como flujo másico del refrigerante, que depende de la ... · presion salida condesador. psia...

89

como flujo másico del refrigerante, que depende de la cantidad de R 134ª con que debe

cargarse la unidad y la presión y temperatura de entrada y salida en el evaporador, valores

de los cuales dependen las entalpías de entrada y salida en este elemento en el sistema.

Es importante aclarar que estos cálculos se efectuaron en un periodo estable y se tomaron

en cuenta solo los datos de la ultima hora de pruebas. Esta condición de estabilidad del

sistema se evidencia en la figura 6.2 donde se tiene una pendiente aproximadamente nula

que garantiza la estabilidad necesaria.

CAPILAR 3300 mm CARGA 120 gr

-30

-20

-10

0

10

20

30

1 77 153 229 305 381 457 533 609 685 761 837 913 989 1065 1141 1217 1293 1369 1445 1521 1597

Tiempo en minutos

T° P

rom

edio

con

gela

dor e

n °C

.

Serie1

Figura 6.2 Temperatura promedio congelador vs Tiempo.

Para un mejor entendimiento de la ruta seguida en la experimentación y los cálculos, se

parte de un diagrama termodinámico de Temperatura vs Entropía que se muestra en la

figura 6.3.

90

T (°

F)s (BTU/Lb * °F)

ISOBARICO

-22

-20.29

101.38103

Figura 6.3 Diagrama presión en función de entropía para R 134ª.

Para empezar, se tiene en cuenta que la potencia térmica Q del sistema es:

)( 41 hhmQ −= && . Ec 6.1

Donde

m& Es el flujo másico

1h Es la entalpía en la salida del evaporador.

43 hh = La entalpía en la salida del condensador = Entalpía entrada evaporador.

Para el cálculo de Q se hicieron mediciones de flujo másico haciendo uso del medidor por

efecto coriolis disponible en este trabajo así como mediciones de temperatura y presión

en los puntos 1 y 3 del diagrama T - S (en la figura 6. 3).

Para explicar cómo se obtuvieron los valores de h1 y h4 (requeridos en la ecuación 6.1) se

toma como ejemplo los datos obtenidos para un capilar de longitud 2100mm y una carga

de 80 gramos.

Se midió la presión para el punto 3 (correspondiente a la salida del condensador) de la

figura 6.3 la cual fue de 144.38 Psia (presión absoluta en Psi). A partir de este valor se

buscó en una tabla termodinámica del refrigerante R 134ª, la temperatura de saturación,

que en este caso es de 102°F. La temperatura medida en la salida del condensador fue de

99.87°F, lo que indica que, en esa condición, el fluido está como liquido comprimido ya

que la temperatura medida es inferior a la de saturación a la presión medida (punto 3 en la

91

figura 6.1). Posteriormente se buscó en la misma tabla el valor de la entalpía fh (que es la

entalpía en el punto 3. Salida condensador) para la presión de 144,38Psia obteniéndose

46,01BTU/Lbm.

Este mismo proceso se realizó para las diferentes combinaciones de longitud del capilar y

carga a la salida del condensador lo cual permitió la determinación de la entalpía (h4) y

los resultados se condensan en la tabla 6.1.

6.1 CUADRO RESUMEN DE LOS DATOS EXPERIMENTALES

Longitud Capilar enmm

Carga de R134a engramos

Presion salida condesador. Psia

Temperatura a la presionde saturacion. De tablas °F

Temperatura salida condensador medida. °F

Estado del fluidoR134a. Simedida<Tabla entonces liquidoComprimido

Entalpía. BTU/Lb

2100 80 144.4 102 99.9 Liquido C 46.01

2100 120 146.4 103 101.4 Liquido C 46.38

2100 160 166.4 112 107.3 Liquido C 49.55

2500 80 146.4 103 101.2 Liquido C 46.38

2500 120 150.4 105 100.4 Liquido C 47.00

2500 160 168.4 113 107.6 Liquido C 49.80

3300 80 148.4 104 99.6 Liquido C 46.71

3300 120 152.4 106 98.9 Liquido C 46.35

3300 160 170.4 114 104.0 Liquido C 50.13 Tabla 6.1. Cálculos de la entalpía (h3) en salida condensador.

