determinaciÓn del factor de emisiÓn de pm2.5 de un
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DETERMINACIÓN DEL FACTOR DE EMISIÓN DE PM2.5 DE UN
VEHÍCULO CICLOMOTOR DE DOS TIEMPOS – 50c.c.
ANA PAOLA CORREDOR BARRERA
Trabajo de grado presentado para optar por el título de
INGENIERÍA AMBIENTAL
DIRIGIDO POR
MsC. PhD. RICARDO MORALES BETANCOURT
UNIVERSIDAD DE LOS ANDES
FACULTAD DE INGENIERÍA
DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA CIVIL Y AMBIENTAL
Bogotá, diciembre de 2016
1
1 TABLA DE CONTENIDO
2 RESUMEN 3
3 INTRODUCCIÓN 3
4 MATERIALES Y METODOLOGÍA 5
4.1 EQUIPOS DE MEDICIÓN 5
4.1.1 DEKATI MASS MONITOR DMM-230 5
4.1.2 DOBLE DILUTOR 6
4.1.3 CONTROLADOR DE TEMPERATURA 7
4.2 MONTAJE EXPERIMENTAL 8
4.3 METODOLOGÍA 8
4.3.1 PROTOCOLO DE MEDICIÓN 8
4.3.2 ESTIMACIÓN DE FACTOR DE DILUCIÓN 13
4.3.3 ESTIMACIÓN DE FLUJO VOLUMÉTRICO DE GAS DE ESCAPE 14
4.3.4 MEDICIÓN DE CONSUMO DE GASOLINA 16
5 RESULTADOS Y ANÁLISIS 16
5.1 CUANTIFICACIÓN DE EMISIONES 16
5.1.1 PUNTO DE OPERACIÓN: RALENTÍ 16
5.1.2 PUNTO DE OPERACIÓN: ACELERADO 20
5.1.3 CICLO DE CONDUCCIÓN 21
5.2 ESTIMACIÓN DEL FACTOR DE DILUCIÓN (DR) 22
5.3 ESTIMACIÓN DEL FACTOR DE EMISIÓN 28
5.3.1 CONSUMO DE GASOLINA 28
5.3.2 ESTIMACIÓN DE FLUJO VOLUMÉTRICO 29
5.3.3 CUANTIFICACIÓN DEL FACTOR DE EMISIÓN (FE) 31
5.3.4 CONTEXTO COMPARABLE 33
5.4 EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LA CONCENTRACIÓN 34
5.4.1 CURVA DE CALENTAMIENTO 34
5.4.2 EFECTO SOBRE LA CONCENTRACIÓN MÁSICA 38
5.4.3 EFECTO SOBRE LA CONCENTRACIÓN EN NÚMERO DE PARTÍCULAS
41
2
6 CONCLUSIONES 45
7 RECOMENDACIONES 47
8 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS 47
9 ANEXOS 50
9.1 Mediciones – DMM 50
9.2 Curvas de temperatura 51
9.3 Curvas de calibración – dekati diluter ® 52
9.3.1 PRIMERA ETAPA DE DILUCIÓN – DD # 60468 52
9.3.2 SEGUNDA ETAPA DE DILUCIÓN – DD # 60467 53
9.4 REGISTRO DE CONSUMO DE GASOLINA 53
9.5 TEMPERATURAS INVOLUCRADAS EN EL BALANCE ENERGÉTICO SOBRE EL
DD 54
9.6 CONCENTRACIÓN DE NÚMERO DE PARTÍCULAS EN CADA ETAPA DE
IMPACTACIÓN 54
9.6.1 ESCENARIO A 54
9.6.2 ESCENARIO E 55
3
2 RESUMEN
El factor de emisión (FE) de un contaminante corresponde a un indicador de la tasa másica de emisión
de una sustancia o contaminante, normalizado por unidad de energía o cantidad de combustible
consumida por el sistema que lo genera. En este estudio se determina el factor de emisión del
material particulado proveniente de la operación de un motor de dos tiempos de 50cc de
desplazamiento. La concentración de PM2.5 en el gas de escape del sistema de combustión se
determinó en dilución bajo varios escenarios de sincronización del carburador y para los modos de
operación ralentí y acelerado empleando el un impactador eléctrico de baja presión, Dekati DMM-
230. La concentración de PM2.5 fue también determinada para el efluente de la operación del motor
en un ciclo de conducción preestablecido. A falta de un método experimental fiable, la concentración
real de PM2.5 se calcula empleando un factor de dilución (DR) teórico deducido de la curva de
calibración dada por el fabricante del sistema de dilución. El flujo volumétrico de gas de escape se
estima con base a la frecuencia de operación del motor en los modos ralentí y acelerado. Los
resultados obtenidos son consistentes con estudios similares conducidos en contextos
socioeconómicos y geográficos diferentes. La mayor proporción de la incertidumbre en la estimación
del FE está dada por las variables que no pueden ser determinadas experimentalmente; es por ello
que se hace necesaria la búsqueda de nuevas metodologías o el perfeccionamiento de las ya
conocidas para determinar a nivel de laboratorio el DR y el flujo de gas de escape. Por último, el
análisis del efecto de la temperatura sobre la concentración de PM2.5 permite establecer que, para
las características propias de la muestra en análisis, la distribución de tamaños del material
particulado se hace diferente al variar la temperatura.
3 INTRODUCCIÓN
Las emisiones vehiculares son la fuente más significativa de contaminación en áreas urbanas (Ning,
Wubulihairen, & Yang, 2012) y constituyen un tipo de contaminación especialmente peligroso
debido al tiempo de exposición con la población, pues ocurren al nivel del suelo, en donde la gente
vive y trabaja. Junto al material particulado, los procesos de combustión en motores emiten una
gran variedad de contaminantes que incluyen el monóxido de carbono (CO), óxidos de nitrógeno
(NOx) e hidrocarburos no quemados (HC) (Volckens, Braddock, Snow, & Crews, 2007).
El material particulado producto de la combustión de hidrocarburos es una compleja mezcla que
principalmente se compone de carbón orgánico, compuestos de azufre e hidrocarburos no
quemados; según la temperatura, la dilución, las técnicas de medición y el método de muestreo,
dichos compuestos pueden hacer parte de alguna de las dos fases que caracterizan el material
particulado: Fracción sólida y fracción volátil (Venkatasubramaniam, 2007). Varios estudios han
mostrado que el PM10 y en especial el PM2.5 son una amenaza para la salud pública, pues estas
partículas están asociadas con enfermedades respiratorias como exacerbación del asma, cambios
en la función pulmonar e – incluso- la muerte prematura (Platt et al., 2014). De otro lado, la
presencia de contaminantes gaseosos (NOx, SOx, CO, HC) en la corriente producto de la quema de
combustibles al interior de un motor se debe a la combustión incompleta originada por un déficit de
oxígeno. Asimismo, las emisiones de estos gases representan graves riesgos a la salud; por ejemplo,
los hidrocarburos no quemados están fuertemente relacionados con el cáncer pulmonar así como
con la formación de ozono al reaccionar con los óxidos de nitrógeno (NOx)) (EPA, 2002) . El ozono,
4
además de causar daños al sistema respiratorio, reduce la visibilidad, altera la vegetación y
contribuye al smog fotoquímico (Aminu Jalal, 2006)
En el caso particular de los motores de dos tiempos, se ha demostrado que estos presentan
emisiones (en especial de material particulado) incluso de un orden de magnitud superior a las
presentadas en los motores de combustión de cuatro tiempos (Kojima, Brandon, & Shah, 2000). En
el 2002 la EPA señaló que las emisiones de HC y CO por parte de estos motores (2-stroke) aportan
respectivamente entre el 10.5% al 4.8% del total de las emisiones en los Estados Unidos, a pesar de
que la flota de vehículos movidos por este tipo de motores en ese país no es significativa (US EPA,
n.d.). Para el caso de Taiwan, los vehículos propulsados por motores de dos tiempos aportan el 30%
y el 64% de las emisiones de CO y HC de toda la flota de transporte(Ntziachristos, Mamakos,
Samaras, Xanthopoulos, & Iakovou, 2006). Los motores de dos tiempos tienen una más baja
eficiencia de combustible que los de cuatro tiempos (Aminu Jalal, 2006), lo que se evidencia en una
pérdida de entre el 15-40% de mezcla combustible a través de la tubería de escape (Kojima et al.,
2000), generando así dosis considerables de VOCs en el ambiente.
La exposición a este tipo de contaminantes es desproporcional no sólo para los individuos que
conducen los vehículos propulsados por motores de dos tiempos, sino también para los habitantes
de las poblaciones en las cuales estos vehículos son usados intensivamente (Bünger, Bombosch,
Mesecke, & Hallier, 1997). En las metrópolis de países en vía de desarrollo los motores de dos
tiempos son cada vez más empleados en vehículos de transporte personal e informal y de pasajeros
debido a que presentan un gran atractivo no sólo por su bajo precio, sino por ser una alternativa al
motor de cuatro tiempos al ser más económicos (alta relación potencia-peso), más simples y más
compactos (Spezzano, Picini, Cataldi, Messale, & Manni, 2008)(Kojima et al., 2000). En
consecuencia, se hace necesaria la implementación de una legislación rigurosa respaldada en cifras
técnicas en pro de disminuir los efectos negativos que el uso de motores de dos tiempos tiene sobre
la salud pública.
Como respuesta, en los últimos años se ha observado iniciativas de cambios en la legislación con el
fin de regir de manera más estricta los niveles de emisión de CO, CO2, material particulado (PM),
NOx, entre otros (Ning, Wubulihairen, & Yang, 2012). Pese a ello, las medidas legislativas dirigidas a
este tipo de vehículos son basadas en métodos offline, lo cual dificulta la adaptación de estándares
de medición (Clairotte et al., 2012). Para el caso de Bogotá, en el año 2011 el Distrito ordenó la salida
de circulación de vehículos ciclomotores de dos tiempos (Alcaldía de Bogotá, 2011); no obstante, la
resolución fue derogada un año después bajo el argumento de que el retiro de dichos ciclomotores
no garantiza la reducción total de material particulado, hidrocarburos, monóxido de carbono y óxidos
de nitrógeno asociadas al parque automotor (Alcaldía de Bogotá, 2012).
Un buen inicio para el establecimiento de estándares apropiados es la cuantificación de la emisión
de contaminantes según el combustible empleado y el tipo de operación del motor. La emisión de
un contaminante está definida por el producto entre la intensidad de la actividad que lo genera y el
factor de emisión específico para ese contaminante. Así pues, el factor de emisión expresa la tasa
promedio de emisión del contaminante por unidad de masa de combustible quemado o por unidad
de energía producida (según sea la actividad generadora).
El presente proyecto pretende cuantificar el factor de emisión de la fase condensada
(específicamente PM2.5) del gas de escape de un motor de dos tiempos bajo las condiciones de altura
5
de Bogotá, produciendo información objetiva y útil en el establecimiento de regulación ambiental
para la flota en mención. La estimación se realiza diferenciando entre los puntos de operación
ralentí y acelerado. Adicionalmente, este estudio analiza el efecto de la temperatura en la
concentración de partículas y en su distribución de tamaño. El desarrollo del presente abre la
posibilidad de investigar en sistemas de control de las emisiones de este tipo de combustibles, bien
sea mejorando el combustible o implementando sistemas de tratamiento posterior como
catalizadores o filtros.
4 MATERIALES Y METODOLOGÍA
4.1 EQUIPOS DE MEDICIÓN
4.1.1 DEKATI MASS MONITOR DMM-230
El Dekati Mass Monitor DMM-230 (Dekati Ltd., n.d.) es un instrumento para el monitoreo de
material particulado en un espectro de diámetro aerodinámico enfocado en las partículas más
pequeñas. El DMM-230 está diseñado para analizar muestras de emisiones de combustión en
sistemas a gasolina o diésel y provee, segundo a segundo, información de la concentración másica
y en número de PM. Mediante un postprocesamiento de los datos, es posible también obtener, a
partir de los datos registrados por el equipo, información sobre la distribución de tamaño del
material particulado presente en el gas analizado.
Dekati Mass Monitor DMM-230 es un impactador eléctrico de baja presión compuesto por un
cargador de corona, un analizador de tamaño por movilidad y un impactador inercial de cascada de
seis etapas (Dekati ltd., 2007). El cargador de corona se encarga de dar una carga determinada y
precisa a las partículas ingresadas; posteriormente, estas partículas son conducidas a través de un
campo eléctrico que es usado para conducir las partículas más pequeñas hacia el cargador de
movilidad. Por último, las partículas son clasificadas mediante su tamaño en función de su carga
con ayuda del impactador de seis etapas. A cada impactador se encuentran conectados una serie
de electrómetros que miden la cantidad de corriente eléctrica liberada por la colisión partícula-
impactador; dicha corriente es proporcional a la cantidad de partículas, posibilitando así la
cuantificación de la cantidad de material retenido según su diámetro aerodinámico (Dekati Ltd.,
2015) . El siguiente diagrama permite un mayor entendimiento del principio de operación del
DMM.
Figura 1: Principio de operación del DMM 230 Fuente: (Dekati Ltd., 2015)
6
4.1.2 DOBLE DILUTOR
El trabajo previo de Vigoya (Vigoya Rodríguez, 2016) estableció que para el caso de estudio se
requiere de un sistema de dilución de muestra de gases; para este fin, en el presente se empleó el
dilutor Dekati Dilutor® (DD), pues las emisiones de PM2.5 del ciclomotor en cuestión superan con
creces las máximas detectables por el DMM-230.
El DD es un dispositivo de dilución por eyección apto para mediciones de altas concentraciones,
altas temperaturas y altos contenidos de humedad. Una cantidad de aire previamente presurizado,
filtrado y deshumidificado ingresa por un orificio crítico junto con la muestra a analizar, diluyéndola
en una proporción controlada por una diferencia de presión previamente configurada entre el
interior del dilutor y el exterior atmosférico. El aire de dilución y la muestra se mezclan en la cámara
de dilución para posteriormente ser dirigidos hacia la tubería de escape, la cual va conectada
directamente al equipo de análisis (Dekati, 2015)
Figura 2: Principio de operación del Dekati Diluter Fuente:(Dekati Ltd., n.d.)
4.1.2.1 FACTOR DE DILUCIÓN
La proporción de aire inyectado a la muestra en relación al volumen de esta última se conoce como
factor de dilución (DR). Se calcula mediante la siguiente expresión
𝐷𝑅 =𝑉𝑚𝑢𝑒𝑠𝑡𝑟𝑎 + 𝑉𝑎𝑖𝑟𝑒
𝑉𝑚𝑢𝑒𝑠𝑡𝑟𝑎
Ecuación 1: Factor de dilución (DR)
El fabricante del DD ofrece una curva de calibración que se satisface cuando el aire de dilución
ingresa al sistema de limpieza a 2 bar y se libera a 1013.3 mbar. Bajo dichas condiciones constantes
para el aire de dilución, el factor de dilución depende del caudal de la muestra. Cuando no se tiene
información acerca del caudal de la muestra, la gráfica también puede ser leída partiendo del valor
de la caída de presión que se genera al interior del dilutor, es decir, del delta de presión entre el
inlet y el outlet del dispositivo.
