmente puede lograrse este objetivo usando

madera que, además, es sensible a la humedad y a la acción del ataque de insectos; esto

último se pudo observar a la semana de iniciada las pruebas, donde se pudo detectar

pequeños agujeros en la base de madera del destilador producidos por termitas. La fibra de

vidrio, se apunta como el material elegido para esta aplicación por sus excelentes

características ya mencionadas anteriormente (véase capítulo III).

98

4.- Si bien es cierto que la bandeja realizada en lamina de acero galvanizado, contribuía

significativamente a elevar la temperatura del agua, sin embargo, la alta conductividad

térmica de este material conlleva pérdidas significativas de calor a través de la base, lo cual

reduce el rendimiento. Esto fue solventado por los constructores aislando esta bandeja por

medio de un emparedado compuesto por laminas de corcho que separaban el metal de la

madera. Sin embargo, las fugas de agua salobre por los laterales del aparato y las

producidas por la rápida corrosión de la bandeja, humedecieron el corcho perjudicando sus

características aislantes. Aquí se evidencia otras de las ventajas de que el tanque del

destilador sea fabricado en fibra de vidrio, pues aparte de ser inmune a la acción corrosiva

es un buen aislante térmico.

7.5.- ANÁLISIS QUÍMICO Y MICROBIOLÓGICO:

Puesto que la Planta desalinizadora solar propuesta operará con agua salobre de pozo,

se requiere conocer las condiciones químicas, físicas y bacteriológicas de estas aguas y

como estas se ven modificadas por el proceso de humidificación solar que ocurre en el

destilador. De esta manera se puede determinar la efectividad de este proceso para

potabilizar agua.

El análisis químico se enfocó en la determinación de la concentración de cloruros

(factor que determina la salinidad) y de los sólidos totales disueltos (TDS), para lo cual se

tomaron muestras de 100 ml en botellas plásticas especiales, tanto del agua salobre como

del agua tratada. Estas muestras fueron refrigeradas, según lo establece Standard Methods

1988 y llevadas al Laboratorio de Tratabilidad de Efluentes de Intevep PDVSA donde se

realizaron los respectivos análisis. (Véase Apéndice II).

El análisis microbiológico fue enfocado en la determinación de la presencia de bacterias

coliformes fecales y hongos, causantes de diarreas y otras afecciones estomacales, para lo

cual se tomaron pequeñas muestras de 50 cc en frascos totalmente asépticos, tanto del agua

destilada como de la tratada. Estas muestras que se mantuvieron refrigeradas y

99

resguardadas de la luz, fueron llevadas al Laboratorio de Biotecnologías de Intevep

PDVSA para su respectivo análisis (véase Apéndice II).

A continuación se presenta la Tabla 7.2 los resultados obtenidos, tanto del análisis

químico y microbiológico y su comparación con los estándares establecidos por la

Organización Mundial de la Salud (OMS) [31] y por el Ministerio de Sanidad y Asistencia

Social (MSAS) de nuestro país a través de la Gaceta Oficial N°. 5021 del año 1995.

Tabla 7.2: Reporte de análisis químico y microbiológico y su comparación con los patrones de potabilidad internacionales y nacionales. Parámetro Agua salobre Agua destilada Normativa OMS Normativa MSAS

Cloruros (mg/lt) 1070 2 < 250 < 600 Sólidos disueltos (mg/lt) 2122 52 100<TDS<1500 TDS < 1500

Coliformes Fecales (UFC/ml)* 10 0 < 0,1 < 0,018

(*) UFC/ml: unidad formadora de colonias por ml.

Como bien se puede observar, el agua salobre obtenida del pozo artesanal no es apta

para consumo humano haciendo las comparaciones de los valores obtenidos de los análisis

con las normativas; situación que se repite en la mayoría de los acuíferos subterráneos o

artesanales a lo largo de gran parte de la geografía de la Alta Guajira.

Desde el punto de vista químico, la salinidad del agua salobre (concentración de

cloruros) es 4 veces mayor a lo permitido por la OMS [31] y su concentración de sólidos

disueltos (TDS) supera en más del 40% el valor máximo permitido. El consumo de esta

agua afecta la digestión y desgasta el esmalte dental. Aunado a esto, la presencia de

bacterias fecales (E. Coli) que son causantes de enfermedades diarreicas, descarta su uso

para consumo humano debido al riesgo para la salud, en especial de los niños.

Y en este último aspecto se puede destacar la notable eficacia del uso de la radiación

solar como medio potabilizador, al eliminar totalmente las bacterias fecales, como bien se

puede determinar del análisis del destilado en donde no se detectó la presencia de estas.

Esto demuestra la potencialidad de la radiación solar como medio natural de desinfección

100

de aguas, en ventaja de otros métodos que requieren de químicos costosos y cuya

disponibilidad en zonas rurales es escasa.

Sin embargo, el proceso de destilación solar reduce excesivamente la cantidad de sales

y minerales en el agua necesarios para el cuerpo humano, por lo cual se requiere corregir el

contenido de sal hasta que alcance la concentración recomendada por la OMS. Esta

corrección se puede lograr de dos formas:

a) Realizando una mezcla proporcional con agua salobre, para lo cual es necesario

realizar un minucioso análisis de la calidad química y microbiológica del agua

salobre, verificando la presencia de elementos tóxicos y de microorganismos

patógenos.

b) Empleando el Método de las Conchas de Ostras, una solución que viene siendo

empleada con mucho éxito en otras instalaciones similares y en la cual el agua

destilada se deposita en un tanque cuyo fondo ha sido recubierto por una capa de

conchas previamente calcinadas y molidas [31].

Puesto que existe riesgo de que el agua salobre presente organismos patógenos, no se

recomienda la mezcla de esta con el agua destilada. Más bien, se decide aplicar el método

de las conchas de ostras calcinadas, las cuales serían vaciadas al fondo del tanque de

almacenamiento de agua tratada de 15.000 lt. Dicho tratamiento no implica ningún costo

operativo para la planta, puesto que las ostras pueden ser conseguidas en las playas

cercanas al poblado.

101

CAPÍTULO VIII MANUAL DE OPERACIÓN Y MANTENIMIENTO

Como ya se ha mencionado uno de los criterios más importantes que se consideraron en

el diseño de la planta tenía que ver con la sencillez en la operación y mantenimiento, lo que

permitiría que la propia comunidad rural beneficiada estuviera en capacidad de encargarse

de estos aspectos.

8.1.- MANUAL DE OPERACIÓN:

Las labores cotidianas a ser efectuadas en la Planta se remiten principalmente:

a) Inspección visual de los destiladores verificando que su nivel de agua sea el correcto

para lo cual debe asegurarse que estén abiertas las válvulas de bola ubicadas al comienzo

de cada fila de destiladores.

b) Operación del sistema de bombeo cólico, asegurando un adecuado régimen de

bombeo para lo cual se debe comprobar por medio de la verificación visual de los

manómetros ubicados sobre los puntos de inyección, que la presión indicada se

mantenga dentro de los siguientes rangos:

80 psig < Pp <72 psig, para el bombeo del pozo de agua salobre.

20 psig < Pp < 10 psig, para el bombeo desde la tanquilla de recolección de

destilado al tanque elevado.

Presión en el depósito: ≤ 102 psig.

Dichos valores podrán conseguirse realizando previamente el ajuste requerido sobre los

reguladores de presión ubicados sobre cada una de las líneas neumáticas. La importancia de

estos dispositivos radica en que mantienen estables las condiciones de funcionamiento

requeridas, a pesar de las fluctuaciones en la presión de entrega y en el caudal. A

continuación se da una breve explicación de su funcionamiento.