Una vez encontrados los valores de entalpía en el punto 3 (salida del condensador), que

son los mismos del punto 4, se procedió a calcular la entalpía del punto 1 (h1 ).

Primero, se midió la presión en el punto 1 (correspondiente a la salida del evaporador) en

la figura 6.3 cuyo valor fue de 11.38 Psia. A partir de este valor se buscó en la tabla

92

termodinámica de R 134ª la temperatura de saturación, que en este caso es de -25°F. La

temperatura medida en la salida del evaporador fue de -14°F, lo que indica que el fluido

es vapor sobrecalentado, ya que la temperatura medida es mayor a la de saturación a la

presión medida (punto 1 en la figura 6.3). Posteriormente se buscó en la misma tabla el

valor de la entalpía gh para este vapor, para una presión de 11.38 Psia y una temperatura

medida de -14°F y el resultado encontrado fue de 101.48BTU/Lbm. Este procedimiento

se realizó para todos las combinaciones de longitud de capilar y carga como se observa en

la tabla 6.2 con sus respectivos resultados.



Presion salida Evaporador. Psia

Temperatura a la presionde saturacion. De tablas °F.Isoterma

Temperatura salida evaporador medida. °F

Estado del fluidoR134a. Simedida>Tabla entonces vaporsobrecalentado

Entalpía. BTU/Lb

2100 80 11.4 -25 -14.0Vapor sobrecalentado 101.48









Tabla 6.2. Cálculos de la entalpía (h1) en salida evaporador.

Teniendo para cada uno de los puntos (longitud de capilar y carga de R 134ª) las entalpías

en entrada (h4) y salida en el evaporador (h1) y el flujo másico ( m& ) de R 134ª con el

medidor de efecto Coriolis, se procedió a calcular la potencia térmica de evaporación con

la ecuación 6.1 para cada una de las combinaciones estudiadas. Los datos se observan en

la tabla 6.3.

93



Entalpia entrada evaporador.

Entalpia salida evaporador.

Flujo masicoR134a.

Potencia termica BTU/h

2100 80 46.01 101.48 4.01 222.662100 120 46.38 100.30 4.12 222.372100 160 49.55 102.25 6.53 343.94

2500 80 46.38 101.59 3.99 220.282500 120 47.00 100.30 4.10 218.522500 160 49.80 102.05 6.25 326.56

3300 80 46.71 101.82 3.81 209.983300 120 46.35 100.40 3.88 209.733300 160 50.13 101.80 5.50 284.21 Tabla 6.3. Potencia térmica según la longitud del capilar y la carga .

Adicionalmente se calculó la calidad (X) de vapor del fluido R 134ª que ingresa al

evaporador haciendo uso de la ecuación:

fgf hhhX /)( −= Ec. 5.2

Los datos se observan en la tabla 6.4. (Explicar estos resultados)



Entalpia entrada evaporador

Entalpia liquido saturado. (hg)

Entalpia vapor saturado. (hf)

Calidad. X.X=(h-hf)/hfg

2100 80 46.01 99.9 5.4 43.0%2100 120 46.38 99.9 5.4 43.4%2100 160 49.55 102.1 10 42.9%

2500 80 46.38 99.6 4.8 43.9%2500 120 47.00 99.7 5.1 44.3%2500 160 49.80 101.8 9.3 43.8%

3300 80 46.71 99.4 4.5 44.5%3300 120 46.35 99.4 4.5 44.1%3300 160 50.13 101.1 7.8 45.4%

Tabla 6.4. Cálculo de la calidad de vapor en entrada evaporador.

Como se puede observar en la tabla 6.4, la calidad de vapor es cercana al 44%, lo que

indica que en la entrada del evaporador, tengo 66% de líquido, el cual deberá evaporase

en el área total del evaporador.

94

6.2 ANALISIS GRAFICO DE LOS DATOS

Con el objeto de hacer un análisis de los resultados de potencia térmica previamente

calculados (tablas 6.1, 6.2, 6.3 y 6.4), se elaboraron gráficas correspondientes a superficie

de respuesta del flujo másico en función de la carga y la longitud del capilar utilizando el

software Minitab. Las figuras 6.4 y 6.5 presentan los resultados.