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Figura 3: Curva de calibración: Factor de dilución en función de la caída de presión al interior del Double Diluter Fuente: (Dekati, 2015)
La curva de calibración anteriormente presentada se consigue al medir la diferencia entre caudales
volumétricos de entrada y de salida del equipo cuando se varía de forma progresiva la presión a la
que ingresa la muestra. Debido a que en el laboratorio no se cuenta con un controlador de presión
de la muestra, se usó como referencia la curva de calibración proporcionada por Dekati. Es de anotar
que la presión de escape del aire de dilución a las condiciones de experimentación es
aproximadamente de 750 mbar, motivo por el cual el factor de dilución real es menor al indicador
en la Figura 3.
4.1.3 CONTROLADOR DE TEMPERATURA
Con el fin de obtener resultados más precisos y replicables, en la cuantificación de gases de escape
se debe tener en cuenta la presencia de la fracción de volátiles y semivolátiles, la cual suele ser
removida por métodos de calentamiento y/o de adsorción química mediante dilución con aire
caliente o thermodenuders. De forma resumida, un thermodenuder es un dispositivo que tras una
primera etapa en la que la muestra es calentada a una temperatura definida, tiene una segunda
etapa donde se adsorbe generalmente sobre carbón activado los compuestos volátiles de partículas
en aerosol, siendo así también útil en la identificación de compuestos en función de la temperatura
de volatilización (Dekati, n.d.) . El empleo de ambos métodos no sólo remueve los compuestos
volátiles, sino que previene el modo de nucleación al involucrar temperaturas que garantizan un
porcentaje de saturación lo suficientemente bajo (temperaturas en el rango 200°C- 300°C)
(Venkatasubramaniam, 2007).
En el presente proyecto se empleó una doble etapa de dilución para garantizar el control de la
temperatura y una concentración adecuada para el rango de detección del DMM. Al interior del DD,
la muestra a analizar se calienta directamente en la primera etapa de dilución mediante una chaqueta
de calentamiento que rodea el dilutor; adicionalmente, la temperatura de la muestra es elevada tras
ser mezclada con el aire de dilución, el cual es previamente calentado antes de entrar a dicha etapa.
Por su parte, la segunda etapa de dilución opera a temperatura ambiente
8
4.2 MONTAJE EXPERIMENTAL
El sistema completo de medición consta de la conexión en serie de la tubería de escape del sistema
de combustión, el doble dilutor (DD) y el equipo de monitoreo másico (DMM). La tubería de escape
y el DD están conectados entre sí por una tubería polimérica termoresistente de 0.5 inch, recubierta
de acero. Por otro lado, el DD y el DMM se comunican mediante una tubería polimérica
termoresistente de ½” que se ajusta el inlet del DMM mediante una abrazadera de metal. El montaje
de medición se puede visualizar con mejor detalle en la Figura 4.
Figura 4: Configuración de equipos de muestreo y análisis
4.3 METODOLOGÍA
4.3.1 PROTOCOLO DE MEDICIÓN
En el análisis de las emisiones de PM2.5 se sigue la metodología 5.3 y 5.4 sugeridas por Vigoya
(Vigoya Ramírez, 2016). Con el objetivo de estandarizar las mediciones se lleva a cabo los
protocolos descritos mediante los algoritmos presentados a continuación. De manera previa a cada
medición se debe seguir la prueba de fugas y el “Zeroing” de las corrientes de carga de los
impactadores, tal como se describe en la metodología 5.1 de Vigoya.
4.3.1.1 PROTOCOLO DE MEDICIÓN - PUNTO DE OPERACIÓN: RALENTÍ
Revisar que la conexión del DD al DMM se encuentre deshabilitada.
1. Minuto 0:00 Inicio de la medición. - Iniciar la grabación de la medición. En este paso se empieza el registro de muestra de aire
ambiental (AA). - Dirigirse a la válvula que permite el paso de aire comprimido hacia el sistema de dilución. - Ajustar la presión del aire de entrada a 2 bar.
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- Verificar que la presión de ingreso al sistema de tratamiento de aire de dilución en el DD sea 2 bar. En caso negativo, reajustar la válvula de ingreso de aire comprimido.
2. Minuto 2:00 Inicio de toma de muestra de Aire diluido (AAD). - Conectar la manguera que del DD se dirige al DMM. Asegurar la conexión mediante la
abrazadera. - Ubicar la bicicleta a por lo menos 10 m de distancia del sitio de mediciones. Este
desplazamiento se debe ejecutar con el motor apagado. 3. Minuto 2:30 Encendido del motor.
- Revolucionar la bicicleta y encender el motor. - Una vez el motor se pueda mantener encendido sin necesidad de aceleración, continuar el
contenido sin aceleración alguna. - Recorrer la ruta predeterminada durante 1.5 minutos fuera del sitio de medición. - Terminar la ruta en el Laboratorio de Emisiones.
4. Minuto 4:00 Inicio de toma de muestra de gas de escape. - Habilitar la conexión entre la tubería de escape y el DD. Para ello, introducir la manguera en el
tubo de escape de tal forma que la marquilla blanca que se encuentra sobre ella se alinee con el final del tubo de escape.
Figura 5: Marquilla de referencia para el acople manguera - tubería de escape.
- Encender el extractor de gases y el ventilador con el fin de disminuir la exposición a las emisiones de combustión. Verificar que la presión del aire de dilución corresponda a 2 bar. En caso de que esta presión haya descendido, re-ajustar.
5. Minuto 8:50. Apagar el ventilador y el extractor de gases. 6. Minuto 9:00 Inicio de toma de muestra: Aire contaminado diluido.
- Apagar el motor. - Desacoplar la manguera del tubo de escape del sistema de combustión.
7. Minuto 11:00 Inicio de toma de muestra: Aire contaminado. - Habilitar la conexión entre el DD y el DMM tal como se realiza en el minuto 2 de la medición.
8. Minuto 13:00 Fin de la medición
- Detener la grabación de la medición.
4.3.1.2 PUNTO DE OPERACIÓN: ACELERADO MEDIO
Revisar que la conexión del DD al DMM se encuentre deshabilitada.
1. Minuto 0:00 Inicio de la medición. Iniciar la grabación de la medición. En este paso se empieza el registro de muestra de aire ambiental (AA).Dirigirse a la válvula que permite el paso de aire comprimido hacia el sistema de dilución. - Ajustar la presión del aire de entrada a 2 bar. - Verificar que la presión de ingreso al sistema de tratamiento de aire de dilución en el DD sea 2 bar. En caso negativo, reajustar la válvula de ingreso de aire comprimido.
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2. Minuto 2:00 Inicio de toma de muestra de Aire diluido (AAD). Conectar la manguera que del DD se dirige al DMM. Asegurar la conexión mediante la abrazadera. - Ubicar la bicicleta a por lo menos 10 m de distancia del sitio de mediciones. Este
desplazamiento se debe ejecutar con el motor apagado. 3. Minuto 2:30 Encendido del motor. Revolucionar la bicicleta y encender el motor.
- Una vez el motor se pueda mantener encendido sin necesidad de aceleración, continuar el contenido sin aceleración alguna.
- Recorrer la ruta predeterminada durante 1.5 minutos fuera del sitio de medición. - Terminar la ruta en el Laboratorio de Emisiones.
4. Minuto 4:00 Inicio de toma de muestra de gas de escape- Ralentí. Habilitar la conexión entre la tubería de escape y el DD. Para ello, introducir la manguera en el tubo de escape de tal forma que la marquilla blanca que se encuentra sobre ella se alinee con el final del tubo de escape. - Encender el extractor de gases y el ventilador con el fin de disminuir la exposición a las
emisiones de combustión. - Verificar que la presión del aire de dilución corresponda a 2 bar. En caso de que esta presión
haya descendido, re-ajustar. 5. Minuto 4:30 Inicio de toma de muestra de gas de escape-Acelerado. Mover el acelerador de tal
forma que la marquilla sobre él coincida con la marquilla “m” del manubrio.
Figura 6: Marquillas indicadoras de grado de aceleración.
- Mantener el acelerador en la posición “m” durante dos minutos. - Apagar el motor.
6. Minuto 6:30 Inicio de toma de muestra: Aire contaminado diluido. Apagar el ventilador y el extractor de gases. - Desacoplar la manguera del tubo de escape del sistema de combustión.
7. Minuto 8:30 Inicio de toma de muestra: Aire contaminado. Habilitar la conexión entre el DD y el DMM tal como se realiza en el minuto 2 de la medición.
8. Minuto 10:30 Fin de la medición. Detener la grabación de la medición.
4.3.1.3 CICLO DE CONDUCCIÓN
Revisar que la conexión del DD al DMM se encuentre deshabilitada.
1. Minuto 0:00 Inicio de la medición. Iniciar la grabación de la medición. En este paso se empieza el registro de muestra de aire ambiental (AA). - Dirigirse a la válvula que permite el paso de aire comprimido hacia el sistema de dilución. - Ajustar la presión del aire de entrada a 2 bar. - Verificar que la presión de ingreso al sistema de tratamiento de aire de dilución en el DD sea 2
bar. En caso negativo, reajustar la válvula de ingreso de aire comprimido. 2. Minuto 2:00 Inicio de toma de muestra de Aire diluido (AAD). Conectar la manguera que del DD se
dirige al DMM. Asegurar la conexión mediante la abrazadera.
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- Ubicar la bicicleta a por lo menos 10 m de distancia del sitio de mediciones. Este desplazamiento se debe ejecutar con el motor apagado.
3. Minuto 2:30 Encendido del motor. Revolucionar la bicicleta y encender el motor. - Una vez el motor se pueda mantener encendido sin necesidad de aceleración, continuar el
contenido sin aceleración alguna. - Recorrer la ruta predeterminada durante 1.5 minutos fuera del sitio de medición. - Terminar la ruta en el Laboratorio de Emisiones.
4. Minuto 4:00 Inicio de toma de muestra de gas de escape- Ralentí I. Habilitar la conexión entre la tubería de escape y el DD. Para ello, introducir la manguera en el tubo de escape de tal forma que la marquilla blanca que se encuentra sobre ella se alinee con el final del tubo de escape. - Encender el extractor de gases y el ventilador con el fin de disminuir la exposición a las
emisiones de combustión. - Verificar que la presión del aire de dilución corresponda a 2 bar. En caso de que esta presión
haya descendido, re-ajustar. 5. Minuto 7:00 Inicio de toma de muestra de gas de escape-Acelerado I. Mover el acelerador de tal
forma que la marquilla sobre él coincida con la marquilla “m” del manubrio. - Mantener el acelerador en la posición “m” durante un minuto.
6. Minuto 8:00 Inicio de toma de muestra de gas de escape- Ralentí II. Soltar el acelerador durante 0.5 minutos. La marquilla de este debe quedar entre la marquilla de punto y la marquilla “0” del manubrio.
7. Minuto 8:30 Inicio de toma de muestra de gas de escape-Acelerado II. Mover el acelerador de tal forma que la marquilla sobre él coincida con la marquilla “m” del manubrio. - Mantener el acelerador en la posición “m” durante 1.5 minutos.
8. Minuto 10:00 Inicio de toma de muestra de gas de escape- Ralentí III. Soltar el acelerador durante 3.5 minutos. La marquilla de este debe quedar entre la marquilla de punto y la marquilla “0” del manubrio. - Apagar el motor.
9. Minuto 13:30 Inicio de toma de muestra: Aire contaminado diluido. Apagar el ventilador y el extractor de gases. - Desacoplar la manguera del tubo de escape del sistema de combustión.
10. Minuto 15:30 Inicio de toma de muestra: Aire contaminado. Habilitar la conexión entre el DD y el DMM tal como se realiza en el minuto 2 de la medición.
11. Minuto 17:30 Fin de la medición. Detener la grabación de la medición.
4.3.1.4 ANÁLISIS DEL EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LA CONCENTRACIÓN
4.3.1.4.1 PROTOCOLO DE MONITOREO
- Revisar que la conexión del DD al DMM se encuentre deshabilitada. - Revisar que el sistema de calentamiento de la chaqueta de la primera etapa y del aire de
dilución se encuentren apagados. - Revisar que la temperatura al interior del DD no supere los 30°C (Mediante software de
controlador – CauTemp). Idealmente esta temperatura debe ser de 17°C. Si se hacen mediciones consecutivas, se permite que la temperatura sea 30°C.
- Revisar que la válvula de flujo reverso del DD se encuentre abierta. - Ubicar el termopar a la salida del sistema de escape del DD.
1. Minuto 0:00 Inicio de la medición. Iniciar la grabación de la medición en el programa del DMM y en el del controlador de temperatura. En este paso se empieza el registro de muestra de aire ambiental (AA). - Dirigirse a la válvula que permite el paso de aire comprimido hacia el sistema de dilución. - Ajustar la presión del aire de entrada a 2 bar.
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- Verificar que la presión de ingreso al sistema de tratamiento de aire de dilución en el DD sea 2 bar. En caso negativo, reajustar la válvula de ingreso de aire comprimido.
2. Minuto 2:00 Inicio de toma de muestra de Aire diluido (AAD). Conectar la manguera que del DD se dirige al DMM. Asegurar la conexión mediante la abrazadera. - Ubicar la bicicleta a por lo menos 10 m de distancia del sitio de mediciones. Este
desplazamiento se debe ejecutar con el motor apagado. 3. Minuto 2:30 Encendido del motor. Revolucionar la bicicleta y encender el motor.
- Una vez el motor se pueda mantener encendido sin necesidad de aceleración, continuar el contenido sin aceleración alguna.
- Recorrer la ruta predeterminada durante 1.5 minutos fuera del sitio de medición. - Terminar la ruta en el Laboratorio de Emisiones.
4. Minuto 4:00 Inicio de toma de muestra de gas de escape. Habilitar la conexión entre la tubería de escape y el DD. Para ello, introducir la manguera en el tubo de escape de tal forma que la marquilla blanca que se encuentra sobre ella se alinee con el final del tubo de escape. - Encender el extractor de gases y el ventilador con el fin de disminuir la exposición a las
emisiones de combustión. - Verificar que la presión del aire de dilución corresponda a 2 bar. En caso de que esta presión
haya descendido, re-ajustar. 5. Minuto 7:00 Inicio de calentamiento de la muestra de gas de escape. Encender el sistema de
calentamiento del aire de dilución. Configurar el Set Point en 350°C. 6. Minuto 12:00 Inicio de enfriamiento de la muestra de gas de escape. Apagar los controladores de
temperatura. 7. Minuto 17:00 Inicio de toma de muestra: Aire contaminado diluido. Apagar el motor.
- Desacoplar la manguera del tubo de escape del sistema de combustión. 8. Minuto 19:00 Inicio de toma de muestra: Aire contaminado. Habilitar la conexión entre el DD y el
DMM tal como se realiza en el minuto 2 de la medición. 9. Minuto 21:00 Fin de la medición. Detener la grabación de la medición y del registro de temperatura.