102

Fig. 8.1: Corte de un regulador de presión. (Fuente: www.fisher.com)

El tipo de regulador seleccionado para esta aplicación es el de accionamiento mecánico

del tipo diafragma flexible que controla una válvula mediante una pequeña espiga y un

muelle presionado contra el diafragma por un tornillo regulador (véase Fig. 8.1). Al avanzar

el tornillo de ajuste hacia el interior, se aplica una carga al muelle regulador que es

transmitida a la válvula a través del diafragma y del vástago de unión, abriéndose la

válvula. Cuando la presión regulada aumenta, también aumenta la presión contra el

diafragma, forzándolo a comprimir el muelle hasta que la carga ejercida por este iguale a la

carga ejercida por la presión regulada. De manera que una vez ajustado el tornillo al nivel

de presión deseado aguas abajo, la regulación se realiza de forma automática.

c) La puesta en marcha del bombeo se realizará de

acuerdo al nivel que presenten los tanques de

almacenamiento. En el caso del tanque del agua salobre

se recomienda que se inicie el llenado cuando se consuma

una tercera parte de su volumen total, es decir, unos 5000

lt, lo cual se puede verificar observando el indicador de

nivel del tipo flotador que dispone este tanque, tal como

se muestra en la Fig. 8.2. Bajo una productividad

promedio, esta cantidad de agua se consumiría en dos

días aproximadamente, lo que indicaría la frecuencia de Fig. 8.2: Medidor de nivel tipo flotador usado en los tanques

103

bombeo para este caso. Una vez verificado el llenado del tanque se procede a cerrar la línea

de aire de inyección del pozo.

En el caso del bombeo de la tanquilla de destilado, este se hará una vez que se ha

verificado el llenado de este depósito y cuya capacidad de almacenamiento es de 2200 lt.

Produciendo la planta una cantidad promedio de agua estimada entre 1500 – 1900 lt/dia,

está tanquilla estaría llena al final de cada día, por lo que se recomienda que a últimas horas

de la tarde o a primera hora de la mañana siguiente se efectué el bombeo. Para verificar el

nivel se deberá levantar la tapa metálica que cubre la parte superior del tubo que sobresale

del suelo.

Se ha diseñado este sistema, para que se pueda efectuar el bombeo simultáneo tanto del

pozo como de la tanquilla. Sin embargo, de acuerdo al caso, se puede cerrar una de las

líneas y mantener la otra operativa, verificando en los manómetros que el nivel de presión

se mantenga según lo indicado. Finalmente si no se está realizando ninguna operación de

bombeo, se debe detener el giro del rotor del molino accionando la guaya del freno de

balata.

8.2.- MANUAL DE MANTENIMIENTO:

Si bien es cierto que la robustez y sencillez de la tecnología empleada reduce los

períodos de mantenimiento, hay que tener en cuenta que cada uno de los componentes de la

planta operaran bajo condiciones climáticas muy duras caracterizadas por altos niveles de

radiación solar, fluctuaciones de temperaturas considerables (del día a la noche), a la acción

corrosiva de un entorno cercano al mar y que se ve acentuado por la acción de los vientos

que acarrean arena y sales.

Por tanto, para asegurar que estos equipos se conserven por bastante tiempo, es esencial

que se lleve a cabo el siguiente plan de acciones enfocado principalmente en el

Mantenimiento Preventivo. El Manual de Mantenimiento presentado a continuación, indica

las acciones más importantes que deben ser realizadas de acuerdo al intervalo de tiempo.

104

1° Período: Semanal: Realizado por el operador asignado por la comunidad de forma rotativa en un día que le sea conveniente

Acción de Mantenimiento Procedimientos - Inspección visual de los módulos destiladores ADVERTENCIA: Evítese que los destiladores queden secos o con muy bajo nivel de agua. Esto produce problemas como el aumento en las incrustaciones de sal (difíciles de remover) y el sobrecalentamiento del vidrio, que reduce la condensación de vapor y además lo hace quebradizo y peligroso de manipular

- Verificar que todos los destiladores estén llenos al nivel correspondiente (que no exista obstrucción de las líneas de agua salobre y que las válvulas de bola de cada fila de módulos se encuentren abiertas) -Verificar la presencia de fugas del destilado, ya sea por obstrucción de canaletas o por desprendimiento de manguera de conexión del módulo a la línea troncal de ½” de PVC

- Purga del depósito de aire de la unidad compresora y verificar que la válvula de alivio no esté obstruida por suciedad

- Apertura de la válvula de purga del condensado.(Véase figura a la izquierda)

- Lavado del filtro desarenador (en el caso de que este equipo opcional sea instalado)

- Se cierra la salida del agua filtrada y se abre la llave de paso de retrolavado y del grifo de enjuague

2. Período: Mensual: Una vez al mes, con la participación de toda la comunidad.

Acción de Mantenimiento Procedimientos - Limpieza completa de los módulos destiladores: Comprende la limpieza de los tanques y de los vidrios. Se debe realizar limpieza de una fila a la vez, para no paralizar el funcionamiento del conjunto completo de módulos Para la limpieza de los vidrios se recomienda el uso de agua destilada, en una cantidad muy pequeña, suficiente para humedecer un paño suave. No se recomienda el uso de agua salobre puesto que tendería a empañarlo. Generalmente solo se requiere limpiar superficie externa

- Debe cortarse el flujo de agua salobre para la fila cerrando la válvula de bola ubicada al comienzo de la misma. (coloreada en rojo en la figura de la izquierda) - También debe cerrarse la válvula de bola de la tubería de destilado de cada fila, para evitar contaminación del depósito de recolección, por restos de jabón, salmuera que puedan fluir a la tanquilla de recolección

105

- Levantar el vidrio, sostenerlo con una barra apoyada sobre la base del tanque y quitar el tapón de drenaje de limpieza. para vaciar la salmuera depositada en cada tanque o bandeja. - Fregar con un cepillo y abrir de nuevo la válvula de la tubería de agua salobre para enjuagar. Una vez terminado vuélvase a colocar el tapón. - Para la limpieza del vidrio, utilícese el agua de la tubería de mantenimiento (agua tratada) que recorre el pasillo principal de la planta.

Acción de Mantenimiento Observaciones - Verificar el estado de las gomas de sellado de los destiladores.

En caso de rotura se producen fugas de vapor, por lo cual debe repararse rápidamente. Para solventar fuga aplíquese silicón a la zona dañada de la goma con pistola de aplicación, tal como se muestra en la figura a la izquierda.

- Limpieza de la tanquilla de control de nivel de agua salobre ubicada a la cabecera (extremo norte) de los dos grupos de destiladores.

- Verificar si en el fondo de la tanquilla se están produciendo formaciones de algas. Si tal es el caso, podría añadirse al tanque de almacenamiento de agua salobre, una cantidad moderada de cloro que actúa como un eficaz alguicida.

- Quitar la tapa de la tanquilla. - Cerrar la llave de entrada y salida de agua de esta tanquilla y quitar el tapón de drenaje para vaciar la salmuera. - Fregar con un cepillo y abrir de nuevo la válvula de la tubería de agua salobre para enjuagar. Una vez terminado vuélvase a colocar el tapón. - Verificar el estado en que se encuentra el flotador y cepillar su mecanismo.

106

- Verificar el nivel de aceite del cabezal del compresor y añadir lubricante si es necesario

- Frenar el rotor del molino, accionando la guaya que actúa sobre el freno de balata. - Destapar el tapón del carter de aceite identificado en la figura de la izquierda, efectuar la revisión de nivel y añadir lubricante con embudo si es necesario

- Verificar el estado en que se encuentra la tanquilla de recolección

-Inspeccionar el estado en que se encuentra el depósito, si presenta algún tipo de suciedad que indique un mal cerramiento de la tapa de la tanquilla

3. Período: Anual:

Acción de Mantenimiento Observaciones -Verificar el estado de las gomas de sellado de los destiladores.

En caso de rotura se producen fugas de vapor, por lo cual debe repararse rápidamente. Para solventar fuga aplíquese silicón a la zona dañada de la goma con pistola de aplicación, tal como se muestra en la figura a la izquierda.

