Transcript
S.E.P.
S.E.1.T.
D.G.1.T
CENTRO NACIONAL DE INVESTIGACION Y DESARROLLO TECNOLOGICO
enidet. DISEÑO DE UN SISTEMA DE REFRIGERACION POR ABSORCION PARA LA CONSERVACION DE PRODUCTOS DEL MAR OPERANDO CON ENERGIA SOLAR
P R E S E N T A
HECTOR DAVID ARIAS VARELA
CUERNAVACA, MOR.
JUNIO DE 1992
Centro Nacional de Investigación y Desarrollo Tecnológico ACADEMIA DE LA MAESTRZA EN
C!ESZIAC
EN INCENIERIA MECANICA
Cuernavaca. Mor., a 28 de Mayo de 1992.
Dr. Juan Manuel Ricafio Castillo Director del CENIDET P r e s e n t e .
At'n.: Dr. Dariusz Czwedowicz Jefe del Departamento de Ingeniería Mecánica. P r e s e n t e .
Por este conducto, hacemos de BU conocimiento que, después de haber aometidi; a ravi:?.:.i>iiel ci.;.
,'
m'ucho
mayor
necesario para bombear una masa igual d e liquido.
A
que
el
continuacibn
se hace un análisis del principio de refrigeración por absorcibn.
2.11
PRINCIPIOS Y ANTECEDENTES DE LOS SISTEMAS DE REFRIGERACION POR ABSORCION
Las primeras mAquina6 que
se
usaron
para
temperaturas se construyeron en'el .siglo X V I I I : logrado por una bomba
que
temperatura suficientemente
permitla baja,
y
hervir en
enfriamiento al tomar energla del medio.
un
mantener
empleaban llquido
consecuencia
a
vaclo una
producir
cientlfico
El
bajas
William
Cullen trabajd con un sistema d e este ti.po. utilizando agua liquido de traba3o.
Simultaneamente Faraday descubrio que el
tiene la capacidad
de
el
absorber
amoniaco.
cloruro
plata
Expuso
cantidad de cloruro d e plata e n polvo al amoniaco saturarlo.
de
como
cierta
gaseoso
hasta
La sal cargada d e gas se coloc0 posteriormente e n
tubo d e ensaye sellado e n forma d e V invertida, como
e n la Fifura 2 . 1 .
amoniaco. el cual
se
se
enfrió
y
condens6
como agente d e remocicin de calor latente
sumergiendo
del
El
agua
amoniaco
Conforme l o s vapores d e amoniaco entraron e n el extremo
el
de
O t r o
sirvi0
gaseoso.
enfriado
se acumularon, como indica la Figura 2 . 1 ¡ A I
Esta fue la primera vez que se
cambiado del estado gaseoso al
observó
liquido.
la aplicaci6n d e calor y del agua d e
curioso, inmediatamente despues hervir, regresando
muestra
Cuando se aplic6 calor se desprendi6 vapor
extremo del tubo e n un recipiente con agua fria.
del tubo d e ensaye
un
nuevamente
absorbido otra vez por el polvo
muestra en la Figura 2 . 1 1 9 ) .
el
al
de
11
que
el
amoniaco
Una vez que
enfriamiento
amoniaco
estado
cloruro
se
vapor,
de
eliminó
sucedió
llquido el
plata
habl'a algo
empezó
cual
como
a
fue se
--
VAPOR
n
,
,
AMONIACO
LIOUIDO
I
VAPOR
DE
n w AMOfdIACO LIOUIDO
e POLVO DE CLORURO DE PLATA
Figura 2.1 Experimento de destilaci4n y absorción de Faraday. Cuando Faraday toc4
el
extremo
contenia amonlaco Ilquido. encontr4
Sin embargo enfriamiento
aún
68
sorprendente
más
del
que
habla producido por la
fue
tubo
de
estaba el
ensaye
bastante
hecho
ebullici4n
de
del
sin la presencia de fuente alguna de suministro de calor. Cada vez que Faraday repiti4 el proceso,
cambio.
Lo
novedoso
conoisti4
temperaturas bajas en el
sin que se alteraran
106
en
que
fue
observ4
posible
laboratorio cualquier número
el
liquido.
ingredientes en el tubo de ensaye.
12
frlo.
que
el
de
que
mismo
lograr
veces.
Posteriormente en
el
Pistem8 de absorción. Colocó (hido
-4-W
Siglo en
Culfurioo-Agua)
XIX
un
y
Carr6
Ediund
recipiente
oro4
una
iotc'la
suiiniatr4
le
generándooe vapor de HrCOd con agua. que fue almacenado en recipiente oon una vAlvula on su parte superior. Ais16 y enfriar e l primer recipiente temperatura do la merola.
para
disminuir
preai6n
la
Ihspués abrió la v&lvula y
a0
otro
do
oalor.
y
otro do36 la
iniciri
In evaporación del H m 4 enfriando e l iodior el vapor r o l r e s 4
primer
y
recipiente
la
completando e l ciclo. Figura 2.2.
mezcla
Este tipo de
inicial
sistema
se
se
form6
al
nuevamente
muestra
la
on
F CONDENWOR
0 II
9
VALVULA
€PARADO
1
MEZCLA DE ACID0 SULFURIC0 Y AGUA
J
ACID0 SULFURIC0
I
Figuro 2.2 Sistema intermitente de ~ 9 r I g o r a c i 4 npor absorci6n. Ferdinan Carr4 enoontró un teroor sistema de
absorcibn.
modificar el de Edaund CarrC usando una mozcla de "9 oisteio
opora
abaorci6n.
Eeta
sin
alternar
formado
por
106
procesos
cuatro
do
-
Hso.
generación
dispositivos:
condensador. evaporador y absorbedor: AdeiAs tiene
dos
al
Este
gonorador.
vAlvulas
donde se e f e o t m l a expansión dol imonlaco y de la solución
en agua, a d como tambidn una bomba que aumenta la presión de soluci6n rioo en aaoniaco. tienen dos zonas. una de
En estos sistema.
alta
presi6n
donde
y
rica
la
de refrigeración se se
eQocthn
las
v)
M
* a
a,
operaciones de generación-condensaci6n y otra
donde
se
E n la
siguiente
realizan
la
evaporacl6n-absorcibn:
de
baja
fisicamente
encuentran separadas por las válvulas de expansión refrigeracibn.
sección
se
analiza
un
preai6n.
la
y
sistema
se
bomba.
continuo
de
2.1.2SISTEMA CONTINUO DE REFRIGERACION POR ABSORCION un
En la Figura 2.3 se muestran
sistema
continuo
amoniaco-agua.
de
los
componentes
refrigeracibn
esenciales
por
Es posible observar que un grupo de
absorci6n
de
de
dispositivos
acoplados substituyen e l compresor utilizado en l o s
sistemas
de
Para analizar el funcionamiento de este sistema continuo
de
refrigeracibn por compresibn.
absorci6n, se empezará por el Condensador de amoniaco
encuentra que los siguientes procesos son l o s mismos
en
1.
que
en
Se
un
sistema de compresibn: la condensacibn del vapor desde 1 hasta 2.
estrangulamiento hasta una presibn más baja
de
2
a
proceso de e v a p o r a c i h en el espacio a refrigerar de 3 a Despues de salir del evaporador
.
.
vapor
el
4,
Y
el
en
un
3
4.
entra
absorbedor. Como el agua disuelve el amoniaco. e l agua absorbedor absor,be el amoniaco proveniente del evaporador. proceso de absorcibn libera calor, P A S . latente de NHa absorbido. Es
necesario
aclarar
que
una
amoniaco se llama Ilquido fuerte: una débi I.
que
incluye
solucibn
soluci6n
el
calor
generador.
un
cambiador
de
calor
En este último se calíenta
de
el
6
a
liquido
entonces desprende amoniaco en forma de vapor.
7 .
de
liquido
El llquido fuerte e s bombeado desde el absorbedor. 5.
6. a traves de
El
concentrada diluida
hasta
hasta
fuerte.
En el estado
rectificador. la cantidad de agua en una mezcla en equilibrio
vapores. de agua y de
amoniaco
es
relativamente
del
pequeña.
el
que del
de
pero
tiene que eliminarse para evitar s u congelacidn en el evaporador.
Por tanto, en el rectificador. los vapores pasan por una 14
columna
rectificadora, que separa el agua ( A ) que pudiera existir
soiucibn conoentrada de amoniaco.
El vapor de amoniaco
condensador en I , desde donde este ciclo se repite. nuevamente el generador,
. 6
obsorva que el proceso de
del amoniaco deja una eolucibn ddbll ( A i . Esta luogo dosde 0 1 generador, a tra-s
dol
pasa
la
al
Considerando obullici6n
solucibn
cambiador
on
de
retorna
oalor.
ai
absorbodor. dondo ab8orbo amoniaco numvaimnto.
E8te oimbisdot d o
hacia el absorbedor y para calentar la
fuerte en eu paso
calor sirve para enfrlar la soiuci6n
dCbi1
su
durante
6OlUCi6n
hacia el generador, y de este modo ahorrar calor en el
y reducir el calor rechazado en el absorbedor.
retorno
genorador
O
Figura 2.3 Sistema continuo de retrigeracibn por absorcibn.
El coeticiente de rendimiento para e o t e
tipo
de
ciclo
se
puede definir como la relacibn entre la cantidad d e calor extraldo en el evaporador y el calor transmitido al genorador; o 15
si la energla para accionar las bombas
denominador se incrementa en la cantidad
se
sea, el factor de rendimiento, i res:
Donde
de
toma
en
estos
cuenta,
trabajos.
W puede incluir los trabajos de bombeo de una
posible
del
factor
o
mAs
o
d e las bombas, de acuerdo con la exactitud deseada.
E l valor más alto
el
rendimiento
de
se
obtiene utilizando ciclos reversibles, con la ecuación siguiente:
Donde Tar e s la temperatura suministra calor en el generador,
constante en e l evaporador y To e s la medio ambiente.
constante TEV es
a
temperatura
la
cual se temperatura
la
promedio
del
2.2 CARACTERISTICA DE LOS REFRIGERANTS Se logra bajar la temperatura de un sistema de refrigeración por medio de un refrigerante. Para 'el hombre son conocidos
muchos refrigerantes.
De hecho cualquier llquido
una temperatura en alguna parte cercana al punto
del agua puede enfriar y preservar los alimentos.
que
de
hierva
a
congelacidn
Sin embargo. un punto de ebullición por debajo del que se forma e l hielo no es
por si mismo el único aspecto que origina un buen refrigerante.
Un refrigerante propiedades químicas,
es
necesarío
flsicas
y
econbmico y al mismo tiempo seguro. factores principales
que
que
cumpla
termodinámicas el
propiedades
lo
funcionamiento
hagan
son
los
un
Garantizar propiedades flaicas y termodinámicas adecuadas
al
Las caracterlsticas ideales d e un refrigerante son:
11
otras
de
sistema d e refrígeracibn.
determinan
Estas
que
con
rango de operacidn.
16
2)
Termica y qulmicamente estable.
3, Seguro* no flamable, no detectar en fugas. 4)
tbxico.
no
fr&ii
~ e x p ~ o s , v oy
Disponibilidad y bajo Costo.
Compatible con 1 0 s materiales de construcci6n lubricante8 usad06 en io6 di6poiitivos de refrigerscibn.
5 )
Hasta el momento no se ha encontrado un
que cumpla con los requisito6 anteriores.
El
criterio
refrigerante t i e n e . que
86
inicial
para
la
los
y
refrigerante
selecci6n
del
crltica
del
.
ideal fluido
el especificar l o s I1m:ites tbrmicos en los cuales
trabajar.
La
temperatura
refrigerante tendrá que ser bastante
mayor
que
De igual
mAxima de trabajo en el sistema.
forma,
la
el
fluido
temperatura punto
de
determina
la
congelaci6n del refrigerante tiene que ser suficientemente que la temperatura minima en el sistema. La presi6n de vapor del
fluido
refrigerante
presibn desarrollada e n el condenoador y e l evaporador condiciones de operaci6n. mode'rsdas
con
de
el
objeto
Se
de
tiene
utilizar
que
operar
materíales
construcci6n y equipos normales. reduciendo con tamaño. el peso y el costo del equipo.
l o
a
menor
bajo
la6
presiones
ligeros
anterior
de
el
P o r otro lado, la presion
en el evaporador tendrá que estar por arriba
de
la
atmosferica
vaclo requiere el uso de equipo voluminoso y
se1106
especiales.
El operar bajo
para evitar la entrada de aire dentro del equipo. El
fluido refrigerante ideal tendra una presi6n
de
condensacibn
relativamente baja, lo cual implica un valor bajo de la r a z h
c o m p r e s i h . presi6n de condensaciónipresión de evaporation. El
trabajar con valores bajos
de
la
resulta en u n consumo menor de potencia volumetrica.
capacidad
reducidos.
Este último punto e s
pequeña,
ya
El calor latente de
tiene que
ser
lo
más
operaci6n del sistema.
que
una
y
importante
permite
vaporizaci6n
grande
raz6n
uso
el
posible
del
a
de
alta
en
de
fluido la6
compresi6n
eficiencia
sistemas
compresores
refrigerante bar.
que ser menor que la temperatura de evaporacibn para que el 17
con
condiciones
El punto de ebullici6n. a u n
de
de
tiene
lado
d e baja PreSidn opere a r r i b a de la pres 6 n atmosferica as1 la entrada de aire o humedad dentro del sistema. La capacidad
calorlfica
del
refrigerante
f l u do
tiene que ser lo mas baja posible y la
vapor
del
respectivamente.
reducir
y
efecto
el
de
efecto
con
caidas de p r e s i ó n dentro del sistema. La
conductividad
termica
del
fin
el
fluido
alta
de
sobrecalentamiento
El fluido de trabajo tiene que garantizar valores
viscosidad y tensidn superficial,
liquido
más
lo
posible y a que ambos valores tienden a incrementar el subenfiramiento
evitando
de
bajos
reducir
refrigerante
de
la6
tanto
liquido como vapor tiene que ser a l t a con el f i n de favorecer
transferencia de calor en los intercambiadores.
la
2.2.1 AMONIACO E n la actualidad
hidrocarburos fluidos
de
106
refrigerante6 mAs
halogenados,
trabajo
que
refrigeracibn mas comunes.
a causa de que la energla compresor de los equipos
freones,
se
utilizan
tdxico.
en
que
son
los
sistemas
de
éstos
los
son
los
Estos sistemas son l o s de compresibn.
electrica
comerciales.
casi en cualquier poblacibn. AI
dado
utilizados
requerida se
para
encuentra
operar
el
disponible
amoniaco se le conoce como refrigerantes R - 7 1 7 , aunque e s flamable
y
explosivo .
bajo .
ciertas
condiciones.
propiedades termicas l o hacen insustituible en plantas de
sus
hielo.
plantas empacadoras y grandes bodegas frigorlficas
en
ebulliciCn a presífin
presiones
cuenta con personal capacitado. operacidn moderadas.
atmosférica
El amoniaco tiene de
-33.34OC
y
un
donde punto
Aunque el amoniaco n o es corrosivo a
se
de
de
todos
los metales comunes. en presencia de humedad corroe a l o a metales
no ferrosos tales como el cobre y sus aleaciones.
E n los sistemas de refrigeración por
temperaturas el amoniaco se sigue
absorción
utilizando.
a
para
causa
de
bajas
sus
excelentes' propiedades termicas y afinidad en la absorcibn Con el agua.
18
2.2.2MEZCLAS REFRIGERANTE-ABSORBENTE Para
se Iecc i onar refrigerante-absorbente a
la mozc I a utilizar en
los
adecuada sistemas
refrigeracibn por absorci6n. generalmente se sigue
el
criterio: el absorbente tiene q u e garantizar una fuerte por e l vapor refrigerante; tienen q u e
ser
tanto
mutuamente
absorbente
solubles
en
como
rango
el
condiciones d e operacidn: ademls d e 6er seguros. corrosivos, tanto separados como combinados.
absorbente tiene que ser muy baja. de tal refrigerante contenga poco o nada
afinidad
refrigerante deseado
La volatllidad
absorbente
de
de
siguiente
estables
manera
do
que a1
el
salir
de
y
no
del
vapor del
generador; l a s presiones de trabajo tienen que ser razonablemente
bajas y d e preferencia cercanas a la
presión
mlnimizar el peso del equipo y las fugas.
atmosferica.
El
calor
vaporización del refrigerante tiene q u e ser alto. refrigerante requerido sea mlnimo. Algunas combinaciones
utilizadas
son
las
31 Amoniaco-Tocianato
combinaciones temperaturas
para
los
(abajo d e l
Sodio
de
sistemas
punto
de
amoniaco-agua es el más común.
íNH9
de
slguientes: HZO
absorcien
congelación
baiañ
de
agua)
del
el
1)
LIBr) estas
-
De
-NaSCNi.
El amoniaco e s el refrigerante y el agua e6
de
De modo que el
Amoniaco-Agua íNH3 - H z O ) . 2 ) Agua-Bromuro de Litio í y
latente
para
el
absorbente.
alto calor latente d e Esta es la mezcla más empleada, por el vaporización por unidad de masa que iiene el amoniaco. Ademáh
que el agua tiene gran afinidad por e1 vapor d e dos
son
mutuamente
condiciones.
Ambos
solubles fluidos
en
son
un
rango
altamente
compatibles con casi todos los tipo6 d e acero.
amoniaco
muy
de
'y
60n
amoniaco
llgeramente tdxico. muy irritante,
algo
operacibn son relativamente altas.
El agua ea volátil.
limitando su empleo en aire
106
ampllo
estables El
y
e6
inflamable. explosivo. S u s presione6 de acondicionado.
implica adaptar equipo adicional para la eliminación
obtener amoniaco puro.
19
de
lo
cual
agua
y
2.3COLECTORES SOLARES €1
Sistema de rmfrigeraci6n por absorc16n. d r s c r i t o
en
secc!ones anteriores, utiliza calor para generar fria. fuentes d e calor comuniente utilizadas son las siguientes: a ) Calderas. por Combustidn. Vapor
b)
o
agua
caliente.
utilizando
industrial para trabajo de proceso.
en
una
c ) Calor de desperdicio. recuperado de los gases
Las
planta
de
de motores o turbina de gas.
las
escape
d ) Vapor del escape de una turbina de vapor.
e ) Vapor geotérmico.
f ) Otros medios afines.