4.3.1.4.2 CURVA DE CALENTAMIENTO
Para tener un aproximado de la temperatura a la que se encuentra la primera etapa de dilución
(tanto en las medidas realizadas para evaluar el efecto de la temperatura, como en las medidas
hechas para fines de cuantificación del factor de emisión), se realiza un seguimiento de la
temperatura al interior del DD mediante el protocolo expuesto a continuación.
- Dirigirse a la válvula que permite el paso de aire comprimido hacia el sistema de dilución. - Ajustar la presión del aire de entrada a 2 bar. - Verificar que la presión de ingreso al sistema de tratamiento de aire de dilución en el DD sea 2
bar. En caso negativo, reajustar la válvula de ingreso de aire comprimido. - Revisar que el sistema de calentamiento de la chaqueta de la primera etapa y del aire de
dilución se encuentren apagados. - Revisar que la temperatura al interior del DD no supere los 30°C (Mediante software de
controlador – CauTemp). Idealmente esta temperatura debe ser de 17°C. Si se hacen mediciones consecutivas, se permite que la temperatura sea 30°C.
- Revisar que la válvula de flujo reverso del DD se encuentre cerrada. - Ubicar el termopar en el inlet de la primera etapa del DD.
1. Minuto 0:00 Inicio del calentamiento. Iniciar la grabación de la medición en el programa del controlador de temperatura.
13
- Inmediatamente encender el controlador del calentador del aire de dilución. Configurar el Set Point en 350°C.
2. Minuto 5:00 Inicio del enfriamiento. Apagar el controlador del calentador del aire de dilución. - Permitir el registro de temperatura como mínimo por diez minutos más.
4.3.2 ESTIMACIÓN DE FACTOR DE DILUCIÓN
4.3.2.1 CURVA DE CALIBRACIÓN DADA POR EL FABRICANTE
En un arreglo de dilutores en serie, el factor de dilución resultante es el producto del factor propio
de cada etapa. Según el fabricante, el factor de dilución de la segunda etapa depende de la presión
de salida de la primera etapa del aire de dilución; así pues, si esa presión corresponde a la presión
atmosférica, la caída de presión en la segunda etapa es nula y el factor de dilución es el nominal,
es decir el correspondiente a un delta de presión de 0. El factor de dilución de la primera etapa se
estima siguiendo las descripciones dadas en la sección 4.1.2.1; es decir, mediante la curva de
calibración. En este caso, se opta por leer el factor de dilución en función del flujo volumétrico de
entrada al DD, el cual se valora como el caudal de succión medido por el BIOS Defender 530® en el
inlet del DD conectado al DMM en operación.
De forma alternativa el DR se puede leer de la Figura 3, como función de la diferencia de presión
entre el inlet y el outlet del DD. Esta caída de presión puede ser estimada por medio de la Ecuación
2, la cual se deriva de la ecuación de energía para el flujo de fluidos. En la aplicación de esta
ecuación se debe asumir que en la conexión entre el DD y el DMM no hay caída de presión y que
el paso por la segunda etapa de dilución tampoco provoca una disminución en la velocidad del
fluido.
𝑃1 − 𝑃2 = −𝑃2 ∗ (𝑄1
𝑄2− 1)
Ecuación 2: Caída de presión en la primera etapa de dilución del DD
En la Ecuación 2 los subíndices 1 y 2 denotan el punto de entrada y salida del DD respectivamente.
El signo negativo del lado derecho de la ecuación indica que los caudales son medidos como
caudales de succión. El caudal en el punto 1 se mide con el BIOS Defender 530® como el caudal de
succión en el inlet del DMM. Se debe medir también la presión del flujo de entrada al DD (P2).
4.3.2.2 MÉTODO DE TRAZADOR
Para estimar de forma experimental el factor de dilución, se atiende a la sugerencia de Vigoya
(Vigoya Ramírez, 2016a) de emplear como trazadores las muestras de aire diluido y sin diluir para
así estimar la proporción de aire de dilución aportado por las dos etapas del DD. Se decide tomar
los datos provistos por el DMM treinta segundos antes y treinta segundos después del inicio de la
dilución de aire ambiental y del inicio de la toma de aire contaminado sin diluir. El factor de
dilución en cada caso de calcula como el cociente entre el promedio de los datos de muestra sin
diluir y el promedio de los datos de muestra diluida (para cada caso, es decir para aire ambiental y
para aire contaminado). Se toma como válido el factor de dilución calculado con el aire
contaminado debido a que el margen de error en ellos es menor a causa de que las
concentraciones registradas en esta etapa presentan valores muy por encima del límite de
detección del equipó, disminuyendo la incertidumbre experimental. Por el contrario, los valores de
14
PM2.5 registrados para el aire limpio son demasiado pequeños, llegando incluso a estar muy cerca
del límite de detección del equipo de monitoreo.
4.3.3 ESTIMACIÓN DE FLUJO VOLUMÉTRICO DE GAS DE ESCAPE
Para una cuantificación experimental rigurosa del flujo, el Laboratorio de Emisiones Vehiculares
cuenta con un medidor de flujo volumétrico del fabricante Sierra Instruments; no obstante, el
umbral mínimo de detección de este equipo es de 700 SCFM (19.82 m3/min), caudal que es muy
alto en relación al flujo medio esperado (Vigoya Ramírez, 2016) . El caudal de gases de escape se
puede estimar de forma teórica conociendo las revoluciones a las que opera el motor y su cilindraje
mediante la expresión dada por la Ecuación 3 Ecuación 3:Caudal de flujo másico en función de la
frecuencia de operación del motor. En esta ecuación Q es el caudal de gas de escape (m³/min),
RPM las revoluciones por minuto que genera el movimiento del pistón y V el volumen útil de la
cámara de combustión del motor (cc.).
𝑄 = 𝑅𝑃𝑀 ∗ 𝑉 ∗ 10−6
Ecuación 3:Caudal de flujo másico en función de la frecuencia de operación del motor.
Según Vigoya, el motor en estudio opera en modo ralentí en un rango de 700 a 1200 rpm. En un
análisis preliminar orientado a establecer la mejor metodología de estimación de flujo másico, de
forma poco conservadora se evalúa la Ecuación 3:Caudal de flujo másico en función de la frecuencia
de operación del motor. a 700 rpm, obteniéndose como resultado un flujo de gas de escape de
0.035 m³/min. Esto indica claramente, que el rango esperado de flujo de muestra está en un rango
extremadamente bajo para la escala del medidor de flujo másico a nuestra disposición. Un medidor
de flujo volumétrico idóneo para las condiciones de experimentación propias de este proyecto sería
el QuadraTherm640I® de Sierra Instruments.
A falta de este, el flujo se debe determinar de una manera sencilla y práctica. Entre las metodologías
para la estimación de este flujo mediante instrumentos que se tienen al alcance del laboratorio se
puede diferenciar entre las de estimación indirecta a partir de las corrientes involucradas en el DD,
o de forma directa basándose en el el método de log-Tchebycheff (TSI Inc., n.d.) o mediante el
desplazamiento de un volumen líquido (de manera similar a como se evalúa la actividad
metanogénica de una muestra de lodos). Sin embargo, teniendo en cuenta el valor del flujo
esperado, el método de desplazamiento de volumen líquido es totalmente impráctico para el caso
de estudio. Así pues, se pone en práctica los métodos de flujo transversal y de balance energético.
Es importante enunciar que dichas metodologías son aproximaciones y que son válidas bajo
condiciones estables, es decir, el motor debe estar operando a las mismas revoluciones por minuto
en el momento de realizar la estimación
4.3.3.1 MÉTODO DEL FLUJO TRANSVERSAL
Este método requiere que la tubería que se conecta al tubo de escape sea hermética y tenga una
porción recta suficientemente larga (Falke, 2014) y cerrada al final. Usando la metodología log-
Tchebycheff, la sección transversal del ducto circular es dividida en tubos concéntricos de igual
área. En cada área, se ubica el mismo número de puntos estratégicos sobre los cuales se mide la
velocidad del gas con ayuda de un anemómetro sencillo. Dado que la tubería es cerrada, la sección
transversal debe ser perforada para posibilitar el registro de la velocidad. Es necesario que, previo
al punto de medición, la tubería de conducción del gas tenga una longitud recta mínima de 7.5
15
veces el diámetro interno (International SEMATECH Manufacturing Initiative., 2010).Tal como se
ilustra en laFigura 1, sobre la sección transversal se trazan 3 líneas traversas que forman ángulos
de 60°C entre cada una; sobre los radios de cada una de estas transversales se realizan tres
agujeros pequeños, cada uno ubicado sobre uno de los círculos concéntricos. Obteniendo la
velocidad promedio de flujo de gas a través de estos orificios, esta es multiplicada por el área total
del ducto para conocer el caudal volumétrico de flujo.
Figura 7: Ubicación de los puntos de medición usando el método de log-Tchebycheff
Fuente: (TSI Inc., n.d.)
4.3.3.2 MÉTODO DE BALANCE ENERGÉTICO
La medición de la temperatura del aire de dilución, del gas de escape y de la corriente de escape del
sistema del doble dilutor (m1, m3 y m4 en Figura 8), así como la medición del flujo másico del aire de
dilución y de la corriente de escape del DD permite calcular el flujo másico del gas de escape generado
en el motor.
𝑚3 =𝑚1𝑇1 + 𝑚2𝑇2 + 𝑚4𝑇4
𝑇3
Ecuación 4
En todos los casos, los flujos másicos pueden ser determinadora partir del flujo volumétrico
conociendo la temperatura y presión de la corriente, de forma que, por practicidad y disponibilidad
de instrumentos, las corrientes m4 y m3 se calcularán a partir del flujo volumétrico evaluado con el
BIOS Defender 530 ®.
Cuando el sistema de calentamiento no está encendido, el flujo volumétrico en 1 y 2 es el mismo.
Este se puede medir sobre el inlet del DD cuando la válvula de flujo reverso está cerrada. Ubicando
el termopar en ese mismo punto, se puede valorar la temperatura del aire de dilución caliente. Por
último, el flujo en 4 y su temperatura se pueden medir con la válvula de flujo reverso abierta.
16
Vale la pena nombrar que el flujo m4 no equivale a la suma de los flujos 1, 2 y 3; de hecho, en su
mayor proporción, la corriente resultante de la mezcla de estas tres es dirigida hacia el DMM para su
análisis.
Figura 8: Corrientes involucradas en el sistema de DD.
4.3.4 MEDICIÓN DE CONSUMO DE GASOLINA
Gracias al diseño de la campaña de monitoreo, en cada medición se registra el momento en el
que se enciende y en el que se apaga el motor, de modo tal que para cada experimento se conoce
el tiempo de operación del motor. Adicionalmente, al inicio y al final de cada medición se vacía el
tanque de almacenamiento para determina el volumen empleado de mezcla gasolina/aceite en
el tiempo en el que el motor permaneció encendido. Por último, la densidad de la mezcla
combustible es medida en el laboratorio fisicoquímico. Una vez se ha llevado a cabo los pasos
anteriores, el consumo de gasolina se puede cuantificar mediante la Ecuación 5: Consumo de
gasolina, en la cual C hace referencia al consumo de gasolina en g/min, ΔV la variación de volumen
de la mezcla combustible (ml), Δt el tiempo de operación del motor (min) y ρ la densidad de la
mezcla (g/ml).
𝐶 =∆𝑉
∆𝑡. 𝜌
Ecuación 5: Consumo de gasolina
5 RESULTADOS Y ANÁLISIS
5.1 CONCENTRACIÓN DE PM2.5 EN LOS GASES DE ESCAPE Las mediciones llevadas a cabo en la parte experimental del proyecto se listan y describen
brevemente en los anexos 9.1 y 9.2.
5.1.1 PUNTO DE OPERACIÓN: RALENTÍ
El régimen ralentí fue el más estudiado, no sólo por la facilidad con la que se obtiene una
concentración de PM relativamente estable (en comparación con el régimen acelerado). Se tomaron
20 mediciones válidas y útiles para el análisis de las emisiones de PM2.5 bajo el modo ralentí. Estas
mediciones se pueden clasificar en cinco escenarios diferentes. Los escenarios a, b, c y d se llevaron
17
a cabo con una mezcla gasolina-aceite en proporción 25:1, pero bajo diferentes condiciones de
sincronización del carburador. El escenario e denota las mediciones llevadas a cabo con mezcla
gasolina-aceite en relación 50:1. La descripción detallada de cada escenario puede consultarse en
el documento anexo.
Los datos típicos obtenidos tras la aplicación del protocolo de medición XXXX en el modo de
operación Ralentí se muestra en la Figura 9 Dos puntos cruciales de la medición deben mencionarse.
Primero, la zona denotada “Gas de escape”, pues esta es la concentración diluida de gas de escape
que se utilizará en el cálculo del factor de emisión. Segundo, la razón entre las concentraciones entre
“Aire contaminado diluido” y y “Aire contaminado” determina de forma experimental el inverso del
factor de dilución.
Figura 9: Perfil de concentración másica de PM 2.5 para el protocolo de medición en modo ralentí obtenido durante la medición M4
5.1.1.1 CUANTIFICACIÓN DE EMISIONES
Los valores intramuestrales atípicos debidos a errores relacionados con la ejecución de cada
medición se descartaron mediante la definición del rango intercuartil (RIQ) de la concentración de
material particulado para la muestra de gas de escape; los datos que se encuentran por fuera del
rango acotado por los valores Q1-1.5*RIQ y Q3+1.5*RIQ (Q1: Primer cuartil, Q3: Tercer cuartil) son
considerados como outliers y son descartados para realizar el análisis de las mediciones. Lo anterior
equivale a desechar los datos que se encuentran por fuera de los márgenes del diagrama de caja y
bigotes (Box-Whisker plot) de cada medición.
18
Figura 10: Diagrama de caja y bigotes para las mediciones en modo ralentí.
Se hace necesaria la distinción de escenarios de sincronización debido a que cada uno de ellos implica
una proporción aire-combustible diferente, pues antes de las mediciones llevadas a cabo en cada uno
de ellos se ajustó la aguja reguladora del paso de combustible en el carburador, hecho que influye
directamente en la cantidad y composición de las emisiones. Se discrimina entre el escenario e.1 y
e.2 a causa de un cambio en la profundidad de acople de la tubería que conecta el tubo de escape
con el sistema DD, pues la tubería se tuvo que cortar debido a que fue fundida y obstruida como
consecuencia de las altas temperaturas del gas de escape producto de la operación en modo
acelerado. Aquí es preciso anotar que este incidente hizo pensar acerca de la capacidad
termoresistente de la tubería, ya que de no resistir a las temperaturas del gas de escape, su
desintegración puede significar un aporte extra de material particulado. Así pues, la menor
19
concentración, menor dispersión y mayor reproducibilidad que se observa en las mediciones del
escenario e.2 se podrían explicar por un menor efecto outgassing como consecuencia de menores
temperaturas; no obstante, es más probable que se deba en mayor medida a la dilución progresiva
que se cree que hay en el tubo de escape conforme se acerca a la descarga a la atmósfera.
De forma general, se observa que las emisiones propias del escenario e presentan una menor
concentración y una menor varianza, lo cual resulta coherente teniendo en cuenta que el tener
menor cantidad de aceite en mezcla produce una menor cantidad de hidrocarburos no quemados,
los cuales hacen parte del modo fino del PM cuando no se encuentran volatilizados.