- Cambio de aceite del cabezal de compresor NOTA: No se requiere lubricación para la caja de engranes (conjunto sellado) y tampoco para el acople elastómerico. RECOMENDACIÓN: No desechar el aceite removido, el cual puede ser utilizado para engrasar otras partes del molino

- Frenar el rotor del molino, accionando la guaya que actúa sobre el freno de balata. - Quitar el perno de vaciado de aceite del carter y dejar vaciar el aceite en una botella usando un embudo. - Vuélvase a colocar el perno, quite el tapón de llenado del carter y añádase el aceite nuevo

- Efectuar lubricación de las demás partes mecánicas del molino, tales como: soporte del eje, resorte de cola y pivote de anclaje, mecanismo que acciona el freno de balata, y de la base giratoria

- Usar brocha para aplicar el aceite (removido del carter del compresor) sobre las partes mencionadas.

- Efectuar drenaje y limpieza de las tuberías de agua salobre.

- Se procede a limpiar las tuberías de ½” de cada fila (una a la vez) y luego se drena y limpia la tubería troncal de conexión de 1”

107

que se extiende por el pasillo principal a lo largo de cada grupo de destiladores - Quitar el tapón roscado ubicado en el extremo de la tubería de ½” al principio de cada fila y el tapón roscado ubicado al final de la tubería troncal de 1” (véase figura de la izquierda) - Para el drenaje y la limpieza podría utilizarse aire comprimido (alternativa opcional) conectándose una manguera al depósito de aire (o a la línea de aire que va hacia el pozo).

- Efectuar limpieza exhaustiva del tanque de almacenamiento de agua salobre. Una excesiva acumulación de limo podría introducirse en la tubería de descarga, produciendo obstrucción progresiva, tanto en esta, como posteriormente en la red de alimentación a los módulos. Con una o dos semanas de anticipación debe suspenderse el bombeo del pozo, para que se vaya consumiendo su contenido. La operación de limpieza podría ser realizada por un solo operador. NOTA: En vista de la pureza del agua destilada, se considera que en muy raras ocasiones el tanque de almacenamiento de agua destilada requerirá limpieza

- Cerrar la válvula de compuerta de la tubería de descarga. - Abrir la llave de compuerta de la tubería de drenaje para limpieza. - Introducirse por la boca de visita del tanque y efectuar limpieza a las paredes y al fondo del tanque con un cepillo. -Limpiar especialmente la rejilla de protección de la tubería de descarga. - Reanudar el bombeo para que entre agua con la cual se enjuagaría el interior del tanque. - Finalmente ciérrese válvula de la tubería de drenaje y abrase llave de descarga. - Si se evidencia formación de algas añádase cierta cantidad de cloro

- Revisar el estado de pintura general del molino. - De hallarse corrosión, lijar la zona afectada y aplicar esmalte en base aceite

108

CAPÍTULO IX ESTIMACIÓN DE COSTOS Y ANÁLISIS ECONÓMICO

9.1.- ESTIMACIÓN DE COSTOS:

Puesto que el módulo destilador es la parte esencial de la planta, a continuación se

muestra el precio estimado por unidad ensamblada del modelo de producción del cual ya se

ha hecho referencia en el Capítulo V, especificando coste de cada uno de sus componentes:

Tanque construido en fibra de vidrio isoftálica de base 1 m2. . . . . Bs. 100.000°°

Cubierta de vidrio de 5 mm de espesor de área 1,30 m2

enmarcada en perfiles de aluminio de 3 cm de espesor . . . . . . . . . . . Bs. 30.000°°

5 mts. de sello de goma esponjoso perfil en “U” . . . . . . . . . . . . . Bs. 4.000°°

(colocado en molduras sobre periferia del tanque. Bs. 800°°/mt.)

Par de bisagras de aluminio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Bs. 200°°

Conector de bronce. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Bs. 800°°

2 Pernos de acero inoxidable de ¼” UNC con respectivo ramplus,

para fijación del módulo a muros de bloques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Bs. 500°°

PRECIO POR UNIDAD: Bs. 135.500°°

A continuación se describen por rubros, los costos asociados por cada sistema y equipo

de la planta:

Sistema de bombeo eólico (bombeo neumático):

Descripción Precio unit.(Bs.) Cant. Precio (Bs.)Molino de viento nacional (Industrias Marullo S.A.) Diámetro rotor: 3mts. Altura torre: 12 mts.

1.950.000°° 1 u. 1.950.000°°

Acople elastomérico SUREFLEX para ser instalado entre rotor y caja de engranajes. (MAICA) 35.000°° 1 u 35.000°°

Caja de engranajes multiplicadora 1:3. (MAICA) 150.000°° 1 u 150.000°° Cabezal de compresor reciprocante Ingersoll-Rand mod. SS3F2-GM. (Maquitech Distribuidores C.A.)

585.000°° ($390°°) 1 u. 585.000°°

Deposito de aire Ingersoll Rand de 60 Gal. con respectivos accesorios (Maquitech Distribuidores C.A.)

675.000°° ($400°°) 1 u. 675.000°°

Manguera para aire de 3/8” para conexión de cabezal a depósito de aire (Gomas Cobra C.A) 2500°°/mt. 13 mts. 32.500°°

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Descripción Precio unit.(Bs.) Cant. Precio (Bs.) Tubo eductor de 2” Sch.40 de acero galvanizado para bombeo de pozo (TUBOACERO C.A.)

9500°°/mt ($6,36/mt) 83 mts. 788.500°°

Tubería de 24” Sch.20 de extremo sellado usada como tanquilla de recolección del destilado (TUBOACERO)

200.000°°/mt ($140°°) 8 mt 1.600.000°°

Tubería para inyección de aire de ½” de acero galvanizado para bombeo de pozo (TUBOACERO C.A.)

4650°°/mt ($3,10/mt) 80 mts. 372.000°°

Tubo eductor de 1 ½” de PVC para elevación de destilado de la tanquilla al tanque de almacenamiento (PAVCO)

16.000°° c/tubo de 6 mts. 15 mt 240.000°°

Tubería para inyección de aire de ½” de acero para bombeo de la tanquilla (TUBOACERO C.A.)

4650°°/mt ($3,10/mt) 27 mt 125.550°°

Válvulas reguladoras de presión Hoerbiger modelo XR15 ½” 160 lb. (RIESE & Cía. S.A.) 75.000°° 2 u. 150.000°°

Sub-Total Bs. 6.703.550°°

Sistema de distribución de agua salobre y recolección de destilado (tuberías y accesorios de PVC de la firma PAVCO):

Descripción Precio unit.(Bs.) Cant. Precio (Bs.) Tanquilla niveladora de fibra de vidrio de 1500 lt. (se incluye flotador) 130.000°° 1 u. 130.000°°

Tubería de ½” RD9 para agua fría 8000°° c/tubo de 6 mts. 217 u. 1.736.000°°

Tubería de 1” RD13 para agua fría 18500°° c/tubo de 6 mts. 12 u. 221.800°°

Codo de 90° de ½” 250°° 400 u. 100.000°°

Codo 90° de 1” 600°° 10 u 6000°°

Tee reducida 1 x ½” 700°° 20 u 14.000°°

Tee ½” 325°° c 780 u. 253.500°°

Válvula de bola de ½” 10.600°° 40 u. 424.000°°

Válvula de bola de 1” 14.250°° 2 u 28.500°°

Tapón soldado de ½” 150°° 40 u 6000°°

Adaptadores macho de ½” 160°° 80 u 12.800°°

Soldadura líquida para PVC (potes de ¼ Gal.) 27600°° c/u 6 u. 110.400°° Manguera de nitrilo de ½” para conexión de la descarga de cada destilador a tubería de ½” PVC que recorre cada fila (Gomas Cobra C.A.)

2900°°/mt 60 mt. 174.000°°

Soportes para tuberías de ½” 20°° c/u 1100 u. 22.000°°

Sub-Total Bs. 3.240.480°°

110

Tanques de Almacenamiento (construidos en fibra de vidrio isoftálica) (DECOGLASS C.A.)

Descripción Precio unit.(Bs.) Cant. Precio (Bs.) Tanque cilíndrico vertical de 15.000 lt. de capacidad. Diámetro: 2,34 mts. Altura.: 3,84 mts. (Se incluyen accesorios)

5.835.000°° ($ 3.890°°) 2 u. 11.670.000°°

Torre metálica de 4 mts. de altura para elevación del tanque de agua tratada (Representaciones CAHORA) 1.375.615°° 1 1.375.600°°

Torre metálica de 1,5 mts. de altura para elevación del tanque de agua salobre (Representaciones CAHORA) 877.814°° 1 877.800°°

Sub-Total Bs. 13.923.600°° Sistema Desalinizador (se incluye construcción de muros de apoyo):

Descripción Precio unit. (Bs.) Cantidad Precio (Bs.)