3

4

5

3200

6

Flujo masico

2800Longitud 2400

150100

2000 50 carga

Surface Plot of Flujo masico vs Longitud, carga

Figura 6.4 Superficie de respuesta del flujo másico en función de la carga y la longitud

del capilar hecha en Minitab.

3200

Potencia termica

2800200

250

300

Longitud

350

240050100 2000150carga

Surface Plot of Potencia termica vs Longitud, carga

Figura 6.5 Superficie de respuesta de la potencia térmica en función de la carga y la

longitud del capilar.

95

Como se puede observar en las figuras 6.4 y 6.5, hay un comportamiento anómalo cuando

se tiene una carga de 160 gramos, donde tanto la potencia térmica como el flujo de R

134ª se desvían fuertemente con respecto al comportamiento en las otras combinaciones.

Es pertinente por lo tanto hacer el análisis independiente de estas variables.

6.3 ANALISIS GRAFICO Y DE REGRESION LINEAL DE LOS DATOS

En las figuras 6.6 a 6.9 se presentan los comportamientos del flujo másico, temperatura

promedio del congelador, temperatura promedio refrigerador y la potencia térmica en

función de la carga para cada uno de los capilares usados en el experimento.

Carga en gramos

Fluj

o m

asic

o (L

bm/h

)

160150140130120110100908070

6.5

6.0

5.5

5.0

4.5

4.0

Longitud

3300

21002500

Scatterplot of Flujo masico (Lbm/h) vs Carga en gramos

Figura 6.6 Flujo másico vs carga para longitud de capilar L=2100mm, L = 2500mm y

L =3300mm

96

Carga en gramos

Prom

edio

con

gela

dor

°C

160150140130120110100908070

-16

-18

-20

-22

-24

-26

Longitud

3300

21002500

Scatterplot of Promedio congelador °C vs Carga en gramos

Figura 6.7 Temperatura promedio congelador (FZ) vs. Carga. Longitud de capilar

L=2100mm, L = 2500mm y L = 3000mm.

Carga en gramos

Prom

edio

ref

rige

rado

r °C

160150140130120110100908070

-7

-8

-9

-10

-11

-12

-13

-14

Longitud

3300

21002500

Scatterplot of Promedio refrigerador °C vs Carga en gramos

Figura 6.8 Temperatura promedio refrigerador (FF) vs. Carga, para longitud de capilar

L=2100mm, L = 2500mm y L = 3000mm

97

Carga en gramos

Pote

ncia

ter

mic

a. (

BTU/

h)

160150140130120110100908070

340

320

300

280

260

240

220

200

Longitud

3300

21002500

Scatterplot of Potencia termica. (BTU/h) vs Carga en gramos

Figura 6.9 Potencia térmica en BTU/h Vs. Carga para longitud de capilar L=2100mm,

L = 2500mm y L = 3000mm

La tendencia observada en las figuras 6.6 a 6.9 para todas las longitudes de capilar para la

carga de 160g es alejada de los demás datos, para todas las variables de interés. Aunque

para esta carga la potencia encontrada es la más alta, al observar la temperatura promedio

del congelador y promedio refrigerador (figuras 6.7 y 6.8), se ve la condición más

desfavorable en cuanto a enfriamiento en estos compartimientos. Esto indica que el

desempeño cae drásticamente. Observaciones cuidadosas en el sistema durante la

adquisición de datos reportaron la formación de una cubierta de hielo en el tubo retorno,

para la condición de carga de 160g de R 134ª. Este comportamiento puede ser

interpretado cómo una pérdida de potencia originada en un sistema no cerrado.

Mediciones de la temperatura en el tubo succión en función de la carga para las distintas

longitudes de capilar ratifican la condición de formación de hielo. La figura 6.10 muestra

la gráfica de Temperatura de succión Vs Carga.

98

Carga en gramos

T° S

ucci

on °

C

160150140130120110100908070

30

20

10

0

-10

-20

Longitud

3300

21002500

Scatterplot of T° Succion °C vs Carga en gramos

Figura 6.10 Temperatura tubo succión (°C) vs. Carga para el capilar de L=2100mm,

L=2500mm y L=3000mm.