La Tabla 1 muestra un resumen estadístico de las concentraciones medidas por el DMM bajo cada
escenario de sincronización en modo ralentí.
Tabla 1: Concentración de PM2.5 [µg/m³] en muestra diluida de gas de escape- Modo ralentí.
5.1.1.2 EFECTO DE LA PROPORCIÓN DE ALIMENTACIÓN AIRE-COMBUSTIBLE
A excepción de la medición M10, todas las mediciones llevadas a cabo en el proyecto se realizaron
con la válvula de choque (válvula que regula el ingreso de aire al carburador) en su posición más
elevada. Bajo las condiciones del escenario b se realizó una medición con la válvula de choque en
posición media para observar la influencia de la posición de la válvula de choque sobre las
emisiones de material particulado. La concentración de este contaminante en dicha medición se
compara en la Figura 11 con el promedio de las otras mediciones hechas bajo el mismo escenario
de sincronización.
Figura 11: Comparación de las emisiones de PM2.5 [µg/m³] en el escenario b para diferentes posiciones de la válvula de choque.
Escenario Mean Std. Dev. Min Max Max
a 7857 1513 2810 11000 11000
b 11483 2550 6520 18500 18500
c 7905 2898 3040 15700 15700
d 6218 845 3160 7870 7870
e.1 8841 1511 6970 14100 14100
e.2 5185 408 3890 6100 6100
20
Como era de esperarse, la Figura 11 muestra que cuando la válvula de choque se ubica en una
posición media, las emisiones de PM son menores, diminuyendo en promedio por un factor de 2,
3, 10?. Lo anterior ocurre debido a que una posición elevada de la válvula implica que se restringe
el paso de aire en el mayor grado posible, obteniéndose así una mezcla rica en combustible; como
consecuencia de ello, hay un exceso de gasolina que no es quemado y que se emite en forma de
material particulado a la atmósfera.
5.1.2 PUNTO DE OPERACIÓN: ACELERADO
La tendencia general observada en las series temporales de concentración de las emisiones
producto de la operación en modo acelerado se señala en la Figura 12. Todas las mediciones en
este punto de operación se realizaron bajo el escenario e (e1, e2).
Figura 12: Perfil de concentración másica de PM2.5 [µg/m³] para el protocolo de medición en modo acelerado. Los datos en esta gráfica corresponden a la medición M37.
En todos los casos, de manera inmediata al comienzo de la aceleración se presenta un pico en la
concentración seguido por una clara tendencia decreciente en la concentración que, tras llegar a un
mínimo, aumenta paulatinamente hasta llegar – eventualmente- a un valor estable que con claridad
es mucho menor al característico del modo ralentí. El sobresalto nombrado tiene como causa más
probable el transiente en el flujo que genera el cambio de operación, lo cual puede repercutir en un
cambio de los parámetros del algoritmo que calcula la concentración en el DMM. También puede
simplemente ocurrir que el mayor flujo volumétrico de gas de escape típico de la operación en
acelerado cause un aumento de presión en el flujo, arrastrando así partículas que se encontraban
estables y relativamente inmóviles a lo largo del sistema DD o de las tuberías de conexión entre el
tubo de escape y el DD o el DD y el DMM.
La Tabla 2 muestra el resumen estadístico para la concentración del gas de escape de todas las
mediciones llevadas a cabo en modo acelerado. El promedio de la concentración a este punto de
21
operación es siempre menor que cualquiera de las concentraciones que caracterizan el ciclo ralentí.
Este fenómeno era esperado, pues cuando la frecuencia del motor es mayor, se producen más altas
temperaturas que facilitan la remoción de partículas volátiles que hacen parte del modo fino del PM.
Tabla 2: Concentración de PM2.5 [µg/m³] en muestra diluida de gas de escape- Modo acelerado
5.1.3 CICLO DE CONDUCCIÓN
La Figura 13 describe el comportamiento de la concentración de las emisiones de PM cuando el
motor se somete al ciclo de conducción especificado en la sección 4.3.1.3.
Figura 13: Perfil de concentración másica de PM2.5 [µg/m³] para el protocolo de medición en modo ciclo de conducción. Los datos en esta gráfica corresponden a la medición M33
De forma particular se observa que, una vez se ha acelerado el motor, el retornar al modo ralentí
significa un acelerado descenso en la concentración, la cual después de un corto tiempo se
estabiliza en valores varias veces más pequeños que los presentados al inicio del ciclo y, en general,
en cualquier operación en ralentí. Estos niveles estables probablemente son producto de la alta
temperatura que posee el motor después del régimen de aceleración, pues después de un lapso de
tiempo relativamente prolongado, las concentraciones del modo ralentí vuelven a ascender,
aunque no a los valores originales de la operación continua en ralentí sin previa aceleración. Este
descenso en la temperatura de la cámara de combustión retira el efecto de volatilización de las
partículas finas constituidas por hidrocarburos no quemados.
Mean Std. Dev. Min Max
M35 3776 632 3050 6820
M36 1828 333 1230 3400
M37 2169 541 1630 4000
M38 1491 248 1260 2380
Acelerado 2342 993 1230 6820
22
La Tabla 3 muestra el resumen estadístico de la concentración de PM para cada medición
conducida siguiendo el protocolo de ciclo de manejo.
Tabla 3: Concentración de PM2.5 [µg/m³] en muestra diluida de gas de escape- Modo ciclo de manejo
En comparación con los otros modos de operación desarrollados bajo el escenario e.1, el ciclo de
manejo presenta emisiones más concentradas que el modo acelerado, pero notablemente inferiores
a las de la operación ralentí. A pesar de ello, es debido anotar que los tramos de operación ralentí
comprendidos en el ciclo de manejo presentan concentraciones significativamente más bajas que las
producidas bajo el régimen continuo ralentí.
5.2 ESTIMACIÓN DEL FACTOR DE DILUCIÓN (DR)
5.2.1.1 CURVA DE CALIBRACIÓN
En promedio, el caudal de succión en el inlet del DD fue de 4.8453 lpm. Según la calibración dada
por el fabricante (véase Anexo 9.3.1 ), a un flujo volumétrico de 4.8453 lpm corresponde a un factor
de dilución de 9.83 en la primera etapa de dilución. Dado que la caída de presión en la segunda
etapa es nula, el factor de dilución en ella bajo las condiciones de calibración (Anexo 9.3.2) es
aproximadamente 8.8. De esta forma, el factor de dilución del doble dilutor teórico calculado como
el producto de los factores de dilución de cada etapa es 86.5..
Adicionalmente, el caudal de succión medido a la entrada al DMM fue de 7.1630 lpm. La presión en
el punto de entrada del DD no fue posible medirla debido a que no se contaba con la
instrumentación necesaria.
5.2.1.1.1 ANÁLISIS DEL ERROR
5.2.1.1.1.1 Primera etapa de dilución
En primera instancia, es de señalar que la primera etapa de dilución cuenta con una chaqueta de
calentamiento que permite mantener una temperatura aproximadamente constante para cada
medición; dicha temperatura osciló entre los valores de 200 a 250°C según la medición hecha (Para
mayor información, remitirse al Anexo 9.1). Dado que uno de los factores gobernantes del DR es la
temperatura al interior del dilutor, es importante tener en cuenta el efecto de la variación de
temperatura para evaluar la incertidumbre del factor de dilución estimado para la primera etapa de
dilución. Del estudio llevado a cabo por Björkstrand (Bjorkstrand, 2006) se estimó que, para el rango
de temperaturas de interés, en un dilutor por eyección construido a imagen del Dekati Diluter®, el
DR aumenta de forma lineal en 0.003 unidades en promedio por cada crecimiento en 1°C de la
Medición Mean Std. Dev. Min Max
m26 9195 2496 3340 15500
m27 6038 1425 3630 10000
m32 3839 1391 1670 8570
m33 3932 1396 1660 8740
m34 3344 1429 1330 8850
Ciclo de manejo 5265 2740 1330 15500
23
temperatura cuando se mantiene constante la caída de presión en el dilutor. La forma en la que
varía el DR en función de la temperatura dentro del dilutor se puede evaluar desarrollando el
balance de material presentado en la Ecuación 6. Los subíndices 1, 2 y 3 de manera respectiva hacen
referencia a la corriente muestreada, la corriente de aire presurizado y la corriente que resulta de
la dilución.
𝑇3 =𝑇1𝑚1 + 𝑇2𝑚2
𝑚1 + 𝑚2
Ecuación 6
𝑑𝑇3 = 𝑑 (𝑇1𝑚1 + 𝑇2𝑚2
𝑚1 + 𝑚2)
𝑑𝑇3 = 𝑘1𝑑𝑇1
Ecuación 7
𝑑𝑜𝑛𝑑𝑒: 𝑘1 =𝑚1
𝑚1 + 𝑚2
= 0.012
𝐴𝑠í 𝑒𝑛𝑡𝑜𝑛𝑐𝑒𝑠:
𝑑𝐷𝑅1
𝑑𝑇3=
1
𝑘1(
𝑑𝐷𝑅1
𝑑𝑇1)
Ecuación 8
𝑑𝐷𝑅1
𝑑𝑇3=
1
0.04∗ 0.003 = 0.073
El flujo másico y la temperatura del aire de dilución, así como el flujo másico muestreado se asumen
como constantes. Para evaluar la constante k1 se toman los valores indicados en la Tabla 4.
La propagación del error en la estimación del factor de dilución de la primera etapa (DR1) se expresa
mediante la Ecuación 9Ecuación 9 asumiendo que la incertidumbre sólo proviene de la variación de
la temperatura de operación del dilutor.
𝜎𝐷𝑅1
2 = (𝑑𝐷𝑅1
𝑑𝑇3)
2
𝜎𝑇3
2
Ecuación 9
24
Tabla 4: Valores para la evaluación del radio másico de dilución k1
Variable Valor Detalle
P1 (bar) 0.75 Presión atmosférica.
T1 (°C) 84.75
Promedio entre máxima y mínima temperatura de gas de escape en modo
ralentí.
V1 (lpm) 4.84 Caudal de succión promedio en el inlet del DD.
PM1
(g/mol) 29.26
Calculado según composición típica de gas de escape de un motor de dos
tiempos (Wójcik & Skarżyński, 2006).
P2 (bar) 2.75?? Presión de inyección (definida).
T2 (°C) 19 Temperatura de aire de inyección (medida).
V2 (lpm) 35.3
Calculado a partir de V1 y DR nominal. Se debe corregir por medio de medición
en el laboratorio con instrumentación adecuada.
PM2
(g/mol) 28.9 Peso molecular del aire.
5.2.1.1.1.2 Segunda etapa de dilución
Si bien es cierto que en la segunda etapa la caída de presión es nula -y por tanto el factor de dilución
corresponde al nominal-, el valor indicado en la curva de calibración posee un error inherente
debido a que la presión atmosférica (presión a la que ingresa y se libera la muestra) en el laboratorio
es mucho menor que 1013.3 mbar. El factor de dilución evaluado de esta manera es subestimado,
pues una menor presión en la entrada del equipo hace que se provoque una mayor caída de presión
cuando la muestra se mezcla con el aire de dilución, hecho que conlleva a un aumento en el factor
de dilución.
De manera análoga al procedimiento presentado en la sección anterior (sección 5.2.1.1.1.1), la
propagación del error en la estimación del DR2 se puede evaluar bajo la suposición de que la
segunda etapa de dilución opera a la temperatura de calibración del equipo (20.5°C); de igual
manera, el flujo de aire de dilución se debe considerar como invariable durante la medición. Es de
resaltar que las suposiciones anteriores no distan mucho del escenario real. Definido lo anterior, el
DR2 es función única de la presión de entrada (o de salida) de la etapa.
𝜎𝐷𝑅2
2 = (𝑑𝐷𝑅2
𝑑𝑃𝑖𝑛)
2
𝜎𝑃𝑖𝑛
2
Ecuación 10
Dado que la presión de entrada mínima bajo la cual se realizó la curva de calibración del equipo de
serial 60467 es 912mbar, en la determinación del error de la estimación del DR2 se tendría que
extrapolar la tendencia que caracteriza la variación del DR en el rango de presión comprendido entre
930 – 940 mbar. Dicha variación es de 2.25 unidades por cada mbar de descenso en la presión de
25
entrada al dilutor, lo que resultaría en un error en la estimación del DR2 de un 270%, lo cual carece
de sentido. De este modo, tanto para la estimación correcta del DR2 como la de su error, se hace
necesaria una calibración del radio de dilución en función de la presión de entrada a las condiciones
de Bogotá. De forma alternativa y menos precisa, el DR2 se podría estimar tras registrar la variación
en las concentraciones de material particulado cuando se retira del sistema la segunda etapa de
dilución. Es pertinente nombrar que el no emplear la segunda etapa de dilución no debería atentar
contra la operación del DMM, pues el DR2 teórico es 8.8 y se ha reportado mediciones con
concentraciones hasta de 150000 µg/m³(Mamakos, Ntziachristos, & Samaras, 2006)
5.2.1.1.1.3 Sistema de doble dilución
El DR resultante de las dos etapas de dilución se calcula como el producto entre los DR de cada
dilutor.
𝐷𝑅 = 𝐷𝑅1 ∗ 𝐷𝑅2
Ecuación 11
La propagación del error en su medición se puede expresar como lo indica la Ecuación 12.
𝜎𝐷𝑅2 = (
𝜕𝐷𝑅
𝜕𝐷𝑅1)
2
𝜎𝐷𝑅1
2 + (𝜕𝐷𝑅
𝜕𝐷𝑅2)
2
𝜎𝐷𝑅2
2
Ecuación 12
𝜎𝐷𝑅2 = (𝐷𝑅1𝐷𝑅2)2 (
𝜎𝐷𝑅1
2
𝐷𝑅12 +
𝜎𝐷𝑅2
2
𝐷𝑅22) + 2
𝜎𝐷𝑅1
𝐷𝑅1
𝜎𝐷𝑅2
𝐷𝑅2𝜌12
Los factores de dilución entre etapas son independientes, por tanto, su covarianza 𝜌12 es nula.
𝜎𝐷𝑅 = 𝐷𝑅√(𝜎𝐷𝑅1
2
𝐷𝑅12 +
𝜎𝐷𝑅2
2
𝐷𝑅22)
Ecuación 13
A falta de un valor característico del error del DR2, el error en la estimación del factor de dilución
del sistema de dilución completo debe evaluarse asumiendo que la curva de calibración provee un
valor de DR2 tan preciso como para que su aporte al cálculo de DR sea despreciable. En
consecuencia, el error en la estimación de DR será igual al error en la estimación de DR1.
𝜎𝐷𝑅 = 𝐷𝑅√(𝜎𝐷𝑅1
2
𝐷𝑅12) = 0.19𝐷𝑅
Es muy importante reiterar que es posible que en realidad este error sea mayor, pues la estimación
del DR2 muy probablemente sí contribuye al error en el cálculo de DR.