Módulo destilador ensamblado 135.500°° 380 u. 51.490.000°°

Construcción de muros de bloques de concreto tamaño 15 ---------------- 40 muros 1.150.000°°

Sub-Total Bs. 52.640.000°°

COSTO TOTAL MATERIALES Y EQUIPOS: Bs.76.507.630°°

COSTO ESTIMADO DE MANO DE OBRA PARA CONSTRUCCIÓN: Bs. 7.500.000°° (10 % del Costo Total de Materiales) (#)

COSTO TOTAL DE LA PLANTA: Bs. 84.000.000°° (U.S.$ 56.000°°) (*)

(*) Conversión: 1 U.S. $ = 1500°° Bs. (#) Con participación de la comunidad,

No se incluyen costos de transportación de materiales.

9.2.- ANÁLISIS ECONÓMICO:

En esta sección se presenta un criterio de evaluación que justifica la factibilidad

económica de la Planta desalinizadora propuesta, por medio de la determinación de un

indicador financiero, a saber, del Valor Presente Neto. Este es un indicador muy utilizado,

puesto que permite transformar gastos o ingresos futuros (según sea el caso de estudio) en

dinero presente. Cuando se evalúan instalaciones o equipos, permite determinar cual es la

mejor opción económica de entre varias alternativas, siendo la mejor, aquella que tenga el

111

menor valor presente, el cual toma en cuenta los costos operativos de cada alternativa a lo

largo de un período de tiempo. Se pueden representar gráficamente los gastos que implica

la operación de un determinado equipo a lo largo de su período de vida útil, por medio de

un diagrama de flujo de capital, como el mostrado a continuación:

0 1 2 3 4 5Añotiempo

Fig. 9.1: Diagrama de flujo de Capital que muestra los costos de la operación de una instalación o maquinaria

(Fuente: el Autor.)

En la figura mostrada las flechas en azul indican los gastos que se presentan en una

escala de tiempo, en este caso de 5 años. Las flechas en rojo indican el cálculo del valor

presente neto, llevando los costos totalizados a finales de cada año a dinero presente en el

año “0” o actual. Observe que los egresos o desembolsos aumentan debido a que al final de

cada año se hace patente el efecto de los intereses devengados por un préstamo o por

efectos de inflación. Si se tiene un costo operativo “P” en el año actual “0”, el costo

incrementado “F” por efectos de la inflación a cabo de un período de años “r”, será:

(9.1) rifPF )1( +⋅=

=ii

1

donde: if: tasa de inflación anual (%)

El VPN calculado para un período “r” será:

VPN (9.2) ∑=r

F

El primer análisis que se presenta compara los costos asociados con la situación actual,

en la cual se suministra agua a la aldea a través de un camión cisterna de 10.000 lt., con la

opción propuesta en el presente trabajo, que es la construcción de la planta desalinizadora

solar térmica. Se considera que la inversión inicial en construcción de la planta ya ha sido

totalmente sufragada por la municipalidad o por el ente gubernamental involucrado. En

todo caso si se requirió de préstamos para llevar a cabo el proyecto, por tratarse de una obra

112

de interés social, en la mayoría de los casos se exime de intereses. A continuación se

plantea el 1° Análisis.

Opción Propuesta: Planta Desalinizadora Solar Térmica Inversión Inicial: Bs. 84.000.000,00 Costos operativos anuales:

Concepto de pago Mensual Anual Salario de un operador fijo Bs. 174.000,00 Bs. 2.088.000,00 Mano de obra para limpieza (*) Bs. 0,00 Bs. 0,00 Implementos para reparaciones (#) Bs. 200.000,00 Implementos de limpieza Bs. 75.000,00 Total: Bs. 2.363.000,00 (*) Realizada una vez por mes con participación de la comunidad (#) Adquisición de sellador de silicón y reemplazo de cualquier vidrio roto Situación actual: Transportación de agua en camiones cisternas. N° de camiones requerido para la comunidad de Polöos: 1 N° de viajes por mes: 2 Distancia de recorrido: 150 Km (desde Paraguaipoa hasta Polöos) Flete del camión por viaje: Bs. 300.000,00 Sueldo del conductor y ayudante por viaje: Bs. 85.000,00 Costo de llenado por cisterna: Bs. 5.000,00

Inversión Inicial: Bs. 0,00 (camión ya adquirido) Costos operativos anuales (*):

Concepto de pago Mensual Anual Sueldo conductor y ayudante Bs. 170.000,00 Bs. 2.040.000,00Costo de combustible Bs. 60.000,00 Bs. 720.000,00 Fletes de camiones Bs. 600.000,00 Bs. 7.200.000,00 Viáticos Bs. 60.000,00 Bs. 720.000,00 Llenado camiones Bs. 10.000,00 Bs. 120.000,00 Total: Bs. .10.800.000,00 (*) Costos operativos aportados por la contratista SERCONMACA. Para mayores detalles véase ANEXOS.

En las páginas siguientes se muestra el cálculo del VPN para cada alternativa

presentada. Considerando una tasa de inflación anual del 12,3% (según datos del BCV),

asumida como constante a lo largo del período, se realiza la evaluación para unos 30 años,

correspondiente a la vida útil de la planta.

113

Tabla 9.1: Cálculo del V.P.N para la opción propuesta.

PLANTA DESALINIZADORA SOLAR

Año Costos Fijos Aumento por inflación V.P.N 0 Bs. 2.363.000,00 Bs. 0,00 Bs. 2.363.000,00 1 Bs. 2.363.000,00 Bs. 290.649,00 Bs. 2.653.649,00 2 Bs. 2.653.649,00 Bs. 326.398,83 Bs. 2.980.047,83 3 Bs. 2.980.047,83 Bs. 366.545,88 Bs. 3.346.593,71 4 Bs. 3.346.593,71 Bs. 411.631,03 Bs. 3.758.224,74 5 Bs. 3.758.224,74 Bs. 462.261,64 Bs. 4.220.486,38 6 Bs. 4.220.486,38 Bs. 519.119,82 Bs. 4.739.606,20 7 Bs. 4.739.606,20 Bs. 582.971,56 Bs. 5.322.577,77 8 Bs. 5.322.577,77 Bs. 654.677,07 Bs. 5.977.254,83 9 Bs. 5.977.254,83 Bs. 735.202,34 Bs. 6.712.457,18

10 Bs. 6.712.457,18 Bs. 825.632,23 Bs. 7.538.089,41 11 Bs. 7.538.089,41 Bs. 927.185,00 Bs. 8.465.274,41 12 Bs. 8.465.274,41 Bs. 1.041.228,75 Bs. 9.506.503,16 13 Bs. 9.506.503,16 Bs. 1.169.299,89 Bs. 10.675.803,05 14 Bs. 10.675.803,05 Bs. 1.313.123,77 Bs. 11.988.926,82 15 Bs. 11.988.926,82 Bs. 1.474.638,00 Bs. 13.463.564,82 16 Bs. 13.463.564,82 Bs. 1.656.018,47 Bs. 15.119.583,29 17 Bs. 15.119.583,29 Bs. 1.859.708,74 Bs. 16.979.292,04 18 Bs. 16.979.292,04 Bs. 2.088.452,92 Bs. 19.067.744,96 19 Bs. 19.067.744,96 Bs. 2.345.332,63 Bs. 21.413.077,59 20 Bs. 21.413.077,59 Bs. 2.633.808,54 Bs. 24.046.886,13 21 Bs. 24.046.886,13 Bs. 2.957.766,99 Bs. 27.004.653,12 22 Bs. 27.004.653,12 Bs. 3.321.572,33 Bs. 30.326.225,46 23 Bs. 30.326.225,46 Bs. 3.730.125,73 Bs. 34.056.351,19 24 Bs. 34.056.351,19 Bs. 4.188.931,20 Bs. 38.245.282,39 25 Bs. 38.245.282,39 Bs. 4.704.169,73 Bs. 42.949.452,12 26 Bs. 42.949.452,12 Bs. 5.282.782,61 Bs. 48.232.234,73 27 Bs. 48.232.234,73 Bs. 5.932.564,87 Bs. 54.164.799,60 28 Bs. 54.164.799,60 Bs. 6.662.270,35 Bs. 60.827.069,95 29 Bs. 60.827.069,95 Bs. 7.481.729,60 Bs. 68.308.799,56 30 Bs. 68.308.799,56 Bs. 8.401.982,35 Bs. 76.710.781,90

VPNCOSTOS @30 años y 12,3% inflación: Bs. 681.164.293,°°

VPNTOTAL = (VPNCOSTOS+Inv. Inicial): Bs. 765.164.293°°

114

Tabla 9.2: Cálculo del V.P.N para la situación actual.