Desfavorablemente p a r a la regi6n donde se requlere
el Sistema de refrigeracibn por vista
práctico,
técnico,
absorcidn.
econ6nico
desde
natural,
y
anteriormente señalados resultan ser Inapropiadoa. Actualmente existen
sistemas
f l u i d 0 6 a base energla solar.
el u60 de equipos de absorcion
que
usan
se
instalar
punto
el
106
para
de
medios
calentar
Esto ha causado un gran interhs en como
parte
de
106
mbtodos
de
conservacidn de energla. además que la energla solar se encuentra d1,sponible en todo el pals, no cuesta. es limpia y no Se
considerá la energla
solar
como
caudal,
a
mayor
superficie
evidentemente mayor flujo recogido. ocurre con los colectores solares.
cascada
infinita
Si se intenta interceptar se tendrá de captaci6n.
cayendo sobre la euperficie terrestre. su
una
contamina.
Esto es precisamente lo
que
Lo6 colectores son. en una instalacibn solar. el equivalente
a la caldera, en una convencional: e6 decir, calienta el fluido.
el
Este circula por todo e l
dispositivo
colector,
por simple contacto. el calor del s o l que quedo atrapado superficie de absorcidn.
'Existen actualmente cuatro tipos básicos
energía solar: 10s planos. 10s de concentraci6n
de
que
tomando en
la
colectores
de
los
de
Existen variantes en los diseños de l o s distintos tipos.
lo
concentracidn puntual y l o s especiales.
20
lineal,
que Proporciona una variada gama
de
productos
en
mercado.
Cada uno de estos tienen sus ventajas y desventajas que los hacen adecuados s ó l o para ciertos usos. Es colectores de
placa
plana
pueden
tener
selectiva; la
placa
puede
construirse
dos,
inherentes,
decir,
una
ninguna
o
no
cubierta transparente; la superficie que absorbe puede o cobre,
de
10s
ser
aluminio
fierro. y s e r lisa. acanalada o tener forma de aletas, etcdtera. D e manera muy
general,
colectores
los
de
energla
pueden dividirse en concentradores y no concentradores. primero s e concentra
la
radiaci6n
solar
por
medios
En
o
solar los
dpticos.
lentes o espejos. antes de convertirla en energía t&rmica..lo que
permite obtener temperaturas más altas en el dispositivo donde se recibe la radiaci6n
concentrada,
llamado
receptor.
Tienen
el
pmqueña
o
inconveniente de utilizar únicamente el componente directo de
radiacibn
solar.
practicamente nula.
que
en
ocasiones
llega
a
ser
P o r esta r a z h los concentradores
mecanismos que l o s orienten en
movimiento aparente del s o l .
forma
En
esta
canales y los platos parabólicos.
continua clase
requieren
para
se
la
seguir
incluyen
el
los
Los colectores no concentradores utilizan tanto la radiacidn
directa
como
la
difusa
por
y.
estacionarios durante la operación. de placa
plana.
El
componente
general,
lo
A
permanecen
esta cla6e permanecen
principal
de
este
los
tipo
de
colectores es una placa, generalmente metálica, plana corrugada o
acanalada, cuya funci6n es absorber la radiaci6n solar que inclde sobre ella y transformarla en calor.
E n su versi6n m A s común, la placa plana se une
termicamente
a duct06 que varían en arreglo y área seccional; su
objetivo
es
placa
metálica
se
permitir el paso de un fluido, ya 6ea líquido o gas, la energía termica del colector.
Sobre
la
que
extrae
colocan una o varias cubiertas transparentes que permiten el paso de la radiaciOn solar y disminuyen las perdidas t&rmicas parte anterior del colector.
L a s perdldas termicas en
posterior se evitan con una capa de aislante t6rmico. neto útil que puede obtenerse por unidad de área de
de este tipo,
esta
dado
por
el
balance
entre
un
la
la
El
por
la
parte
calor
colector
radiacidn
absorbida por el colector y la energá perdida en diversas formas.
La temperatura de operacibn de un colector de placa plana
alrededor de los 100°C.
y llega a alcanzar
de 15OoC, dependiendo de las flujo dentro del colector.
Se han propuesto y
solares, que
pueden
clasificarse
compuestos
y
tipos
del
y
de
colectores
Entre ellos 8e
encuentran
como
los estanques solares, los colectores
parabblicos
climatolbgicas
otros
diferentes intervalos de temperatura. colectores
temperaturas
condiclones
construido
oscila máximas
especiales;
de
tubos
otros.
En
operan
en
evacuados. el
106
presente
proyecto se consideran colectores solares de tubos evacuados. +Colector de tubos evacuados.
y
si
tenemos un colector solar no concentrador de placa
producimos
un
vaclo
parcial
alrededor
de
esta
plana
placa
de
y la placa retendrá más su calor, a este colector se le llama
de
absorción, las pérdidas por conveccibn y conducción se tub06 evacuados.
Lo6 colectores solares más eficaces de
disponen actualmente son tubos
de
vacio
de
vidrio.
reduciran q'ue
por
interior contiene un conducto con u n revestimiento. que lleva
fluido. E n el capltulo 4 .
se
cuyo un
figura 4.1, se muestra la configuracien
bdsica de un colector solar de tubo evacuado.
E n estos colectores, a causa
de
su
mayor
eficiencia,
la
superficie de capataci6n necesaria es menor que en l o s coiectores de placa plana comunes. Esta caracterlstica los . hace especialmente indicados en ciertos ca6os. por ejemplo, cua.nd0 plantea
la
necesidad
de
existentes. en l o s cuales pane I e6.
a
instalaciones veces
22
falta
solares
en
superficie
Se
edificio6 para
los
2.4 DESCRIPCION DE UN SISTEMA D€ REFRIOERACION POR ABSORCloN OPERAHX) CON M R G I A SOCAR. E l uso de energia solar como fuente directa
operar
un
sistema
de
refrigeracidn
por
de
absorción
calor
tiene
para el
inconveniente de suministrar calor en forma variable. ya que
variaciones
naturales
significa a su vez. que
en
niveles
los
las
de
temperaturas
en
radiacidn,
las
que
lo
generador
el
no
pueden mantenerse constantes y resultan en un flujo' variable ' d e refrigerante.
Es
evidente
tambidn
que
generador
el
va
a
.funcionar solamente durante las horas de insolacldn efectivas del dia.
Esta cantidad de horas depende de la zona donde se
el sistema.
Para la region donde se requiere instalar e l
d e refrigeracidn solar', del presente proyecto,
horas
aproximadas
satisfacer la
de
demanda
insolacidn
de
efectivas,
refrigeracion
es
hetale
equipo
consideran
se
siendo
necesario
que
que
6
para el
sistema opere durante dieciocho horas continuas: esta restriccidn nos obliga a
que
el
refrigerante
necesario
para
operar
las
dieciocho horas sea generado en las seis horas de insolacidn efectivas y almacenarlo en un depdsito de condensado. A continuación se realiza una descripcidn
de todo el sistema.
2.4.1 COLECCION SOLAR En
este
proyecto
se
utilizaran
colectores
concentradores de placa plana con tubos evacuados, en la figura 2.4 con e l
numero
i l l .
los
cuales
solares
no
calientan
un
representados
fluido, aceite en este caso particular. medio por el cual
se
transfiere calor al generador. (A)
le
El aceite caliente sale d e los colectores ( 1 1 por la llnea y entra al generador 121 tambien por esta. AI circular el
aceite
por
el
generador
transfiere
calor
y
disminuye
temperatura. El aceite sale del generador por la Ilnea o temperatura relativamente baJa (90-100 C l entrando \r
colectrores solares i l l .
Este aceite proveniente 23
del
( A ' )
a
su
a
IO6
generador
1.
COL~CTOR~s S oLmrs
s.
SECARADOR-RCCTICICADOR
4.
5.
2.
14.
ALYACLN
DL
ALYACCN
S í .
VALVULA
AUXILIAR
DC R L I R I O C R A N T C
LO.
INTLRCAY.IADOR
DL
POR
CALOR
A.P
QUE=
CALOR
a r c H . POR
EVACORADOR
QAD=
CALOR
RCCH
MEZCLADOR A.60RBEDOR
Pco=
CALOR
S U Y X N AL R L c H . POR
DC F X P A N S I O N
POLE
CALOR
roa
DLDIL
LVACORADOR MCECLADOR A.SOR.CDOR
OLNCRADOR CONDENSADOR
Figura 2.4 Diagrama d e l 616teea de refrigeración por ab6orCí6n o p e r a n d o con energla 6olar.
24
PUL.TL
OOLNS
SOLUCION
QCVE
L N F R I ADOR VALVULA
e.
COLUCXON
CONDENSADOR
7.
10.
DL
8OY.A
6.
e.
1 1 . ALMACLN
LZ.
OENERADOR
empieza a calentarse dentro de los colectores hasta llegar. a la temperatura de operacion (115-120 O C ) . ES importante recordar
que el proceso de coleccidn solar en el limitado en tiempo. esto es, 6610 se
presente
proyeoto
est&
efectóa
durante
IPS
de .alta
presión
tiene
horas d e insolacion efectivas.
eefs
24.2 GEERACION DE REFRIGERANTE E l generador situado
al
lado
función de calentar la soluci6n de agua
amoniaco ísoluci6n fuerte), hasta una
con
alto
tal
La fuente de energla que transfiere calor al generador
línea
(11.
La
solución
(2).
(A1,proveníente
fuerte
entra
(E') procedente del intercambiador de soluciones
por
de
evaporaci6n
ser
el
suficiente
calor
suministrado,
alcanzar
la
entra QCE,
temperatura
al
tiene de
aproximadamente a 14 atm de presión. generador
para
el
calentamiento
dicho El
de
del
para
100-1osoc.
punto,
en
acelte utilizado
la
la
(3); el
separador-rectificador que
de La
(131.
soluoí6n fuerte es calentada hasta el punto
amoniaco y enseguida
el
que,
amoniaco se desprenda d e la soluci6n en forma de vapor.
los colectores solares
de
contenido
temperatura
es el aceite caliente que entra por la linea
la
soluci6n
fuerte
el
es
regresado a los colectores solares por la llnea (A'], para elevar
de nuevo su temperatura y poder reutilizarlo.
24.3 SEPARACION Y RECTIFICACION El separador rectificador ubicado en el lado de alta presi6n
del sistema tiene la funci6n de separar el vapor de la solucidn de agua con
bajo
contenido
de
Es de gran importancia
que
esta
de
vapor
de
amoniaco
dbbil), y eliminar la humedad, al máximo posible, amoniaco.
amoniaco
del
última
(solución
funcidn
cumpla eficientemente. pues de n o ser así, al condensar el de amoniaco con alto contenido de humedad 25
se
obtendrá
la
vapor
amoniaco
liquido (refrigerante) con agua. el cual, reducir& su capacidad enfriamiento.
01
entrar al evaporador
La SOlUCi6n d é b i l junto con el vapor de amonlaco. expulsados
del generador 1 2 ) . entran al separador-rectificador (3). en donde
la soluci6n débil es separada y
soluciones
113).
rectificador, donde
El
vapor
diriglda
al
calor,
Pic.
de
intercambia
amoniaco
Intercambiador
de
el
de
circula con
por
agua
el
entra p o r ia línea ( F I y sale por (F' I. Posteriormente el vapor rectificado es enviado al condensador
enfriamiento'que
L'a
14).
humedad
extralda
del
vapor
amoniaco
de
el
en
rectificador q s dirigida tambien, al igual que la solucibn d e b i l ,
al intercambiador de soluciones ( 1 3 ) .
2.4.4 COWENSACION El condensador localizado en la región de alta presión tlene
la funcI6n de reducir la temperatura del vapor de amoniaco. hasta llegar a u n punto de
Ilquido
posible.
El vapor de amoniaco
(31, entra al condensador
subenfriado.
que (4)
sale
bajo
A I circular el
a alta temperatura.
temperatura
disminuye hasta lograr el cambio de fase de subsiguientemente a líquido subenfriado. originada
6ea
como
separador-rectificador
del
vapor de amoniaco por el condensador, la
temperatura del amoniaco, es
tan
por
del
vapor
vapor a Ilquido y La disminucion de
el
intercambio
de
calor entre éste y el agua de enfriamiento que entra por l a Ilnea 181.
El agua utilizada en el condensador para llevar a
intercambio de calor,
relativamente alta.
procesos
sea
enfriamiento.
sale
por
la
llnea
( 8 ' )
a
Es muy común que el agua empleada
reutilizada.
al
disponer
de
una
cabo
el
temperatura en
estos
torre
El refrigerante (amoniaco Ilquidol obtenldo en
condensador, sale de este dipositivo. para ser depositado
en
de el
el
El calor cedido en el condensador sea el al medio ambiente o al agua de enfriamiento Pco, seg.2,
almacén de refrigerante ( 5 1 .
caso, tiene que s e r mayor que e l calor 26
latente
de
condensación
del amoníaco, para lograr su cambio de fase y e l
subenfriamiento
deseado.
2.4.5 ALMACENAMIENTO DE REFRIGERANTE
(Al
El aceite caliente
s a l e de
los colectores 1 1 ) por
y entra al generador ( 2 ) tambien por esta.
aceite
por
temperatura. temperatura
el
generador
baja
(90-100
o
refrigerante
situado
en
relativamente
El almacbn de del
y
calor
El aceite sale del generador por l a
colectrores solares ( 1 ) . presión
transfiere
Al
sistema.
como
el
su
disminuye Ilnee
entrando
Cl
linea
circular
Este aceite proveniente
tiene
la
del
el
lado
objetivo
( A ' )
a
a
I os
de
alta
generador
almacenar
el
refrigerante que s e r á utilizado para operar el equipo durante
un
E n la Sección 2.2 se indicó que e l equipo tiempo de generación tiene que operar 18 horas al dla y que el tiempo predeterminado.
está restringido a las 6
horas
de
insolación
efectivas.
significa que la separación del vapor de amoniaco o requerido para operar las lehoras. se
tiene
que
el
amoniaco
generar
horas y como consecuencia la condeneaci4n se tiene que
cabo durante el mismo tiempo, raz4n por la cual es
esto
en
llevar
necesario
almacenamiento de refrigerante.
6
a
el
El almacén de refrigerante ( 5 1 es alimentado por la llnea de
suministro que proviene del condensador ( 4 ) .
El
refrigerante
expulsado del depósito de almacenamiento en forma controlada. flujo d e refrigerante es controlado por la válvula
de
( 7 ) . pero antes de llegar a la vAlvula de expansi4n Cste
primero por el enfriador ( 6 1 .
es
El
expansión
circula
2.4.6 ENFRIAMIENTO PREVIO DEL REFRIGERANTE LIQUIDO .c
El enfriador es u n intercambiador de calor, localizado en el
lado de alta presión. cuya función es
disminuir
del refrigerante Ilquido. que se encuentra 27
en
la
alta
temperatura
presi4n.
y
elevar la temperatura del vapor
evaporador a baja presi6n.
el objetivo de aumentar la
de
amoniaco,
que
abandona
el
El enfriamiento previo se reali'za con eficiencia
de
refrigeración
evaporador y por tanto de todo el sistema. esto es. que cuanto mas baja sea la temperatura
del
a
en
el
causa
refrigerante.
de
mayor
será la cantidad de calor latente requerido en el evaporador para
efectuar la evaporación de este.
El
refrigerante sale del alrnacen (51 a temperatuda relativamente alta y entra al enfriador ( 6 1 . La presibn alta se
mantiene aproximadamente igual
en
el
(enfriador) por el lado del fluido
intercambiador
caliente
frio (vapor de amoniacoi que entra por la llnea ic). baja
y
calor
(refrigerantel.
refrigerante al circular por el enfriador, cede calor
del evaporador a baja presibn
de
El
al
fluido
Este
mismo
proveniente
temperatura.
vapor de amoniaco sale por la linea IC') a mayor temperatura. refrigerante previamente enfriado que abandona el
El
intercambiador
de calor a presión alta, se dirige a la valvula de expansion
(7'1.
2.4.7 VALVULA EXPANSION La válvula de expansibn ubicada entre el evaporador. e s el dispositivo que controla
enfriador y el flujo
líquido de alta presión tiene que
un
refrigerante y reduce la presion en el sistema. reducirse
El
a
refrigerante
refiigerante
llquido de baja presión en las cantidades adecuadas la operación del sistema con la m á x i m a eficiencia.
presión del refrigerante reduce a m u y bajas
Ilquido.
temperaturas.
su
en
punto
el
caso
de
el de
lograr
para
AI
reducir la
ebullicibn
del
amoniaco
se a
presibn atrnosferica. 1 atm, el punto de ebullición promedio es de -17.5 OC.
La
valvula
de
expansian
171
es
alimentada
por
refrigerante llquido de alta presibn que sale del enfriador
Al pasar el refrigerante de alta presión
presión del
por
esta
válvula.
Ilquido disminuve y el f l u j o e s controlado. 28
el 16).
la
El flujo
controlado de refrigerante llquido a
presian
baja
válvula y se conduce al evaporador 181.
sale
de
la
2.4.8 EVAPORACION el lado d e baja presian del sistema d e refrigeraciún a traves del cual fluye el calor que E l evaporador e8 el dispositivo e n
se pretende desechar.
E l evaporador extrae el calor d e la regiún
que se desea enfriar. esto se lleva a cabo durante la evaporacibn
del refrigerante líquido a baja presibn Para cambiar de fase Ilquida
a
vapor
dentro
el
evaporador.
del
refrigerante
absorbe
calor para llegar al punto de llquido saturado (calor sensible] y continua absorbiendo hasta alcanzar el punto d e vapor
saturado].
Despues del cambio de fase, dentro del evaporador. el vapor sigue
circulando y absorbiendo calor icalor d e sobrecalentamientol.
La
suma d e los calores anteriormente descritos da como resultado
calor d e evaporacibn. PY:.