Figura 6.11 Fotografía del tubo de succión para la condición de trabajo carga: 160g y

longitudes de capilar 3300mmm, 2500mm y 2100mm respectivamente.

Se verifica que para la condición de 160 gramos, se tiene una temperatura en el tubo

succión cercana a -16°C, lo que explica la formación de hielo en este punto, ya que a esta

temperatura se alcanza el punto de rocío del agua que está en el medio ambiente. En la

fotografía presentada en la figura 5.11 se evidencia la presencia de hielo en el tubo de

succión.

Así, según los datos obtenidos por el sistema de adquisición, en los análisis de la carga de

160 gramos y las tres longitudes de capilar se observa cómo se tiene un cambio brusco

Hielo

99

para todas las variables de interés (flujo másico de R 134ª, temperatura promedio

congelador, temperatura promedio refrigerador y potencia térmica), explicado por la

temperatura tan baja en el tubo succión y la formación de hielo en éste.

Es pertinente por lo tanto completar el análisis propuesto en ausencia de una carga de

160g, lo cual se describe a continuación para la longitud menor del capilar y cuyo

comportamiento puede ser generalizado a las otras longitudes de capilar a partir de los

modelos encontrados para éste.

Para tener valores suficientes para construir un modelo, en el procedimiento

experimental, se incrementaron los análisis con cargas desde 60g hasta 140g y

asegurando la no formación de hielo en el tubo retorno garantizando así un sistema

cerrado.

100

6.4 EXPERIMENTACION Y ANALSIS CON CAPILAR DE 2100mm.

A continuación se hace el análisis con capilar de 2100mm y 5 cargas igualmente

espaciadas desde 60g, hasta 140g, cuyos resultados se presentan en las tablas 6.5 a 6.8.


Presion salida condesador. Psia

Temperatura a la presionde saturacion. De tablas °F

Temperatura salida condensador medida. °F

Estado del fluidoR134a. Si medida< Tabla entoncesliquido Comprimido

Entalpía. BTU/Lb

60 137.1 99 99.0 Liquido Comprimido 44.83




140 147.7 104 98.0 Liquido Comprimido 46.62 Tabla 6.5 Cálculos de la entalpía (h3) en salida condensador longitud capilar de 2100mm.


Presion salida Evaporador. Psia

Temperatura a la presion desaturacion. Detablas °F.Isoterma

Temperatura salida evaporador medida. °F

Estado del fluidoR134a. Simedida>Tabla entonces vaporsobrecalentado

Entalpía. BTU/Lb

60 10.3 -29 -15.3 Vapor sobrecalentado 101.35




140 12.3 -22 -20.2 Vapor sobrecalentado 100.30 Tabla 6.6 Cálculos de la entalpía (h1) en salida evaporador.

101


Entalpia entrada evaporador.

Entalpia salida evaporador.

Flujo masico R134a.

Potencia termica BTU/h

60 44.83 101.35 3.40 192.3980 46.01 101.48 4.01 222.66

100 46.19 99.80 4.05 217.32120 46.38 100.30 4.12 222.37140 46.62 100.30 4.23 227.22

Tabla 6.7 Potencia térmica según la longitud del capilar y carga .


Entalpia entrada evaporador

Entalpia liquido saturado. (hg)

Entalpia vapor saturado. (hf)

Calidad. X.X=(h-hf)/hfg

60 44.83 98.80 3.3 43.49%80 46.01 99.90 5.4 42.97%

100 46.19 99.60 4.8 43.67%120 46.38 99.90 5.4 43.36%140 46.62 99.90 5.4 43.62% Tabla 6.8 Cálculo de la calidad de vapor en entrada evaporador.

Los datos con los cuales se hizo el análisis para 2100mm, se encuentran disponibles en

las tablas 6.5 a 6.8. En las figuras 6.122 y 6.13 se muestran la gráficas de flujo másico y

potencia térmica respectivamente, como función de la carga.

102

carga

Fluj

o m

asic

o

1401301201101009080706050

4.3

4.2

4.1

4.0

3.9

3.8

3.7

3.6

3.5

3.4

Scatterplot of Flujo masico vs carga

Figura 6.12 Flujo másico vs. carga con

capilar de 2100mm.

carga

Pote

ncia

ter

mic

a

1401301201101009080706050

230

225

220

215

210

205

200

Scatterplot of Potencia termica vs carga

Figura 6.13 Potencia térmica Vs carga con

capilar de 2100mm.