5.2.1.2 MÉTODO DE TRAZADOR
Tras hacer seguimiento a la incertidumbre de este método (véase en sección 5.2.1.2.1), se establece
que para el cálculo descrito en la sección 4.3.2.2 en la muestra de aire diluido se debe tomar en
26
cuenta sólo los datos iguales o mayores a 5µg/m³. Los factores de dilución calculados para las
mediciones que cumplen con dicha condición se listan en la Tabla 5.
Tabla 5: Factor de dilución estimado mediante método de trazador
Como se observa en la Tabla 5, aún después de la corrección del método para mejorar la exactitud
de la predicción, el factor de dilución calculado mediante este método varía considerablemente en
el escenario b. Esto indica que el rango en el que se encuentran la concentración del aire ambiental
contaminado también tiene un efecto importante en la precisión de la estimación, pues los DR del
escenario b resultan significativamente más altos a los de los otros escenarios debido a que, en
particular en este escenario, las emisiones registraron concentraciones muy elevadas.
Adicionalmente, se debe anotar que, aunque el DR calculado para los otros escenarios no presentan
tanta variación entre sí, corresponden a valores muy bajos teniendo en cuenta que el DR teórico del
sistema completo es de 86.5 . Tal y como está planteado, la implementación de este método
conducirá a una incertidumbre muy alta del valor de la concentración real de PM2.5 en las muestras
de gas de escape.
Con el objetivo de comprobar si se estaba procediendo de manera errada en la toma del aire
contaminado diluido y aire contaminado, se procedió a hacer el experimento ilustrado en la Figura
14.
Medición Escenario Temperatura (°C) DR
Mf1 a 17.3 31.33
Mf3 a 17.3 24.08
M2 a 260.5 22.10
M3 a 241.5 19.12
M4 a 247.7 18.50
M5 b 246.8 39.97
M7 b 227.2 66.79
M8 b 233.9 80.88
M9 b 250.25 71.87
M14 d 25.06
27
Figura 14: Experimentación de metodologías de toma de aire ambiental (M39)
En primera instancia, en lugar de deshabilitar la conexión entre el DD y el DDM, se cerró la válvula
que alimenta aire seco al sistema de tratamiento del DD para así empezar la toma de muestra de aire
contaminado. La concentración registrada superaba con creces la habitualmente observada, lo que
llevó a pensar que el modo en el que se toma la muestra de aire contaminado repercute seriamente
en el cálculo del factor de dilución mediante el método del trazador. No obstante, al observar el
comportamiento de la concentración en el tramo amarillo y violeta de la gráfica, se entiende que los
valores elevados en la concentración cuando sólo se cierra la válvula de aire a presión se debe al
arrastre de partículas que permanecen en el sistema DD. Eventualmente estas partículas se agotan,
o el flujo que pasa ya no tiene la capacidad de arrastrarlas y por tanto la concentración registrada
corresponde a la concentración real del aire ambiental. Lo anterior señala que la metodología
propuesta inicialmente es más adecuada, pues no se debe esperar tiempo alguno para observar la
concentración de interés.
.
5.2.1.2.1 ANÁLISIS DEL ERROR
Definido el factor de dilución mediante la razón entre la concentración del aire contaminado (C1) y
la del aire contaminado diluido (Co), la propagación del error en la estimación del DR mediante el
método del trazador se puede describir mediante la Ecuación 14.
𝜎𝐷𝑅2 = (
𝜕𝐷𝑅
𝜕𝐶1)
2
𝜎𝐶1
2 + (𝜕𝐷𝑅
𝜕𝐶𝑜)
2
𝜎𝐶𝑜
2
Ecuación 14
𝜎𝐷𝑅2 = (
𝐶1
𝐶𝑜)
2
((𝜎1
𝐶1)
2
+ (𝜎𝑜
𝐶𝑜)
2
) − 2𝜎𝐶𝑜
𝐶𝑜
𝜎𝐶1
𝐶1𝜌12
Considerando que la concentración del aire contaminado y el contaminado diluido tienen una
correlación baja:
𝜎𝐷𝑅 = 𝐷𝑅√𝜎𝐶𝑜
2
𝐶𝑜2 +
𝜎𝐶1
2
𝐶12
Ecuación 15
En ambos casos, la varianza de las concentraciones corresponde al cuadrado del error en la precisión
de estimación del equipo. Para el caso del DMM, el error en la medida es de +/- 1µg/m³, esto indica
que la varianza de las concentraciones de aire contaminado y aire contaminado diluido toma el valor
de 1. Al reemplazar estos valores en la Ecuación 15 y tener presente que la concentración del aire
contaminado es varias veces superior a 1µg/m³, se determina que el error en la estimación del DR es
28
función única de la concentración del aire contaminado diluido, pues el término que se refiere al aire
contaminado tenderá a cero.
𝜎𝐷𝑅 =𝐷𝑅
𝐶𝑜
Ecuación 16
Así entonces, una vez definido el error admisible, es sencillo hallar el valor mínimo de los datos aptos
correspondientes a la concentración de aire diluido. Se decidió que se aceptará un error estándar del
20% en la estimación del DR, razón por la cual para el cálculo del DR sólo se tomarán los valores
mayores o iguales a 5µg/m³ de muestra de aire contaminado diluido en los 60 segundos anteriores a
la desconexión entre el DD y el DDM.
Es importante anotar que, si la correlación entre las concentraciones del aire contaminado y aire
contaminado diluido no es baja (como muy probablemente sucede), el error en la estimación es
función del valor que tome C1 y es aún más sensible al valor mínimo de Co, como se expresa en la
Ecuación 17
𝜎𝐷𝑅 = 𝐷𝑅√𝜎𝐶𝑜
2
𝐶𝑜2 − 2 ∗ 𝜎𝐶1
𝐶1
𝜎𝐶𝑜
𝐶𝑜3 𝜌12
Ecuación 17
5.3 ESTIMACIÓN DEL FACTOR DE EMISIÓN}
El cálculo del factor de emisión involucra el consumo másico de gasolina, C (g/min), el flujo
volumétrico de los gases de escape, Q (m3/min), al factor de Dilución DR, y la concentración medida
por el DMM-230 del PM2.5 ( Ecuación 19).
𝐹𝐸 =𝑃𝑀2.5𝐷𝑅 ∗ 𝑄
𝐶
Ecuación 18
Idealmente, todas las variables involucradas en la Ecuación 19 deben ser determinadas
experimentalmente. En las siguientes secciones se exponen los valores hallados para estas variables
siguiendo las metodologías explicadas en la sección 4.3 de este documento.
5.3.1 CONSUMO DE GASOLINA
La Tabla 6 resume el consumo de gasolina por escenario y punto de operación del motor. Un registro
más detallado se puede observar en el Anexo 9.4. Debido a que bajo el escenario de sincronización
e en modo ralentí no se tomó registro de consumo de gasolina, la necesidad de combustible para
ese caso se calculó a partir del consumo seguido para el ciclo de manejo y restando el consumo
típico del modo acelerado (teniendo en cuenta el lapso de tiempo en el que se aceleró el motor
durante el ciclo de manejo). La mezcla gasolina-aceite de proporción 25:1 presentó una densidad
de 0.77 g/ml, mientras que para la de proporción 50:1 se reportó una densidad de 0.71.
29
Tabla 6: Consumo de gasolina según escenario de sincronización y modo de operación del motor
5.3.2 ESTIMACIÓN DE FLUJO VOLUMÉTRICO
5.3.2.1 MÉTODO DEL FLUJO TRANSVERSAL
Tras implementar la metodología Log-Tchebycheff, ninguno de los anemómetros empleado en la
medición detectó alguna velocidad de flujo a través de los orificios hechos al final de la tubería. Los
anemómetros usados fueron las referencias WK026 Wisemann Klein® y Windmate® 300, cuyos
límites inferiores de detección son 0.1 Km/h y 0.8 mph respectivamente. Dado que la sección
transversal de la tubería era bastante pequeña (DI: 17.0 cm), se procedió a tomar la velocidad de
flujo directamente sobre la tubería abierta. Bajo el escenario e, la velocidad de flujo promedio del
gas de escape en el modo ralentí fue de 4.6 Km/h, mientras que para el modo acelerado fue 7.6
Km/h. en ambos casos el registro se realizó durante dos minutos.
Tomando en consideración un área transversal de 0.0226 m², las velocidades medidas corresponden
a un flujo volumétrico de 103.89 m³/h y 171.56 m³/h respectivamente. A las condiciones de
experimentación (75212 Pa; 19.05°C), estos flujos volumétricos son propios de una frecuencia de
operación del motor de alrededor de 2*106 rpm y 3.5*106 rpm en cada caso, valores que resultan
carentes de sentido para cualquier motor. Lo anterior es muestra de que el diámetro de la tubería no
es lo suficientemente pequeño como para aproximar la velocidad de flujo a través de ella a la
velocidad medida en una sección transversal totalmente abierta; la caída de presión generada por la
apertura a la atmósfera es significativa, provocando así que el flujo se acelere y la velocidad medida
por el anemómetro sea varias veces superior a la velocidad real de flujo al interior de la tubería. Se
precisa entonces un instrumento de medida con un rango de detección más pequeño, o la
implementación de una metodología alterna para la estimación del flujo volumétrico.
5.3.2.2 MÉTODO DEL BALANCE ENERGÉTICO
Al medir el flujo volumétrico del aire de dilución mediante el BIOS Defender 530®, el equipo mostró
la advertencia “OUT OF RANGE”, lo que quiere decir que el flujo a medir supera el límite máximo de
detección del instrumento. Aunque la hoja técnica del BIOS Defender 530® indica que el rango de
medición del equipo es 50-5000 mL/min (MesaLabs, n.d.), se creyó que este instrumento podría
medir el flujo de aire de dilución debido a que, en el caso de la presión de succión del DMM, se
observaron registros incluso mayores a 7000 mL/min. De forma teórica, el flujo nominal de aire de
dilución cual es 70 slpm (Dekati Ltd., 2010), lo cual equivale aproximadamente a 209 lpm cuando el
gas se inyecta a una presión de 2bar.
Escenario Modo
a) Ralentí 2.88 ( 0.39 )
b) Ralentí 9.80 ( 2.76 )
c) Ralentí 5.91 ( 4.06 )
d) Ralentí 3.39 ( 0.43 )
e) Ralentí 5.86 ( 0.67 )
e) Acelerado 6.92 ( 0.37 )
e) Ciclo de manejo 5.99 ( 0.88 )
Consumo
(g/min)
Prom (SD)
30
Para llevar a cabo esta metodología aún hace falta la medición del flujo másico que fluye por la tubería
de escape del sistema DD, es decir, la corriente m4 de la Figura 8. La estimación de dicho flujo másico
a partir del flujo volumétrico también resulta válida. Dicha estimación no fue realizada en el
laboratorio debido a que el BIOS Defender 530® no es apto para medir flujos de corrientes
contaminadas; junto a este hecho se deber recordar que la corriente en cuestión es una porción del
producto de mezcla del aire de dilución. A pesar de la carencia de este dato, en el laboratorio se
midieron las demás variables necesarias para la estimación del flujo volumétrico de gas de escape
mediante el método de balance energético. Los valores medidos se listan en la Tabla 7 . El flujo
másico del aire de dilución en cada etapa se calcula asumiendo que se trata de aire de peso molecular
28.9 g/mol con comportamiento de gas ideal a 2.75 bar y la temperatura de inyección (19°C en la
segunda etapa y hasta 250°C en la primera etapa). La medición en la que se llevó a cabo el registro
de temperatura para cada caso se especifica en el Anexo 9.5
Tabla 7: Temperatura y flujo másico de las corrientes involucradas en el balance energético sobre el DD
De la Tabla 7 vale la pena anotar que, como es de esperarse, la temperatura del gas de escape (T3)
aumenta considerablemente cuando se disminuye la proporción de aceite en la mezcla combustible.
Estas temperaturas son plausibles de acuerdo con el rango de temperaturas de gas de escape para
motores operados a gasolina.
5.3.2.3 ESTIMACIÓN TEÓRICA
A falta de un estimativo experimental, para proceder con la cuantificación del factor de emisión se
hace necesario calcular de manera teórica el flujo volumétrico de gas de escape. En cada modo se
toma el promedio de las frecuencias de operación mínima y máxima características; esto es, 950 rpm
para el cado de operación ralentí y 3850 rpm para el modo acelerado. Los flujos volumétricos
resultantes son respectivamente 0.048 m³/min y 0.192 m³/min.
Para finalizar esta sección vale la pena nombrar el intento que se hizo por estimar de una manera
más precisa la frecuencia de operación del motor. Gracias a un pequeño programa desarrollado por
el Profesor Ricardo Morales, el registro de audio realizado durante la operación del motor puede ser
transformado a un espectrograma en el cual es fácil de identificar las frecuencias con mayor
intensidad a lo largo de la grabación. No obstante, la dificultad de esta alternativa radica en que es
difícil identificar qué frecuencia es la nominal (o base), ya que en el espectrograma se observa dicha
Variable
a- Ralentí b - Ralentí e- Ralentí e- Acelerado
m1 (g/s) 64.0 64.0 70.5 71.6
T1 (°C) 246.3 246.6 198.8 191.3
m2 (g/s) 113.8 113.8 113.8 113.8
T2 (°C) 19.0 19.0 19.0 19.0
T3 (°C) 51.7 71.1 116.0 207.0
T4 (°C) 81.1 78.3
Escenario - modo
31
frecuencia y los múltiplos de ella. La Figura 15 muestra el espectrograma correspondiente a una
medición hecha bajo el escenario e en modo de operación ralentí.
Figura 15: Espectrograma de frecuencia de operación del motor bajo escenario e en modo ralentí.
En el espectrograma se identifica mediante índices (de 1 al 5) las frecuencias con mayor intensidad.
El valor de cada frecuencia y su correspondencia en rpm se encuentra en la Tabla 8. Adicionalmente,
en la tabla se observa que la relación entre frecuencias se aproxima a los múltiplos de 0.5,
confirmando así que cuatro de las cinco frecuencias son producto de una básica.
Tabla 8: Valores de las frecuencias con mayor intensidad registradas en el espectrograma ejemplo.
5.3.3 CUANTIFICACIÓN DEL FACTOR DE EMISIÓN (FE)
A falta de un método experimental apropiado para la estimación del factor de dilución y del flujo
volumétrico de gas de escape, para el caso de estas variables se debe cuantificar el factor de emisión
con los valores teóricos calculados. La Tabla 9 resume las variables estimadas experimentalmente
necesarias para el cálculo del factor de emisión en cada escenario. Además de ello, se especifica el
factor de emisión en cada caso y el error estándar de la estimación. El cálculo del error estándar se
detalla en la sección 5.3.3.1. Por su parte, la Tabla 10 enuncia el valor de las variables indispensables
para el cálculo del FE y que no pudieron ser determinadas en el laboratorio. El caudal de emisiones
en el ciclo de conducción se determinó mediante un promedio de los caudales de emisión en modo
ralentí y acelerado ponderado por el tiempo de operación en cada modo.