El evaporador
I81
extraido p o r el evaporador.
es alimentado por el refrigerante
d e baja presidn proveniente Dentro
del
'evaporador
el
de
la
válvula
refrigerante
sale del evaporador e n forma d e
absorbe baja
E l mezclador ubicado en la regiún d e
baja
enfriador 1 6 ) .
la
línea
iC],
la
cual
se
171.
calor
el
El
a
por
vapor
liquido
expansidn
de
evaporaci5n. P r v , de la zona de enfriamiento. temperatura
el
de
refrigerante
presiún - y
conecta
con
baja el
2.4.9 MEZCLADOR e6
un
solucir3n debii y el vapor de amoniaco que sale del enfriador.
El
dispositivo o un arreglo e n el sistema efecto del mezclador absorbedor.
El mezclador
en
el
sistema
que
presiún.
permite
facilita
la
mezclar
funcihn
( 9 1 e s alimentado con vapor d e amoniaco por
linea i C ' 1 proveniente del enfriador 29
I61 y
la
del
la
con soluciún debil por
la Ilnea que sale de
la
válvula
auxiliar
(15).
Dentro del la solución
y
mezclador entra en contacto el vapor de amoniaco
d é b i l . La mezcla reeultante obtenida e n el mezclador desemboaa e n
el absorbedor ( 1 0 ) .
2.4.x) ABSORCION El absorbedor localizado en el
de
lado
presión
baja
del
sístema es el componente que tiene como funcidn absorber el vapor
de amoníaco no condensado o la mezcla de solucidn ddbil con vapor
de amoniaco proveníente del mezclador.
La absorción se efectúa a
causa de a que al absorbedor entra inicialmente una solución d a b i l
cantidad
de
(ague con poca can idad de amoniacol. la cual, por
principios naturales posee la cua idad de absorber
amoniaco, formando posteriormente u n compuesto
.
rico en amoniaco (solución fuerte
Al
el
vapor
Ilquido
de
aaua
de
igual que en el mezclador
al entrar en contacto el vapor de amoniaco con la 60lucidn d é b i l . este cembla de fase, de vapor a liquido y cede calor a circundante; en este caso a
diferencia
mezclador
del
vapor se condensa, obteniendo la solución fuerte.
El absorbedor
(101 es alimentado por la mezcla
vapor de amoníaco no condensado e n el mezclador ( 9 1 .
absorbedor se genera calor, PA^. el cual
todo
el
liquida y
el
Dentro
transferido
es
medio
su
a
del
una
fuente de en+riamiento a traves del agua que se hace circular por
el absorbedor. entrando por
la
Ilnea
a
(Dl
baja
temperatura
(generalmente temperatura ambientel y saliendo por la llnea
a temperatura relativamente alta.
La
libera del absorbedor es almacenada en
fuerte ( 1 1 ) .
2.4.11 ALMACENAMIENTO DE LA
solucidn
el
fuerte
almacan
de
que
(D'I
se
60lUCibn
SOLUCION FUERTE
.El. almecen de la solución fuerte ubicado
baja presión del sistema. es el
depósito
30
que
en
se
la
regi6n
utiliza
de
para
almacenar la solución fuerte.
Esta solucidn almacenada
disposicibn de u n sistema de bombeo para ser
transportada
intercambiador de calor y posteriormente al generador. La solución fuerte es el compuesto de agua
contenido de amoniaco, al cual. e n el generador se le
calor para separar el amoniaco d e l agua. separado
por
otros
componentes
del
a
con
a
un
alto
transfiere
AI circular el amoniaco
equipo
oe
obtiene
refrigerante requerido por el sistema de enfriamiento.
La soluci6n fuerte procedente del absorbedor ( 1 0 1
el almacen ( 1 1 1 .
queda
entra
el
en
Posteriormente esta solucidn ea extralda por la
bomba ( 1 2 1 . la cual incrementa su p r e s i h .
2.4.Q
BOMBEO La
bomba
extrae
la
solucibn
fuerte
almacenamiento que se encuentra a baja presión la
comprime.
obligando
la
circulación
del
de
depósito
de
posteriormente
y
intercambiador de calor. para introducirla despu6s
esta al
por
un
generador
con alta presibn ( l a presi6n necesaria para que la solución fuerte logre entrar al generador]. La cantidad de energla Suministrada
a
la
bomba
para
comprimir
la
solucibn
fuerte
comparada con la cantidad de energla que se tIene que suministrar
a la bomba o compresor de u n sistema de refrigeracibn mecánico es sistema relativamente más pequeña. Esto es a causa de que en el
de absorción el componente a comprimir es
un
fuerte1 y en el oietema mecánico es un vapor
que
Ilquido
La bomba 1 1 2 ) succiona la solución fuerte del
se
encuentra
a
baja
presión
y
enseguida
(solucibn
almacCn la
1111
comprime
forzándola a pasar por el intercambiador de soluciones 1131.
2.4.13 INTERCAMBIADOR DE SOLUCIONS El intercambiador d e
soluciones
calor localizado en el lado d e alta
es
un
presibn
intercambiador
del
sistema,
de
este
*i*Positivo tiene
como
funcibn
elevar
la
temperatura
de
soluci6n fuerte que posteriormente entrará al generador, é s t a .
puede
considerar
como
una
acción
de
precalentado.
la SB
Este
precalentamiento. cuanto mayor sea es m e j o r para e l sistema. esto
n entra a es a causa de que si la ~ 0 l ~ c i 6fuerte
una
relativamente alta al generador. la cantidad de requerirá suministrar para separar el
temperatura
energia
amoniaco
que
se
de
la
solucion
entre
la
soluci6n
será mucho menor y como consecuencia aumentará la eficlencia
El intercambio de calor se efecttia
sistema.
fuerte proveniente del sistema de bombeo,
frlo, y la solucibn d é b i l que sale
caliente.
Se puede observar que e l
del
actuando
como
separador.
intercambiador de
del mismo modo cumple con la función de bajar la
la soluci6n d é b i l que sale del separador. menor
Para
( 1 3 ) por la llnea
al
alta y temperatura relativamente baja.
se eleva la temperatura de la soluci6n
~~luciones
temperatura
aumenta
bomba
de
es
débil
de
sea
su
soluciones
a
(121
presibn
Dentro del intercambiador fuerte
posteriormente
y
sale por la linea (E') para entrar al generador 1 2 1 .
d é b i l que sale del separador ( 3 ) a
fluido
sistema
intercambiador
( E l que procede de la
como
el
capacidad para absorber vapor de amoniaco. La ~ 0 l u c i 6 nfuerte entra
fluido
temperatura
conveniente también que la temperatura de la soluci6n relativamente baja. puesto que a
del
presibn
Y
La soluci6n
temperatura
alta
e n t r a al intercambiador de soluciones. lugar donde cede calor a medio circundante; después la soluci6n sale de I
intercambiador. con temperatura más baja y alta presibn. para Ser
depositada
en e l almacén de sOlUciOn d é b i l
(14'.
2.4.14 ALMACENAMIENTO DE LA SOLUCION DEBIL El
almacen d e la solución d é b i l que se encuentra en el
de alta presión del
sistema
es
un
depbsito,
en
el
cual
lado
se
almacena la soluci6n d é b i l q u e es expulsada del intercambiador de La solucion soluciones. previamente extraída del separador.
débil es e l componente que efectiia 32
la
absorcibn
del
vapor
de
amoniaco generado en el evaporador.
de
flujo
El
sale del almacen tiene que ser controlado para
proporciones requeridas amon i aco
.
de
abmorci6n
El almacen de la solución dbbil
soluci6n
es
(141
solución
cumplir
que
con
las
de
dóbll-vapor
alimentado
la
por
Ilnea de suministro que proviene del intercambiador de soluciones 113).
La
solución
controlada1 por auxiliar ( 1 5 1 .
débil
la
llnea
se
de
del
evacúa
aalida
almacón
conoctada
(en
a
la
forma
válvula
2.4,s VALVULA AUXILIAR La válvula auxiliar e6 el dispositivo que tiene como funci6n
controlar el flujo de solución debil que abandona almacenamiento. asl como reducir la presi6n de este fluldo.
su Es
necesario reducir la presión de la soluoi&n debil antes de entrar
al mezclador o al absorbedor. pues de no ser a s l . esta solución a
presicin alta invadirla
el
lado
de
baja
presirín
ocasionando que e l equipo de enfriamiento
objetivo,
ya
que
el
evaporador
no
del
sistema
cumpliera
inundado
dr
con
su
reduce
la
solución
d4bil
dlficilmente absorberá calor de la región de enfriamiento. La válvula auxiliar ( 1 5 1
el
controla
flujo
presidn de la solución d C b i l proveniente del almacén posteriormente salir y alimentar e l mezclador
(91
débil a baja presión.
y
(141.
con
para
solución
2.5 EQUIPO AUXILIAR En la sección 2.2 se describió un sistema
por absorcibn amoniaco-agua operando con
refrigeraci6n
de
energla
solar.
cual se analiza el funcionamiento de cada uno de los básicos de dicho sistema.
acoplados con
otros
finalidad optimizer
Algunos
dispositivos
recursos
en
33
de
estos
auxiliares
la
operación
del
la
componentes
componentes que
en
tienen
estAn
como
sistema
y
satisfacer la demanda de energla de elementos especificos que
requieran.
A continuacicin se presenta
una
dispo6itivos auxiliares de mayor importancia.
de
descripcicin
la
los
2.5.1 TORRE DE ENFRIAMIENTO del
En la6 secciones 2.2.4 y 2.2.10 se explicci el funcionamiento condensador y absorbedor respectivamente. En ambos
componentes se efectria la transferencia de calor con
Se
auxiliar, que para casos prácticos es agua.
una
agente
recomienda
efectos
este llquido sea tratado qulmicamente para disminuir los
Si el agua empleada para remover
de corrosicin dentro del equipo.
calor, después de que cumple con
medio ambiente sin la intenci6n de
gran
costo
para
operaclbn
la
que
su
objetivo
reutilizarla.
del
deaechada
es
sistema;
recomienda utilizar torres de enfriamiento.
implicarla
lo
por
que
al
un 68
La t o r r e de enfriamiento cumple con la función de enfriar el
agua que
se
hace
circular
por
su
interior,
aproximadas a la temperatura de bulbo húmedo del
donde se encuentra instalada.
a
temperaturas
medio
ambirnte
Este dispoaitivo hace posible
el agua caliente que sale del condensador, absorbedor afines sea utilizada nuevamente, evitando as1 el recursos materiales.
y
que
equipos
desperdicio
de
2.5.2 CELDAS FOTOVOCTAICAS En el sistema de refrigeracibn descrito se emplean una serie
de bombas hidráulicas. E n la Figura 2.4 se puede
identificar
bomba 112) ubicada entre el almacén de soluci6n fuerte 1 1 1 ) y intercambiador
de
soluciones
113).
utilizada
para
la
el
bombear
solución fuerte en el sistema: los equipos interconectados con la
torre de enfriamiento requieren también de u n sistema
que haga posible la circulación del
correspondientes.
AI
igual
que
34
agua
otros
por
los
de
bombeo
dispositivos
mecanismos
que
se
..
utilizarán para el control y automatizaci6n
sistema.
del
bombas requieren d e energla e l h t r i c a que puede s e r por celdas fotovoltaicas. las cuales
son
capaces
por
106
energla radiante solar en energla eléctrica.
La energla e l k t r i c a
requerida
estas
suministrada
convertir
de
mecanismos
antes
mencionados es relativamente pequeña. comparada con
la
refrigeraci6n.
sistema
d e energla necesaria para operar en su totalidad Es
importante
indicar
que
un
cantidad
sistema
el
muy grande de dichas celdas, l o que implica
un
si stems.
una
alto
de
elktrica
refrigeracidn mecánico operando totalmente con energla
suministrada por celdas fotovoltalcas. requiere d e
de
cantidad
costo
del
2.5.3 CALENTADOR AUXILIAR En la secci6n 2.4 se indic6 que la energla solar como fuente
directa d e calor para operar
un
sistema
de
absorci6n tiene el inconveniente de suministrar
refrigeracibn calor
an
por
forma
variable. a causa d e las variaciones naturales en los niveles radiaci6n.
Este fenómeno implica
generador no puedan mantenerse variable de refrigerante.
que
las
constantes
y
temperaturas resulte
Para reducir este problema,
instalar un calentador de combuetibn en el
sistema,
un
en
se
de el
flujo
puede
colocándolo
entre los colectores solares ( 1 ) y el generador ( 2 ) . de tal forma que
cuando
temperatura
el
más
fluido baja
salga
de
la
de
los
requerida
colectores
en
el
calentador se prenda para elevar la temperatura
solares
generador,
hasta
6ptimo y la mantenga constante. En los dias nublados
o
el
de
el
punto
insolacidn es cuando más se requiere del calentador auxiliar.
35
a
baja
CAPITUO 3 ANAiISIS TERMODINAMICO DEL SISTEMA En este capltulo se realiza el
anilisis
termodinimico
sistema en forma cuantitativa. Se efecttian los cálculos
del
que
nos
indican las caracterlsticas mlnimas que los elementos del sistema
tienen que proveer para garantizar la operacidn del mismo.
3.1 BALANCE DE ENERGIA EN EL CUARTO FRIO El balance de energla en el cuarto frlo se realiza con
en los datos d e Instituto
la6
Nacional
cámaras
de
lndigenista
conservaci6n i
IN1 i
que
haciendo
,
modificaciones en la cunstrucci6n de la cámara y del aislante. El material que
se
utilizará
general, s e r á poliuretano expandido.
La cámara de conoervaci4n
propiamente
la
de
cuenta
conservacidn
y
la
con
como
dos
otra
en
e6
realizd
base el
ciertas
el
rspesor
aislante,
Areas.
una
una
zona
en
e6
de
maniobras. La zona de maniobras tiene la finalidad de reducir las cargas de calor al abrir la puerta del área de conservacidn. dimeneiones y caracterlsticas de la figura 3.6.
cámara
se
muestran
en
La6
la
Dado que la zona donde se requiere esta cámara no cuenta con
energla e l k t r i c a . resulta necesario pensar en la utilizacidn alumbrado con fotoceldas dentro de las cámaras. por el que se tienen que mantener cerradas las puertas.
hecho
de
sea
el
Es importante mencionar. independientemente de cual
modo de enfríar La cámara.
que los habitos d e uso
de
de
la
misma
pueden aumentar o disminuir las ganancias de calor y por tanto su uso eficiente. A continuaci6n se describen una serle 36
de
medidas
que están enfocadas a lograr un buen funcionamiento.
a ) Es necesario que los usuarios planifiquen las entrddas
y
salidas de la cámara, con el fin de reducir ai iiniio las
aberturas de puertas.
bl La6 puertas
tienen
tiempo posible.
que
permanecer
cl No tienen que estar las dos tiempo.
dl El número
personas
de
puertas
que
abiertas
el
menor
abiertas
al
mismo
permanezcan
cImara tiene que ser el mlnimo. E n caso
hay que procurar que sea solo una persona
de
el trabajo dentro, y no varios a la v e z .
e ) Utilizar alumbrado
6610
el
dentro alguien trabajando.
dentro
puede
ser
realice
cuando
resultar
la
posible
quien
tiempo necesario
Cualquier diseño que se realice
de
haya
inoperante
cuando se hace un mal uso del sistema. Las cargas originadas la abertura indiscriminada de puertas y el
mantenerlas
por
abierta8
durante tiempos largos, pueden resultar tan grandes que el equipo no sea capaz de compensarlas.
La transmisí6n de calor entre el
ambiente
es
tan
importante
como
la
cuarto
carga
frlo de
y
medio
el
refrigeracien
generada por el producto almacenado. Para calcular la cantidad de calor
que
se
transferencia
gana
de
en
calor,
el
cuarto
apl ícando
conduccidn de calor de Fourier.
frlo
se
hace
directamente
La experiencia demuestra que cuando existe un
la
uso
de
ley
gradiente
temperatura en un cuerpo, hay una transferencia de energla de
r e g i 6 n de alta temperatura a la d e baja temperatura.
es transferida por conduccibn y la rapidez
de
La
la
de
de la
energla
transferencia
de
energla por unidad de Brea e s proporcional al gradiente normal d e temperatura:
q / A
d T / d x
Se introduce la constante de proporcinalldad
coeficiente de la conduccidn tCrmica del material. q =
-
k A
d T / d x 37
k,
que
(3.11
es
el
13.21
en donde
q es la rapidez de transferencia de calor y es la variación de la temperatura en la dirección del calor. El signo menos se inserta para que
principio de la termodinámica. es decir, el abajo en la escala d e temperatura.
Cuando se considera una pared plana
satisfaga calor
en
como
el
d i / dx flu'jo de
fluirA el
segundo hacia
caso
del
cuarto en estudio se puede llevar acabo una apllceción directa de la ley de Fourier. Integrando la
cuando
la
conductividad
espesor de la pared es
Ec.i3.2J
térmica
A x,
y
Ti
considera
se
-
TZ
e6
constante.
diferencia
la
temperaturas entre los medios ambientes de trabajo.
El
de
Si se encuentra preeente m i s de un material el anrlisis procede de la siguiente manera: se muestran las variaciones d e temperatura
en
escribirse como: q =
-
k* A
los
T:-T:/:X~.
materialee.
= - k= A
y
el
E-TZ/AXZ
flujo
- kC A
de
calor
TI-T?/iXC
Se observa que el flujo de calor es igual a través de
puede
..
(3.41
todas
las secciones. Resolviendo sImultAneamente las tres ecuaclones el
flujo de calor se escribe q =
Ti iXi./kaA
+
-
T.
iXi/kiA
+
(3.51
iXP/kCA
La temperatura es la funcibn de potencla para
calor, la ecuacibn de Fourier puede escribirse
de
forma:
Flujo de calor =
el
la
flujo
de
eiguiente
Diferencia de Potencial ibrmico Reeistenca Termica
El primer balance de calor se realiza para
sin considerar la eeccibn de maniobras. como figura 3.1.
38
se
el
cuarto
mueetra
en
frlo la
540 n
r
I
4.50 n
5.00 n
1 Figura 3.1 Las paredes
To
= 40
Cuarto frío, de
.
la
OC
planta.
cámara
se
encuentran
contruldas
con
ladrillo y concreto, la cual e s t a m b ~ e nforrada por
su
interior
10 cm. En la figura 3 . 2 se muestra un corte
la
pared
con láminas de unicel como aislante. El espesor del de
detal le.