Como se observa en las figuras 6.12 y 6.13 la tendencia de los datos es más suave (sin

cambios bruscos), tanto para el flujo másico como para la potencia térmica. Por lo tanto

desde Minitab se hace para este capilar un análisis de regresión lineal que permita

modelar el comportamiento de los datos.

El procedimiento es el que aparece a continuación e indica las diferentes pantallas y los

comandos que se requieren para hacer la regresión lineal de cada una de las variables de

interés:

Primero se hace un análisis sobre la variable flujo másico y la entrada a X de la ecuación

es el inverso de la carga al cuadrado.

103

Una vez escogidas adecuadamente las opciones de análisis para minitab se obtiene una

pantalla de resultados como se anexa a continuación.

Ahora se presentan los análisis en Minitab de regresion lineal para las variables de interés

con la carga de 2100mm y las cargas de R 134ª variando desde 60g hasta 140g.

6.4.1 REGRESION LINEAL PARA FLUJO MASICO

______________________________________________

Regression Analysis: Flujo masico versus 1/carga^2

The regression equation is

Flujo masico = 4.42 - 3453 1/carga^2

Predictor Coef SE Coef T P

Constant 4.41781 0.07674 57.57 0.000

1/carga^2 -3453.1 497.4 -6.94 0.006

S = 0.0908135 R-Sq = 94.1% R-Sq(adj) = 92.2%

104

Analysis of Variance

Source DF SS MS F P

Regression 1 0.39740 0.39740 48.19 0.006

Residual Error 3 0.02474 0.00825

Total 4 0.42214

_______________________________________________

La ecuación que sugiere la regresión hecha en Minitab es:

2/1*1.345341781.4 cgm −=&

Donde;

→m& Flujo másico de R134ª en libras masa por hora.

→cg Carga de R134ª en gramos.

Este modelo explica el 92.2% de los datos y el valor de p, menor al 0.05, indica que el

modelo es significativo y tanto la constante como la variable de carga en la forma 2/1 cg

también lo es (Según criterios estadísticos).

Para verificar que el modelo establecido en la ecuación se ajusta a la realidad

experimental, se relacionan en la tabla 6. 9 los datos calculados para los 3 capilares y las

diferentes cargas.

105

Flujo masico = 4.42 - 3453 1/carga^2

Longitud deCapilar enmm.

Carga engramos

Flujo masico.Medido. Lbm/h

Flujo masico.Calculado. Lbm/h Error

2100 60 3.40 3.46 1.8%2100 80 4.01 3.88 -3.2%2100 80 4.05 3.88 -3.2%2100 120 4.12 4.18 1.6%2100 140 4.23 4.24 0.5%2500 80 4.10 3.88 2.2%2500 120 3.99 4.18 -2.6%3300 80 3.88 3.88 -2.6%3300 120 3.81 4.18 2.0%

Tabla 6.9 Cálculo del flujo con el modelo propuesto.

Como se puede observar en la tabla 5.9, la regresión se hizo a partir de datos encontrados

experimentalmente en el capilar de 2100mm y son aplicables a las dos longitudes de

capilar adicionalmente analizadas con un error máximo del 3.16% en uno de los datos.

6.4.2 REGRESION LINEAL PARA T° PROMEDIO CONGELADOR

De igual manera se analizaron los datos para la temperatura promedio en el congelador

como función de la carga. La siguiente pantalla permite ver el ajuste:

______________________________________________________

Regression Analysis: Promedio FZ versus 1/carga, 1/carga^2


Promedio FZ = - 2.11 - 4867 1/carga + 249352 1/carga^2


Constant -2.106 1.369 -1.54 0.264

1/carga -4867.0 245.2 -19.85 0.003

1/carga^2 249352 10169 24.52 0.002

106

S = 0.211401 R-Sq = 99.9% R-Sq(adj) = 99.8%


Source DF SS MS F P

Regression 2 97.026 48.513 1085.53 0.001


Total 4 97.116

Source DF Seq SS

1/carga 1 70.158

1/carga^2 1 26.869

_______________________________________________

Desde el análisis anterior se puede deducir la ecuación que mejor se ajusta al

comportamiento experimental de los datos observados:

)/1(*249352)/1(*486711.2 2cgcgcongeladorT +−−=°

Donde;

→°congeladorT Temperatura promedio congelador en ºC.