Punto 5 4 3 2 1
Hertz 42.2 30.6 21.2 16.4 8.3
Rpm 2534.8 1833.7 1274.9 984.3 498.7
1.4 2.0 2.6 5.1Relación Freq. 5: Freq. i
32
Tabla 9: Factor de emisión cuantificado por escenario y modo de operación
Tabla 10: Variables no determinadas experimentalmente
Los factores de conversión que deben ser añadidos a la Ecuación 18 para obtener los resultados de
la Tabla 10 se muestran a continuación:
𝐹𝐸 = (𝐶𝐷𝑀𝑀 ∗ 𝐷𝑅 ∗1𝑔 𝑃𝑀2.5
106µ𝑔 𝑃𝑀2.5
) ∗ 𝑄 ∗1
𝐶∗
103𝑔 𝐶𝑜𝑚𝑏
1 𝑘𝑔 𝐶𝑜𝑚𝑏
De la Tabla 9 llama la atención que, aunque el modo acelerado registra los niveles más bajos de
concentración, su intensivo consumo de combustible hace que presente un factor de emisión mayor
que el de 4 de 5 escenarios de operación ralentí. También resulta interesante nombrar que, bajo un
mismo escenario de sincronización, el ciclo de manejo es el que se encuentra caracterizado por el
menor FE. Este ciclo se beneficia del efecto volatilizador (y la consecuente desaparición de partículas
del modo fino) causado por las altas temperaturas del modo acelerado, y del bajo consumo de
gasolina propio del modo ralentí.
Para finalizar, es importante nombrar que el error estándar obtenido para la estimación del FE a pesar
de ser relativamente grande en cada caso resulta ser aceptable teniendo en cuenta la gran
contribución a la incertidumbre por parte del cálculo del DR.
5.3.3.1 ANÁLISIS DEL ERROR
La precisión en la estimación del factor de emisión se evalúa a partir de la desviación estándar de
cada variable medida o estimada.
Dada la ecuación que describe el cálculo del factor de emisión ( Ecuación 19), la desviación estándar
del factor de emisión se determina mediante la propagación del error representada en la Ecuación
20 .En dichas ecuaciones, la letra C hace referencia al consumo de gasolina ( g/min) y Q al flujo
volumétrico de gas de escape emitido.
𝐹𝐸 = 𝑃𝑀2.5𝐷𝑅 ∗ 𝐶 ∗ 𝑄
Ecuación 19
Escenario ModoConcentración
DMM (µg/m³)
Concentración
real (µg/m³)
Consumo
(g/min)
FE (g PM 2.5
/Kg comb)ES
a) Ralentí 7.86.E+03 6.72.E+05 2.88 93.00 24.97
b) Ralentí 1.15.E+04 9.82.E+05 9.80 461.84 55.90
c) Ralentí 7.91.E+03 6.76.E+05 5.91 191.88 75.64
d) Ralentí 6.22.E+03 5.32.E+05 3.39 86.41 30.88
e) Ralentí 8.84.E+03 7.56.E+05 5.86 212.61 42.09
e) Acelerado 2.34.E+03 2.00.E+05 6.92 266.17 34.12
e) Ciclo de manejo 5.27.E+03 4.50.E+05 5.99 184.96 68.86
DR 85.5
Qralentí (m³/min) 0.048
Qacelerado (m³/min) 0.192
Qciclo (m³/min) 0.0686
33
𝜎𝐹𝐸 = 𝑃𝑀2.5𝐷𝑅 ∗ 𝑄√𝜎𝑃𝑀2.5
2
𝑃𝑀2.52 +
𝜎𝐷𝑅2
𝐷𝑅2+
𝜎𝐶2
𝐶2
Ecuación 20
El flujo de emisión de gas de escape se omite en la Ecuación 20 debido a que no se estimó la
desviación estándar de este.
Una vez determinada la desviación estándar para cada caso, el error estándar del estimativo se
calcula mediante su definición (Ecuación 21) a partir de la desviación estándar muestral (s) y el
número de datos (n) para cada escenario.
𝑆𝐸 =𝑠
√𝑛
Ecuación 21
5.3.4 CONTEXTO COMPARABLE
La Tabla 11 permite la comparación del FE y la concentración del gas de escape de estimados en este
estudio y los reportados o permitidos para motores comparables. Las conversiones pertinentes se
hacen teniendo en cuenta que un motor de 2 tiempos y 50 cc tiene un rendimiento promedio de
35Km/gal de combustible y que el equivalente de un galón de gasolina convencional es 44.79 HP-
hr/gal. Debido a que los SOA (Secondary Organic Aerosols) contribuyen de manera importante al
material particulado, su concentración y factor de emisión se tuvo en cuenta para la contextualización
de los resultados obtenidos en el presente. Para el caso de este compuesto, su concentración y FE se
calculó como el 55% de la concentración y FE del PM2.5, pues el aporte que el SOA representa para
PM varía a lo largo del día entre un 40 y 70% (Hodan & Barnard, n.d.)
Tabla 11: Comparación de FE y concentración de PM 2.5 y SOA : Caso de estudio y valores de referencia Fuente: (Banks & Mcconnell, n.d.);(Kojima et al., 2000);(Perschlinghofer Klasse, Prüfer, & Richard Lampl, 2014);(Rötzer,
2014)
Para el caso de las legislaciones, se observa que el motor analizado en este trabajo en ningún caso
cumpla con la normativa americana para el FE; de similar manera, sólo en el escenario del
FE (SOA) [SOA]
% Aceite Esc Modo g/Kgcomb g/hp-hr g/km mg/km g/Kg (µg/m³)
4 a) Ralentí 93.00 11.83 0.0020 1.99 60.45 4.37.E+05
4 b) Ralentí 461.84 58.77 0.0099 9.90 300.20 6.38.E+05
4 c) Ralentí 191.88 24.42 0.0041 4.11 124.72 4.39.E+05
4 d) Ralentí 86.41 10.99 0.0019 1.85 56.16 3.46.E+05
2 e) Ralentí 212.61 27.05 0.0046 4.56 138.20 4.91.E+05
2 e) Acelerado 266.17 33.87 0.0057 5.70 173.01 1.30.E+05
2 e) Ciclo de manejo 184.96 23.54 0.0040 3.96 120.22 2.93.E+05
Ref. - 7.7 0.032 4.5 - 3.00.E+05
Tipo
Caso de
estudio
Límite máximo
permisible para
ciclomotores de
dos tiempos en
USA
FE scooter
de 2
tiempos en
India
Límite máximo
para motos de
dos tiempos a
partir de 2020
en Europa
Caso de
estudio
Concentración
típica de moped
europea. Leg: 4
Fuente
(Banks &
Mcconnell, n.d.)
(Kojima et
al., 2000)
(Perschlinghof
er Klasse, (Rötzer, 2014)
FE (PM2.5)
34
ciclo de conducción y en un escenario de la operación ralentí se satisface la normatividad
europea para FE de motos impulsadas por motores de dos tiempos. Por su parte, la
legislación europea para concentración de SOA en el gas de escape sólo se cumple si el motor
propio opera en modo acelerado o en el ciclo de manejo. Adicionalmente, para motos
pequeñas con motores de dos tiempos se ha reportado en Suiza factores de emisión de SOA
que varían en el rango [0-80] g SOA/Kg combustible (Platt et al., 2014), valor que en el caso
propio no es excedido tan sólo en dos escenarios del modo ralentí.
De forma menos negativa, al comparar el factor de emisión de PM del motor en estudio con el valor
típico para motos de dos tiempos en la India se hace notable que en el caso propio se emite PM a
tasas con un orden de magnitud menor en todos los escenarios. De otro lado, la Tabla 12 permite
comparar el efecto que tiene la proporción de aceite en la mezcla combustible. Siguiendo una
tendencia similar a la observada en el presente estudio, en el caso representado en la Tabla 12 el
factor de emisión del PM2.5 estandarizado por Km recorrido aumenta cuando el contenido de
lubricante aumenta.
Tabla 12: Relación entre el contenido de aceite lubricante y las emisiones de ciclomotores no controlados Fuente: (Kojima et al., 2000)
Es importante anotar que, incluso si las concentraciones de las emisiones fueran menores a las de
todos los casos con los que se compara, esto no es precisamente una señal de menor amenaza a la
salud, pues el tiempo de residencia del contaminante, la dinámica de su dispersión así como la
frecuencia o intensidad a su exposición varía de forma muy diferente en cada caso.
5.4 EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LA CONCENTRACIÓN
5.4.1 CURVA DE CALENTAMIENTO
Antes de analizar la respuesta de la concentración a la variación de la temperatura del aire de
dilución, es conveniente la identificación del valor instantáneo de la temperatura a la cual se realiza
la dilución, es decir, la temperatura a la cual se encuentra la primera etapa del DD en el desarrollo de
toda la metodología 4.3.1.4.1.
Originalmente, la temperatura de los protocolos 4.3.1.4.1. y 4.3.1.4.2 se regulaba siguiendo la
metodología 4.3 de Vigoya (Vigoya Ramírez, 2016b), es decir, la primera etapa del DD se calentaba
no sólo con aire de dilución caliente, sino también mediante la chaqueta de calentamiento. Esta
metodología debió ser reformada debido a la inestabilidad observada en la temperatura, tal como
se aprecia en la Figura 16. Esta inestabilidad es el motivo por el cual las curvas T3 y T4 se extienden
35
con creces en el tiempo de calentamiento, pues se deseó ver si en algún momento la respuesta del
sistema se consolidaba.
Figura 16: Perfil de temperatura al interior del DD empleando chaqueta de calentamiento y aire caliente de dilución
Al indagar en las causas de aquella inestabilidad, se encuentra que esta es en mayor proporción
debida al tipo de control de la chaqueta de calentamiento. La revisión de la configuración del
controlador Winkler WRA 1/110 permitió saber que este estaba programado en el modo 1, es decir,
en control On/Off. Un controlador de este tipo cambia su output sólo cuando su variable manipulada
cruza el Set Point; a partir de este punto el proceso de control es cíclico, variando alrededor del SP
mediante continuos “On” y “Off”(OMEGA Engineering inc., n.d.). De otro lado, el controlador del
aire de dilución es de tipo PID, hecho que hace posible que las oscilaciones originadas en el control
On/Off sean magnificadas por el efecto de reajuste integral. Por último, si el sistema posee una
constante de tiempo alta en relación con el tiempo muerto, el ajuste anticipado proveniente del
componente derivativo del PID sólo consigue aumentar el ruido de la señal de salida del proceso. En
efecto, durante la toma de temperatura de mediciones previas se observó que el retardo de tiempo
en el proceso de calentamiento es bastante pequeño.
De la Figura 16 también resulta interesante el hecho de que en cada medición se alcanza el valor del
Set Point (310°C para el controlador de aire de dilución) a tiempos muy diferentes. Esta
particularidad puede explicarse mediante el fenómeno de histéresis, el cual es un tipo de efecto de
memoria mediante la cual la respuesta del sensor depende de las mediciones previas (MSL-
Measurement Standards Laboratory of New Zealand, n.d.). Entre los medidores de temperatura, la
histéresis afecta de manera especial a los termopares tipo K (termopar con el que se realizan las
mediciones en el laboratorio), pues el reordenamiento de su estructura cristalina cambia con cada
ciclo que involucra oscilaciones entre un rango específico de temperatura (Pavlasek et al., 2015); no
36
obstante, después de superar dicha temperatura, la temperatura indicada tiene a ser más precisa
(Gilson Engineering Sales, n.d.).
Es pertinente comentar que el aumento de la temperatura que se observa hasta cierto punto tras
el apagado de los sistemas de control, así como la curva de enfriamiento anómala (siempre
decreciente, pero con un punto de inflexión) se deben a que el termopar se encuentra en contacto
con la superficie metálica del inlet, sirviendo así de fuente de calor aun cuando se encuentra
desactivado el sistema de calentamiento. Esta explicación proviene de analizar la ecuación de
transferencia de calor en régimen transiente. La única manera en la que esta ecuación puede
predecir valores negativos de dT/dt (es decir, una curvatura negativa) es el aporte externo por
convección o conducción de una corriente de calor no constante.
Una vez definido que no se usaría la chaqueta de calentamiento, se realizaron curvas de
calentamiento de duración de 5 y 10 minutos con SP 350°C en ambos casos. El perfil de temperatura
de estas experimentaciones se muestra en la Figura 17.
Figura 17: Perfil de temperatura al interior del DD durante calentamiento mediante aire de dilución caliente.
La oscilación observada en la curva T7 cerca de los 180°C se puede atribuir de nuevo al fenómeno
de histéresis, pues esta curva corresponde a la segunda prueba realizada aquel día. Este efecto
nunca se ve en las curvas de calentamiento hechas durante 5 minutos (T18, T19, entre otras),
probablemente debido a que en ese lapso de tiempo no se alcanza la temperatura a la cual cambian
el ordenamiento de la estructura cristalina del compuesto Ni-Cr ó Ni-Alumel del cual está hecho el
termopar. De otro lado, la caída repentina de temperatura en la curva de enfriamiento de T8 se
debe a que el termopar se zafó del inlet del DD y el experimentador se percató de ello sólo hasta el
final de la prueba. El detalle de las curvas de temperatura, así como de todas las mediciones se
puede consultar en el documento anexo a este escrito.
37
Finalmente, de la Figura 17 se puede deducir que el tiempo de respuesta del sistema (incluyendo el
sensor) se hace más rápido cuando se opera a temperaturas mayores, ya que en las curvas de 5
minutos la temperatura sigue ascendiendo después del apagado del sistema de calentamiento,
mientras que en las curvas de 10 minutos no.
5.4.1.1 CALIBRACIÓN DE TEMPERATURAS: DD vs. ESCAPE DE DD.
La temperatura a la cual se opera la primera etapa del DD a lo largo de toda una medición puede ser
estimada de forma indirecta mediante el registro paralelo de la temperatura del flujo que no se dirige
al DDM, sino que abandona el sistema DD a través del conducto de escape. Para conocer la relación
entre la temperatura de escape y la del interior de la primera etapa del DD se llevó a cabo el registro
de una curva de calentamiento alternando la posición del termopar cada 4 minutos entre el inlet del
DD y el escape del DD durante 30 minutos, tal como se refleja en la Figura 18. Es de recordar que,
siempre que se quiere medir la temperatura de la primera etapa de dilución, se debe cerrar la válvula
de flujo reverso del DD. Por último, vale la pena aclarar que la temperatura del escape también se ve
influenciada por el flujo de aire de dilución de la segunda etapa.
Figura 19: Curva de calentamiento para la calibración de temperaturas(T13).
A partir de los puntos de la Figura 19 se reconstruye el perfil de temperatura de la primera etapa del
DD y del escape del DD. El comportamiento de estos dos perfiles en función de la duración del
calentamiento puede ser descrito por las ecuaciones 1 y 2 listadas en la Tabla 13. A partir de estas
ecuaciones se halla el valor de ambas temperaturas para un mismo tiempo y posteriormente se
puede encontrar la relación entre las temperaturas. Estas ecuaciones son sólo válidas para el rango
de temperatura involucrado en la experimentación T13 , es decir de 20 – 190°C, pues fuera de estos
límites las ecuaciones 1 y 2 dejan de describir de manera correcta la temperatura de la etapa 1 y del
escape del DD. El ajuste de estas curvas en el rango especificado se puede evidenciar en la Figura 20.