TRANSPORTACIÓN DE AGUA EN CAMIONES CISTERNAS Año Costos Fijos Aumento por inflación V.P.N

0 Bs. 10.800.000,00 Bs. 0,00 Bs. 10.800.000,00 1 Bs. 10.800.000,00 Bs. 1.328.400,00 Bs. 12.128.400,00 2 Bs. 12.128.400,00 Bs. 1.491.793,20 Bs. 13.620.193,20 3 Bs. 13.620.193,20 Bs. 1.675.283,76 Bs. 15.295.476,96 4 Bs. 15.295.476,96 Bs. 1.881.343,67 Bs. 17.176.820,63 5 Bs. 17.176.820,63 Bs. 2.112.748,94 Bs. 19.289.569,57 6 Bs. 19.289.569,57 Bs. 2.372.617,06 Bs. 21.662.186,62 7 Bs. 21.662.186,62 Bs. 2.664.448,95 Bs. 24.326.635,58 8 Bs. 24.326.635,58 Bs. 2.992.176,18 Bs. 27.318.811,76 9 Bs. 27.318.811,76 Bs. 3.360.213,85 Bs. 30.679.025,60

10 Bs. 30.679.025,60 Bs. 3.773.520,15 Bs. 34.452.545,75 11 Bs. 34.452.545,75 Bs. 4.237.663,13 Bs. 38.690.208,88 12 Bs. 38.690.208,88 Bs. 4.758.895,69 Bs. 43.449.104,57 13 Bs. 43.449.104,57 Bs. 5.344.239,86 Bs. 48.793.344,43 14 Bs. 48.793.344,43 Bs. 6.001.581,37 Bs. 54.794.925,80 15 Bs. 54.794.925,80 Bs. 6.739.775,87 Bs. 61.534.701,67 16 Bs. 61.534.701,67 Bs. 7.568.768,31 Bs. 69.103.469,98 17 Bs. 69.103.469,98 Bs. 8.499.726,81 Bs. 77.603.196,78 18 Bs. 77.603.196,78 Bs. 9.545.193,20 Bs. 87.148.389,99 19 Bs. 87.148.389,99 Bs. 10.719.251,97 Bs. 97.867.641,95 20 Bs. 97.867.641,95 Bs. 12.037.719,96 Bs. 109.905.361,92 21 Bs. 109.905.361,92 Bs. 13.518.359,52 Bs. 123.423.721,43 22 Bs. 123.423.721,43 Bs. 15.181.117,74 Bs. 138.604.839,17 23 Bs. 138.604.839,17 Bs. 17.048.395,22 Bs. 155.653.234,38 24 Bs. 155.653.234,38 Bs. 19.145.347,83 Bs. 174.798.582,21 25 Bs. 174.798.582,21 Bs. 21.500.225,61 Bs. 196.298.807,83 26 Bs. 196.298.807,83 Bs. 24.144.753,36 Bs. 220.443.561,19 27 Bs. 220.443.561,19 Bs. 27.114.558,03 Bs. 247.558.119,21 28 Bs. 247.558.119,21 Bs. 30.449.648,66 Bs. 278.007.767,88 29 Bs. 278.007.767,88 Bs. 34.194.955,45 Bs. 312.202.723,33 30 Bs. 312.202.723,33 Bs. 38.400.934,97 Bs. 350.603.658,30

VPNCOSTOS@30 años y 12,3% inflación: Bs. 3.113.235.026,°°

VPNTOTAL=(VPNCOSTOS+Inv. Inicial): Bs. 3.113.235.026,°°

En las tablas presentadas, la segunda columna muestra como se van incrementando los

costos operativos al transcurrir los años. La tercera columna muestra el incremento de los

115

costos por inflación al final de cada año y finalmente la última columna calcula el VPN,

sumando el costo operativo a comienzo de cada año y sumándole el incremento por

inflación al final de ese año. Finalmente se suman todos lo VPN anuales y se obtiene un

subtotal durante los 30 años, el cual se suma a la inversión inicial para obtener el VPN

total.

De 1° análisis realizado se puede ver claramente que el costo operativo anual (sin tomar

en cuenta la inflación) de la planta propuesta es 4 ½ veces menor que el costo operativo

asociado al transporte de agua en cisternas, lo cual se refleja en los valores de VPNTOTAL

calculados para ambas opciones.

Llama la atención que, incluso sin tomar en cuenta la inversión inicial en los camiones

puesto que se consideran ya adquiridos y operando, la inversión total que tendrá que hacer

la municipalidad para abastecer de agua a un solo poblado durante 30 años será mucho

mayor bajo la presente situación actual, que si se decide invertir en una desalinizadora. Esta

desventaja de la opción actual se vería incrementada si durante los siguientes 30 años se

necesitara renovar el camión (adquisición de una nueva unidad) debido al acentuado

desgaste que sufre al transitar por vías en muy mal estado.

El segundo análisis presentado compara los costos asociados con la tecnología

propuesta para desalinizar, que es la humidificación solar, con otra alternativa que también

aproveche el recurso solar. Siendo la humidificación solar prácticamente el único método

de aprovechamiento solar directo que ha sido extensamente aplicado, por tanto, la opción a

comparar estaría asociada a un método indirecto de aprovechamiento solar, en el cual la

energía solar es convertida primero en energía eléctrica por medio de paneles fotovoltaicos

y es entonces usada como fuente de energía para una unidad convencional de

desalinización, ya sea por Ósmosis Inversa, Compresión de Vapor, Destilación Multiefecto,

etc.

De todos estos procesos, la Ósmosis Inversa ha sido la más apropiada para la aplicación

de energía fotovoltaica por tener menores requerimientos energéticos cuando se compara

116

con las demás. De hecho su consumo de energía es de alrededor 8 – 12 Kwh. por m3 de

agua tratada [11]. Por esta razón se ha escogido este proceso para compararlo con la

tecnología propuesta. Básicamente en el proceso de Ósmosis Inversa (R.O.) se fuerza el

agua salada a alta presión a través de una membrana semipermeable, que permite el paso de

agua pero no de las moléculas de sal. Existen muy pocas empresas en Venezuela que

importen y ofrezcan servicio técnico para equipos de R.O. de pequeña y mediana

capacidad. De hecho solo fue posible contactar con el distribuidor autorizado de la firma

OffShore Marine Co., quien recomendó el equipo cuyas especificaciones se muestran en la

página siguiente, para suplir las demandas de agua de una pequeña comunidad.

Especificaciones Técnicas:

Modelo: Sea Series PW3000 Capacidad: 125 gal/hr. Potencia requerida: 10 HP. Presión: 800 psig. Voltaje: 440/220VAC – 24 A.