PARED
Acot
Figura 3.2
cn
Cuarto frío, corte de la pared. 39
de
aislante
es a
.. .,.
1
El
techo de
la
cámara
concreto con grava de 10 cm
está
...,
,,,,,
p*., .. .).. l,.
l
compueoto
por
d e espesor y una placa
una
de
de unicel del mismo espesor. En la fig. 3.3 se muestra
del techo.
loza
de
aislante
un
corte
TECIIO
--1
If
2 *cot
Figura 3.3
cn
Cuarto frlo. corte del techo.
La estructura del piso es similar a la del techo, cuenta con
una capa de concreto con grava de 10 cm
del mismo espesor. La diferencia entre e l
en este último l a
placa
de
aislante
y una
placa
de
unicel
techo y el piso e6
está
que
colocada
del
1ad.o.
construccidn
del
piso:
exterior de la cámara y en el techo el aislante esta colocado por, el interior de la camara. El arreglo ofrece una superficie adecuada de
de
trabajo
en
el
interior
deli
cuarto'. En la f i g . 3.4 se muestra un corte del piso de la cámara.'I PISO
Figura 3.4
Cuarto frlo. corte d e l piso. 40
La temperatura en el interior del cuarto filo T: es temperatura a la cual se desea mantener este cuarto Tf = ioC.
To
temperatura ambiente
es considerada To
temperatura alta promedio de la
ambiente
regibn.
=
4OoC
la
Aunque
La altura de la cámara es
h
=
2.3
termica de cada material se obtuvo de i41. kr = Conductividad termica del
ladrillo
kc = Conductividad t@rmica del concreto
ku = Conductividad tarmica del unicel
= = =
mi
en
La
es
la
temperatura
To en la parte del piso es obviamente menor
se considera esta misma para efectos de cálculo.
que
4OoC.
conductividad
BTU/h p i e
o
F:
0.4 0.4
0.021
ko = Conductividad termica del concreto con grava
*
que
la La
-
1.05
ANALISIS DEL FLUJO DE CALOR.
En la figura 3.5
se pueden observar l o s flujos de calor que
se consideran para realizar el balance d e energla del cuarto frlo!
g$f; QTo
QPL
QPO
Figura 3.5 Donde P:;
=
Opt. =
Ppo =
Pro =
Flujos d e calor.
Flujo de calor por las paredes cortas 1 5 . 0 0
x 2.3
Flujo de calor por las paredes largas (8.00 m x 2.3
Flujo de calor por el piso ( 5 . 0 0
m x 6.00
ml.
Flujo de calor por el techo (5.00 m x 6.00 m ) . 41
ml. nil.
El flujo de calor total en el edificio es expresado
con
ecuaci6n siguiente:
por lo que
68
requiere calcular cada uno de los flujo6
antes señalados.
-
DATOS
= (5.0 mii2.3 m i = 11.5 rn
kr = kc =
0.4
B T U / h pie OF BTU/h
LL = 0.11
=
L c = 0.04 m
=
m
=
Lu = 0.10
T o = 40DC l0C
donde u
L
2
y
la
= 123.74 pie
ecuacibn
se
3.5
2
BTUih p i e OF
0.4
KLI = 0.021
Tc =
calor
F L U J O DE CALOR EN LA PARED CORTA
Utilizando 10s datos conocidos obtiene la informacicin slguiente:
A?C
de
la.
pie OF
0.360 pie
0.131 pie
0.328 pie
=
104OF
=
33.8OF
es el espesor de cada material y
106
subindices
L,C
y ,
indican ladrillo. concreto con arena y unicel respectivamente.
FORMULA
arc =
Lc/kc
A?c
i T
+
LL/kL
+
13.7)
Lu/ku
substituyendo 10s valores conocido6 en la Ec.i3.7) se tiene
arc =
(123.74 pie2) (104
FO-
33.8
FO)
ií0.131/0.4) + 10.36/0.4) + (0.328/0.0211) 42
h pie'
ETU
OF
arc
=
8 686.548 (0.328
+
+
0.9
15.61)
-@TLL h
515.889
=
l u e g o e n t o n c e s el f l u j o d e c a l o r p o r
las
paredes
'(3.~31
arc.
cortas.
d a d o e n BTU p o r h o r a es c o n o c i d o .
-
F L U J O DE CALOR EN LA PARED LARGA
Se p u e d e o b s e r v a r que l a e s t r u c t u r a d e i d h t i c a a la
pared
corta.
Para
fines
de
large
pared
la
es
cAlculo
la
única
d i f e r e n c i a es el á r e a d e f l u j o ; p o r t a n t o l o s d a t o s d e
la
pared
c o r t a se u t i l i z a n nuevamente a e x c e p c i e n d e l área. DATOS A m = i 6.0
m I ( 2.3
q
=
13.8
Arr
i T
J
q
P
=
148 p i e
2
FORMULA Clm. =
arL =
Lc/kc
+
1148.48 p i e ' )
LLíkr.
t
1104OF
-
(3.9) Lu/ku
33.88OF)
(10.1312/0.41 + (0.36/0.41 t (0.328/0.021)) 10 423.85
arL =
h pie'
(0.328
/
=
0.9 + 15.6)
el f l u j o d e c a l o r e n l a p a r e d
619.,06
a h o r a c o n o c i d o , p o r l o q u e se p r o c e d e a l
BTU
cálculo
F
BTU
(3.101
slu h
l a r g a dado e n
o
por del
hora
ee'
flujo
de
c a l o r e n piso y techo.
-
FLUJO
DE CALOR EN EL PISO
La e s t r u c t u r a d e l
piso,
mostrada
en
la
Fig.
c o n s t i t u i d a p o r una p l a c a d e c o n c r e t o y una d e u n i c s l . 10 c m d e e s p e s o r .
El
flu50 de calor
c a l c u l a d e l a s i g u i e n t e forma: 43
que
circule
por
3.4,
esta
II
ambae
de
06tas
se
DATOS
Aye = Ka =
Ku =
= Lu = To = TI = La
(5.0 m l ( 6 . 0 ml =
0.021
BTU/
0.10
=
0.10 m
=
OC
O
1
C
1
322.8 p i e
BTU/ h pie OF
1.05
40
X
3 0 mz *
h pie OF
0.328 0.328
=
104
=
33.8
O
pie
pie
F
F
O
FORMULA
am
. " aro
=
Pro =
=
A T
A
La/ k a
( 3 2 2 . 8 pie', 1IO.328/1.051
t
+ I104
(3.1'1)
.Lu/ku O
F - 33.8 O F 1
10.328/0.021i)
22 6 6 0 . 5 6 (0.312 t 15.619)
=
B T W h pie
OF
BTU/h
1 422.42
El flujo de calor en el piso está dado en
(3.12)
BTU p o r hora.
6Iguionte pano e6 calcular o1 flujo de calor on el techo.
-
. * ~.-* ;., .., FLUJO DE CALOR.;$N '~i: .T:EGMO:.
Si se observa detalladamente la estructura del
techo s e puede concluir que el f l u j o de calor en el
piso ea el mismo. por tanto si
arc = azo
Pro = 1 4 2 2 . 4 2
pi's0
techo
se tiene que
y
El
del
y
el I!
BTUíh
(3.13)
Con esta liltima consideración s e da por conocido el flujo d,e
calor en el techo.
Obtenidos los valores de los flujos de calor
en
frígorifica. se puede calcular el flujo total d e calor
edificio y el medio ambiente, utilizando la
44
Ec. 13.61.
la
cámara
entre
el
a1 substitur los valores de los f l u 5 o s de calor
Qro
se obtiene el siguiente resultado:
ars =
2 (515.889)
0-
*
+
2 (619.06) 5 114.738
+
BTU/h
9.0,
+
I 422.42
QVL,
I1
1422.42 (3.14)
El flujo de calor total en el edificio estA dado en BTU
hora. Si se cambian estas unidades resultado eiguienter
a
se
obtiene
'I
por
el
I/
Qrs = 1 497.63 para fines práctico6 88 considera: QTE
este flujo de calor, edificio como región
Watts
y
PIP
QTL.
de
=
1.5
Watts
kW
se calcul6 considerando enfriamiento. AI principio
secoión se especific6 que la cámara de enfriamiento
un área de operacibn, por concecuencia la región de se reduce.
.
todo el de esta
I'
,
contara
con enfriamiento
'
PUNTA MODIIICADA
'i! k
..
'11
..
Figura 3 . 6
Cuarto f r í o modificado. 45
' , . ,
:/
p,
'.! :
:
Para efectos de calcular la carga total de refrigeraci4n
considera
el
flujo
de
calor
total
modi4icacione8, esto qulere decir que el
en
area
considera region de enfriamiento.
el
de
edificio
operacion
se
sin
se
3.2 CARGA DE REFRIOERACION La carga de refrigeration total del sistema es originada por clasifican
muchas fuentes de calor. De manera general se síguiente forma:
iransmísi6n de calor
11
Es e l
flujo
de
el
en
calor
edificio
originado
de
la
por
la'
techo
y
diferencia de temperatura entre el aire exterior y la temperatura del cuarto frlo. así como e l efecto del
sobre
sol
paredes.
2 ) Cargas de los productos
Esta carga es originada por el calor
el
contenido
dentro
/I
deli1
producto que se almacena. En el caso particular de este
proyecto
transfiere en el proceso de enfriamiento. desde que
producto'!
se considera e l caso de calor sensible. esto es. el calor que se encuentra a
temperatura
conservaci4n del cuarto frío. 31
ambiente
hasta
Infiltraci4n de aire
El aire que entra al cuarto como un
la
a
traves
luce8
de
abrir
de
las
de
conetrucci4n o por l o s sellos de las puertas. 41
temperatura
resultado
cerrar las puertas durante el trabajo normal.
El aire que entra al cuarto
el
se
grietas
y
de
Cargas suplementarías
Las cargas suplementarias causadas por cosas tales como electricas.
motores.
producen las personas.
herramientas
y
tambien
las
Conclentes de las principales cargas que intervienen
en
Proceso de refrigeracibn se procede a calcular la carga total refrigeraci4n en
ecuaci4n se tiene:
sistema.
Expresando
la
carga
'otai
en
16s
que ei
de
.-a
46
I1
13.151
Donde
PCV = Q T ~=
=
PCP
PIA =
Pcs =
Carga total de refrigeracibn o calor de evaporizacibn.
Carga total en el edificio itranoiisibn de calor).
'I
Carga del producto.
Carga por infiltraci6n d e aire. Cargas sup~eoentariae.
li
La carga total en el edificio
P+r
fue
calculada
en
la
seccidn anterior i 3 . 1 1 . por lo que se procede a calcular la carga1
del producto acr.
E l calor necesario para reducir la temperatura
pescado
del
3S°C a l°C se puede calcular conociendo la siguienteI1 informacibn: el sistema tendrA que 6er capaz de conservar como
de
máximo 200 k g de pescado por die. las propiedades
del pescado
se
obtienen
producto6 alimenticios
Copeland parte 3 C211.
PRODUCTO: 11
del
de
Pescado congelado
la
manual
tabla de
31 Calor especifico
70
101
DATOS M
=
cp =
To =
Tf =
200 kg
=
40
1
440.91 Ib
B T U / l b OF OC = 104 OF
0.76 O
C
=
refrigeraci6n
28OF
x
ai Arriba d I punto de congelaci6n bi Abajo de punto de congelaci6n
41 Calor latente de fusibn
caracterlsticas
33.8 OF
47
BTU/lb
0.76
0.41
1 - 2 . 2 OC)
BTU/lb
de
Gi I vert
pescado en h i e l o .
o
Temperatura promedio de congelacien
21 Porcentaje de agua
de
termodinámicas
O
BTU/lb OF
F
FORMULA Donde
p
=
p
=
Cp = AT
AT
Cp
La cantidad d e calor necesario para reducir la
del producto, desde M
M
=
TI
hasta
temperatura
T!.
La cantidad d e producto a refrigerar por día.
Calor especlfico del producto (arriba del punto d e congelación).
La diferencia d e temperaturas
=
substituyendo e n la Ec.iJ.161 QCP
I1
To- Ti.
se obtiene
I'
= (440.91) ( 0 . 7 6 1 I104 - 33.81
PCP
= 23 523.80
BTb
(3.17)
BTU
Ahora se sabe que para reducir la temperatura d e
2 0 0 kg
pescado en hielo, desde una temperatura relativamente alta 104 OF
a una temperatura relativamente baja
T! =
33.8
o
To F.
de =
se
23 523.80 BTU d e calor. Si se expresa esta cantidad de calor en kW-h utilizando la relacifin requiere extraer del producto
siguiente:
1
se obtiene,
Watt-h
= 3.415
BTU
PCP =
6 892.4
Watt-h
PCP
6.9
=
kW-h
(3.18)
E l paso a seguir e s realizar un analisis sobre la
PIA
refrigeraciin originada por la infiltraciin d e aire
el equipo suplementario
Pcs.
Cualquier aire exterior que
tiene que
ser
provocando asi
reducido
un
a
la
incremento
entra
al
temperatura
en
la
carga
espacio de
de
carga y
de
por
refrigerado
almacenamiento.
refrigeración.
A d e m á s , si el contenido de humedad del aire que entra e s superior
al del espacio refrigerado, el exceso de humedad se condensará el calor latente ref r i ge'rac i On.
de
condensacifin
40
se
aiiadira
a
la
carga
y
de
I
A
causa
de
las
muchas. variable6
envueltas.
calcular el valor adicional ganado por la i n f i l t r a c i b n
El tránsito adentro y afuera del
refrigerador
es
dificil
d e ' aire.
usualmente
varia
con su tamaño y volumen. P o r consiguiente. el numero de veces que la6 puertas
68
abren.
relacionan al volumen mas
663
número de puertas.
Algunos ingenieros se infiltraci6n:
estimar la
basan
este
en
metodo
el
cambio
se
promedio de cambios de aire en un periodo de es
un
refrigerador
relativamente pequeño y el numero d e veces
aire
e6
considerada
dentro
que
de
las
la
de
69
contara
con
81
número
'I
comparado de
este
volumen
in+iltracien seguridad Q e .
gran
!I
para
puertas
enfriamiento, al igual que las cargas suplementarias que dentro del cuarto frlo no
el
particular
rango
del
en
industrial
abriran sera mlnimo. la carga originada por
aire
24 horas
con el volumen del refrigerador. En el caso proyecto, dado que
de
basa
que
bien
1
se
de
de
puesto
cantidad
de
equipo suplementario. Por consiguiente. utilizando la Ec.i3.15i y ! las consideraciones antes descritas. se puede calcular la carga total de refrigeraci6n.
DATOS QtE
=
QCP
=
üiA
'I
1.5 kW
y
6.9 kW--h 9CS
69
enfriamiento.
1;
conslderan
dentro
del
rango
de
de la carga total. Referencia i 3 1 .
10 X
Expresando la carga orlginada por el producto
tal que en obtiene: 9cP
18 horas de operaci6n este
/
18 h
P o r tanto la
=
seguridad
6.9 kW-h
/
18 h
carga
total
de
=
I arc
+
calcula d e la forma siguiente: QEV
68
=
acr. de forma
encuentre a
0 , 3 8 3 kW
refrigeracien
de
ioc.
ee
63.19'
por
hora
se
g c r ) 11.10)
49 !i
Qrv =
í
1.5
QEV
0.383 k W i
+
kW
=
2.0
I/
(1.10)
(3.20)
kW
La carga total de refrigeracíbn o calor d e evaporacibn
es parte de la informaci6n básica para sistema de refrlgerací6n.
realizar
el
diseno
Qcv
del
1
3.3 TERMODINAMICA DEL SISTEMA A
continuacíbn
se
realiza
caracterlsticos del sistema.
un
listado
de
los
datos,
- DATOS DE DISERO
Qry =
2 kW
TEv =
- 10
de la tabla
C
O
=
14 OF
3.3 Propieda'des del amonlaco saturado, seccibn
C41, se obtuvo la siguiente Informacibn a la temperatura 14 OF
PPV = hi
=
hfg = hg
=
Donde:
í
-10 OC I .
42.18
58
Ib/plg
2
BTU/lb
557.9
616.1
=
2.87 atm
BTUilb
B'TUhb
Qrv =
Calor de evaporaci4n.
PSV
Presibn en
TEV = hf
=
hig = hg
=
Temperatura de evaporacibn. el
evaporador ipresibn bala del &istema$
Entalpla del amoniaco saturado. en fase Ilquida.
E n t a l p l a del amoniaco saturado. Ilquido-vapor.
Entaipla del amoniaco saturado. en fase gaseosa.
50
4 34
TF
=
3.3.1 MASA TOTAL DEL AMONIACO La
masa
del
total
refrigerante, a
la
m ihg
-
mantener la cámara frigorlflca
que
se
temperatura
requiere
para
operacI6n
de
deseada, es posible calcularla con la relaci6n eiguiente: Qrv
despejando el flujo másico m
(3.211
hf)
se tlene
q
arv
= (
hg
-
(3.221 hi
)
substltuyendo valores m
=
2 kW
(557.9 BTU/lbl(1/0.4536 I b / k g l i /3415 kW-h/BTUl =
m
5.553
kgih
(3.23,
Conociendo la cantidad de amoniaco que se requiere
en e l evaporador por hora y concientes diseRado para operar
18
horas
de
diarlas.
que
se
el
puede
circular
equipo
conocer
serA la
cantidad de amoniaco total necesaria para la operaclón dlaria del sistema.
M =
M
para el
dieeRo
= de
refrigerante por día
99.95
eete
kgihi (18 h l
15.553
kg
100
*
eistema
i18 horasi.
se
II
kg
(3.24)
consideran
100
kg
de
3.3.2 PROPIEDADES rrxMooiNAMiCAS, SüLüC?ONFllopTr Las propiedades termodinámicas de la mezcla en el almacen de
la 6OlUCíbn fuerte se pueden conocer utilizando 51
un
diagrama
de
entalpía-concentracibn apéndice. E n el
de
capitulo
amoníaco-sgua.