38
Figura 20: Ajuste de curvas de Temperatura de DD y Temperatura de Escape
Tabla 13: Relación Temperatura de DD y Temperatura de Escape
5.4.2 EFECTO SOBRE LA CONCENTRACIÓN MÁSICA
En los escenarios a y b se condujeron 3 pruebas sin encender la chaqueta de calentamiento de la
primera etapa y sin calentar el aire de dilución. Por su parte, para evaluar el efecto de la temperatura
sobre la concentración de PM2.5 bajo el escenario e, se tomaron los datos comprendidos entre el
minuto 4 y el minuto 7 de las mediciones conducidas siguiendo el protocolo 4.3.1.4.1. La Tabla 14
permite comparar las concentraciones del gas de escape diluido con aire caliente y aire frío bajo cada
escenario de sincronización en modo ralentí. La temperatura hace referencia al interior del DD.
Tabla 14: Comparación de la concentración de PM 2.5 bajo operación con aire de dilución frío y caliente.
En todos los casos se hace notable una diferencia en la concentración cuando no se emplea aire
diluido caliente. Bajo los tres escenarios la concentración de material particulado al usar aire de
Escenario
Temperatura [°C] 246.30 17.30 237.78 17.30 171.80 27.08
Concentración PM 2.5 [µg/m³] 7.86.E+03 6.22.E+03 1.15.E+04 1.03.E+04 8.08.E+03 6.37.E+03
SD 1.51.E+03 8.45.E+02 2.55.E+03 1.65.E+03 1.77.E+03 6.81.E+02
a-Ralentí b-Ralentí c-Ralentí
39
dilución caliente es notablemente más alta que cuando se emplea aire de dilución sin calentar. Este
hecho resulta sorpresivo, pues se esperaba que en las mediciones hechas a altas temperaturas en
la primera etapa de dilución los compuestos volátiles y semivolátiles pasaran definitivamente a fase
gaseosa y salieran del sistema arrastrados por la corriente de dilución. Cuando dichos compuestos
se retiran del sistema, no remanece material condensable que aporta masa al modo de nucleación.
Así pues, es más probable que se encuentren más partículas (y por lo tanto mayor concentración
másica) en el efluente del DD operado con aire de dilución sin calentar (Clairotte et al., 2012). Para
estudiar de mejor manera este fenómeno, se procede a implementar el protocolo descrito en la
sección 4.3.1.4.1.
Es importante repetir que, las mediciones de los escenarios a y b se realizaron con aire diluido caliente
y con operación de la chaqueta de calentamiento; es por ello que en ellas fue posible alcanzar
mayores temperaturas (aunque relativamente no muy estables, como se explica en la sección 5.4.1).
Con el fin de observar el cambio en la concentración al cambiar de manera progresiva la temperatura
se lleva a cabo el protocolo descrito en la sección 4.3.1.4.1. La tendencia general del proceso se
muestra en la Figura 21.
Figura 21: Efecto de la temperatura sobre la concentración másica. Caso específico: M19
Tal como se especifica en el documento anexo, justo después de apagar el controlador de
temperatura, se observó que la manguera de conexión entre el tubo de escape del motor y el DD no
se encontraba acoplada a la altura de la marquilla blanca, motivo por el cual se reacomodó; como
consecuencia de esta acción, la concentración se ve ligeramente aumentada. En general, en todas las
mediciones efectuadas siguiendo este protocolo se observa que al final del periodo de dilución con
aire frío la concentración se estabiliza; a continuación, al iniciar el calentamiento, la concentración
desciende de manera relativamente rápida hasta alcanzar un valor estable en el resto del
calentamiento. Esta concentración estable se alcanzó en todos los casos en el rango de temperatura
de 80-90°C. Por último, cuando se apaga el controlador de temperatura y se empieza a hacer efectivo
40
el enfriamiento no forzado, se percibe una tendencia de disminución en la concentración. Este
comportamiento también se ve reflejado en las mediciones en las cuales el calentamiento duró 10
minutos, como es de contemplarse en la Figura 22.
Figura 22: Efecto de la temperatura sobre la concentración másica. Caso específico: M22
Al plantear el protocolo de monitoreo del efecto de la temperatura, se esperaba observa un notorio
crecimiento de la concentración másica a medida que se aumentaba la temperatura de operación
del DD. La tendencia estable inesperada podría explicarse mediante dos fenómenos. El primero de
ellos es que un efecto combinado entre la paulatina desaceleración del motor en el transcurso de la
medición y el aumento (esperado) de la concentración como consecuencia de la elevación de la
temperatura; la disminución de la frecuencia de operación del motor neutralizaría, eventualmente,
el aumento de la concentración por el efecto de la temperatura. La tendencia decreciente que se
observa tras el apagado del sistema de calentamiento también se vería explicada por esta interacción
de fenómenos.
En el caso especial de la medición M21, el constante decrecimiento de la concentración evidencia
una permanente desaceleración del motor. Aunque la tendencia negativa es constante, es notorio
que la pendiente negativa de la curva de concentración se hace más fuerte una vez se inicia el
enfriamiento, indicando así la presencia de un segundo fenómeno de mayor importancia.
41
Figura 23: Efecto de la temperatura sobre la concentración másica. Caso específico: M21
El análisis conjunto de la Figura 21, Figura 22 y Figura 23 permite especular que, cuando la
temperatura de la muestra supera los 80°C , de la fase particulada se retiran partículas cuyas
características físicas (como el diámetro y la densidad aparente, por ejemplo) contribuyen de menor
manera a la concentración másica, pues es de tenerse en cuenta que el DMM efectúa el cálculo de
concentración másica a partir de la geometría de la partícula analizada. Cuando se disminuye la
temperatura de la muestra en análisis una vez se ha sobrepasado el rango 80-90°C , la concentración
vuelve a decaer, lo que señala que vuelven a aparecer aquellas partículas de menor contribución a
la concentración másica calculada. De manera similar, las altas concentraciones características de la
dilución con aire sin calentar pueden deberse a que aquellas partículas con características especiales
(aún no identificadas) probablemente no se encuentran en la fase particulada a la temperatura a la
temperatura a la cual se emiten, pero cuando van al DD sin calentamiento se “re-particulan”.
De ser cierta la última hipótesis, se esperaría que, al complementar el protocolo 4.3.1.4.1 mediante
un mayor tiempo de enfriamiento (el necesario hasta observar que la concentración se estabiliza)
seguido de un calentamiento durante 5 minutos (a lo largo del cual se asegure que se supera el rango
de temperatura [80-90]°C, se notara una disminución marcada de la concentración y a continuación
una estabilización de la misma. En el laboratorio no se hizo este experimento, pero en contraparte,
para confrontar la veracidad de esta teoría, se analiza el efecto de la temperatura sobre la
concentración en número de partículas y su distribución por tamaño.
5.4.3 EFECTO SOBRE LA CONCENTRACIÓN EN NÚMERO DE PARTÍCULAS
Además de la concentración másica, el DMM provee información de la corriente medida en cada una
de las seis etapas de impactación segundo a segundo en el transcurso de la medición. La magnitud
de esa corriente es función del número de partículas que se retienen en el impactador, siendo posible
así deducir la concentración en número del PM presente en la muestra de análisis. Según (Mamakos
et al., 2006), la intensidad de corriente registrada en cada canal (o etapa de impactación) se describe
mediante la Ecuación 22, en la cual la intensidad I se encuentra expresada en amperios, el flujo
42
volumétrico de entrada al DDM Q en m³/s y la concentración N en #partículas de diámetro dbi por
cada m³ de muestra. La carga del electrón corresponde a 1.602*10^-19 C. Se debe nombrar que la
corriente dada por el DMM está expresada en Attoamperios (1AA= 10^-18 A).
𝐼 = 𝑒𝑄𝑁𝑃𝑛
Ecuación 22
El término Pn hace referencia a la fracción de partículas con diámetro de movilidad dbi que atraviesan
(salen) del electrodo de movilidad con n cargas elementales por partícula. Esta fracción es función
del diámetro aerodinámico de corte del electrodo de movilidad y del diámetro de movilidad de a
partícula cargada. Atendiendo a los nombres dados a cada parámetro de configuración del DMM, el
Pn se puede calcular mediante la Ecuación 23
𝑃𝑛 = {𝑀𝑢𝑙𝑡1 ∗ 𝑑𝑏
𝐸𝑥𝑝1 , 𝑑𝑏 ≤ 𝐿𝑖𝑚𝑖𝑡1
𝑀𝑢𝑙𝑡2 ∗ 𝑑𝑏𝐸𝑥𝑝2 , 𝑑𝑏 > 𝐿𝑖𝑚𝑖𝑡1
Ecuación 23
Los valores de los parámetros nombrados en la Ecuación 23 para el DMM empleado se encuentran
en la Tabla 15: Parámetros de configuración del DMM Tabla 15.
Tabla 15: Parámetros de configuración del DMM
Para la aplicación de la Ecuación 23 es necesario definir un dpg y un dbg representativo para cada
etapa de impactación. El dpg de la etapa i es calculado como el promedio geométrico entre el d50
de las etapas i e i+1. De manera análoga se halla el dbg a partir del diámetro de movilidad. El d50 de
cada canal es un parámetro de configuración del DMM.
Tabla 16: Diámetro aerodinámico y de movilidad de cada etapa de impactación del DMM.
Limit 1 7.90E-02
Multi 1 5.10E+00
Exp1 1.98E+00
Mult2 0.669
Exp2 1.18E+00
Channel d50 (aerodinámico) [um] db (movilidad) [um] dpg [um] dbg [um]
1 0.030 0.021 0.039 0.036
2 0.052 0.062 0.068 0.099
3 0.090 0.159 0.103 0.190
4 0.119 0.226 0.172 0.348
5 0.248 0.537 0.372 0.883
6 0.558 1.454 0.858 2.516
Precut 1.319 4.355 - -
43
Empleando los valores de las dos últimas columnas de la Tabla 16 se calcula la concentración en
número de partículas para cada etapa de impactación. Este cálculo se realiza sobre las mediciones en
modo ralentí de los escenarios a y e. El promedio de la concentración determinada en cada etapa en
función del promedio de la temperatura de operación (en °C) de las mediciones correspondientes se
encuentra en la Tabla 17 y la Tabla 18
Tabla 17: Concentración de partículas por etapa de impactación - Escenario a
Tabla 18:Concentración de partículas por etapa de impactación - Escenario e
Mediante la información provista por la Tabla 17 y la Tabla 18 se hace claro que, indistintamente del
escenario y de la proporción de la mezcla aceite-gasolina, cuando se emplea aire de dilución caliente
la concentración de partículas de diámetro más pequeño (0.03 – 0.052 um de diámetro
aerodinámico) aumenta. La razón por la cual el aumentar el número de partículas pequeñas se refleja
en una concentración másica más alta se encuentra remitiéndose al algoritmo usado por el DMM
para el cálculo de esta última concentración. Según (Mamakos et al., 2006), el DMM emplea la
Ecuación 24 para calcular la densidad efectiva de la partícula que mejor ajusta asumiendo que las
distribuciones de tamaño tienen una distribución log-normal.
Ecuación 24
𝜌𝑒𝑓𝑓 =𝑑𝑎
2𝐶𝑐(𝑑𝑎)
𝑑𝑏2𝐶𝑐(𝑑𝑏)
𝜌𝑜
Ecuación 25
Como lo indica la Ecuación 25, la densidad efectiva es función de la relación entre los cuadrados del
diámetro aerodinámico y del diámetro de movilidad, así como de la relación entre los factores de
corrección de Cunningham. Para partículas pequeñas, el diámetro aerodinámico es cercano al
diámetro de movilidad; sin embargo, conforme aumenta el tamaño de partícula, el valor de estos dos
diámetros se va distanciando, siendo el diámetro de movilidad siempre mayor al aerodinámico. Lo
anterior implica que, para partículas pequeñas, la relación 𝑑𝑎2/𝑑𝑏
2 es cercana a la unidad, así como
la relación entre los factores de corrección; no obstante, para partículas de mayor tamaño, estas dos
relaciones se significativamente más pequeñas que la unidad. Como repercusión de este hecho se la
densidad efectiva de las partículas pequeñas es mayor que la de las más grandes. Dado que el DMM
calcula la masa de la partícula de forma proporcional a la densidad efectiva (mediante la distribución
Temperatura Channel1 Channel2 Channel3 Channel4 Channel5 Channel6
17.00 1.26E+09 3.07E+09 3.51E+09 1.22E+10 1.12E+09 1.36E+07
243.37 4.87E+11 5.61E+10 1.52E+10 1.40E+10 1.09E+09 3.27E+07
Canal
Temperatura Channel1 Channel2 Channel3 Channel4 Channel5 Channel6
2.71E+01 8.61E+08 1.35E+09 3.26E+09 7.45E+09 1.44E+09 1.77E+07
1.97E+02 1.79E+09 9.46E+08 5.19E+09 1.08E+10 1.73E+09 2.11E+07
Canal
44
volumétrica de db), resulta coherente que en donde dominen las partículas más pequeñas se estime
una mayor concentración másica, tal como es el caso de la dilución con aire caliente.
De manera muy probable, las partículas de tamaño pequeño que tienen mayor presencia a altas
temperaturas corresponden a partículas del modo nucleación que a las temperaturas a las que se
lleva a cabo las mediciones de cuantificación (200 – 260°C) aún no se han volatilizado por completo.
Cuando disminuye la temperatura esas partículas del modo nucleación se coagulan y aglomeran
formando partículas más grandes, haciendo que, en primera instancia, disminuya el número de
partículas y provocando un cambio en la distribución de tamaño, ya que el dpg tenderá hacia
diámetros más grandes. Así pues, como hay menos partículas y estas son predominantemente
grandes, la concentración másica se estima en un valor más bajo en comparación con la estimación
a alta temperatura.
Resulta coherente pensar que aquellas partículas de diámetro más pequeño están relacionadas con
las emisiones de hidrocarburos no quemados provenientes de la gasolina y del aceite lubricante, pues
en el escenario e , en el cual la proporción de aceite en la mezcla combustible es la mitad que la
correspondiente a los otros escenarios, se hace menos notoria la diferencia en la concentración de
partículas de diámetro más pequeño que está asociada al aumento de temperatura de operación del
DD. Esta conjetura se refuerza al observar que, bajo empleo de aire caliente de dilución en ambos
casos, en las emisiones del gas de escape del escenario a predominan las partículas de diámetro
pequeño, mientras que las emisiones del escenario b tienen mayor abundancia de partículas con
diámetro más grande. Lo anterior se puede observar en la distribución de tamaño para cada
escenario presentada en la Figura 24 y la Figura 25 . Estas gráficas se hicieron con el promedio de la
distribución log-normal de tamaño de las mediciones de cada caso.