→m Flujo másico de R134 a en libras masa por hora.

→cg Carga de R 134ª en gramos.

Este modelo explica el 99.8% de los datos y el valor de p menor al 0.05 indica que el


y cg/1 también lo es.

Para verificar que la ecuación si se ajusta a la realidad experimental, se relacionan en la

tabla 6.10 los datos calculados para los 3 capilares y las diferentes cargas.

107

Promedio FZ = - 2.11 - 4867 1/carga + 249352 1/carga^2


Carga engramos

Promedo congelador en celcius.Medido

Promedo congelador en celcius.Calculado

Error enpocentaje

2100 60 -13.9 -14.0 0.3%2100 80 -24.1 -24.0 -0.6%2100 100 -25.8 -25.8 0.4%2100 120 -25.2 -25.4 0.7%2100 140 -24.5 -24.2 -1.3%2500 80 -23.5 -24.0 2.3%2500 120 -24.7 -25.4 2.8%3300 80 -23.3 -24.0 2.9%3300 120 -26.4 -25.4 -3.9%

Tabla 6.10 Calculo de la T° promedio del congelador con regresión encontrada.

Como se puede observar en la tabla 6.10 el modelo propuesto describe correctamente el

comportamiento de los datos experimentales para los demás capilares con un error

máximo del 3.9% en uno de los datos.

6.4.3 REGRESION LINEAL PARA T° PROMEDIO REFRIGERADOR

También se analizaron los datos para la temperatura promedio en el refrigerador como

función de la carga. La siguiente pantalla permite ver el ajuste:

_____________________________________________________

Regression Analysis: Promedio FF versus 1/carga, 1/carga^2


Promedio FF = 7.09 - 4253 1/carga + 216685 1/carga^2


Constant 7.0928 0.8504 8.34 0.014

1/carga -4252.6 152.3 -27.92 0.001

1/carga^2 216685 6317 34.30 0.001

108

S = 0.131321 R-Sq = 100.0% R-Sq(adj) = 99.9%


Source DF SS MS F P

Regression 2 70.747 35.373 2051.20 0.000


Total 4 70.781

Source DF Seq SS

1/carga 1 50.457

1/carga^2 1 20.290

________________________________________________

La ecuación que sugiere la regresión hecha en Minitab es:

)/1(*216685)/1(*425309.7 2cgcgorrefrigaradT +−=°

Donde;

→° orrefrigeradT Temperatura promedio congelador ºC.

→m Flujo másico de R134 a en libras masa por hora.




y cg/1 también lo es.

La ecuación se ajusta muy bien a la realidad experimental como lo muestran los datos

calculados en la tabla 6. 11 para los 3 capilares y las diferentes cargas, error máximo del

7.15% en uno de los datos.

109

Promedio FF = 7.09 - 4253 1/carga + 216685 1/carga^2


Carga engramos

Promedo refrigerador en celcius.Medido

Promedo refrigerador en celcius.Calculado Error

2100 60 -3.6 -3.6 0.4%2100 80 -12.2 -12.2 0.1%2100 100 -13.9 -13.8 -0.6%2100 120 -13.2 -13.3 1.2%2100 140 -12.3 -12.2 -0.8%2500 80 -12.2 -12.2 -0.1%2500 120 -13.3 -13.3 0.0%3300 80 -11.4 -12.2 7.2%3300 120 -13.7 -13.3 -2.6%

Tabla 6.11 Cálculo de la T° promedio del refrigerador con regresión encontrada.