2
sección
ver
fígura
descrfbe
se
2.4.11
2
del
la
ubicación y función del almaccbn de solucIón fuerte. El aliac6n de
esta solución se encuentra ubicado en la r e g i ó n de
baja
presión
temperatura de la mezcla e6 considerada
cual
es
del Sistema
P r V = 2.87 atm
temperatura promedio
(obtenida en la seccibn
supuesta
ambiente en la región donde la
conocimiento de estas dos
que
34OC.
depende
torre
propiedades
de
es
concentración de la mezcla en el punto de la figure 2 del a p h d i c e .
de
la
la
3.3)
saturación
la
una
temperatura
enfriamiento. factible
y
con
obtener
1
el
la
utilizando
C U S V U YI*ILIARES
I
O >n baja del
J
= Constante de Joule 426.8 kgf m/kcal.
Pz
sistema.
= Presión alta del sistema.
04
siguiente.
(3.781
f =
34 OC
X =
0.42
m =
-
Wao 4
160.21 k g l h
P a = 2.87 atm
Figura 3.27
BOMBA
T =
34 OC
X =
0.42
160.21 k g / h
=
Px = 13.14 atm
Trabajo de bomba.
Dado que e l volumen especlfico es e l inverso de la
y la densidad de la soluc,ión dCIbil se puede obtener de la
densidad
figura
3 del apbndlce. con base en la concentración y temperatura de
mlsma, e l volumen especifico de por:
como
= 885 k g / m
B
soluci6n
queda
determinado 13.79)
l / p
v =
= 0 . 9 1 <= 0.12
Presi6n máxima de operaci4n I kgf/cm2) : Material de conexidn y dimensibn: Material de 106 componentes: 92
I,
. .~
.. ..
5
cobre. 22.3 diam.
-
Plato de absorcibn: hoja de acero con recubrimiento
-
Tubo colector:
sei ec t i vo.
tuberia de cobre
- Tubo de vidrio
128fdiam.)x2 le6peSOr) Soda-I ime í ski vidrio
imml:
- Cubierta metalica:
-
hoja de acero galvanizada pre-tratada con Acid0
fosf6rico y pintado con acrllico
Aislamientos
50 (espesor) fibra de vidrio
Cabezales i m m ) :
vacio
Plato de abso.rci6n:
1c
Características de transmitancia del vidrio
Suntube.
usa
tubos
de
alta
absorbente con una capa selectiva de
transmitancia longitud
de
y
un
onda
objetivo de lograr una coleccibn de energía eficiente.
plato
con
el
Figura 4.3 Vidrio del tubo evacuado, transmitancia. En
la
figura
4.3
se
muestra
una
grafica
de
características de transmitancia del vidrio constituyente de tubos evacuados Suntube
Longitud de (transmittance).
onda Esta
Electric Glass Co., L t d .
(Glass
Transmittance
las
los
Characteristics),
(wavelength) contra transmi tancia grafica fue proporcionada por Nippon
93
Plato de abaorci6n con capa 6elOctiVa.
it
La capa especial
usad8
10s
en
tubo6
coiwctoreb
permite que estos tengan una alta raz6n de abeorci6n y de emisi6n. esto se muestra en la tabla siguientm.
Absorci6n ( a )
0.91 imlnimo)
Resitencia i°Cl
450
soiarws una baja
0.12 imáximo)
Emitancia ( e )
Tabla 4.1 Propiedades de colecci6n solar, Suntube.
Desde que el
sellado en sus
plato
extremos.
absorbente Bate
lluvia, humedad. aire y o ' t r o s
ea
se
encuentra
completamente
elementos
dañinoa.
vacio
en
protegido
Y
de
efectivamente
previniendo la durací6n larga de sus caracterlstica8 de colecci4n
de energla radiante.
*
Vacío del tubo.
Otro de los factores que
proporcionan
colector aolar Suntube es el vacio
I
de coieccibn. La tecnologii Qnica vidrio-metal. mantiene
Un
de
eficiencia
< 10'4torr
sellado
426.
que se asegure u n sello ajustado con
de choques tBrmico8 y ciclos de calor.
mue6tra
ur
diagrama
con
virtualmente
el
temperatura
la
medía
irradiacibn. de
opereci6n
la
temperatura
del
fuldo
de
diagrama se puede observar er la referencia t161 94
e'
por
lo
características
cual
deterrnianr la eficiencia del colector solar. Suntube e n funcí6n de
tubo
directo
utilizado.
excelentes
Eeicíencia de coleccibn de energla 4.4
NEG.
dw
tiene
mismo coeficiente de expansí6n que e l vidrlo
La fig.
dentro dei
al
vacio por un período largo de eervícío
También el s e l l o de metal, ALLOY I
t
alta
(
se
pude
DP6-280
ambiente trabajo
y
ia
Este
E
80
<%>
40
eo
--
__ __
Figura 4.4 Eficiencia del colector solar.
Si desea mas información Pobre el colrctor solar
puede consul tar la referencia C 121.
iDP6-2800)
4.11 CANTIDAD DE COLECTORES SOLARES
Para determinar cual em
el
área
de
colecci6n
requiere el sistema. primeramente, es necesario conocer
solar
Cual
que
86
la cantidad de energla que se demanda y el flujo másico de fluido
de transferencia de calor requerido.
_..
.
95
T = 105OC m = 160.215 kg/h
T = 12OoC
Cp= 0.83 kcal/kg°C
I
GENERADOR 16 kW
T = llO°C
Cp= 0.82 kcallkg
t
I
cv
1.3 kcal/kg°C
T = 88OC
I
O
C
m = 160.215 kg/h
Cp= 1. IS kcal /kg°C
Figura 4.5 Generador, transferencia de calor.
Como se doterminti en el capitulo 3 seccíbn
que demanda el generador es 16
kW
seguridad del 1 5 % ) . La cantidad de
3.5
(considerando
fluido
de
calor requerido se puede calcular partiendo de
un
la
energla
factor
transferencia las
de
de
temperaturas
propuestas de entrada y salida. del aceite, e n el generador. como
se muestra en la fig. 4.5. El aceite que se utílira
es
conocido
con el nombre de Marlotherml. Las propiedades de este fluido
obtenidas de la referencia C161 y de la tabla 3 del a p h d i c e .
son
Obtenidos los valores de los calores especlficos del aceite.
para las temperaturas correspondientes de entrada
determina el calor especlfico medio:
CP =
t
0.83 .+ 0.82 I
= 0.825
2
De t e r m o d i n b í c a 8e sabe que
96
y
kcaiikg OC
salida.
se
Aplicando asta ecuici4n se obtiene quc
0.825 i 120
16 kW = o como
=
-
110 1 koa1
1 kW-h
= 860 kcal entonces
16 I
860 I
í
(
1 8.25
/
)
C/kg OC
O
kg/h
m = 1667.87 k g / h
1
La densidad promedio del
k g i m , luego entonces se puede sabiendo que!
=
Marlotherml calcular
el
i 110-120°C),
volumen
es
912
rmquerido.
m/v
Donde
= densidad
= masa v = volumen
Despejando v
= 1667.87
se tiene que
v /
912 =
1.82 m'/h
Expresando el reaultado en I/h se obtiene m o
= 480.7 Galih 1819.5 I / h
Hasta este punto
es
conocida
la
cantidad
de
transferir y el flujo másico de aceite requerido para
dicha cantidad de energla.
Para determinar la eficiencia de los colectore.
energla
transferir
solares
utiliza la tabla mostrada en la fig. 4.4.. por tanto necesario conocer, cual es la dlferencia de temperaturas A T la irradiation solar
J .
97
a
se
es Y
La diferencia de temperaturas
AT
de
utilizada en la tabla
eficiencia para Suntube (DPB-2800) emtá dada por
Donde
Tm =
To
AT
=
Tm
- Ta
(4.1)
Temperatura media del Qluido de trabajo
Temperatura ambiente La
Tm
temperatura
se
calcula
temperatura de entrada y la temperatura de
solar.
Tm
(
12OoC
+
llO°C
/
(
-
2
el
con
salida
promedio
del
da
Colector
115OC O
La temperatura ambiente se considera To = 32 C . por tanto AT 115OC - 32OC AT = 83OC 14.2)
W/m2, para la regi6n estudio. se obtiene de un manu81 del Inetituto de Ingenierla J
La radiaci6n solar promedio
la
UNAM
(C&lcuIo
de
la
en
Radíación
República Mexicana, series del
Solar
lnstantanea
Instituto de lngenierla No.
referencia C91. Para lae s e f e horae de
determinó un valor promedio de:
ineolación
en
de
de
la
472).
efectivas
se
J = 695 W / m * Convirtiendo 'las unidades a
kcal/m'h
J = (695 W/m*) ( 0 . 8 6 kcaI/W-h)
14.3)
kcal/m'h
J = 597.7
Con los datos obtenidos se pueda determinar de la
que la eficiencia de los colectores ~ o l a r e e ,para 0s
E
e
0.4
98
'I
Fig.
nueBtro
4.4 caso.
(4.4)
La eficiencia de colección de energla esta dada CODO rar&n d e energá absorbida por el colector y la cantidad total
la
de
energla solar incidente sobre el colector
E
Donde
E
(4.5)
PdJ
= Eficiencia de oolección de energla.
Qt
J
= Energía absorbida. = Insolación. De
absorb ida
la
ecuacíbn
Q+
(4.5) se
cantidad
la
puede
de
nergla
= ( 0 . 4 ) (695 W / l i * ) a+ a 278 w/m'
= E J
Ahora ee sabe, que la cantidad de calor que
14.6) los
colectores
solares absorben, por metro cuadrado, es 278 W y que la cantidad de energla requerida eon 16 kW. Con esta información se puede saber
cual
es
el
&rea
de 16 kW.
total
satisfacer la demanda de los
absorción
necesaria
para
Si ee sabe cual es el Brea de absorción requerida y el &rea de absorcidn disponible por cada unidad de colección, os 9actible determinar la cantidad de colectores solares necesario.. De la8 especificaciones anterior,
de
Suntube
(DP6-2800)
dadas
en
la
sección
observa que el área de absorción por unidad es 1.82 m , p o r consiguiente el número de colectores se determina con la relación siguiente: P
68
No. de colectores
p o r tanto:
=
157.55
( 1 . 8 2 mP/colector)
)'is
N o . de colectores
No. de colectores
31.62
= =
32
(4.81
4t
Arreglo de colectore.:
El flujo de fluido de transferencia de calor rocomendado, para circular por los colectores. es entre 3.0 y 18.0 litros/min. Esta recomendaci6n nos indica quo tiene que hacerse u n arreglo de colectores de tal forma que se distribullan
108
1 819.5
I/h
do
el generador. Si se propone construír una arreglo de cuatro linens en paralelo con ocho colectores en e e r i e ( e n cada una do las aceite. necesarios para transferir la
energla
requerida
en
Ilneasl el flujo a circular en cada linea será entonces: Flujo por
Flujo por
lnea
=
lnea
( 1 819 I / h
i /
454.07 l/h
(4)
Convirtiendo litros por minuto. se tiene que: Flujo por Ilnea
Figura 4.6
=
7.502 I i m i n
14.9)
(4.10)
Arreglo de colectores.
En la fig. 4.6
se
muestra
un
esquema
colectores con cuatro llneas en paralelo y siete cada una de Cstas.
.I 0.0. *j
-
.-...,
.,."
del
arreglo
colectores
de
por
4.l.2 CAIDA DE PRESlON EN LOS COLECTORES SOLARES La informaci6n que la coipañla ( N E G )
proporcionó,
para
el
estudio de los colectores sol8res. no incluye inforaaoi6n sobre las caldas de presión cuando oe utiliza aceite. Rat611 por la Cual es
necesario
realizar
el
análisis
correspondiente
para
determinacich? del valor de calda de presldn y la capacidad de bomba.
De la referencla í 1 2 1 se pueden conocer las
flsicas de u n panel de colección solar, as1 como
de
sus
energla
partes
colecci6n
solar
El
panel
íDP6-2800) son los tubos de transferencia de calor que
contacto con la placa de colección de
solar.
consta de seis llneas de flujo (6 tubos evacuados) y
estan
cada
4.7
La calda de preaidn en un tubo puede ser
ecuación siguiente, de la referencia i21:
calculada
- 4 f G 2 L / 2 g y * d
LF
en
Ilnea
L
=
con
la
está constituida por un arroglo de doble tubo, de longitud
2.83 m. ver figura
la
caracterlsticas
integrantes, d í h e t r o s de loa tubos, longitudes, etc. Los componentes principales de un panel de
la
(4.111
Donde
AF
= Calda de presi6n en metros de liquido.
f
= Factor de 9ricci6n.
L g
= Longitud del tubo.
G
p
d
= Veiocidad máslca.
= Gravedad. = Densidad.
= Diámetro interno del tubo.
Para la calda de presión en fluidos que circulan
un ánulo, se reemplaza obtener
f
d
en el nilimero de Reynolds por
dentro d'
y la Ec.í4.11) se modifica de la siguiente forma
de
para
d
El diclmwtro equivalente
mcuac i6n : Donde d' =
(4.12)
- 4 f G 1 L / 2 g ; d '
d'
d'
se determina con dzL
-
la
.iguionte (4.131
dts
Dikmetro equivalente.
d t i = Diámetro interno del tubo externo. die = Diámetro externo del
tubo interno.
El factor de friccidn
9
base en el namero de Reynolds.
Figura 4.7
se puede determinar de tablas. con
Doble tubo, diámetros.
Los datos del arreglo y
los
cAlculos
calda de presi6n se muestran a continuaci6n: Datos
-
Tubo interno
Cobre (C1220Ti diam 10.7 m m x t 0.4 m 8
dii
dLe
-
= 9.9 m m
5
0.0099
= i0.7 m m = 0.0107
m
Tubo externo
Cobre (C1220T) diam 15.88 m m x t 0.6 m m
d a = 14.68 m m = 0.0196
dto
= 15.88 mm = 0.0158
102
para
determinar
lo
-
Longitud del tubo
L = 2 830
-
2.83 m
mm
Propiedades del fluido
Aceite Marlotherml Fase liquida
-
llO°C
Temperatura de trabajo
12oOc
a
= 919.5 k g / m V = 3.31 kg/m h iViscos1dad) Y
m
Flujo nisico
Se
recomienda
circular
entre
6
y
15
I/min
por
colectores. El flujo total de aceite que se requiere circular 1 8 1 9 . 5 I i h , calculado en el punto 4.1.1
Si
de esta seccifrn.
los
es
se
desea un arreglo d e colectores con cuatro lineae en paralelo,
se
tiene que el flujo a circular por cada linea es: No. de lineae
=
Flujo total
Flujo por llnea
E
/
Flujo por llnea
( 1 819.5 I / h ) /
Flujo por Ilnea = 454.875
Por tanto
I/h
14.14)
(4)
ml = 7.59 I / m i n
(4.15)
Donde m i = Flujo másico por linea. El valor
de
mIoico esta dentro del rango recomendado por panel Expresando el m l en kg/h ml
=
esta
16-15 I i m i n i
se tiene que
418.372 kg/h
Con base en este valor de flujo por Ilnea. que es
f l u j o por panel, mp.
tubo, mi.
flujo
se determina e l
flujo
el
correspondiente
mismo
por
Flujo por tubo = Flujo total por panel / No. de tubos mt
= (418.372 k g / h ) / ( 8 ) tot
= 89 72 k g i h 103
(4.18)
C
Calda de presi6n en el tubo
- Se calcula
G
(Velocidad iAsica)
d2
G = 4 m i /
G =
4 ( 8 9 . 7 2 kg/h) / G
-
CAlculo de
Re =
-
=
Re (N O . de
(0.0099 m i
Factor de friccibn
(0.0099)'
905 839.15 k g / h m'
(4.17)
Reynolds) R e = d G / V
kg/h m") Re = 2 709
( 9 0 5 839.15
f. De la fig.
3.11
/
(3.3102 kg/m h )
(4.181
Factores
para flujos en tuberlas y tubos, referencia t 2 1 , factor de fricci6n para tubo comercial
Reynold6 calculado anteriormente
f
-
cox
-
en
se
funci6n
de
fricci6n
obtiene
del
No.
0.013
el
de
(4.19)
Cálculo de calda de presiein, utilizando la Ec. (4.11)
Donde
entonces
AF =
A F
0.05673 m
es la calda de presibn expresada en A P a p g
Donde
AF
AP = Calda de presiein, en unidades de fuerza por área = Densidad g = Constante de gravedad
AF = Altura de la columna del liquido 104
(4.20) m.
luego (4.211
Substituyendo valores en Ec. (4.211 se obtiene AP = (919.5 kgim'l
511.76 Nw/m'
nP =
(0.05673 m i (4.221
0.074 Ib/plgz
AP = A?
(9.8 m / s L l
14.23)
0.005 a t m
=
(Calda de presión en el tubol
-
*
Calda de presión en el Anulo Se calcula el Area de flujo en el Anulo
aa =
-
í
aa
-
idti'
/
4
0.01468a - 0.0107'i 0.000079334
E
G
= nt
09.72 k g / h
G =
/
4
(4.241
18'
Diametro equivalente
ao
/ /
0.000079334 m L
(4.25)
878 016.14 kgim'h
d'
d'
9
d2i
d' = O.Oi408 d'
-
dse')
Ahora 6e calcula G (Velocidad mAoical
G =
-
aa =
aa
-
-
dio
0.0107
0.00398
(4.26)
N o . de Reynolds
Re = (0.00398 m i
- Factor de friccibn
Ro
a
d' G
/
V
(878 816.14 kg/m'h Ro = 1 056.04 f. De la fig.
I
3.11
/
(3.3102 k g i m h i
(4.27)
Factores
para fluJos en tuberias y tubos. referencia C21,
6e
factor de fricción para el tubo comercial en función 105
de
friccibn
obtiene
del
el
nomero
da Reynolds calculado anteriormente f = 0.0165
-
(4.28)
Se calcula la calda de presi6n en el Anulo, utilizando
14.121
AF
la
€0.