Esta planta tiene un costo de

U.S.$20.000°°. El panel fotovoltaico seleccionado para

energizar la planta es el Siemens SP150 (véase figura a

la derecha) de una potencia de 150 W con un costo de

U.S.$785°° por unidad. Para cubrir los requerimientos

de la planta se requeriría un arreglo de al menos 50

paneles. A continuación se muestran el costo de

inversión inicial:

Opción alternativa: Planta Desalinizadora R.O. con energización fotovoltaica Inversión Inicial: Planta Desalinizadora R.O. Sea Series PW3000 de 10 HP: Bs. 30.000.000,00 50 paneles fotovoltaicos Siemens SP150 de 150 W c/u: Bs. 58.875.000,00 Bomba Sumergible Dankoff de 1.5 HP con modulo PV: Bs. 11.574.000,00 Batería de carga profunda: Bs. 7.500.000,00 2 tanques de almacenamiento de 10000 lt: Bs. 11.670.000,00

Total: Bs. 119.619.000,00

117

Costos operativos anuales: (no se incluye mantenimiento de paneles ni de bomba PV)

Concepto de pago Por período Anual Cambio de pre-filtros (cada 6 meses) Bs. 75.000,00 Bs. 100.000,00 Cambio de aceite (cada 2 meses) Bs. 22.500,00 Bs. 135.000,00 Salario Técnico mensual Bs. 400.000,00 Bs. 4.80.000,00 Cambio de membrana (cada 3 años) (*) Bs. 6.000.000,00 Bs. 2.000.000,00 Total: Bs. 7.035.000,00 (*) Cada membrana de poliamida aromática cuesta U.S.$1000°° y la planta usa 4 ⇒ U.S.$4000°° por recambio.

Resulta evidente que esta opción de desalinización es más costosa en inversión

inicial y lo es más al hablar de costes operativos. Aunque no se incluye la respectiva

tabla, el cálculo del VPNTOTAL @ 30 años (12,3% inflación) para esta alternativa arroja

un total de Bs. 2.147.545.705°°, un gasto muy superior en comparación con la opción

propuesta.

El pago del servicio técnico especializado representa el mayor coste operativo,

puesto que la complejidad de una máquina controlada digitalmente requiere de cierto

nivel de calificación. Además, la máquina es muy sensible a la calidad del agua, por lo

que la supervisión del pre-tratamiento es crítica. Aunado a esto, los repuestos requeridos

como las membranas, pre-filtros y otros deben solicitarse al exterior, lo cual es una clara

desventaja, no solo por el elevado costo sino por el tiempo de inoperatividad en que

puede estar la planta mientras llega el pedido.

Todas estas razones, hacen que esta tecnología no haya tenido una buena aceptación

cultural en áreas remotas, por lo que no se recomienda su aplicación para comunidades

de la Alta Guajira. Finalmente, una vez demostrada la factibilidad económica y la

conveniencia de la alternativa propuesta en el presente trabajo, se procede a estimar el

costo del agua producida expresada en Bs./lt, de la siguiente manera:

Costo del agua (Bs./lt) = Anualproducción

OperaciónCostoAnual (9.3)

118

A continuación se presenta una tabla en la cual se muestran los costos del agua para

distintos años de operación de la planta:

Tabla 9.3: Costo del agua producida por la Planta Desalinizadora Solar Térmica Propuesta.

Año Costos Operativos Anuales (*) Costo del agua (Bs./lt.) 0 Bs. 2.263.000,00 3,3 1 Bs. 2.541.349,00 3,7 5 Bs. 4.041.879,25 5,8 10 Bs. 7.219.084,35 10,4 15 Bs. 12.893.799,06 18,6 20 Bs. 23.029.243,89 33,2 25 Bs. 41.131.870,57 59,3 30 Bs. 73.464.451,73 105,9

Producción Diaria: 1.900 lt. (Productividad de 5 lt./m2 diarios) Producción Anual: 693.500 lt. (*): Incluyen efectos de inflación estimada en 12,3% anual.

9.3.- DESARROLLO SUSTENTABLE:

El acceso al agua potable es un indicador de la salud de la población de un país y de su

progreso en el campo de la salud. Además, es crucial para las economías y los ecosistemas

y su escasez puede afectar directamente las perspectivas a largo plazo del desarrollo

sustentable.

El desarrollo sostenible se define como aquel en se que se satisfacen las necesidades

actuales de las personas sin comprometer la capacidad de las generaciones futuras para

satisfacer las suyas [35]. Y en este sentido el uso de energías alternativas ha demostrado

total compatibilidad para la solución de los problemas en comunidades rurales o muy

aisladas.

Ya se ha demostrado en el presente trabajo la factibilidad técnica y económica de la

tecnología propuesta para proveer de agua potable a una comunidad indígena wayuü. Pero

este tipo de proyectos podría generar beneficios adicionales en el plano social, que aunque

no es posible cuantificarlos en términos económicos, vale la pena mencionarlos:

119

Las mejoras en los servicios de agua por lo general contribuyen a mejoras en la

salud de la población y en la calidad de vida. De hecho, uno de los grandes problemas

actuales en la Alta Guajira es el alto índice de enfermedades epidemiológicas de

origen hídrico, que afectan especialmente a los niños. Estas representan un 70% del

problema sanitario y aún es causante de una alta mortandad infantil [18].

Se protege el medio ambiente, ya que la purificación del agua por medio de la

radiación solar elimina la necesidad del empleo de leña o carbón utilizadas hervir el

agua, lo que salva la vegetación y, por consiguiente, evita la erosión.

El tipo de proyecto propuesto en el presente trabajo, gerenciado bajo un modelo

de desarrollo adecuado, puede ser generador de empleos al incentivar la creación de

microempresas en el sector, que se dedicarían a la fabricación de los destiladores en

fibra de vidrio (fabricación de tipo artesanal), servicios de albañilería y plomería y

otros relacionados con la construcción de este tipo de plantas.

Aunque la carencia de agua ha limitado el desarrollo de actividades agrícolas a

pequeña y mediana escala, se pueden desarrollar métodos y tecnologías que permiten

desarrollar cultivos con un mínimo consumo de agua. En este sentido se podrían

desarrollar proyectos agrícolas en las siguientes áreas:

Cultivos hidropónicos que requieren de una elevada calidad de agua pero en

reducida cantidad, exigencia que podría abastecer una desalinizadora solar

térmica.

Utilización de métodos de riego de conservación de agua como el llamado

“riego por goteo”.

Diseño y estudio de sistemas que combinen la destilación solar con

invernaderos, basado esto en cultivos en un ambiente controlado.

Esta última opción todavía no ha pasado de la fase experimental. En el período de 1978

a 1981, Dument y De Cachart [4] diseñaron y construyeron un invernadero con destilación

solar como el que se muestra en la Fig. 9.2:

120

Fig. 9.2: Modelo de invernadero con destilación solar. (Fuente: M. Dument y M. De Cachard [4])

Como se puede apreciar en la figura mostrada arriba, el diseño consiste en un galpón

que dispone de doble cubierta plástica transparente. Sobre la cubierta interna fluye el

agua salada a manera de película por medio del uso de unos rociadores localizados en la

parte superior del galpón. A medida que esta película recorre la superficie se evapora por

efectos de la radiación y se condensa en la superficie interna de la cubierta más externa,

deslizándose hacia unas canaletas ubicadas a los laterales del galpón. De ahí se

distribuye al cultivo sembrado en el interior del invernadero. Este diseño aunque exitoso

en su operación tenía problemas de mantenimiento relacionado con la limpieza de la

cubierta interna de plástico.

En cuanto al desarrollo de esta posibilidad los investigadores reconocen que se

requiere mayor investigación y experimentación de nuevos diseños, pero sin duda esta

iniciativa plantea una interesante posibilidad para incrementar la producción de

alimentos en zonas áridas donde hay gran necesidad.

121

CONCLUSIONES

En el futuro próximo, el suministro de agua potable en regiones áridas no podrá ser

concebido sin considerar la utilización del recurso solar. En este sentido, se ha mostrado en

el presente trabajo que la desalinización por el proceso de humidificación solar representa

una prometedora tecnología que puede abastecer las necesidades básicas de agua de zonas

rurales, en donde la demanda no es muy elevada. Las oportunidades de éxito razonable de

esta tecnología se ven justificadas por las siguientes razones:

Se ha demostrado la factibilidad técnica para la construcción de esta Planta

Desalinizadora, destacándose lo simple y fácil de su operación y mantenimiento,

prueba fehaciente de lo sencillo y robusta de la tecnología planteada que permitiría

que la propia comunidad indígena se involucrara de lleno en el proyecto. Además,

toda los equipos y componentes pueden fabricarse en el país lo que garantiza una alta

disponibilidad operativa.