Como se puede observar en la tabla 6.11 el modelo propuesto describe correctamente el

comportamiento de los datos experimentales para los demás capilares con un error


6.4.4 REGRESION LINEAL PARA LA POTENCIA TERMICA

____________________________________________________

Regression Analysis: Potencia termica versus Flujo masico


Potencia termica = 50.1 + 41.9 Flujo masico


Constant 50.06 18.18 2.75 0.071

Flujo masico 41.940 4.572 9.17 0.003

S = 2.97083 R-Sq = 96.6% R-Sq(adj) = 95.4%


Source DF SS MS F P

110

Regression 1 742.55 742.55 84.13 0.003


Total 4 769.03

______________________________________________________

La ecuación que se ajusta mejor desde el análisis estadístico en minitab es:

mQ &*1.491.50 +=

Donde;

→° orrefrigeradT Temperatura promedio congelador ºC.

→m& Flujo másico de R134 a en libras masa por hora.


→Q Potencia térmica en BTU/h.



también lo es.

Para verificar que la ecuación si se ajusta a la realidad experimental, se relacionan en la

tabla 6. 12 los datos calculados para los 3 capilares y las diferentes cargas, con un error


111

Potencia termica = 50.1 + 41.9 Flujo masico


Carga engramos

Potencia termica. "medida"

Potencia termica. Calculada Error

2100 60 192.4 192.7 0.2%2100 80 222.7 218.3 -2.0%2100 100 217.3 220.0 1.2%2100 120 222.4 222.9 0.2%2100 140 227.2 227.5 0.1%2500 80 220.3 221.8 0.7%2500 120 218.5 217.3 -0.6%3300 80 210.0 212.7 1.3%3300 120 209.7 209.7 0.0%

Tabla 6.12 Calculo de la potencia térmica con regresión encontrada.

112

REFERENCIAS

[1]B. C. LANGLEY, Air Conditioning and Refrigeration Troubleshooting Handbook, 2/E, Educational Media Research [2] R.J. DOSSAT, Principios de Refrigeración, Compañía Editorial Continental, Vigésima cuarta impresión [3] W. F. STOECKER, Industrial Refrigeration Handbook.. McGraw-Hill Professional [4] http://www.refrigeration-engineer.com/forums/forumdisplay.php?f=24 [5] J. A. CORINCHOCK, Technician's guide to refrigeration systems. McGraw-Hill Professional. 1997 [6] D. WIRZ, Commercial Refrigeration for Technicians.. Thomson Learning [7] A. D. ALTHOUSE, C. H. TURNQUIST, A. F. BRACCIANO, Modern Refrigeration and Air Conditioning. . 18 Edicion. [8] S. K. WANG, Handbook of Air Conditioning and Refrigeration, CRC Press [9] W. C. WHITMAN, W. JOHNSON, AND J. TOMCZYK, Refrigeration and Air Conditioning Technology: Concepts, Procedures, and Troubleshooting Techniques [10] J. A. CORINCHOCK, Technician's Guide to Refrigeration Systems. [11] 2006 Ashrae Handbook: Refrigeration : Si Edition (Ashrae Handbook Refrigeration Si ( Systems-International)) [12] B. F. RABER, Refrigeration and air conditioning engineering [13] E. G. PITA, Refrigeration Principles and Systems: An Energy Approach [14] B. C. LANGLEY, Fundamentals of Refrigeration (Trade, Technology & Industry) [15] I.DINCER, Refrigeration Systems and Applications

113

[16] W. F. STOECKER AND J. W. JONES, Refrigeration and Air Conditioning [17] D. Q. KERN, Procesos de Transferencia de Calor. Editorial CECSA. 1999.

114

CONCLUSIONES

1. Este estudio permitió generar un procedimiento para el diseño de las unidades

refrigerantes para sistema No Frost y adquirir un mejor entendimiento del

comportamiento de las variables que influyen sobre el rendimiento y la potencia

térmica de este tipo de producto.

2. Se desarrollo el software y hardware bajo la plataforma Siemens y con la

utilización de equipos de alta tecnología que permitieron adquirir los datos

experimentales requeridos para el análisis del sistema en las condiciones de

trabajo planteadas.

3. Como aporte de este trabajo, quedo claro que el balanceo (longitud y carga) en un

sistema refrigerante requiere fundamentalmente asegurar que la temperatura del

tubo succión no este por debajo de la temperatura de rocío del medio ambiente y

no haya formación de hielo, para evitar perdidas de potencia del sistema y las

temperaturas en el congelador y refrigerador se hagan muy altas.