= 4 f G ' L / 2 g p X d '
f i = 4 (0.0165) 1 8 7 8 8 1 8 . 1 4 1 ' ( 2 . 8 3 1 I 2 (9.811 1919.5)'
AF =
-
l0.00398) 13 6001'
0.1696 m
Utilizando la Ec. (4.211 se obtiene que d = P 8 &
8 P = (919.5 k g / a e ) ( 9 . 8 1 m h ' )
AP = 1 520.82 Ni/mx AP = 0.22 Ib/plgx d = 0.015 atm
1 0.1686 m )
(4.301 14.31)
(Calda de presión en el Anulo)
*
Calda de presión total en u n doble tubo A ¡ %
Donde
PP Tubo
+
AP Anulo
APrDf Caída de presi6n total en el doble AI' Tubo = Calda de presión en el tubo
'IA
í 4.29 I
Anulo
tubo
= Calda de presibn total en el Anulo APTD = 0 . 0 0 5 + 0.015 = 0 . 0 2 a t m dtD
14.321
0.294 lb/pig*
(4.33)
(Calda de pres16n en el doble tubol
*
E n el atIAli6is anterior no se estA considerando la caída de presión en los puntos de entrada, r e t o r n o y salida del fluido. Para determinar estas caldas de preeíbn se hace uso de la referencia [ 1 1 1 . Utilizando la relacitan de
LD = K f y hallando el coeficiente de 106
longitud
resistencia
K
equivalente
en
116
tablas correspondientos, se puodo obtoner. p a r 8 el lado del tubo,
una longitud equivalente de oaida de presih para el Anulo, una longitud equivalente
caldas de presión son a causa do las
LA
LT =
0.935' m , y 0.44 o: 6stas
P
dw
conexiones
dentro de la unidad de colección solar.
la
tuberla
Para modificar la calda de presión en el tubo intorfor. sol0
se aumenta el valor de
Ec.(4.11), e s t o es:
longitud
la
del
tubo
0.935
L = 2.83 q t 0.935 L = 3.765
m
on
IP
(4.34)
Por tanto la calda de presión en e 1 tubo y conexiones es:
AF = 0.07547 m AP 0.0987 Ib/plg* AP 0.00672 atm (Calda de presi6n en tubo y conexiones1 0
La
modif caci6n
de
considerar las conexiones,
el tubo.
esto es
El
calda 60
de
presión
en
el
determina de igual forma
va or de la longitud en
I8
(4.351
14.381
(4.371
Anulo. que
para
Ec.14.12) aumenta 0.44
L = 2.83 m + 0.44 L = 3.27 m
al m.
q
(4.381
P o r tanto la calda de presión en el Anulo Y conexiones es:
AF = 0.1948 m
zP = 0.2548 Ib/plgL
PP
0.0173 atm
(Calda de presión en et Anulo
es:
y
conexiones)
14.391 (4.401
La calda de presidn total por IInea en el panel d e coleccl6n e t = 0.0987
Ibiplg' 107
+
0.2548 Ib/plg*
A?T APT
*
('4.41)
= 0.3535 Ib/plg* = 0,024 atm
(4.921
La caida de presión por panel ea *ponrL
0
=
APpanel
14.43)
2.121 Ibiplg'
(4.441
0.1443 atm
(Calda de presión por panel)
*
Calda de presión total
energla solar
en
sistema
el
de
Si e l sistema de colección solar cuenta con
colección y la caida de presión
por
panel
es
colecci6n
32
paneles
conocida.
de
de
luego
entonces la calda de presión se determina de la forma siguiente: APCS
Donde
(4.45)
= LPpanol x No. de paneles
&cs
= Calda de presión en el sistema de colección solar APpanol = Calda de presidn por panel. Substituyendo en la Ec.(4.451
APCS = (2.121 Ib/plg')
(32)
APCS = 67.87 I b / p l g *
14.461
(CaIda de presión en e l sistema de colección solar) Con la
calda
de
presión
calculada
para
el
colección solar, la caida de presión en tuberias y el demanda el generador, se puede tener una idea
capacidad de la bomba
que
8e
requiere.
De
S
fluJo
aproximada los
observa que la potencia del motor requerldo eerá de 3 / 4 HP y u n precio cercano a
sistema de
catalogo8
de
que
la
se
aproximadamente
1 , 8 2 0 . 0 0 0 . 0 0 (540.00 Dlls.1
4.13 PRECIO DE LOS COLECTORES SOCARES La cotizacl6n realizada por Nippon Eloctic
Glass
para laa unidades de coleccl6n solar con tubos evacuados
Co.
Ltd. fue la
siguiente: PRODUCTO :
Modulo de coleoci6n solar de tuboa evacuados
PREC I O:
540.00 DI Is í Modulo
CANT I DAD : TOTAL :
Modelo No. NDPG-2800
32 Modulos
17,280.00 DI Is
In
TIEMPO DE ENTREGA: Cinco semanas despude de recibir orden de compra
FORMA DE PAGO: Por una carta irrevocable de crédito en Nippon
*Nota:
Electric
Glass 'Co.
o pago adelantado.
Se utilizará un material de
para las Cubierta6 metalican de
acero
106
Ltd.
hoja
de
favor
de
Osaka.
inoxidable
Japan
(ASTM 304)
modulos. para satisfacer
los
requerimientos especlficos de proteccibn a la corrosión cerca del
mar.
Nippon Electric Glass Co.. Ltd.
1-14, Miyahara 4- Chome, Yodogawa-Ku,
Osaka 532, Japan
Telefono: 06-399-2711 Fax: 06-399-2731
Telex: 523-3884 NEGLAS 3
4.2 GENERADOR El generador es el íntercambiador de calor
función elevar la
temperatura
de
la
soluci6n
que
tiene
COMO
concentrada
amoniaco-agua. utilizando e l fluido caliente que proviene de colectores solares. Lao
propiedades 109
termodinámicas
del
de
los
fluido
frlo isoluci6n de amoniaco-agua1
y las propiedades
termodinAmicae
iarlothermll se obtienen del
3 del a p h d i c e . Uno de
108
se doterminar6n en el cipltulo 3
punto
dol
fluido
4.1.1
y
caliente
de
la
de grandes cantidades de fluido de
trabajo
no
para
Comparando un intercambiador de doble tubo con uno
su
anteriormente descrito. Por otro lado, a causa de quo
de
este
requiriera
operaci6n.
de
tubos. el primero de esto6 es el q u e mejor satisfac.
No.
tabla
criterios principales para la selecclón
equipo, fue elegir u n intercaabiador de calor que
iiootte
coriza
el
el
y
criterio
aceite
tiene un bajo coeficiente de transferencia de calor, se consider6
conveniente
emplear
tubos
transferencia de energla.
aletado6
para
" Brown Fintube" es el
dicha
m e jorar
nombre
compañia que se eligi6 para la obtenoibn del equipo. Para determinar el tipo d e intercambiador de
requiere, la cornpanla Brown Fintube proporcion6 un
cual cuenta con u n apartado de datos tbcnicos, una secci6n nombrada Double Pipe and
" Application
Multitube
Hairpin
diseño estimado de intercambiadores
and
Design
doble
la
que
se
el
citAlogo.
mismo
Exchangers" de
calor
de
que
tiene
Estimating
taplicaci6n
tubo
y
of
y
orquilla
multitubo). ésta secci6n se puede consultar en el documento
No.1
del apéndice. Los datos determinados para la selecci6n del equip0
se basan en el mbtcdo indicado por la compañia. A contituaci6n se
muestran los c ~ l c u l o s realizados:
1 ) Los datos iniciales son los siguientes:
Carga térmica:
16 kW
Para el lado del fluido caliente Fluido: Aceite Harlotherml il
2ooc
Temperatura de entrada:
1
Calor específico promedio:
0.82 kcal/kg°C
Flujo volumétrico:
0 CPH
1 10°C
Temperatura de salida:
1 667.87 k g / h
F l u j o másico:
1 atm
Presión de operaci6n: 110
*Para el lado del fluido frío
Pluldo:
Temperatura (liquido) de entrada: Temperatura (vapor) de salida: (Wi
Cambio de fase Ilquido-vapor
Flujo másico:
Solucífin NH%nM,
X
88OC
-
O.b2
105OC
10)
160.215 k g / h
FI ujo vol umetr Ico:
0.9 GPM 13 ati
Presi6n de operaci6nr
'>
del documento N o . 1 del apéndice. se
2 ) Utilizando la fig. 5
determina el siguiente
MLTD
MLTD = 33OF Posteriormente se calcula el coeficiente de transferencia de
calor por unidad de área UA
= P
/
UA
MLTD
(4.47)
Para convertir 16 kW a BTU/h
se tiene que:
( 1 6 k W ) ( 3 415 BTUikW hi = 54 6 4 0 BTU/h
Substituyendo en la Ec.i4.47) UA = 54 6 4 0 / 33 = 1655.75 BTU/h OF
3) De la fig.1
del documento No.1 del apbndice. se
raz6n de transferencia de calor
Uo. En el rango
(4.48)
determina
de
temperatura
sistema
illO-iZO°C).
se determina para
vaporización
que el aceite Marlotherml opera e n nuestro
los valores d e densidad y viscosidad se aproximan a los del
a temperatura de 60-7O0C. El
U0
en tubo desnudo
Uo = 150 ETU/h
ltl
la
pie'
OF
agua
(4.49)
Area requerid8
I
1 055.75 /
Area requerida =
UA
/
Ua
150 = 11.03 pie’
Para el área calculada, de la fip.2 del documento
apbndice
requiere,
(‘4.501 No.1
del
, se puede observar que el tipo do intercambiador que se se
encuentra
los
entre
intercambiadores de doble tubo.
nemeros
y
51
53
De la flg.3. para intercambiadores de doble tubo, del
de
mismo
documento del apendice. se purde observar que el tipo No.51 es el más apropiado, dado que
flujo mAsico.
satleface
las
necesidades
elnimas
Por tanto se selecciona un intercaebl8dor de doble tubo
tipo No.51, con las siguientes características:
-
Para alta presión ( 5 0 0 Ib/plg*i
-
No. de aletas 36
-
de
del
Tubo cédula 40
haterial del tubo externo: Acero al carbón
Material del tubo interno: Acero al carbón Material de las aletas: Acero al carb6n longitud de la aleta: 20 pies 31
Dado que u n o de
106
fluid06 es una soluci6n
amoníaco, el material recomendado para la equipo es acero al carbon.
que
construcción
contiene
de
e6t.e
Por el tipo y las caracterlsticas del equipo que requerimos,
se puede observar en el a p h d i c e , en el documento
No.1.
que
el
intercambiador de calor obedece 81 c a i g o 512E000820. La descripci6n flsica del equipo se encuentra en el mismo documento. PRECIO UNITARIO: 8 9,810.000.00
TIEMPO DE ENTREGA: 10-12 semanas FORMA DE P A M : Neto en 30 dlas
112
(3,270.00 Dlls)
El precio cotizado no
incluye -n i n g ú n
municipal de ventas. 61 alguno de Bstos
impuesto
existir,
pudiera
valido por 90 dins.
estatal
y
o
e6
Brown Fintube Company 12602 F M 529
Huston. Texas 77041 Fax: 1713) 466-3701
P.O. B o x 40082
Huaton. Texas 77240-0002 Phone: 1713) 466-3535
4.3 SEPARADOR-RECTIFICADOR El Separador-Rectificador e s un elemento del sistema que primero es separar el vapor de cumple con dos objetivos: El NHs-H20,
de la
soluci6n
que
proviene
liquido vapor, el segundo obJetívo es
del
generador
rectificar
en
enfriar
o
fase
el
vapor separado, de tal forma que la totalidad de vapor de agua se
condense y el vapor
que
finalmente
amoniaco puro o al menos cerca del
resulte
100%
de
sea
un
pureza.
vapor
Un
de
equipo
comercial que satisfaga éstas funciones dificilmente se encuentra en la industria, razdn por la cual,
decidi6 diseñarlo y industrial
dos
ordenar
su
el
grupo
construcción
de
en
termodinámica
alg6n
taller
I
Existe la alternativa de que el separador-rectii'icador elementos
destilacibn y el
independientes.
El
separador
una
columna
sean de
de coraza y cuboa. Los datos con l o s que se cuentan y los resultados
de
I06
calculos
siguientes:
rectificador
para
el
un
diaeño
113
intercambiador
del
de
intercambiador
calor son
los
*
De la tabla 3.1 se obtiene
-Para la entrada en el separador Fluido: SOlUCiUn “ 3 - H t O . Temperatura: 105OC
x = 0.42
Presi6n: 13 ato Flujo másico: Fase:
-
160.21 kgíh
Liquid?-vapor
Salida del separador lado liquido
Fluido: sOlUCi4n NH¶-HZO, Tempera turd: 105Oc
x = 0.326
Presidn 13 ato
Flujo másico: 134.85 kg/h Fase: Liquido
-
Salida del separador lado vapor o Entrada al rectificador.
Fluido: SoluciOn NHs-1.420.
x
Temperatura: 105OC
= 0.92
Presi6n: 13 atm
Flujo mAsico: 25.35 kg/h Fase: Vapor
-Salida de rectificador lado Ilquido Fluido: Soluci6n NHs-HzO. Temperatura: 43.5Oc
x
= 0.768
Presidn: 13 atm
F l u j o m4sico: 8.67 kgih Fase: Liquido
-
Salida del rectificador lado vapor
Fluido: Solucí6n NHs-Hz0. Temperatura: 43.5OC
x = 0.999
Preeión: 13 atm
Flujo másico: Fase: Vapor
16.68 k g / h
114
La
carga
o
térmica
el
calor
cedido
el
Por
separador-rectificador es aproximadamente 5 kW ( v e r secccitm 3.51 Separador
Columna de destilaci6n de columna contara con
una
acero
al
carb6n.
serie
de
empaques
por
el
mbtodo
El
que
separaci6n del vapor. No se conocen las dimensiones
espera obtener
el
modelo
de
incrementando el número de empaques haata lograr
de
1P
exactas.
se
nricleo
facilitan
experimentaci6n,
deseados.
los
resultados
Rect if icador
Coraza :
Diamentro interno:
8 plg
Tipo de configuraci6n:
E
Distancia entre espejos:
Baf I es:
(203 2 m m )
975.4 mm
14 vertica es de tipo
segmento sencillo con
45% de corte y 3.125 p l g Tubos:
(3.175 m m ) de grueso
Diámentro exterior:
314
Espacio entre tubos
1 plg
Arreglo de tubos:
Tr iángu I ar
No.de pasos:
1
Diámentro interior: (centro-centro)
Material :
No.de tubos: No.
de hileras, tubos en la
15.740 mm ( 1 6 BWGJ (25.4 m m )
Acero al carb6n
42
ven te na :
13
por todos los bafles:
1
No. de hileras, tubos que pasen
p l g (19.85 m m )
60°
la
t o 1 erancias:
Haz de tubos-coraza ldiametricol: 1 / 2 p l g 1 1 2 . 7 a m ) B a f I e-Coraza : 0.1 plg (2.54 m m l Tubo-Baf 1 e
0.125 p1g ( 3 . 1 7 5 m m l
Di&metro
1 plg Nom
Boquillas:
(tod8sl
Nota: Se requiere
una
boquilla
extra.
125.4 mml
En
la
coraza,
en
el
extremos de salida se requierm una boquilla de 1 p l g de díimentro nominal en la parte superior. Ver fig. 4.8.
Fig. 4.8
Rectificador
Con base
en
equipo
similar
termodinámica se puede realizar
una
adquirido
precio del equipo y tiempo d e entrega. PRECIO ESTIMADO:
$
3.500.000.00
estimacicin
i1.116.67
TIEMPO DE ENTREGA: 6 - 8 semanas
por
Laboratorio de Energla Solar d e la UNAN
el
grupo
aproximada
Dllel
A.P. 34. Temixco, Norelos. C.P. 62580 Tel: 9 1 1731 1 4 -1 8 -3 7 y 14-18-38 Fax: 9 1 173) 14-16-62
116
.
L..
.,
.
'
de
del
4.4 COHXNSADOR Con las propiedades tersod1nAmioss. obtenidas en rl capitulo
3. de la sustancia de trabajo cantidad de energla que posible
obtener
condensador
o
los
en
datos
solicitar
existentes en el mercado.
El
flujo
refrigerante.
de
se
agua
óste
la
entra
se
información
de
necesarios
para
Cp = 1 kcal/kg°C.
considerando
Qco
Donde Qco
m
Cp
TI Ti
Para calcular el
una
condensscibn
del
condensadores
temperatura
T = 33OC. El calor
flujo
es
del
especifico
masico
= m Cp (Tt - Tti
de
de
de
del
agua
14.51)
= Calor de condensación. = Flujo másico de agua.
= Calor especlfico de agua.
= Temperatura de salida del agua.
= Temperatura de entrada del agua
Despejando m de la Ec.(4.51)
correspondientes se obtiene m
0
la
substraer.
la
diseíio
el
= 6 kW y el calor
utilizamos la ecuacicin siguiente: Qco
para
y
condensador
que
T = 3OoC y de salida
condensacibn se considera
al
tiene
requerido
determina
entrada del agua de agua
que
y
aubstituyendo
los
valores
= I6 kW) I860 kcal/kW-h) / ( 1 kcal/kg°C) L33°C-300C) m = 1 720 k g i h (4.52)
Dato6 para el fluido caliente
Amonia (NH31
Temperatura de entrada, TI : 43.5OC Temperatura de salida. T e :
34OC
Presión de fluido, Pco : 12.94 atm F l u j o másico, m
t
16.68 k g / h
Viscosidad, V : 0.15 centipoise
Conductividad termica, K : 0.9321 kcalih a°C Densidad,
p
: 589.81 kgim'
Datos para el fluido frlo Agua (HzO)
Temperatura de entrada, Tr : 29OC Temperatura de salida, To : 32OC Presión de fluido. Po : 1 atm Flujo másico. m : 1 720 k g i h
Viscosidad, V : 0 . 6 5 centipoise
Conductividad tarmica. U : 0.5304 kcal/h m°C Densidad, Y
,
: 993.1A k g / e
S
El equipo se instalará cerca del mar Con IO6 dato6 sellalados interiormente se realizó un anAlisia
para utilizar un intercambiador resultados no
fueron
muy
de
calor
atractivos
como
de
doble
para
tubo.
emplear
Los
este
sistema de traneferencia de calor, a causa de que la longitud del
intercambiador re6uI to ser muy grande, 30 met ros aproximadamente.
un
La decisión final fue utilizar tubos
intercambiador
de
E l eouipo fue solicitado a/ Industrias Herdel. C . A .
coraza
y
con base
condensador que la en los d a t u 6 anteriormente de'scritos. El compañla ofrece y al mas aceptable para este caso es el modelo
t
1
Y E -3 para 3 toneladas de refrigeración. para manejar amonlaco por el
lado de la coraza y agua por: 10s tubos.