Se ha demostrado la factibilidad económica de este proyecto vislumbrándose

como la mejor alternativa, no solo por sobre el actual sistema de distribución de agua

mediante camiones cisternas, cuyos costos operativos son 4 veces mayores al de la

planta propuesta; sino también comparado con otra tecnología de desalinización

(Ósmosis Inversa) que opera con electricidad fotovoltaica.

En base a las pruebas realizadas con el prototipo de destilador solar desarrollado

en la Escuela de Ingeniería Mecánica de la U.C.V., se evidenció que las condiciones

climáticas de la Guajira, relativas a la cantidad y duración de la radiación solar,

favorecen la aplicación de la tecnología propuesta, evidenciándose una productividad

por módulo, mayor que la registrada en la literatura para destiladores simples.

El análisis microbiológico realizado a las muestras de agua, revelaron que el

destilador solar actúa como un mecanismo natural de desinfección de aguas que

utilizan los rayos ultravioletas para exterminar bacterias patógenas, lo que muestra la

potencialidad y ventajas de esta tecnología como medio potabilizador además de

desalinizador.

122

Es un hecho que el uso de energía solar presenta desafíos en vista de la naturaleza

intermitente de este recurso, por lo que su aplicación directa en la desalinización debe ir

acompañada de una buena compresión termodinámica del proceso de humidificación, para

mejorar la producción y por ende en el interés en esta tecnología. Como resultado de las

observaciones realizadas durante las pruebas experimentales, se deduce que la mejora en

los siguientes parámetros influye en el aumento de la productividad de los destiladores de

una sola etapa: :

Garantizar la mayor hermeticidad posible.

Aumentar la temperatura del agua en la bandeja ya sea disminuyendo el

nivel de agua o pre-calentándola, lo que disminuye la cantidad de calor que hay

que aportar para evaporar el agua, aumentando la eficiencia.

Finalmente, se puede mencionar que el proyecto aquí propuesto también es factible

desde el punto de vista social y plantea muchas oportunidades para que exista un desarrollo

sustentable en las zonas rurales de la Alta Guajira. Pero el éxito dependerá de que esta

tecnología tenga una buena aceptación cultural, para lo cual el aspecto educativo es

primordial. Se debe incluir en los programas educativos de las escuelas rurales de estas

zonas, aspectos básicos sobre la desalinización solar, para así crear conciencia en cuanto a

la amenaza de la escasez de agua potable y así valorar el recurso y la tecnología usada para

obtenerla.

123

RECOMENDACIONES

Construcción en alguna localidad de la Guajira, de una pequeña planta experimental

con un arreglo de 12 a 20 destiladores del modelo propuesto en el presente trabajo, para

evaluar durante el período de un año los siguientes parámetros:

Productividad diaria del modelo de producción del destilador solar.

Configuración del arreglo de destiladores, verificando si existen problemas con

el sistema de distribución de agua salobre y recolección de destilado.

Desempeño del sistema de bombeo neumático (Air-Lift), registrando caudal

bombeado en función del promedio de velocidad del viento diaria.

Efectividad del plan de mantenimiento y registro de cualquier problema

operativo y su consiguiente solución.

Se recomienda la investigación relacionada con los siguientes aspectos de la

desalinización solar:

Desarrollos de nuevos materiales plásticos a ser aplicados como cubiertas

transparentes para destiladores, que sean resistentes a la radiación solar (no se

degraden), que tengan una conductividad térmica similar al vidrio y cuyo coste de

fabricación no sea tan elevado.

Nuevas geometrías para los destiladores solares, en las que se aumenten las

superficies de condensación sin aumentar significativamente los costos.

Diseño y construcción de modelos de invernaderos combinados con la

destilación solar para ser evaluados con cultivos de valor cuyo aprovechamiento

sea factible en zonas áridas.

124

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126

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127

APÉNDICE I

DATA METEOROLÓGICA DE LA GUAJIRA

POTENCIAL DE FUENTES DE ENERGÍAS

ALTERNAS EN VENEZUELA

MAPA HIDROGEOLÓGICO DE LA GUAJIRA.

128

M.A.R. N. FECHA: 01/11/2001 DIRECCION ESTATAL AMBIENTAL ZULIA DIVISION DE CUENCAS HIDROGRAFICAS ESTACION: CAÑOSAGUA

TIPO: Cl SERIAL: 0053 LONGITUD: 715700 ALTITUD: 1 M.S.N.M ELIMINADA:

ESTADO:ZU LATITUD:112250 INSTALADA: 03/1993

DATOS MENSUALES DE VELOCIDAD MEDIA DEL VIENTO (KPH) A 10 m/suelo

AÑO ENE FEB MAR ABR MAY JUN JUL AGO SEP OCT NOV DIC ANUAL

1993 — ----- ----- — 20.3 37.6 39.3 36.4 27.6 31.1 26.6 35.4 -----

1994 36.3 39.6 35.2 34.9 32.0 — 42.3 36.0 31.6 21.1 24.8 30.7 -----

1995 35.3 34.8 31.8 33.6 31.6 33.2 33.6 16.3 18.9 16.2 28.9 ----- -----

1996 31.3 34.6 33.8 35.0 35.5 35.7 34.2 30.2 21.6 20.3 27.4 30.8 30.9

1997 ---- 41.8 37.2 33.7 37.4 34.8 39.4 35.6 — 26.7 33.4 37.9 —--

1998 39.4 33.8 37.4 35.5 28.9 37.2 — 29.3 23.3 25.0 ----- ----- -----

1999 ---- ---- —- — —-- —- 37.3 27.1 15.4 14.6 15.4 25.7 -----

2000 29.3 34.3 ---- 35.7 ----- ---- ----- — — ------ ------ ----- -----

PROM: 34.3 36.5 35.1 34.7 30.9 35.7 37.7 30.1 23.1 22.1 26.1 32.1 31.5 PORC: 9.1 9.6 9.3 9.2 8.2 9.4 10.0 8.0 6.1 5.9 6.9 8.5 D.STD: 4.0 3.4 2.4 6.0 1.8 3.3 7.1 5.9 5.9 6.0 4.7

129

FECHA:01/11/2001

M.A. R. N. DIRECCION ESTATAL AMBIENTAL ZULIA DIVISION DE CUENCAS HIDROGRAFICAS ESTACION: CAÑOSAGUA TIPO: Cl SERIAL: 0053

LONGITUD: 715700 ALTITUD: 1 M.S.N.M ELIMINADA:


DATOS MENSUALES DE VELOCIDAD MAXIMA DEL VIENTO (KPH) A 10 m/suelo


1993 ----- ----- ----- ----- 39.7 60.4 63.5 60.7 48.7 50.5 44.1 52.3 ------

1994 55.5 58.5 61.4 47.2 48.0 ----- 56.5 48.3 45.3 42.1 46.8 50.1 ------

1995 67.0 72.4 68.4 72.4 59.4 58.0 64.4 45.4 53.6 73.8 68.0 ----- ------

1996 73.1 61.9 ----- 60.8 77.0 72.0 72.0 61.2 56.2 51.8 59.8 55.1 ------

1997 — 82.8 — 63.7 71.3 79.2 76.0 68.4 — 63.7 59.8 68.8 ------

1998 73.8 60.5 64.8 57.6 54.0 72.0 72.0 72.0 64.8 55.8 ---- ----- ------

1999 — — —- ----- —- —- 68.8 — — —- 69.8 70.2 —---

2000 29.3 34.3 ---- 35.7 ----- ---- ---- — — ---- ----- ---- ------

PROM: 66.8 68.6 64.9 62.4 58.2 68.3 67.6 59.3 53.7 56.3 58.0 59.3 62.0 PORC: 9.0 9.2 8.7 8.4 7.8 9.2 9.1 8.0 7.2 7.6 7.8 8.0 D.STD: 7.4 9.8 3.5 9.6 14.1 8.9 6.6 10.6 7.5 11.1 10.6 9.5