4. A partir de los datos experimentales se encontró que la potencia térmica es

independiente de la longitud del capilar. No obstante para las diferentes

longitudes de capilar existe un valor de carga óptimo que hace que la potencia

térmica y el rendimiento del producto sean los adecuados.

5. Se encontraron modelos de ajuste con la metodología de diseño de experimentos

que describen adecuadamente el comportamiento de la potencia térmica y el

rendimiento del producto como función de la carga a una longitud de capilar dada

dentro de los límites de este estudio.

6. El diseño de experimentos debe tener en cuenta solo valores de carga que no

generen hielo en el tubo succión.

7. Dado que el medidor de flujo por efecto coriolis es confiable solo si a través de el

pasa el fluido en una sola fase, los estudios indicaron que debe instalarse siempre

en la salida del compresor, ya que así se garantiza que el fluido R 134ª esta en una

sola fase que es la de vapor y se evitan errores en las mediciones.

115

8. Con los análisis de este estudio, se encontró que el criterio para el diseño de

unidades refrigerantes No Frost adecuado es la medición de las temperaturas

promedio en congelador, refrigerador y tubo succión.

9. En la industria de refrigeración no se tenían datos registrados del flujo de R 134ª

en el sistema y con este proyecto ya se conoció cual es la cantidad de libras masa

por hora que circulan en el.

116

PERSPECTIVAS

Con el conocimiento adquirido en el desarrollo de este trabajo se pueden plantear en el

futuro los siguientes estudios:

1. Comportamiento de unidades No Frost de volumen interno diferentes al que fue

objeto de estudio.

2. Comportamiento de unidades refrigerantes de sistemas convencionales que hacen

la transferencia de calor a través de mecanismos de conducción y convección

natural.

3. Crear un vínculo entre industria y Universidad, que permitan encontrar soluciones

aplicando principios científicos a problemas industriales.

117

A-1 Planos adquisición datos y software.

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Principios de operación

Principio de operación del flujo: Tubo curvado

Vibración del tubo: El fluido de proceso que entra al sensor es partido en dos, entrado la mitad por cada tubo. Durante la operación, se energiza una bobina osciladora que mueve los tubos uno contra otro.

Generacion de señal:

Unos ensambles de magneto y bobina, llamados captores, están montadosen los tubos de flujo. Las bobinas de alambre están montadas en las pataslaterales de uno de los tubos y los magnetos están montados en las patas del tubo opuesto.cada bobina se mueve dentro del campo magnético del magneto adyacente.El voltaje generado por cada bobina captora crea una onda sinusoidal. Como los magnetos están montado en un tubo y las bobinas en el otro, las ondassinusoidales generadas representan el movimiento de un tubo con respectoal otro

A-2 Principio de medición de flujo por efecto Coriolis.

128

Flujo ausente- Movimiento del tubo:

Los tubos se encuentran oscilando sin flujo. Ambos captores, el de la entrada y la salida, generan ondas sinusoidales que están en fase cuando no hay flujo

Flujo Ausente – No hay efecto de Coriolis:

Durante la condición de no flujo, no hay efecto de Coriolis y las ondas están en fase la una con la otra


129

Flujo presente – Efecto de Coriolis:

Cuando hay fluido en movimiento dentro de los tubos se inducen fuerzas de Coriolis. Estas fuerzas obligan a los tubos a torcerse contra el otro. Cuando el tubo se esta moviendo hacia arriba durante la mitad de su ciclo, el fluido que está entrando, se opone a ser movido hacia arriba, forzando el tubo hacia abajo.Habiendo capturado el momentum hacia arriba a medida que voltea en la equina, el fluido que sale del sensor, se resiste a disminuir su movimiento vertical, empujando el tubo hacia arriba. Esto nuevamente hace que se tuerza el tubo.

Flujo – Delta T:

Como resultado de la deformación de los tubos, las ondas generadas por los captores están ahora fuera de fase porque el lado de entrada esta retrasado con respecto al lado de salida.

La diferencia en tiempo entre las dos ondas se mide en microsegundos y se llama delta t.

Delta t es directamente proporcional al flujo másico. A mayor delta t, mayor flujo másico.


130

A-3 Tablas termodinámicas R 134ª.

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como flujo másico del refrigerante, que depende de la ... · presion salida condesador. psia...

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