Se solicit6 a la compaRla !!:que al construir el condensador se consideraran las caracterlsticas exteriores del equipo que se
muestran
PREC i O : 4
15%
en
IVA
I
la fig 4.9 d e la si(guiente seccibn.
s
4.839.813.00 7 2 5 , 9 7 1 95
-
5.565.784 9 5
11.855.26 DI161
CONDICIONES DE PAGO:
TIEMPO DE ENTREGA:
50% anticipo 11
50% contra entrega 4-6
'I
semanas
Esta cotizaci6n tiene videncia. en condiciones
la economla del pals ( A ñ o
1982).
Industrias Herdel. S . A .
09icinas: Colima No. 40. Calle Ceylan Tlanepantla, €do. de Méx..
Tel: 392-89-95 y 392-97-97 Telex: 172337 INHEME
I
54150
119
normales
de
4.5 ALMACEN DE C O " S A D 0 La capacidad del depósito para almacenar el
condensado,
se
determina a partir del flujo másico que sale del condensador, m =
16.68 k g / h y el tiempo de operacidn del condensador. La densidad del amoniaco a 34OC se obtiene de la figura 3 del apéndice,
p
= 0.59 k g / l .
El
volumen
que
amoniaco liquido se obtiene partiendo de 11 = m / v
ocupa
100.08
de
kg
Despejando el volumen se tiene que: v = m /
1 = (100.08 k g ) / (0.59 k g / l ) II v = 169.6 I 170 I
-
La presión de operaciAn e's P=z = 12.94 atm. ,I
Este depósito se solicito a Industrias Herdel. C.
A.,
las especificaciones siguientes. basandose en el capitulo 27
ACHRAE, referencia í141. Se requiere u n dephsito pira almacenar 170 I (30-4OoC) a
una
presiCin
recipiente de acero
al
mostradas en l a fig.4.9.
de
I
14
carbdn
atm
que
(205.8 Ib/plg
posea
las
1 ) Tiene que garantizar el almacenamiento de 170 I
más el
de
/I
15% de gases no condensables (25.5 I ) .
L
bajo del
amoniaco )
*n
Un
caracterlsticas
de
amoniaco.
en total 19.5 I ma6
el necesario para c u m p l i r que el nivel más bajo de llquído, en el depósito, no sea menor que do.! de salida i 2d I ,
veces el diámentro de
como se mues,tra en la fig.4.9
2) 8 tomas que puedan ser de $ 2
la
tuberia
o 3/4 de pulgada.
3) La toma ( 1 5 ) de salida del refrigerante. tiene que
instalaree
de tal forma que el tubo que tlransporta al refrigerante, entre al depósito una distancia igual al diamentro del tubo. tal I
muestra en la fíg.4.9. E l diámetro puede ser pulgada.
de
112
o
como
314
se
de
4 ) E l e q u i p o se i n s t a l a r á c e r c a d e l mar. La f i g . 4 . 9 muestra l a s c ? r a c t e r l s t í c a s d e l condensador y d e l d e p 4 s í t o d e l condensado.
Las tomas 1. 3 , 4 . 5 . 8 . 7
s e r d e 1/2 o 3 / 4 d e pulgada. pu I gada
.
La toma 2
tendrá
que
-( 7 ) r-
=IDA DE iYWiIICM.IENif < E > E N T R A U Di u;uL F R I A
ta>s~lm DE
< 4 >VALVULA
(1) WCiNMETW
Di
-LA_.
ALIVIO-
C
I
condensador ( 6 ) MDUX
< I t > SMlW M PURGL
i l l ) V K V U U Dc K l V l O
d e p o s i t o de condensado
Figura 4 . 9 Condensador y d e p 4 s l t o .
PRECIO :
+ 15%
c 2.435.5$3.00
-
365.331.45
IVA C
2.800.874.45
1 9 3 3 . 6 3 DI Is)
CONDlClONES DE PAGO:
50% a n t i c i p o 50% c o n t r a e n t r e g a
TIEMPO DE ENTREGA:
3- 4 semanas
y
air
8
Quedmn
dm
uni
Esta cotizaci6n tiene vigencia. en condiciones
I 8
1992).
economla del pals ( A ñ o
normal06
da
Industrias Herdel, S . A .
Oficinas: Col ima N o . 40, Cal le 'Ceylan Tlanepantla, Edo. de H e x . . 54150
Te1
: 392-89-95 y
I
392-97-97
Telex: 172337 INHEME
4.6 ENFRIADOR DEL REFRIGERANTE LIQUIDO La finalidad de este dispósitivo e s disminuir la temperatura 1
del amoniaco liquido que proviene del almacén d e condensado. para
aumentar
la
capacidad
de
termodinámicas de los fuidos
'
de
enfriamiento. trabajo
se
Las
propiedades
calcularon
en
'I capitulo 3 y los resultados se pueden observar en la tabla 3.1. i6
el
Para el fluido caliente
Fluido: Amoniaco llquido
Temperatura de entrada: 34OC
Temperatura de salida: 25.96OC Flulo másico: 5.56 k g i h
Presi6n de operación: 3 atm
*
Para el fluido frlo
Fluido: Vapor de amoniaco sobro calentado
Temperatura de entrada:
-1OOC
Temperatura de sal ida: 7.9OC Flujo másico: 5.56 k g / h
Presibn de operacidn: 3 atm I
i'
. ?
Por
estudio
y
experiencia
en
otros
sistemas
diseh
en
refrigeracidn, se decidid que'tel intercnmbiador de calor sea t i p o de t u b o y coraza. donde !el
serpentin
v
el material
tubo
se
utilizado es acero al carbbn. Se
u n esquema en la fig.4.10.
122
il
forma
de
del
de
muestra . ,
Para determinar las diienaiones del 11
equipo
se
siguiente análisis. La carga térmica del enfriador fue
reallZi
el
calculada
punto 3.3.6 del capitulo 3.
e n el
Q = 5 2 . 4 8 kcal/h
El coeficiente
= 61.02 W
de I transferencia de calor, U. se obtiene de la referencia i21 de la tabla 8 Valores aproximados de los coeficientes totales para el diseño. El valor Incluye u n factor de obstruccibn total de 0.0033 y caida de presibn I permisible de 0.35 a 0.68 atm. Para transferencia de un gas y un 2 0 C. Para determinar el liquido se considera U = 5 0 kcal/h q área total de transferencia de calor se sabe que: Q 7 U A MLDT (4.531 Aiin se desconoce e l valor de MLDT (Media Logaritmica de la Diferencia de Temperaturas) d e la Ec.(4.53). La MLDT ee factible total
conocerla dado que se conocen las temperaturas
de
operacion
los fluidos de trabajo. Para determinar la MLDT se cuenta c o n
ecuacibn siguiente. considerando un flujo e n contracorriente:
MLDT =
(Tí - tZ) - (TZ I n (T$ -
tz)
/
-
(TX -
ti)
de la
(4.54)
til
Donde
MLDT = Media Logaritmica de Diferencia de Temperaturas. II
Ti = Temperatura de entrada, fluido caliente. T2 = Temperatura de salida. fluido calient. ,I t s = Temperatura de entrada, fluido frío. t2 =
11
Temperatura de salida, fluido frlo.
Substituyendo en la Ec.i4.541
MLDT =
(34
-
I n (134
7.9) - (25.96
-
- 7.9)
t
/
+
101
--
(25.96 + 1 0 ) )
MLDT = 30.6Oc 123
(4.551
Despejando
A de la
transferencia de calor A
Ec.(4.53) se obtiene el
-
A
área
total
P / U MLDT
= (52.48 kcal/h) / ( 5 0 kcalih m* OC) (30.8OC) A
* 0.0343
mz
Si se desea utilizar para,,el serpentín
tubería
de
(4.56)
114
de
que
la
pulgada de dikmetro nominal y c&dula 40, d e la referencia C21 la tabla 1 1 Dimensiones de tubería de acero, se P
Si
superficie p o r pie lineal es 0.095 pie /pie.
área total de transferencia de calor A = obtiene que
P
A = 0.369 p i e .
Por
tanto
tubo requerido para el serpentln es:
L = (0.369 pie*)
/
de
longitud
a
mlnima
I
el
se de
15% se obtiene que:
L = (3.88 pie) ( 1 . 1 5 )
L = 4.46.2 pie
pie
2
= 3.88 pies
(0.095 pie'/pie)
I
convertimos
0.0343 'm
la
Considerando un factor de d i s e R o del
obtiene
de
5 pies = 1.53 m
(4.57)
Si se propone un serpentln de 2 p l g de diámetro, es factible
utilizar como coraza u n tubo 'de 2.5
plg
de
diámetro
cédula 40 de acero al carbón, de 1.5 pie de largo
del mismo material.
I
Cntraaa n m n I aco Liquido SaIiplo. vapor
ac alwnIaco Serpentin Coraza Entrada vapor dp amon i aco
SaiI,d, de onontaco Liwláo sukmfriado
Figura 4.10 Enfriador 124
con
nominal
cabezales
PRECIO ESTIMADO
DE FABRICACION: TIEMPO DE ENTREGA:
318.34 Dlls 1
S .955.000.00
3-4 semanas
Laboratorio de Energla Solar d e , l a UNAM
A.P. 34, Temixco, Morelos.
C . P . 62500
Tel: 91 ( 7 3 ) 14-18-37 y 14-18-38 Fax: 91 ( 7 3 ) 14-16-62
4.7 EVAPORADOR El evaporador es
el
díspositivo ,!
que
tiene
mantener la cámara frigorifici del sistema a una
como
funcibn
temperatura
no
I se instala en la parte 8uperior;de la cámara, el cual absorbe
la
mayor de
1 C. Este d i 6 p 6 S i t i V O : e 8 u n intercambiador de calor que
energla
térmica
O
del
aire
circundante.
Las
termodinámicas del refrigerante'lque circula por el
evaporador
68
propiedades
interior
determinaron en la secci6n 3.3 del capltulo
variacibn de temperatura
del: aire
o
dentro
con6idera de l0C a 30 C, esto es partiendo equipo inicia su operaci6n.
I/
de
de
la
la
3.
cámara
hora
que
del
La
se el
Refrigerante
Fluido: Amoniaco
Temperatura de entrada: 25.96OC Temperatura de salida: Flujo másico :
-1OOC
5.56 k g / h
Pre6i6n de operaci6n:
Carga térmica: 2 kW
3 atm
Con e l prop66ito de determ>inar la longitud minima
requerida, para la
construcci6n
realizar el siguiente análisis:,
del
evaporador,
e6
de
tubos
necesario
I Caracterlsticas de los tubos aletados
Tubo de 1 p l g de diámetro CD 4 0 i e n acero al carbdn. I
Aleta de 3/4 de p l g de altura con u n espesor de 0.05911 plg. 5 aletas por plg.
Superficie
de transferencia de,icalor 2.5 pie'ipie
(0.782 m
Para determinar el área deCtransferencia de calor
requerida
se parte de la siguiente ecuacibn, obtenida de la referencia [ 2 1 , 11
para t u b 0 6 aletados:
Q =
Donde
U A (nT)p
(4.58)
Q = Carga termica de r e f r i g e r a c t h .
U = Coeficiente toa1 de transferencia de calor para diseno. A = Area total de transferencia,,decalor.
(.&T)p = diferencia de temperatura entre la pared del tubo y el llquido en ebullicibn.
E l coeficiente total de diseRo
tabla 8. Valores aproximados de
los
U se obtiene
coeficientes
de
la
totales
diseño, de la referencia [ 2 1 . L o s valores incluyen u n
de
factor
obstrucción total de 0.003 y caída de presibn permisible de a O. .68 atm. U = 25 kcal / h m'
OC para gases.
I
gas refrigerante se determian de la siguiente forma
Donde
Trt - TLO
I l q u i d o en ebul I icidn
TPT = Temperatura en la pared del tubo
liquido en ebullicibn
Substituyendo valores en la Ec.:í4.59)
( a T ) p = i°C + 10°C IiTIp = il°C
"!126
y
tubo
de
0.54
el
(4.59)
( ~ T l p= diferencia de temperatura entre la pared del tubo
T L = ~ Temperatura del
para
'I
La diferencia de temperatura entre In pared del
(iT)p =
la
y
el
Despejando
que
A de la Ec.(4.58
y substituyendo valores se
A = A = ( 2 kW1
'
A
Q
U
(860 kcalikW-hl
tip
( 2 5 kc'alih 'm
/
OCi
(ll°C) ( 0 . 0 1
2 7.82 m 2
A =
obtiene
04.15 pie2
(4.60)
Por tanto la longitud de tubo requerido es: \
L = (84.15 p i e ' ) í ( 2 pie'ipiei L = 42.075 pie = 12.83 m La tuberia requerida se solicito
Birlos.
S.
siguiente:
Tubo aletado:
C.
de
A.
la
V.,
a
informaci4n
en forma helicoidal
Espeoor de la pared: Longitud aletada:
Extremo sin aleta:
1.315 plg
0.133 p i g
16.067 pie 2.0 p l g
Extremo opuesto sin aleta: 2.0 p l g Longitud total de tubo: 16.40 pie
Aleta6 por pulgada:
Altura d e la aleta: Tipo de aleta:
Material d e l tubo: PRECIO POR TUBO: TOTAL
5.0
0.75 p l g
Solid HF
Extremo del tubo:
IVA
compañla
adquirida
Aletas fue
y la
Aletas soldadas por resistencia en alta frecuencia
DiAmetro exterior :
+ 15%
la
14.61)
Planos
Acero al carb6n C
1,836,675.43
275.501.31
S
2.112.176.75 127
it
Si el tubo comercial mide 16.4 pies de largo y se requiera de
longitud minima de 42.075 pie
necesarios es
tubo,
la
42.075
No. de tubos ,=
cantidad
d e ' tubos
= 2.56
16.4
Por tanto el No. de tubos que s e requiere comprar son
el precio total PRECIO TOTAL:
CONDICIONES DE PAGO:
TIEMPO DE ENTREGA:
3
I
86:
0 6,336,530.25
y
(2,112.18 D116)
50% de anticipo
I
una
50% con'tra aviso de
emb,arq ue
material
list0
para
4-6 semanas 'I
Aletas y Birlos. S . A. de C . V . Arqulmides No. 199. 2 0 . piso.
Colonia Chapultepec, Morales
D. F. 11570. Mexico. D. F .
Teléfonos: (525) 203-91-47: 255-48-36: Telefax: (5251 255-48-32
203-52-65
4.8 ABSORBEDOR El Absorbedor e s u n lntercambiador
tiene como funci6n
I
de
calor
vertical
que
condensar e l vapor de amoniaco y disminuir la
temperatura de la mezcla de
soluci6n 1
dbbil-vapor
componentes que han sido mezclados previamente a la
absorbedor. de tal forma
q u e , ,a
la
soluci6n sea una mezcla completamente
salida
del
liquida.
termodinámicas de los fluidos de trabajo se
capitulo 3 y ee muestran en la tabla 3.1.
de
entrada
absorbedor
Las
128
del
la
propiedades
determinaron
El equipo se solicit6 a Industrias Herdel. S. A..
siguientes especificaciones:
amoniaco.
en
bajo
el
las
Carga termica:
*
4
kW
Fluido lado caliente Solucidn
Fluido:
de NHs-HsO.
Temperatura de entrada: Temperatura de sal ida: Prealbn:
3 atm
Flujo másico: Denaidad:
kg/l
Conductividad térmica:
it
32.e0,C
53.40 kg/h
0.84
Viscosidad:
34OC
x = 0.42
0.356 kcalih m°C
0.83 centipoise
Fluido lado fr1o
Fluido:
agua
Temperatura de entrada: Temperatura de salida: Pre6l6n:
1 atm
29OC
33OC
Flujo máaico: 860 kg/h La compaRla indico
calor vertical
poder
construir
el
requerido. por
amoníaco-agua y vapor enfriamiento del
de
amoníaco
cual
lado de la coraza. I
Coraza vertical de un paso
Haz de tubo6 con un solo paso I
I
DiAmetro interno de los tubos: I
Longitud del intercambiador:
,.
, k
-
los
tubos
soluclbn
y
agua
de de
36
0.02
q
1.8 m
- Se. considera tubo flux s h costura i
maneja
de
0.20
No. de tubos contenidos en el haz:
!.
intercambiador
/I
Diametro interno de la carcgza:
',,
por
se
el
r
(A- 1791
Se'considera carcaza de placa rolada en 1 / 8 p l g de espesor
espejos de 314 p l g
129
.!.
.,,,,:.,.
..
,
./,.,..,I.<
.,:. .: I .,,,
:, .llc,
Figura 3.- Densidades solucibn " 5 - H z O .
172
.. ,;.
,,,..,
. . I
,..,.
.
I .
... ::
,:
....
.
1
Figura 4.- Calores especificos para la s o l u c i A n NH%-w,O.
173
..
.
Figura 5.- Conductividad termica para la soIuci*kn NHo,-HzO.
174
,
.
.
.I
I:
.
.,
. .
.
, ..
.. .. ,
,.
,
.
I
! ,
.. I
. .
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I
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1
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(7)
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1
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. . . \ i '\,I
,
,$.
.
I
,. ' ,
.
. .
.
' .
\
'.
. I
Figura 6.- Viscosidad para la solucion de NH%-W-O.
175
-
..., .....,
'
:G:
..,
I
.
..
-I
L.
-.. ^
I . .
. . .. .
Figura 7.- Diagrama de Ponchon. 176
. ~
.~ : i.
. ...
Figura 8.- Diagrama de refrigeración solar modificado
177
Figura 9 . - E s t a d o d e Michoacán. México.
178
F i g u r a 10.- Cámara f r i g o r í f i c a .