Figura 24: Distribución log-normal de tamaño - Escenario a
45
Figura 25: Distribución log-normal de tamaño - Escenario e
6 CONCLUSIONES
- La concentración promedio de PM2.5 característica del gas de escape diluido producto de la operación del motor modo ralentí y acelerado fue determinado gracias a la estandarización de la medición mediante el establecimiento de protocolos específicos para cada punto de operación.
o Para el caso ralentí, se evaluó cuatro diferentes escenarios de sincronización del carburador usando proporción 25:1 en la mezcla aceite combustible y en un único escenario de sincronización usando mezcla de proporción 50:1. La concentración promedio de PM2.5 en el gas de escape diluido para cada caso fue de 8400 ± 28 µg/m³ y 7000 ± 30 µg/m³ respectivamente. En este modo de operación, una mezcla combustible rica en aceite está asociada a concentraciones de PM2.5
significativamente más altas (en relación con mezclas más pobres). o Se cuantificó en 2350 ± 46 µg/m³ el PM2.5 de la muestra diluida producto de la
operación acelerada empleando mezcla aceite-combustible en proporción 50:1. o En un modo de conducción caracterizado por la operación alterna ralentí-acelerado
se cuantificó la concentración de PM2.5 en el gas de escape diluido en 5265 ± 51 µg/m³
o Bajo un mismo escenario de sincronización, se lista el modo acelerado, modo de ciclo de manejo y modo ralentí en orden ascendente de concentración de PM2.5 en el gas de escape diluido.
- A partir de las concentraciones de PM2.5 en el gas de escape diluido, se determinó para cada caso la concentración real del PM2.5 en el gas de escape diluido se calculó empleando un factor de dilución teórico de 86.5
46
- El modo de operación con mayor consumo de gasolina fue el acelerado, seguido del ciclo de conducción predeterminado y dejando por último el modo ralentí. Bajo un mismo escenario de sincronización (escenario e) el consumo en cada caso fue de 6.9 ± 0.3 g/min 6.0 ± 0.2 g/min y 5.9 ± 0.4 g/min.
- Mediante el establecimiento de un flujo de gas de escape de 0.048 m³/min para el modo ralentí, 0.192 m³/min para el modo acelerado y 0.069 m³/min para el ciclo de conducción se determinó el factor de emisión de PM2.5 en cada uno de los escenarios.
o Se cuantificó en 266.2 g- PM2.5 /kg-combustible el FE de la operación acelerada empleando mezcla aceite-combustible en proporción 50:1.
o Para el caso ralentí, se evaluaron cuatro diferentes escenarios de sincronización del carburador usando proporción 25:1 en la mezcla aceite combustible y en un único escenario de sincronización usando mezcla de proporción 50:1. El FE de la operación con empleo de mezcla en proporción 25:1 y 50:1 fue cuantificado en 208.3 ± 46.8 g PM2.5/kg-combustible y 212.6 ± 43 gPM2.5/kg-combustible respectivamente. En este modo de operación, no se puede asegurar que una mezcla combustible rica en aceite está asociada a un FE de PM2.5 más alto.
o En un modo de conducción caracterizado por la operación alterna ralentí-acelerado se cuantificó el FE de PM2.5 en 184.9 ± 69 g PM2.5/kg-combustible.
o Bajo un mismo escenario de sincronización, se lista el modo de ciclo de manejo, el modo ralentí y el modo acelerado en orden ascendente de FE de PM2.5.
- Las variables que en mayor proporción contribuyen a la incertidumbre de la estimación del FE son el DR y el flujo de gas de escape. Para esta última variable no se puede establecer siquiera alguna banda de confianza.
- La estimación experimental del DR mediante el método del trazador exige más y mayores restricciones a los rangos de concentración para los que un valor de la concentración de aire contaminado y aire contaminado diluido se considera apto para el cálculo.
- El análisis del error del método teórico hace evidente la necesidad de calibrar los dilutores a las condiciones de experimentación (Presión y temperatura).
- El seguimiento del perfil de temperatura que se presenta al interior de la primera etapa de dilución cuando el sistema se acondiciona para la dilución con aire caliente permitió establecer la mejor metodología para garantizar una temperatura estable durante las mediciones. A menos que se programe en modo PID y se sintonicen sus parámetros de conformidad con el proceso y el sistema de calentamiento, no es conveniente emplear el calentamiento de la muestra mediante la chaqueta de calentamiento.
- Se describió matemáticamente la relación existente entre la temperatura de escape del sistema DD y la del interior de la primera etapa de dilución. Dicha relación es válida sólo en el rango de temperaturas de 30-180°C y es útil para hacer seguimiento de la temperatura de forma simultánea a la ejecución de una medición.
- La distribución de tamaño del PM2.5bajo todos los escenarios estudiados cambia en función de la temperatura. A temperaturas elevadas predominan las partículas de diámetro aerodinámico 0.3; conforme se disminuye la temperatura, el dpg de la distribución se desplaza hacia diámetros más grandes.
- El modo fino característico del gas de escape en estudio a altas temperaturas está conformado en su mayoría por partículas provenientes de hidrocarburos no volátiles. A temperaturas bajas, estas partículas se condensan y aglomeran para dar como resultado una muestra con menor número de partículas en la cual predominan los tamaños grandes.
47
o La proporción de la mezcla aceite-gasolina repercute significativamente en la distribución de tamaño de las emisiones de PM2.5: Una mezcla más rica en aceite poseerá mayor concentración de partículas finas.
- El algoritmo de cálculo que el DMM emplea para realizar el cálculo de la concentración másica a partir de las características geométricas de la partícula tiende a estimar una mayor concentración másica cuando se analizan muestras con gran proporción de partículas de modo fino.
- El análisis del efecto de la temperatura sobre la concentración másica y en número del material particulado permitió determinar que a 250°C aún no se ha volatilizado la mayoría de las partículas del modo de nucleación característico de las emisiones del motor en estudio.
7 RECOMENDACIONES
- La validación de la cuantificación de la concentración másica mediante otros métodos permitirá un mejor entendimiento de la operación del DMM y así mismo, permitirá realizar correcciones a las estimaciones realizadas a partir de mediciones llevadas a cabo con el DMM.
- Para reducir la incertidumbre de la estimación del FE se hace totalmente necesario el replanteamiento de la metodología de trazadores para calcular el DR característico del DD. Asimismo, la calibración de cada dilutor a las condiciones de experimentación puede reducirá significativamente la incertidumbre en la estimación.
- Es indispensable idear un método de medición del flujo volumétrico de gas de escape, pues aún en el cálculo teórico se tiene mucha incertidumbre de la frecuencia de operación del motor, y por tanto, de la tasa a la que se emite los gases de combustión.
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50
9 ANEXOS
9.1 MEDICIONES – DMM
Nombre Archivo Esc
Tipo
Registro consumo
de gasolina
Temperatura
Modo Temperatura Reg Archivo
Temp. de DD
(°C)
Mf1 M1709161 a Ralentí Frío
Mf2 M1709162 a Ralentí Frío
Mf3 M1709163 a Ralentí Frío Sí 17.3
M1 M1709164 a Ralentí Caliente Sí Sí T1709164 260.5
M2 M1709165 a Ralentí Caliente Sí Sí T1709165 235.5
M3 M1709166 a Ralentí Caliente Sí Sí T1709166 241.5
M4 M1709167 a Ralentí Caliente Sí Sí T1709167 247.7
Mf5 M2110161 b Ralentí Frío
Mf6 M2110162 b Ralentí Frío
Mf7 M2110163 b Ralentí Frío
M5 M2110164 b Ralentí Caliente Sí Sí T2110164 246.8
M6 M2110165 b Ralentí Caliente Sí No 218.75
M7 M2110166 b Ralentí Caliente Sí No 227.2
M8 M2110167 b Ralentí Caliente Sí No 233.9
M9 M2110168 b Ralentí Caliente Sí No 250.25
M10 M2110169 - Ralentí Caliente Sí No 249.8
M11 M2510161 c Ralentí Caliente
M12 M2510162 c Ralentí Caliente
M13 M2510163 c Ralentí Caliente
M14 M2810161 d Ralentí Caliente
M15 M2810162 d Ralentí Caliente
M16 M2810163 d Ralentí Caliente
M17 M0712161 e Efecto de temp. Variación Sí T0712161 NA
M18 M0712162 e Efecto de temp. Variación Sí Sí T0712162 NA
M19 M0712163 e Efecto de temp. Variación Sí Sí T0712163 NA
M20 M0712164 e Efecto de temp. Variación Sí Sí T0712164 NA
M21 M0712165 e Efecto de temp. Variación NA
M22 M0712166 e Efecto de temp. Variación Sí Sí T0712166 NA
M23 M0912161 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T0912161 -
M24 M0912162 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T0912162 -
51
M25 M0912163 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T0912163 -
M26 M0912164 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T0912164 196.5
M27 M0912165 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T0912165 196.5
M28 M0912166 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T0912166 196.5
M29 M0912167 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T0912167 -
M30 M0912168 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T0912168 -
M31 M1212161 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T1212161 198.8
M32 M1212162 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T1212162 198.8
M33 M1212163 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T1212163 198.8
M34 M1212164 e Ralentí-acelerado Caliente Sí T1212164 198.8
M35 M1212165 e Acelerado Caliente Sí T1212165 191.3
M36 M1212166 e Acelerado Caliente Sí T1212166 191.3
M37 M1212167 e Acelerado Caliente Sí T1212167 191.3
M38 M1212168 e Acelerado Caliente Sí T1212168 191.3
M39 M1512161 NA NA Frío
9.2 CURVAS DE TEMPERATURA Nombre Archivo Tipo SP Observaciones
T1 CT612161 Curva de calentamiento 250 Chaqueta de calentamiento + Calentador de aire presurizado
T2 CT612162 Curva de calentamiento 310 Chaqueta de calentamiento + Calentador de aire presurizado
T3 CT612163 Curva de calentamiento 310 Chaqueta de calentamiento + Calentador de aire presurizado
T4 CT612164 Curva de calentamiento 310 Chaqueta de calentamiento + Calentador de aire presurizado
T5 CT612165 Curva de calentamiento 310 Calentador de aire presurizado
T6 CT712161 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 10 min
T7 CT712162 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 10 min
T8 CT712163 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 10 min
T9 CT912161 Curva de calentamiento 260
Calentador de aire presurizado. Se siguió el calentamiento previo a la medición 0912161
T10 TT912162 Toma Temperatura - Posterior a medición 0912163. Útil en la calibración de temp.
T11 TT912163 Toma Temperatura - Posterior a medición 0912164. Útil en la calibración de temp.
T12 TT912164 Toma Temperatura - Posterior a medición 0912166. Útil en la calibración de temp.
T13 TT912165 Toma Temperatura - Útil en la calibración de temperaturas
T14 CT1212161 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 5 min
52
T15 CT1212162 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 5 min
T16 TT1212168 Toma Temperatura - Posterior a medición 1212168. Útil en la calibración de temp.
T17 CT1212161 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 5 min
T18 CT1212162 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 5 min
T19 CT1212163 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 5 min
T20 CT1212164 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 5 min. Tomada en tubo de escape de sistema DD
T21 TT1212161 Toma Temperatura - Temperatura de gas de escape
T22 CT1512161 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 5 min
T23 CT1512162 Curva de calentamiento 350 Calentador de aire presurizado. 5 min. Tomada en tubo de escape de sistema DD
9.3 CURVAS DE CALIBRACIÓN – DEKATI DILUTER ®
9.3.1 PRIMERA ETAPA DE DILUCIÓN – DD # 60468
53
9.3.2 SEGUNDA ETAPA DE DILUCIÓN – DD # 60467
9.4 REGISTRO DE CONSUMO DE GASOLINA
Medición Consumo (g/min) Medición Consumo (g/min) Medición Consumo (g/min)
M1 2.39 M12 4.08 M32 6.82
M2 3.15 M13 3.10 M33 6.27
M3 3.23 M14 3.69 M34 6.33
M4 2.77 M15 3.08 M35 6.73
M5 10.31 M25 4.11 M36 7.23
M6 9.93 M26 6.23 M37 6.50
M7 10.85 M27 6.12 M38 7.23
M8 12.67 M28 6.69
M9 5.23 M29 5.37
M11 10.57 M31 7.29
54
9.5 TEMPERATURAS INVOLUCRADAS EN EL BALANCE ENERGÉTICO SOBRE EL
DD
Escenario – modo
Temperatura a- Ralentí b - Ralentí e- Ralentí e- Acelerado
T1
Promedio de
temperatura de DD
M1,M2,M3 y M4
(Registro paralelo a
medición de AA y
AAD)
Registro
paralelo a
medición de
AA y AAD en
M5
Registro puntual de
temperatura de
manera
inmediatamente
previa a M31
(Anotación en
bitácora)
Registro puntual de
temperatura de
manera
inmediatamente
previa a M35
(Anotación en
bitácora)
T4 -
Medición indirecta
de temperatura de
M31 (Registro
paralelo a toma de
gas de escape)
Promedio de
medición indirecta
de temperatura de
M35, M36, M37 y
M38 (Registro
paralelo a toma de
gas de escape)
T3
Promedio de valor
final de temperatura
de gas de escape
M1,M2,M3 y M4
(Registro paralelo a
medición de gas de
escape)
Valor final
de
temperatura
de gas de
escape en
M5
Medición de
temperatura de gas
de escape (T21)
Medición de
temperatura de gas
de escape (T21)
9.6 CONCENTRACIÓN DE NÚMERO DE PARTÍCULAS EN CADA ETAPA DE
IMPACTACIÓN
9.6.1 ESCENARIO A
Temperatura Channel1 Channel2 Channel3 Channel4 Channel5 Channel6
17.00 1.53E+09 3.62E+09 3.88E+09 1.34E+10 1.12E+09 1.51E+07
17.00 1.25E+09 2.83E+09 3.17E+09 1.08E+10 9.94E+08 1.25E+07
17.00 1.01E+09 2.77E+09 3.49E+09 1.25E+10 1.23E+09 1.34E+07
246.17 4.37E+11 5.80E+10 1.60E+10 1.59E+10 1.17E+09 3.21E+07
234.04 4.68E+11 5.39E+10 1.52E+10 1.55E+10 1.14E+09 3.34E+07
243.02 4.66E+11 4.82E+10 1.30E+10 1.05E+10 8.57E+08 2.84E+07
250.25 5.78E+11 6.44E+10 1.67E+10 1.40E+10 1.21E+09 3.69E+07
Canal
55
9.6.2 ESCENARIO E
Temperatura Channel1 Channel2 Channel3 Channel4 Channel5 Channel6
17.10 1.63E+09 2.56E+09 4.47E+09 9.62E+09 1.44E+09 1.83E+07
29.00 1.02E+09 1.59E+09 3.46E+09 7.50E+09 1.36E+09 1.70E+07
29.30 4.23E+08 7.84E+08 2.34E+09 6.00E+09 1.39E+09 1.67E+07
30.00 6.71E+08 9.51E+08 2.89E+09 6.51E+09 1.30E+09 1.62E+07
30.00 5.65E+08 8.51E+08 3.16E+09 7.60E+09 1.70E+09 2.04E+07
196.50 2.24E+08 5.88E+08 5.00E+09 1.04E+10 1.65E+09 1.91E+07
196.50 3.35E+09 1.31E+09 5.37E+09 1.11E+10 1.81E+09 2.30E+07
Canal