130

FECHA:01/11/2001

M.A. R. N. DIRECCION ESTATAL AMBIENTAL ZULIA DIVISION DE CUENCAS HIDROGRAFICAS ESTACION: CAÑOSAGUA TIPO: Cl SERIAL: 0053

LONGITUD: 715700 ALTITUD: 1 M.S.N.M ELIMINADA:


DATOS MENSUALES DE DIRECCIÓN PREVALECIENTE DEL VIENTO A 10 m/suelo


1993 ------ ------ ------ E E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE

1994 E-NE NE NE NE NE ------ NE NE NE E-NE E-NE E-NE NE

1995 E-NE NE NE NE E-NE E-NE E-NE E-NE ------ E-NE ----- ----- E-NE

1996 E NE E-NE E-NE E-NE ------ ------ ------ ------ ------ ------ ------ E-NE

1997 ------ E-NE NE NE NE NE E-NE E-NE ------ E-NE E-NE E-NE E-NE

1998 NE NE NE NE E-NE NE NE E-NE E-NE E-NE ----- ------ NE

1999 ------ ------ ------ ------ ------ ------ E-NE E-NE E-NE N O-NO E-SE E-NE

2000 E-NE ------ ------ E-NE ------ ------ ------ ------ ------ ------ ------ ----- E-NE

PREV: E-NE NE NE NE E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE E-NE

131

FECHA:01/11/2001

M.A. R. N. DIRECCION ESTATAL AMBIENTAL ZULIA DIVISION DE CUENCAS HIDROGRAFICAS


ESTACION: CAÑO SAGUA ESTADO:ZU

LATITUD:112250 INSTALADA: 03/1993

DATOS MENSUALES DE INSOLACIÓN TOTAL (HORAS/DEC)


1996 ----- ----- ----- ----- ----- ----- ----- ----- ----- ----- 147.6 ----- ------

1997 ----- 188.4 215.1 204.6 212.4 218.6 109.1 245.7 164.4 185.7 ----- 255.6 ------

1998 ----- ----- 211.1 177.4 197.4 188.0 241.3 248.6 163.4 ----- ----- 216.5 ------

1999 275.8 ----- 218.5 162.8 ----- ----- 191.3 230.6 ----- 152.7 191.9 182.3 —---

2000 238.9 203.8 ----- 187.1 ----- ----- ----- ----- ----- ----- ------ ----- ------

PROM: 257.3 196.1 214.9 183.0 204.9 203.3 180.6 241.6 163.9 169.2 169.8 218.1 2402.7 PORC: 10.7 8.2 8.9 7.6 8.5 8.5 7.5 10.1 6.8 7.0 7.1 9.1 D.STD: 26.1 10.9 3.7 17.5 10.6 21.6 66.8 9.7 0.7 23.3 31.3 36.7

132

FECHA:01/11/2001

M.A. R. N. DIRECCION ESTATAL AMBIENTAL ZULIA DIVISION DE CUENCAS HIDROGRAFICAS


ESTACION: CAÑO SAGUA ESTADO:ZU LATITUD:112250 INSTALADA: 03/1993

DATOS MENSUALES DE PRECIPITACION (mm)

1995 0.2 0.0 5.1 2.2 12.6 26.5 54.5 240.8 171.2 246.9 1.1 0.0 761.1

1996 9.8 0.4 2.1 1.5 2.0 1.6 9.2 42.1 112.9 268.5 — — —

1997 0.8 2.0 0.1 0.3 1.0 3.1 0.0 0.1 193.6 57.5 16.7 0.0 275.2

1998 0.0 0.8 0.3 0.1 62.3 46.3 5.0 89.1 180.9 90.3 1.7 66.6 543.4

1999 3.0 0.0 0.0 16.0 153.6 0.3 0.0 71.3 181.3 292.8 186.1 403.0 1307.4

2000 71.4 9.0 11.3 0.0 0.0 5.2 0.6 ---------— ------------ ------------ ------------- —--------- ------------

PROM: 14.2 2.0 3.1 3.4 38.6 13.8 11.5 88.7 168.0 191.2 51.4 117.4 703.4 PORC: 2.0 0.3 0.4 0.5 5.5 2.0 1.6 12.6 23.9 27.2 7.3 16.7 D.STD: 28.3 3.5 4.4 6.3 61.2 18.6 21.4 91.5 31.8 108.9 90.1 193.0

133

134

135

APÉNDICE II

ANÁLISIS QUÍMICO

ANÁLISIS BACTERIOLÓGICO

136

INTEVEP

DEPARTAMENTO DE ECOLOGIA Y AMBIENTE LABORATORIO DE TRATABILIDAD DE EFLUENTES.

REPORTE DE RESULTADOS ANALÍTICOS

Usuario N°:---- Fecha de reporte: 28 de febrero de 2002

Análisis: Sólidos totales disueltos, Cloruros Proyecto: Tesis

Analista: Eudulio Sánchez. (EXT. 56148)

Muestra N°: #152002, 162002

Elemento Concentración (mg/L)

Agua salobre Solidos Totales Disueltos (180 °C) 2.122 Cloruros 1070 Agua destilada Solidos Totales disueltos 52 Cloruros 2

OBSERVACIONES:

1. Analisis para determinación de sólidos totales disueltos, según Standard Methods 540D. 1998. Y Norma Venezolana covenin 2461-87.

2. Análisis para determinación de cloruros según método 8206 "Hach" manual de procedimientos

de titulación 1997.

137

INTEVEP

LABORATORIO DE BIOTECNOLOGÍA DEPARTAMENTO DE TECNOLOGÍAS EMERGENTES REPORTE : 02-2002

Preparado por: Exmirna Castillo R. Isora de Ranson

OBJETIVO: DETERMINACIÓN DE LA PRESENCIA DE BACTERIAS

AEROBIOS TOTALES, ENTEROBACTERIAS, COLIFORMES TOTALES,

COLIFORMES FECALES (E. Coli), HONGOS Y LEVADURAS EN MUESTRAS

DE AGUA CORRESPONDIENTES A PLANTA DE TRATAMIENTO

DESALINIZADORA. PROYECTO DE TÉSIS (TEEM)

Se recibieron en el Laboratorio de Biotecnología dos (2) muestras de agua

correspondientes a planta desalinizadora (proyecto de tésis) con la siguiente

identificación:

Agua destilada Agua Salobre

Se realizó análisis microbiológico correspondiente a determinación de Aerobios

Totales, Enterobacterias, Coliformes totales, Coliformes fecales (E. Coli),

Hongos y Levaduras. Se utilizó para el recuento de bacterias método de placas

Petrifilm 3M.

El método Petrifilm de 3M tiene la aprobación internacional de AOAC

(Association of Official Analysys), APHA (American Public Health

Association), AFNOR (France) y la aprobación Nacional de Covenin:

Coliformes, E. Coli Norma # 327697; Coliformes con placas alta sensibilidad

Norma # 3339:1997.

138

Los resultados se expresan en Unidades Formadoras de Colonia por milili tro

(UFC/ml)

RESULTADOS:

MUESTRA AEROBIOS

TOTALES

ENTERO

BACTERIAS

COLIFORMES

TOTALES

COLIFORMES

FECALES

(E.Coli )

HONGOS Y

LEVADURAS

Agua

salobre

2 ,15 X 10 2

8 ,5 X 10 1

5 ,3 X 10 1

< 30 X 10 1

< 30 X 10 1

Agua

dest i lada

1 ,82 X 10 2

0

0

0

0

CONCLUSIONES:

- La muestra de agua salobre presentó bacterias. Se detectó presencia de aerobios

totales en el orden de 102 UFC/ml, enterobacterias y coliformes Totales en el

orden de 101 UFC/ml, presencia de E.Coli y Hongos en un orden menor a 101

UFC/ml

- En la muestra de agua destilada sólo se detectó presencia de bacterias aerobias

totales en un orden de 102 UFC/ml.

139

APÉNDICE III

DATA TÉCNICA DE EQUIPOS Y TUBERÍAS

140

141

142

143

144

145

Planta Desalinizadora Solar.pdf

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