179
0.0
*.I
11.w 14.11 lb.41
!S.50 1y.30
10.14 11.45 21.50
~
'
U.UlJb1 O.cli74
n.ull1ü
~.IillEl 0.01184
0.OIIV)
h:lO
0.01404 n. G ~ W ".O1414
17.50
18.M
>c;i
0.0114'J 0.0115~ 0.0135v 0.01164
13.-74 14.97
.
, iI.Ii1145
!>.I$
11.14
$91.6
O.Uli99
Tabla 1.- Propiedades del
!:.E %.U
1k.l
:16.4 ii4.v 511.4
.U.l
170.1
51. I
lb.4 J3.t
$11.0
,
ú98.5
iQ.0718,
I
609.8
I
,
I
w . 1
, U.0180
0.0811
610.5 , o . i w n
,~!l.l :0.'2718'
amoniaco saturado.
180
Tnnp<*. !uta. t
O
6.784 P.311 7.91l 7.b19;
1 4
b
8
16
lb
>8.>1
44.3, 41.18
64.11
40.13
'
0.1'14M
0.01r51 I1.01137 0.014b1
3a
31
59.74 62.19
'
1b 38
b7.b3 70.4)
O.Oli2: 10.01527
13.12 7b.3.l 79.38 81.15 85.82
! C.UlI31
40
41 4b
(6
48
50
5:
:4
5b 18 60 62 b4
17.18
$4.91
10
18.8
71 74
lb 78 89
67 n4
8b
?8
w
'
1.910 : l.bil; 5.441.
W I
5:b.? >$,.I
blb.5 b17.2
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64.7 6b.Q (1.1
'
3.VIl
Sb.I
5Jb.l
>.tal
91.1 91.5 v5.1
'..>l. I
J.541 1.418
O.Oli5I O.Oi.<58
! 8861
! ~
2.954 ! :.851,
?.751'
I.r5b
2.5bl 1.477
?.I93
2.112 1.235 2 . lb! 2.089
2.011
I
109.2
518. I 5Ib.J
i 0.01611 I
O0183b1
1?1.0
502.7
I :$A!
I , 0.?105 11.214?
'
4W.7
1.3081 I.YIOf
1.1450 I.I%Y
1~:IlRd
I.IU1
i,iiij
1.1511 I.C"M 1,mn9 1.0811
1.0111
I.Ob51
1.0578 1.0101
1.04?4
1.0348 I .o211 I.OI41
h10.7
0.174q
611.3 631.5
b3l.8 b3i.O
I
i 1
!
I
j
0.9972 Y.WY1
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O.Il70 O.1bYb
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611.6 bil
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O.Ilrl n.281) 0.1375 0.2917
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I
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66
68
1
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53.1
I
Ir,
551.9
I0.01468 I : (i.01414 O.?lb7S
48.21 S0.3b 51.59 j4.90
7.1U4
45.1 47.1 49.4 51.6
~
10 12 14 lb 18
34
,rspm
cibl:.
IO 11 Ib
-
:mPUr.
OF
011.9 bl4.0
0.11:l
0.>+74 i1.157b
Tabla la.- Propiedades del amoniaco saturado ícontinuacic5n)
181
IO
20
I)
10
sa
ba IW
1to
I40
16U
IEa
200
:Io
140
1M
Tabla 2.- Propiedades del amoniacc Sobrecalentado.
182
Physical constants of MARLOTHERM L
o W
Y O U
a C.
W
a m ul
a m W
o
m
r.
Temperalure
I
*C
1
U
I
3
I
liquid pham 0 mbar
Densily liquid phew P kgfd
Specilic heal
vapour phaaa 4kQim'
liquid
Dhas2
neat conten!
1042
1.38
1Q34
1.41
253
1o19
2 73
100.4
n e a t 31
vnpouv
phase
klikg
LJIkg
i-
--
conauc.
vapox
i,quia
IiGliid
phaso
Thermal
ViSCOSil.,
vapc:iza!icn
relorred lo o°C
C
WikgK
223 233
,>rq
1'
Wikg
-73.2
pnare 1
10-1 P a s
200.0
"
iü-+n,l$
phnso
1
IO-SP!
I
tivity
liquid
phaso
1
vtrm K
Piand:~
nUmb3:
liquid DhaIe Pi
-_
-
192.0
0.141
1929
76.0
73.5
O. 140
760
- 303
18.3
18.0
0.137
196
1.55
O
7.5
7.5
0.135
88
- 59.3
1.48
293
988
1.52
31.6
3.9
4.0
0.131
313
973
1.Ea
64.6
2.5
2.9
0.129
333
958
1.75
98.9
1 .?
1.8
c.. i 27
353
943
1.3
. 1.3
1.4
G.124
0.82
0.121
16
6.00
8.2
19
171.5
8.6
0.liS
:3
0.77
9.1
I?
O.%
0.66
0.1 I 4
:1
0.50
0.58
9.6
C.116
13.0
1.82
1.88
.
. 513.e
?%.e
927
393
1 3 u7
0.014
912
0.037
1.95
54s.-
2rw.e
413
16
897
0.093
502
5i6.6
249.5
433
35
881
0.19
9-08
611.3
256.5
453
67
865
215
64i.7
332.9
133
850
0.38
9-22
rnE.2
1.35
725.3
m.4
1.es
229 2.35
769.0
2.e9
2.42
788
d.25
6.15
373
473
m
Vapour prearure
c33 5!3
533
5 52
573 5.3
C, 13
c.53
227 ?es
620 953
1.10:
i cm 2773 3513
035 820
773 i 58
743
728
O.%
Y
o,;
Y -
12.'
.
c
i 4 J
'.
376.5
0.69
0.45
1.1
0.111
c.52
10.5
o. irm
0.29
Cd i
11.0
~.m6
567.9
0.35
G.43
11.5
1i3.4
515.6
e5?i
5a.7
0.L')
12.!
249
0.32
2.55
j27 5
c:5u
225
2c:
:3.0
957 7
EGG ?.
O.?j
I:.:>
13.5
2.59
1U105
7 I%?
1j.Z
2.,5
irb<.;3
I::
93 J
421.6
2
c 22 5 2;
c :;
IO57
:2:)
12.6
o. 131 o. 1 LW 0 %)a
9.35
....
47
32 24
97
88 85
8C 78 73
72
,i . - L
72
14.0
:.Le3
71
1: . i
c1:?
-:
I
Tabla 4.- Factores de c o n v e r s i h y constantes.
184
M = 3.281 pie Pic: = 0.0929 m'
M; = : 10.76pie' Prcsih Atn hlm Atm
= 33.93 pies dc a a u n a 60°F = 29.92 pig H g i132'F
x
760mmH~a.';2'F
A m = 1 . 1 . E S ib/plpl Aim = 2 I lG.R ih.'pic' Atni = 1.033 kg:cm' Pies de agua a 60°F = 0.4331 Ib/plp Pig de agua a CO'F y:. 0.361 ib/pig',! K g i c i l l r = 14.223 Ib/IJb'. Psi = 2.309 Plcs de agua a fi0.F
Temperatura: Ternwrafura " C = ${,!'P - 32) lempratura 'F =(I!$( T ) . t 32) Temperatura "F absoluta ( "R ) = 'I? + 460 Temperatura "Cabsoluta ( O K ) 7 "C + 273 Conductividnd Lemicri; Bm, (b ) ( pier) ( " F / p i e ) = 12 Rtu/( b ) (pie.) ("b'/pia! Blu/(h)ípie:')! i;/pic) = 1.49 k g c n l / ( h : i m ~ ) ( T / m ) Btu/(h)(pic-):"l.'/pir!, = O , O i 7 9 w n t t i / ( c r r i i ) ( " C , ' ~J1 ~ VisCosi&C (faciores xlicionai<:a cnfdn conlcriidos en !a Flp 13' Poise :: I q ' i c m j l s c g ) Ccntipoiac :: 0.01 íK>ISC Ccr:tipoise .- 2:12 ib/(pie!(h)
Peru. I,¡> = 0.4536: i;:. I,h .= 7 O00 granos Tonelada (con2 u rieia) =: 2 O00 Ih Tondada (larga) .: '2 N ü Ib ?melada (1nEiñc3) :: 2 2F3 ih Tonriada (nirt;icn) :: 1 O00 ke Consfanus: ,\i:clrraciói; de la Fravcdñd Y : 32.2 pies/seax Aci.leraciónd~13 Kr:ivedad :I 4.18 X 10" pies;h:' Densidad d d agua = $2.5 Ih.'ple'
Tabla 4a.- Factores de conversiún y constantes ícontinuaci6ni.
185
DOCUMENTO No.1
186
APPLICATION AND DESIGN ESTIMATING -
DOUBLE PIPE AND MULTlTUBE HA1RPlN EXCHANGERS
A. When should a double pipe or multitube hairpin be considered? 1. When the UA product is less than 100,000. Q = LMTD4I.A Q = BTU/Hr (Duty) UA = Q/LMTD LMTD = "F'
A = Sq. Ft. (Surface) U = BTU/Hr."F.Sq. Ft. (Rate) 'Log Mean Temp. Dill. 2. When the UA product is greater than 100,000 and one or more of the conditions listed under " 3 and " 4 below are present: 3. The followin conditions further enhance the advanta es of doube pipe exchangers: a)%hen you have a temperature cross. b) When you have high pressures. Standard "off-the. shelf'components are available to 5000 psi tube ' side design pressure. c) When the plot plan allows the use of relatively long exchangers-standard double pipes are available up to 40' long. d) When the heat transfer rate o n the shell (fin) side 1s much lower than the tube side, fintubes should be considered. e) When you have a high viscosity fluid. 1) When you have a temperature difference above 400'F. Single pass, true countercurrent flow and U-tube construction eliminates tube sheet warping and differential expansion problems. 4. When any of the following are considered advantages: a) Rush dellvery re uired-double pipe components are kept in stock. &stom designed unitscan be assembled from stock material. b) Ease of maintenance-D.P. units are easy to clean, inspect and to replace the elements, bundles or parts. c) Modular deslgn allows for tne "001-on' aodil on o1 sect ons to meet L u r e process requ.remenls d) Slandardizatlon of parts w 11 red-ce spare parts ana warehoase inventory. Off the sne f replace ments are available for qu ck delivery
B. Ball park selection of double pipe and multitube hairpin exchangers. UA product (from "A. 1,") 1. UA > 180,000 2. UA > 100,000 3. UA > 50,000 and < 100.000 4. uñ > 20;ooo and < 50,000 5. UA < 20,000
General Size Range 16"MT.orseveral 1 2 M T 1 2 MT or several WMT 1 2 MT, one or more 8" MT or several 6 MT 6 MT, one or more 4 MT or double pipes 4 MT or double pipes
Example: Cool 80 GPM (40,000 #/Hr) boiler biowdown water from 155'Fto 105°F Usin 100 GPM (50,000 #/Hr) cooling water in at 70F, out al ,,no2 , ,- . Duty (0) = 2,000,000 BTUiHr LMTD: .Hot 155 105 70 Cold 110
.
Fig. 1: Heat transfer rates (Uo). With water for cooling or steam for heating these are estimated values for preliminary study only. Estimated Overall Rates "UO"
Process Heating viscous materials Double pipe-cut 8 twist fins Multitube bare tubes
12 15
Medium HC viscosity 3 to 15 cp avg. Heating-Doublepipe w/fins Multitube bare tube Cooling-Double pipe w/fins Muititube bare tube
15 25 12 20
Light HC viscosity c 1 cp Double pipe wifins Multitube w/fins Multilube bare tube
25 40 75
Condensing 8, vaporizing-bare tube
150
Very light HC-baretubes
150
Gases
O PSlG w/% psi JP 100 PSlG w / l DSi JP
1
bare tube fin tube
25 15
Water to water-bare tubes Glycol to glycol
200
Double pipe wifins Multitube bare tube w/turbulators
10 30
Manf lactors effect heat transfer rates tor example velocity. tube wai temperature and pressure drop Tnese rates listed do not represent the i m t , but are suggested values lor study and eslimating.
Fig. 2: Heat transfer surface Listed below are surfaces for each standard design for 20' nominal length. Surfaces for other lengths are proportional lo the nominal length. Std. Type (Size) Unit 80(2 x 1)
Double Pipe
Bare Tube Surface Sq. Ft.
Finned Tube Surface Sq. Ft.
10.9
78
--
E l ( 3 x I) Double Pipe
10.9
144
51(3 x l'%) Double Pipe
20.8
141
53(4 x i'%) Double Pipe
20.8
261
LMTD (from Fig. 5) = 39.8"F U A = - - a - 2,000.000 = 50,250 LMTD 39.8 Uo (from Fig. I)= 200
84(4 x 2)
Double Pipe
26.1
224
54(4 x 2%) Double Pipe
31.6
191
04
(4")
75 (79.)
263
06
(6) Multitube
180 (252.)
O8
(8') Multitube
A t , T 5 At,=
-= 50'250 -
251 Sq. Ft 200 Estimated size exchanger required: For surface area (from Fig. 2): 6 x 20' Muititube í r r 252so 11. ... For flow rate (lrom Fig. 3): 6 (Seg.) , . Select larger of the two: Design estimate: (1) 6 Multitube x 2 0 ' 0 nom. length mullilube. Model numbor (irom üullotin R-30.1) (1) üG740Mln-AAA
Area Required =
u0
Multitube
to ( t o )
Multitube
12 ( 1 2 )
Multitube
342(455.) 534 (721.) . .. 912(1t40.)
16 ( 1 6 )
Multitube
1556(1886.) ' .
Areasin"(
~)"are"Lok-Flange"lubccount.
424. '
840
-
.I
.
Fig. 3: Flow Quantity.
-
Type Section (Shell Size) 51 ( 3 ) 53 (4") 54 (4") 80 ( 2 ) 81 ( 3 ) 82 ( 3 % ' ) 83 (3%") 84 (4)
85 ( 5 )
I
c
i
Shell Side Flow
____
#,Hr
30.000 60,000 40.000 11,000 41,000 61.500 55,000 35,000 64.500
1. Flows based on water a l 6 FPS veiocily tubeside and 4 FPS shellside. Pressure drops are 10 PSI or less lor singie 20'4"
section. 2. Bare tube designs.
Type Section (Baflle Type)
o4 (LPD)
04 (SEG) 05 (LPD) 05 (SEG) 06 (LPD) O6 (SEG) O8 (LPD) O8 (SEG) 10 (LPD) 10 (SEG) 12 (LPD) 12 (SEG) 16 (LPD) 16 (SEG)
#iHr. 31.500 16,500 52.500 28,500 77.500 42,500 133,000 75.000 243.000 155.500 306,000 137.500 393,000 170,000
Shell Side Floiv
i
(GPMi
Tube Side Flow
-
I
Fig. 4: Effect on flow quantity on transfer rate and pressure drop. 1. In iurbulent flow, heal lransler varies with the 0.8 power oflhe flow while pressure drop varies wilh the square Doubling the flow will increase the rate 75% and pressure drop 4 times. 2. In viscous flow heat transfer varies wilh the Y.:$ power 01 the flow while pressure drop varies directly. Doubling the llo\v increases the transfer rate 25% and doubles the pressure drop. 3. The following chart gives rule-of-thumb values lo: the effect of flow quantity on heat.transfer rale and pressuse drop; and the use of mechanical adaptations:
ff
(63) (33) ( 1 05) (57) ('55) (85)
(266)
(150) (4'86) í231) 1612) (275) (786) (340)
J
Hr.
22,500 22.500 35.000 35,000 55.000 55,000 105,000 105,000 170,500 170.500
(210) (341) (341).
273,000 469,000 469.000
(9381 (938)
(45)
(70)
(110) (110)
(210)
273.000
(546) (546)
Pressure Drop Flow Turbuienl-double the llow = Viscous-double Ihe flow =
4x 2x
Cui 8 twist lins VlSCOUS llow Turbulent llow
1.75 I 1.25~
4r 2* No Advantage ~_
Cores
__
-
1.4x 2> No Advantage
Tubuiators viscous flow Tutbuient flow ...viscous flow Tuibulent flow
-.
Trawler Rate
__-.-
5. 2. No Advantage
_
At1
tpoo
800
700
I
I
600
7
i
1 aoo j
- .o0
-_
a00
100
- 100
7loo
- .o
- 80 - 70 - 60
10 TO
so
-
80
10
-
80
- to
=P - 0 -
.
e a
-
7
3
- 1
At1
FIG. 5
Att = Either terminal temperature diflerence AI, = Other terminal temperature difference LMTO = Logarithmic. mean temperature difference
At2
Log mean temperalure difference (no1lo be used when one Iermmai dinerence exceeds 3ü times (he other).
BROWN FI,NTUBE COMPANY PO. Box 40082 Houston, T e x a s 7 7 2 4 0 - 0 0 8 2 * T e l e x 76-2528 12602 FM 528 * Hoiisioii, Texas 7 7 0 4 1 7 1 3 - 4 6 6 - 3 5 3 5 FAX 7 i 3 - 4 6 6 . 3 7 0 1
Box 40082
-Houstori T X 772.10 * (113) 466 3533 * F A X (713) 4 6 6 3701
Telex 762
GENERAL SPECIFICATIONS FOR TYPES 51,53,54,tio, 81,82,83,a 8 4 DOUBLE PIPE HEAT EXCHANGERS INTERNAL SPLIT P / N G DESIGN
I. GENERAL
1-1 Scooe 1-1 O1 This specilication coveis the design and fabrication lor Hairpin Heat Exchangers classed as 'Manufacturers Standard For nozzle sizes. desiqn " conditions and special requirements o1 job. see Brown Fintube speciíicalion sheet. lf.lhe Brown íinlube individual job specilication conllicts with general specification. the lormer will govern. 1-1.02 All exchangers aie ASME code stamped (Secl. V l l l Div. I) 8 National Board registered.
2. DESIGN
2 - 1 Vents. Drains.and Instrument Connections 2.1 .O1 Due to the compact design o1 these
exchangers, these connections are not furnished as manulaclurers standard We recommend these connections be placed in the plant piping.
2-2 Welding 2-2.01 The illustration above o1 a typical exchanger depicts the type 01 weld joints used on standard sections. 2 2 o2 Ai cxoori w e u.e o tig stiai c? cui 1' 2 , lne sem -.?Ao'nalic qas - (neta a